陳 曦,王 飛,王國(guó)偉,雷勇剛

(太原理工大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院,太原 030024)

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直埋供熱焊制三通支管對(duì)三通應(yīng)力影響因素分析

陳 曦,王 飛,王國(guó)偉,雷勇剛

(太原理工大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院,太原 030024)

為了研究直埋供熱管道焊制三通支管對(duì)三通應(yīng)力的影響,應(yīng)用ANSYS有限元軟件,對(duì)主管管徑為DN1200的大管徑焊制三通進(jìn)行線性數(shù)值模擬分析。分析結(jié)果表明:隨著支管短管長(zhǎng)度增加,三通腹部應(yīng)力先增大后減小,短管為200～300 m時(shí)有極大值;隨著支管壁厚的增大,三通腹部應(yīng)力減小;隨管徑比(支管管徑/主管管徑)增大,三通腹部應(yīng)力增大;隨著支管彎頭曲率半徑的增大,三通腹部應(yīng)力值減小;當(dāng)主管處于錨固段,支管短管及彎頭處加泡沫墊會(huì)使三通腹部應(yīng)力增大；降低三通腹部應(yīng)力值，優(yōu)先采用加大支管壁厚,支管彎頭宜使用大曲率半徑彎頭。研究結(jié)果對(duì)提高焊制三通的安全性具有一定指導(dǎo)意義。

供熱直埋;焊制三通;支管;數(shù)值分析;應(yīng)力分布

能源危機(jī)日益嚴(yán)重的今天,節(jié)能減排的重要性越來越大。近年來,建筑能耗在社會(huì)總能耗中所占的比例已經(jīng)接近33%[1]。集中供熱作為提高能源利用率、降低建筑能耗的供熱方式在近幾年得到了飛躍的發(fā)展。不斷擴(kuò)大的供熱規(guī)模和不斷增大的供熱管徑對(duì)熱網(wǎng)的安全運(yùn)行提出了更高的要求。焊制三通作為供熱管網(wǎng)的薄弱環(huán)節(jié),研究其應(yīng)力影響因素,降低三通應(yīng)力水平、提高供熱的安全性具有極其重要的意義。

國(guó)內(nèi)外關(guān)于焊制三通的應(yīng)力分析有許多研究。ERINGEN[2]、錢令希[3]、LEKERKERKER[4]、STEELE[5]等先后從Donnell扁殼方程出發(fā),得出圓柱殼開孔接管在內(nèi)壓作用下的分析解,但結(jié)果僅適用于部分范圍內(nèi)的小開孔接管;杜青海和薛明德從圓柱殼Morley方程出發(fā),改善了解的精度,增大了解的適用范圍[6];JUNKE根據(jù)ELYIN實(shí)驗(yàn)建立同尺寸有限元模型,得到結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值相差不大,驗(yàn)證了有限元分析的科學(xué)性[7];劉學(xué)等對(duì)三通受壓力載荷進(jìn)行了有限元模擬,結(jié)果表明,受內(nèi)壓荷載的三通最大應(yīng)力值點(diǎn)出現(xiàn)在肩部[8]。以上均為僅有內(nèi)壓作用的管道焊制三通應(yīng)力分析。直埋供熱管道焊制三通與只承受管道內(nèi)壓力的工藝管道焊制三通相比,受溫度和內(nèi)壓的耦合作用,其中循環(huán)溫差產(chǎn)生的軸向二次應(yīng)力是影響其應(yīng)力水平的主要因素,而內(nèi)壓產(chǎn)生的環(huán)向應(yīng)力為次要因素。目前,對(duì)于受溫度和內(nèi)壓耦合作用的供熱管道焊接三通的應(yīng)力影響因素的研究相對(duì)較少,文獻(xiàn)[9]指出對(duì)于承受高軸向力的供熱管道,三通最大應(yīng)力值出現(xiàn)在腹部;王強(qiáng)[10]采用有限元方法對(duì)供熱直埋管道焊制三通進(jìn)行模擬分析,提出支管軸向二次應(yīng)力對(duì)三通應(yīng)力有顯著影響。然而文獻(xiàn)[10]通過在三通支管端面施加力和力矩模擬支管軸向二次應(yīng)力對(duì)三通的影響,無法完全符合實(shí)際中復(fù)雜的工況,不能深入探究支管對(duì)于三通應(yīng)力的影響。因此建立與實(shí)際工況相符的全尺寸的有限元模型,系統(tǒng)的分析支管對(duì)焊制三通應(yīng)力的影響具有重大意義。

三通支管對(duì)于三通腹部的應(yīng)力影響首先是支管的結(jié)構(gòu)尺寸,如管徑、壁厚、支管短管長(zhǎng)度、短管和支管連接彎頭的曲率半徑,其結(jié)構(gòu)如圖1所示;其次是支管的引出方式,有垂直引分支、平行引分支和跨越引分支;最后是三通支管的安裝方式也就是目前工程實(shí)際爭(zhēng)論的焦點(diǎn),三通支管及其連接彎頭泡沫墊見圖2所示。文獻(xiàn)[11]通過有限元模擬得出了支管引出方式對(duì)三通應(yīng)力水平的影響。本文結(jié)合供熱直埋管道分支的布置需要,重點(diǎn)研究三通分支管徑、分支短管長(zhǎng)度、短管壁厚(假定短管壁厚等于支管壁厚)、分支彎頭曲率半徑及分支短管、彎頭處加泡沫墊等對(duì)三通應(yīng)力的影響。

圖1 直埋供熱管道焊制三通全尺寸結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Directly buried heating pipe welded tee full size model

圖2 直埋供熱管道加泡沫墊斷面圖Fig.2 Directly buried heating pipe foam pad profile

1 有限元模型及計(jì)算參數(shù)

1.1 模型的建立

供熱直埋管道焊制三通為不規(guī)則幾何異形體。為簡(jiǎn)化問題,突出主要因素,將三通復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)和實(shí)際材料進(jìn)行以下假設(shè)。

1) 焊制三通為兩個(gè)理想圓筒體正交相貫,即不考慮主支管的加工誤差和橢圓度;

2) 不考慮焊制三通相貫線處焊縫對(duì)三通的加強(qiáng)影響;

3) 三通主支管由相同材料制成,具有相同的材料強(qiáng)度。

4) 假設(shè)管道材料為理想彈性體,其力學(xué)性能為:彈性模量E=19.6×104MPa;泊松比γ=0.3;線性膨脹系數(shù)α=12.6×10-6mm.

以ASME B16.9-2012[12]規(guī)定的三通尺寸作為參考依據(jù),建立三通模型。根據(jù)圣維南原理,為消除由約束導(dǎo)致的邊緣效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響,主管段在三通尺寸的基礎(chǔ)上,兩端增加3DN長(zhǎng)度的直管段[13]。支管段長(zhǎng)度取1.1Le(Le值是指用彈性抗彎鉸解析法對(duì)L型彎管進(jìn)行計(jì)算時(shí)的最小臂長(zhǎng)),在1.1Le處設(shè)固定墩(這是直埋供熱管道最基本的布置形式)。建立供熱直埋管道焊制三通的全尺寸模型如圖1所示。管道型號(hào)及相關(guān)尺寸參數(shù)見表1。

表1 管道型號(hào)及相關(guān)尺寸參數(shù)表

1.2 網(wǎng)格劃分、施加約束及載荷

模型采用三維8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLID185。采用COMBIN14單元來模擬土壤及泡沫墊對(duì)管道的作用反力。由于三通幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜,采用自由網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,并進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)以保證在不影響計(jì)算結(jié)果的前提下提高計(jì)算效率。

直埋供熱管道焊制三通有限元模型中,施加的荷載主要包括溫度荷載、壓力荷載、位移荷載及土壤荷載。土壤荷載體現(xiàn)在土壤與管道的耦合作用上,通過調(diào)整彈簧的彈性系數(shù)來模擬土壤及泡沫墊對(duì)管道的反作用力。設(shè)計(jì)供水溫度為130 ℃,安裝溫度為10 ℃,循環(huán)溫差為120 ℃,設(shè)計(jì)壓力為2.5 MPa。對(duì)主管及支管的端部施加軸向位移約束,對(duì)整個(gè)模型施加120 ℃溫度載荷,對(duì)三通模型所有內(nèi)表面施加2.5 MPa的壓力載荷。

2 模擬結(jié)果及分析

供熱直埋管道焊制三通最大應(yīng)力值出現(xiàn)在三通腹部(下面分析三通腹部應(yīng)力簡(jiǎn)稱為三通應(yīng)力)。由于三通內(nèi)外表面各點(diǎn)均處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài),為了確保模擬分析具有足夠高的精度,在取得各個(gè)節(jié)點(diǎn)的三個(gè)主應(yīng)力后,選用vonMises當(dāng)量應(yīng)力,即第四當(dāng)量應(yīng)力來分析焊制三通應(yīng)力水平。

2.1 支管短管長(zhǎng)度對(duì)焊制三通應(yīng)力的影響

圖3 DN1200-800焊制三通腹部應(yīng)力隨支管短管長(zhǎng)度的變化Fig.3 DN1200-800 Abdominal stress of welded tee flow rate with length of shot pipe spool

對(duì)于主管管徑為DN1200,支管管徑為DN800,支管壁厚為10 mm,支管彎頭曲率半徑為1DN(813 mm)的焊制三通,在支管短管長(zhǎng)度分別為100，200，300，500，700，900，1 500 mm,支管短管壁厚等于支管壁厚的條件下,第四當(dāng)量應(yīng)力最大值如圖3所示。由圖3可知，隨著支管短管長(zhǎng)度的增加,焊制三通腹部應(yīng)力先增大后減小,在支管短管長(zhǎng)度為200 mm時(shí)具有峰值。

結(jié)合管道材料和三通受力情況綜合分析,支管在溫度荷載的作用下產(chǎn)生軸向應(yīng)力,支管末端按加固定墩考慮,則支管的熱伸長(zhǎng)全部向三通側(cè)釋放,通過短管作用于焊制三通,對(duì)三通產(chǎn)生彎矩。支管熱應(yīng)力對(duì)三通作用簡(jiǎn)圖見圖4所示。其中，A點(diǎn)為短管上端,連接彎頭；B點(diǎn)為短管下端,連接主管；F為熱膨脹力；L為短管長(zhǎng)度。如圖4(a)。

圖4 支管對(duì)焊制三通作用受力簡(jiǎn)圖Fig.4 Tee branch pipe butt welding system function diagram

對(duì)于DN800的管道,當(dāng)支管短管長(zhǎng)度小于200 mm時(shí),短管形變和內(nèi)部各點(diǎn)相對(duì)位置變化微小,剛度大。熱膨脹力F不變的情況下,力臂L長(zhǎng)度與B點(diǎn)的彎矩呈正比。因此,當(dāng)短管長(zhǎng)度小于200 mm時(shí),短管長(zhǎng)度越長(zhǎng),三通應(yīng)力值越大。當(dāng)支管短管長(zhǎng)度大于200 mm時(shí),在力的作用下,短管本身的形變和內(nèi)部各點(diǎn)的相對(duì)位置變化已經(jīng)不能忽略,此時(shí)短管視為變形體,在支管熱膨力的作用下發(fā)生彈性形變?nèi)鐖D4(b)。支管的軸向熱膨力部分轉(zhuǎn)化為短管的形變,減弱了對(duì)三通的影響,使三通應(yīng)力減小。且支管熱應(yīng)力不變的前提下,短管長(zhǎng)度越長(zhǎng),可變形長(zhǎng)度越長(zhǎng),通過形變吸收的支管軸向熱應(yīng)力越大,三通應(yīng)力越小。

2.2 支管短管壁厚對(duì)焊制三通應(yīng)力的影響

對(duì)于主管管徑為DN1200,支管管徑為DN800,短管長(zhǎng)度為500 mm,支管彎頭曲率半徑為1DN(813 mm)的焊制三通,在短管壁厚分別為8，9，10，12，14 mm的情況下,第四當(dāng)量應(yīng)力最大值如圖5所示。

圖5 DN1200-800焊制三通應(yīng)力隨支管短管壁厚的變化Fig.5 DN1200-800 Abdominal stress of welded tee flow rate with the thickness of branch pipe wall

由圖5可知:

當(dāng)短管壁厚增大時(shí),三通處最大應(yīng)力值有明顯的下降。尤其當(dāng)短管壁厚由8 mm增加到9 mm時(shí),三通處最大應(yīng)力值下降了近19.6%。而當(dāng)短管壁厚增加至14 mm時(shí),三通處的最大應(yīng)力值更是比支管短管壁厚8 mm時(shí)下降了33.1%。

焊制三通是在主管開孔,將支管、主管焊接而成。而主管開孔后,由于管壁削弱且結(jié)構(gòu)的連續(xù)性遭到了破壞,主管和支管的接管相貫處構(gòu)成了不連續(xù)結(jié)構(gòu),引起了很多附加的不連續(xù)應(yīng)力,主支管相貫區(qū)會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中[14]。反映應(yīng)力集中程度的參數(shù)為應(yīng)力集中系數(shù),見式(1)。

(1)

式中：a為應(yīng)力集中系數(shù);σ為名義應(yīng)力(平均應(yīng)力);σmax為峰值應(yīng)力(最大應(yīng)力)。

同時(shí),試驗(yàn)表明截面尺寸變化愈劇烈,應(yīng)力集中系數(shù)愈大。主管開孔處在內(nèi)壓和主管軸向熱應(yīng)力的作用下,發(fā)生形變,加劇了應(yīng)力集中程度。當(dāng)短管壁厚增加,短管、主管連接的相貫區(qū)強(qiáng)度增強(qiáng),所受載荷不變情況下,減弱了開孔處的變形程度,降低了應(yīng)力集中系數(shù)。結(jié)合公式(1)可知,短管壁厚的增加使三通相貫區(qū)應(yīng)力集中系數(shù)減小,標(biāo)示著三通處的峰值應(yīng)力減小?？梢?增加短管壁厚可降低三通應(yīng)力水平,可作為一種行之有效的三通補(bǔ)強(qiáng)措施。

2.3 支管管徑對(duì)焊制三通應(yīng)力的影響

對(duì)于主管管徑為DN1200,短管長(zhǎng)度為500 mm,支管壁厚分別為8 mm和表1所示厚度,支管彎頭曲率半徑為1DN的焊制三通,在支管管徑分別為DN800,DN700,DN600,DN500,DN400的情況下,第四當(dāng)量應(yīng)力最大值如圖6所示。

圖6 DN1200-800焊制三通應(yīng)力隨支管規(guī)格的變化Fig.6 DN1200-800 Abdominal stress of welded tee flow rate with the ration of the pipe-diameter

由圖6可知，主管管徑不變,支管壁厚均為8 mm時(shí),隨著支管管徑的增大,三通最大應(yīng)力值也在增大。當(dāng)支管管徑從DN400變?yōu)镈N800時(shí),三通處最大應(yīng)力值增長(zhǎng)近65%,說明管徑比(支管管徑/主管管徑)越大,三通應(yīng)力越大,直埋供熱管道分支三通的加強(qiáng)方案必須考慮管徑比的影響。

焊制三通是在主管開孔,焊接三通支管而成。隨著支管的管徑增大,主管開孔率(支管管徑/主管管徑)增大,主支管相貫區(qū)的應(yīng)力集中系數(shù)變大[14],加劇了三通相貫區(qū)的應(yīng)力集中,造成三通局部應(yīng)力水平增大。在支管壁厚相同的情況下,支管管徑越大,三通處的應(yīng)力相應(yīng)越大。

主管管徑不變,隨著支管管徑增大,支管壁厚也增加。雖然大管徑支管仍比小管徑支管的三通應(yīng)力大,但是由于壁厚的增加,應(yīng)力值明顯減小。如支管從DN400,壁厚8 mm增大到DN800,壁厚10 mm時(shí),三通最大應(yīng)力值增長(zhǎng)19%,遠(yuǎn)小于65%。此結(jié)果也證明支管壁厚對(duì)三通強(qiáng)度有很大影響?？梢娭甭窆峁艿婪种ǖ募訌?qiáng)方案必須同時(shí)考慮管徑比和分支壁厚的影響。

2.4 分支彎頭曲率半徑對(duì)焊制三通應(yīng)力的影響

對(duì)于主管管徑為DN1200,支管管徑為DN800,支管短管長(zhǎng)度為500 mm,支管短管壁厚為10 mm的焊制三通,當(dāng)支管彎頭曲率半徑分別取公稱直徑(DN)的1，1.5，2，3，6倍時(shí),焊制三通第四當(dāng)量應(yīng)力最大值如圖7所示。

圖7 DN1200-800焊制三通應(yīng)力隨支管彎頭曲率半徑的變化Fig.7 DN1200-800 Abdominal stress of welded tee flow rate with radius of curvature

由圖7可知，隨著支管彎頭曲率半徑的增大,焊制三通的最大應(yīng)力值呈下降趨勢(shì)。曲率半徑從1倍DN增大至3倍DN時(shí),三通應(yīng)力呈線性減小,約16.9%。曲率半徑大于3倍DN時(shí),下降趨勢(shì)有所減緩。曲率半徑從3倍DN增大至6倍DN時(shí),三通應(yīng)力減小了13.2%。

由于在1.1Le處設(shè)置了固定墩,支管受溫度載荷產(chǎn)生的熱伸長(zhǎng)全部向彎頭轉(zhuǎn)移,使彎頭和豎向短管產(chǎn)生側(cè)向偏轉(zhuǎn),進(jìn)而影響三通應(yīng)力水平。大曲率半徑支管管線展開長(zhǎng)度長(zhǎng),與土壤接觸面積更多,管土作用更充分,受到的土壤反力及摩擦力作用更大[15],限制了支管軸向位移向三通側(cè)釋放,即相同熱膨脹力作用下,豎向短管承受的彎矩力更小,對(duì)三通的影響更小。

為了觀察在不同曲率半徑下,支管豎向短管的側(cè)向偏轉(zhuǎn)規(guī)律,取豎向短管外側(cè)為分析路徑。

圖8 DN1200-800不同彎頭曲率半徑下短管偏轉(zhuǎn)Fig.8 DN1200-800displacement of short pipe flow rate with radius of curvature of the branch pipe elbow

2.5 分支短管及彎頭加泡沫墊對(duì)焊制三通應(yīng)力的影響

直埋供熱工程中常有在支管豎向短管及彎頭外側(cè)加泡沫墊以減小三通應(yīng)力做法。本文對(duì)主管處于錨固端,支管1.1Le處加固定墩,支管豎向短管及彎頭處填加厚度為40 mm的泡沫墊和不加泡沫墊的敷設(shè)方式進(jìn)行了數(shù)值模擬,結(jié)果如圖9、圖10所示。

圖9 DN1200-800支管加泡沫墊焊制三通應(yīng)力隨短管長(zhǎng)度的變化Fig.9 DN1200-800 Abdominal stress of welded tee flow rate with length of shot pipe spool with Foamy Cushion

圖10 DN1200-800支管加泡沫墊焊制三通應(yīng)力隨彎頭曲率半徑的變化Fig.10 DN1200-800 Abdominal stress of welded tee flow rate with radius of curvature with Foamy Cushion

由圖9，圖10可知，不加泡沫墊和加40 mm厚泡沫墊時(shí),隨著支管短管長(zhǎng)度的增加,三通應(yīng)力值均為先增大后減小;隨著支管彎頭曲率半徑的增加,三通應(yīng)力值均減小。填加40 mm泡沫墊后的三通應(yīng)力值均大于未填加泡沫墊時(shí)的應(yīng)力值。究其原因,由于支管彎頭及短管施加泡沫墊,為短管和彎頭提供了彈性膨脹區(qū)域,為長(zhǎng)度為1.1Le的支管的熱伸長(zhǎng)向三通釋放創(chuàng)造了條件,加劇了熱伸長(zhǎng)對(duì)三通的影響,造成三通應(yīng)力值增大?？梢?在支管豎向短管及彎頭填加泡沫墊會(huì)增加三通的應(yīng)力。

3 結(jié)論

1) 直埋供熱管道常用材料為Q235B鋼,是理想的彈塑性材料,其力學(xué)性能(彈性模量、泊松比、線性膨脹系數(shù))與模擬所用材料一致。在直埋供熱管道一次網(wǎng)運(yùn)行條件下(循環(huán)溫差120 ℃,內(nèi)壓2.5 MPa),基于線性分析的三通腹部應(yīng)力遠(yuǎn)大于材料的屈服極限,三通會(huì)進(jìn)入屈服,甚至發(fā)生破壞。因此,對(duì)于大管徑直埋供熱一次網(wǎng)管道焊制三通必須采取措施減小三通應(yīng)力。

2) 支管作為影響三通應(yīng)力的重要因素,優(yōu)先推薦增加支管壁厚來減小三通腹部應(yīng)力,同時(shí)可以增大支管彎頭曲率半徑來降低三通腹部應(yīng)力。

3) 對(duì)于管徑比(支管管徑/主管管徑)大的焊制三通,應(yīng)綜合考慮管徑比與支管壁厚,選取合理支管壁厚,以減小三通腹部應(yīng)力。

4) 三通腹部應(yīng)力值在短管長(zhǎng)度為200～300 mm時(shí)出現(xiàn)極大值,之后隨短管長(zhǎng)度的增加而減小。工程中短管長(zhǎng)度應(yīng)盡量避免在200～300 mm內(nèi)。

5) 對(duì)于主管處于錨固段的焊制三通,在支管豎向短管及彎頭處加泡沫墊并不能減小三通應(yīng)力,反而三通應(yīng)力值會(huì)有所增大。

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(編輯：賈麗紅)

Analysis on the Influence Factors of Directly Buried Heating Pipeline Welded Tee Branch Pipe on Tee Stress

CHEN Xi,WANG Fei,WANG Guowei,LEI Yonggang

(College of Environmental Science and Engineering,Taiyuan University of Technology,Taiyuan 030024,China)

In order to study the influence of directly buried heating pipeline welded tee branch pipe on tee stress, the thesis applies ANSYS to conduct numerical simulation analysis on large diameter welded tee with main pipe diameter at DN1200. The analysis results show: with the increase of the length of the short pipe of branch pipe, tee abdominal stress first increases and then decreases; it has the maximum value when short pipe is 200～300 mm; with the increase of the thickness of branch pipe wall, tee abdominal stress decreases;with the increase of the ration of the pipe-diameter(branch pipe diameter/main pipe diameter), tee abdominal stress increases; with the increase of radius of curvature of the branch pipe elbow,the tee abdominal stress decreases; when the main pipe is at anchorage section,adding foam cushion at the short pipe of branch pipe makes tee abdominal stress increase. In order to decrease tee abdominal stress, increasing the thickness of branch pipe wall should be in preference and the branch pipe elbow with large radius of curvature should be used. The research results have certain guiding significance to improve the security of welded tee.

buried heating;welded tee;branch pipe;numerical analysis;stress distribution

1007-9432(2016)05-0634-06

2016-02-23

住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部科學(xué)技術(shù)計(jì)劃基金資助項(xiàng)目：城鎮(zhèn)集中供熱彈性彎曲直埋管道關(guān)鍵技術(shù)研究(2016-k4-079)

陳曦(1990-)，男，山西晉中人，碩士生，主要從事供熱技術(shù)與節(jié)能研究，(E-mail)chenxihvac@163.com

王飛，教授，主要研究方向?yàn)楣峒夹g(shù)與節(jié)能，(E-mail)wfwfsir@126.com

TU833.1

A

10.16355/j.cnki.issn1007-9432tyut.2016.05.014