焦 程 趙建平 王 鵬 姚明華

(1.南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院；2.無錫江陰金童石化管件有限公司)

管道分支管件可以分為三通和支管座兩種常見形式，國(guó)內(nèi)工業(yè)管道中的三通種類繁多，以往常采用鑄造三通、焊接三通及擠壓三通等形式[1]。近年來，國(guó)外在一些核電裝置和高壓臨氫結(jié)構(gòu)上常采用支管座結(jié)構(gòu)，制定了支管座的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)MSS SP-97-2006[2]，不少制造廠家已經(jīng)成規(guī)模投入生產(chǎn)，如美國(guó)WFI公司。該結(jié)構(gòu)具有受力均勻、應(yīng)力集中系數(shù)小、承載能力高及將原角焊縫轉(zhuǎn)變?yōu)閷?duì)接焊縫等特點(diǎn)，已逐步代替?zhèn)鹘y(tǒng)使用的異徑三通、補(bǔ)強(qiáng)板及加強(qiáng)管段等支管連接型式。在國(guó)內(nèi)，鍛制支管座在一些工藝管道分支處的應(yīng)用上已呈上升趨勢(shì)[3]，國(guó)內(nèi)部分管件制造商已經(jīng)按供貨要求各自設(shè)計(jì)制造這種管件，但缺乏全面的分析研究，還沒有統(tǒng)一的設(shè)計(jì)和制造標(biāo)準(zhǔn)。

一些三通有限元計(jì)算和試驗(yàn)應(yīng)力分析表明分支管件結(jié)構(gòu)的最高應(yīng)力出現(xiàn)在支管和主管相貫的內(nèi)壁轉(zhuǎn)角處，在長(zhǎng)期工作后容易出現(xiàn)裂紋[4,5]。王鵬等利用有限元分析方法模擬了相同基體尺寸和相同載荷下90°焊接三通、擠壓三通和鍛制嵌入式支管座的整體應(yīng)力情況，發(fā)現(xiàn)雖然管接頭形式不同，但最大應(yīng)力點(diǎn)都在主管與支管連接的內(nèi)壁處。根據(jù)第三強(qiáng)度理論所得的最大應(yīng)力值有比較大的變化，結(jié)果表明當(dāng)采用鍛制嵌入式支管座時(shí)，應(yīng)力水平降低，承載能力提高[6]。筆者主要研究45°鍛制嵌入式支管座受載下的應(yīng)力狀態(tài)，并通過爆破試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證對(duì)比。

1 鍛制嵌入式支管座承載能力數(shù)值模擬和試驗(yàn)分析

1.1有限元計(jì)算

筆者研究的鍛制嵌入式支管座是支管軸向與主管軸向?yàn)?5°連接的異徑整體加強(qiáng)式管接頭，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。三維有限元數(shù)值分析可以準(zhǔn)確地描述45°支管座的應(yīng)力分布，使應(yīng)力的計(jì)算更為精確[7]，因此采用有限元分析方法，建立相應(yīng)的三維模型(圖2)，應(yīng)用ANSYS軟件進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析。45°支管座結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：

主管尺寸φ273mm×9.3mm

支管尺寸φ114mm×7.1mm

軸向焊縫間距W179mm

環(huán)向焊縫間距W1165mm

結(jié)構(gòu)高度H138mm

本體外徑D1273mm

外圓角半徑R110mm

內(nèi)圓角半徑R215mm

圖1 45°鍛制嵌入式支管座結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 45°支管座有限元三維模型

在以往的圓柱殼開孔接管的有限元計(jì)算中發(fā)現(xiàn)，用殼單元計(jì)算的接管區(qū)的應(yīng)力集中系數(shù)明顯偏高。為了獲得支管座完整而精確的應(yīng)力場(chǎng)，筆者采用三維實(shí)體單元。支管座材料選用F304鋼，由于結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，筆者采用支管座的1/2模型。如圖3所示在對(duì)稱面A、B、C上施加對(duì)稱約束，模型z方向?yàn)橹鞴茌S向；支管座受內(nèi)壓6.6MPa，在支管端面F面上施加垂直端面方向的位移約束和由內(nèi)壓p引起的等效壓力載荷；在主管端面D、E上施加z方向位移約束和等效壓力載荷。筆者采用有限元方法，借助ANSYS軟件的強(qiáng)大結(jié)構(gòu)分析功能，對(duì)45°支管座的應(yīng)力分布進(jìn)行分析[8]，經(jīng)過ANSYS計(jì)算求解，所得初始應(yīng)力分布如圖3所示，最大Tresca應(yīng)力值為334.0MPa。

圖3 45°支管座應(yīng)力分布

1.2爆破試驗(yàn)

試驗(yàn)容器材料為F304鋼。沿焊縫兩端、支管座側(cè)腹部及支管座長(zhǎng)肩部等重要軌跡線布電阻應(yīng)變片，試件的外壁應(yīng)變測(cè)量測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。為了消除應(yīng)變片的滯后現(xiàn)象[9]，進(jìn)行了3次預(yù)加載，將試驗(yàn)壓力逐級(jí)加載至6.0MPa，然后卸載至0.0MPa，最后正式加載至爆破，最終的爆破壓力為63.1MPa。

圖4 電阻應(yīng)變片的布片方案

2 數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1應(yīng)力分布分析與對(duì)比

從有限元模擬結(jié)果可以看出，支管座的應(yīng)力分布特征主要表現(xiàn)在：最大應(yīng)力強(qiáng)度分布在鍛制支管座肩部的銳角側(cè)內(nèi)壁處，此處具有最大的應(yīng)力集中系數(shù)，從該點(diǎn)開始支管座的應(yīng)力隨距離的增加而急速降低；容器環(huán)焊縫部應(yīng)力變化不大，容器腹部靠近焊縫區(qū)應(yīng)力比遠(yuǎn)離焊縫區(qū)要高。從總體看，鍛制嵌入式支管座的受力均勻，沒有明顯的應(yīng)力突變點(diǎn)。

圖5為6.6MPa水壓試驗(yàn)下焊縫和腹部?jī)蓷l軌跡線上的試驗(yàn)數(shù)據(jù)(表1)與模擬數(shù)據(jù)對(duì)比圖，從圖5可以看出，測(cè)試應(yīng)力結(jié)果與模擬數(shù)據(jù)吻合情況較好，誤差基本在10%以內(nèi)，在遠(yuǎn)離焊縫過渡區(qū)的應(yīng)力趨于平緩，分布均勻，基本趨同于理論一次薄膜應(yīng)力，在焊縫周圍的區(qū)域應(yīng)力都有一個(gè)波峰值，集中在點(diǎn)12和點(diǎn)13的位置，彎曲應(yīng)力、二次應(yīng)力有所增加。觀察試驗(yàn)過程可知，該區(qū)域也是除了筒體以外最先發(fā)生塑性變形的區(qū)域?？傮w上看，無論是環(huán)焊縫軌跡線還是腹部軌跡線上的應(yīng)力都沒有明顯的突變點(diǎn)，和模擬數(shù)值相差不大，驗(yàn)證了45°嵌入式支管座的承載能力。

圖5 6.6MPa水壓試驗(yàn)下支管座接管焊縫區(qū)和腹部應(yīng)力對(duì)比

表1 45°支管座在水壓6.6MPa下試驗(yàn)測(cè)量Tresca應(yīng)力值 MPa

2.2爆破壓力分析

45°支管座在壓力為63.1MPa時(shí)，沿筒體軸向大范圍撕裂爆破，根據(jù)工程中通常使用的爆破壓力計(jì)算公式Faupel公式[10]，計(jì)算出該尺寸下支管座的爆破壓力為41.6MPa，實(shí)際爆破壓力比理論爆破壓力高50%。

大量試驗(yàn)表明，無補(bǔ)強(qiáng)情況下的三通部件一般在兩側(cè)焊縫相交的尖點(diǎn)開始爆破[11]。45°支管座爆破瞬間過后，破口為大開口剪切唇，無明顯金屬缺陷，屬典型的塑性破壞。爆破點(diǎn)在主管壁遠(yuǎn)離焊縫過渡區(qū)，屬于正常的一次薄膜應(yīng)力破壞。從爆破后的照片能看出，支管筒體塑性變形遠(yuǎn)比支管座連接處變形大，間接說明了支管座連接處的強(qiáng)度高于筒體部位的強(qiáng)度。對(duì)焊支管座不僅優(yōu)化了部分三通加補(bǔ)強(qiáng)圈的結(jié)構(gòu)，其對(duì)焊的特點(diǎn)更消弱了由原來角焊縫帶來的焊接質(zhì)量不穩(wěn)定的影響。

3 結(jié)論

3.1有限元結(jié)果表明，45°支管座的最大應(yīng)力強(qiáng)度分布在鍛制支管座肩部的銳角側(cè)內(nèi)壁處，此處具有最大的應(yīng)力集中系數(shù)，從此點(diǎn)開始支管座的應(yīng)力隨距離的的增加而急速降低。容器環(huán)焊縫部應(yīng)力數(shù)值變化不大，容器腹部靠近焊縫區(qū)應(yīng)力比遠(yuǎn)離焊縫區(qū)要高。

3.2爆破試驗(yàn)結(jié)果表明，無論是45°支管座環(huán)焊縫部，還是支管座腹部，應(yīng)力分布都很均勻，沒有明顯的突變點(diǎn)。并且和模擬數(shù)據(jù)吻合情況良好，誤差基本在10%以內(nèi)，焊縫結(jié)合處雖有彎曲應(yīng)力、二次應(yīng)力，但不影響整體的強(qiáng)度性能。有效地驗(yàn)證了數(shù)值模擬的真實(shí)性。

3.3爆破點(diǎn)在主管壁遠(yuǎn)離焊縫過渡區(qū)，爆破壓力高于理論壓力，爆后支管座連接區(qū)沒有過大的塑性變形，說明45°支管座的結(jié)構(gòu)是可靠的。

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