王 雪 賀 禹 袁小鋒 宋登晶 楊仲卿 孟勝利

(1.中建三局第二建設工程有限責任公司，湖北 武漢 430070； 2.重慶大學能源與動力工程學院，重慶 400044； 3.中國電建集團河南省電力勘測設計院有限公司，河南 鄭州 450007)

1 概述

在民用建筑管道設計中，膨脹節(jié)憑借易變性的撓性結構對于管道在操作工況下產生的變形、位移及管路震動起到良好的補償作用[1,2]。由于膨脹節(jié)本身的薄壁多層結構使得其往往成為管道設計的薄弱環(huán)節(jié)，尤其是對于其進行研究有相當必要性[3,4]。

紀志遠等[5]針對CALM式單點系泊系統(tǒng)中膨脹節(jié)內壓推力對設備管口影響進行了分析，對CALM系統(tǒng)應用膨脹節(jié)提出了相關建議；馬麗新等[6]研究了非金屬膨脹節(jié)的特點、結構及在聯(lián)合循環(huán)余熱爐中的應用；何知國等[7]對高層建筑立管膨脹節(jié)設置與安裝進行了研究，提出了相關建議；潘林斌[8]對城市熱力管網(wǎng)中應用自由補償金屬波紋膨脹節(jié)進行了相關研究，指出了設計與應用過程中的問題。

隨著民用高層建筑大量涌現(xiàn)，相應的暖通管道問題也逐步浮出水面[9]，而其低溫高壓的設計特點對目前的常規(guī)膨脹節(jié)提出了挑戰(zhàn)。在這之中通用型膨脹節(jié)憑借簡單經(jīng)濟的特性仍有相當?shù)膽每尚行?。由于目前國內外基于CAESARⅡ對膨脹節(jié)應力與變形的研究較少，本文以CAESARⅡ軟件為平臺，針對膨脹節(jié)應力與變形開展研究，為民用高層建筑管道設計提供參考。

2 工況參數(shù)確定與管道建模

2.1 工況參數(shù)確定

管道基本參數(shù)如下：管道直徑(Diameter)219.1 mm，壁厚(Wt/Sch)8.18 mm;管道材質選用CAESARⅡ材料庫中的A53 Grand B(對應國標20號鋼)；腐蝕裕量(Corrosion)取1.7 mm；流動介質為水，故Fluid Den1一欄確定為0.001 kg/(cu·cm)。

在CAESARⅡ中，膨脹節(jié)可以采用expansion joint選項，借由輸入軸向、橫向、彎曲、扭轉剛度與長度進行模擬。本文中采用通用型膨脹節(jié)，故輸入有效內徑以模擬盲板力的影響。膨脹節(jié)依照設計手冊[10]選取C2.5AW200型通用型膨脹節(jié)，具體參數(shù)由表1所示。

表1 膨脹節(jié)具體參數(shù)

由于民用高層建筑低溫高壓的特點，因此本文管道操作溫度設定為40 ℃，安裝溫度默認為21 ℃。膨脹節(jié)壓強等級為2.5 MPa，故依照行業(yè)通用壓力管道分級設定本文取0.25 MPa,0.6 MPa,1.0 MPa,1.6 MPa,2.5 MPa幾個壓強變量值。應力校核準則選取B31.3。

2.2 載荷工況確定

本文中存在操作溫度T1與操作壓力P1。為了排除其他因素的干擾，本文忽略附加位移D、集中載荷F、均布載荷U等其他載荷的影響，最終載荷工況確定如表2所示。

表2 管道載荷工況組合

2.3 管道模型建立

本文建立膨脹節(jié)組、對照組與熱漲對照組三條直管段。三條管道起始點-末位點編號分別為10-220,1010-1220,2010-2220。全局坐標系以起始點指向末位點為X正向，高度方向為Y向，Z向由右手定則確定。管段10-220中，110-120單元為膨脹節(jié)建模；管段1010-1220與2010-2220中對應位置單元1110-1120與2110-2120采用等長度管道予以代替。管段10-220與1010-1220在起始點與末位點均設固定支撐以隔絕其他管道對模型的影響。對于管段2010-2220，僅在起始點2010設置固定支撐。除單元110-120，1110-1120，2110-2120采用膨脹節(jié)長度外，其余所有單元長度0.5 m，三條直管段均在相同位置添加剛性支吊架。

三條直管段中，10-220直管段模擬采用膨脹節(jié)下管段的應力水平與位移情況；1010-1220直管段為未安裝膨脹節(jié)下管段的應力水平與位移情況，與管段10-220形成對照；2010-2220直管段用以計算管道在操作工況下的自然位移情況。

3 計算結果分析

3.1 膨脹節(jié)變形分析

以管道壓強為橫坐標，膨脹節(jié)端點變形量(壓縮為正，拉伸為負)為縱坐標，各壓強下膨脹節(jié)變形情況如圖1所示。當壓強由0.25 MPa增加至2.5 MPa時，安裝態(tài)拉伸量由0.114 mm增加到1.148 mm；操作態(tài)壓縮量由1.972 mm下降至0.936 mm;而操作態(tài)變形量與安裝態(tài)變形量的代數(shù)差為2.086 mm，且不隨壓強變化。

圖1表明隨著管道壓強的上升，作用于膨脹節(jié)的盲板力相對于壓強呈線性增大，使得安裝態(tài)下膨脹節(jié)拉伸程度逐漸增大。由于操作態(tài)溫度恒定，因此由安裝態(tài)到操作態(tài)膨脹節(jié)所導致的膨脹節(jié)變形量是恒定的(誤差來源于有效位數(shù)選取)。但由于安裝態(tài)下膨脹節(jié)拉伸程度逐漸增大，膨脹節(jié)需要克服更多的拉伸量才會轉入壓縮狀態(tài)，故操作態(tài)壓縮量隨著壓強增大而逐漸減小。值得注意的是，由于操作工況溫度較低，壓強變化范圍內總體變形量遠低于膨脹節(jié)的許用變形量，膨脹節(jié)實際利用程度較低。

3.2 固定支撐受力情況分析

對于通用型膨脹節(jié)而言，內壓產生的盲板力最終需要被固定支撐承受才能避免被拉脫失效。由于盲板力作用在管道軸線方向，最終體現(xiàn)在固定支撐的受力數(shù)值上(模型中為X向)。故以管道壓強為橫坐標，固定支撐受到的X向應力為縱坐標，各壓強下安裝態(tài)與操作態(tài)固定支撐應力情況如圖2所示。

當壓強由0.25 MPa增加至2.5 MPa時，安裝態(tài)固定支撐受力由12 667 N線性增長至126 672 N；操作態(tài)固定支撐受力由25 527 N線性增長至139 532 N。由圖2可知，隨著管道壓強的不斷上升，安裝態(tài)與操作態(tài)固定支撐軸向應力水平呈線性上升。操作態(tài)應力水平大于安裝態(tài)應力水平且二者差值不變。由于安裝態(tài)下固定支撐軸向應力水平直接代表盲板力大小，圖2表明，操作態(tài)下固定支撐在承受盲板力的基礎上仍需要承受經(jīng)膨脹節(jié)吸收后的殘余膨脹應力，而該殘余膨脹應力在操作溫度恒定下是恒定的，不受管道壓強變化的影響。

以管道壓強為橫坐標，操作態(tài)殘余膨脹應力與操作態(tài)總體應力水平之比為縱坐標，各壓強下殘余熱應力總體占比如圖3所示。隨著壓強的增大，殘余膨脹應力占比呈雙曲線下降趨勢，由0.25 MPa時的50.38%下降至2.5 MPa時的9.22%。圖3表明，當操作溫度恒定時，壓力升高會使得殘余膨脹應力占比迅速下降，說明高壓力下盲板力將會占據(jù)固定支撐受力的主體部分。

圖2與圖3表明，管道壓強的變化不會影響膨脹節(jié)的熱漲吸收能力，但由壓強增大導致的盲板力增大不僅會使得固定支撐承受的應力水平大幅度增加，也會使得盲板力占據(jù)支撐受力的過多份額。這對支吊架選用是不利的，也偏離了使用膨脹節(jié)的初衷。

3.3 應力削減水平分析

對于膨脹節(jié)一個很重要的考察點即為加裝膨脹節(jié)后對于未加裝狀態(tài)下管道應力水平的削減程度。削減程度越大，膨脹節(jié)對管道系統(tǒng)的影響就越小。如果將加裝膨脹節(jié)后前后固定支撐軸向應力差與加裝膨脹節(jié)前固定支撐軸向應力之比稱為應力削減水平，那么以管道壓強為橫坐標，應力削減水平為縱坐標，加裝膨脹節(jié)后的應力削減效果如圖4所示。隨著壓強的增大，應力削減水平由0.25 MPa下的89.52%降低至2.5 MPa下的42.73%。

圖4表明，隨著管道壓強的逐漸上升，膨脹節(jié)的應力削減效果逐漸變差，不利于工程上實際應用。

4 結論

本文針對暖通管道內工質壓強對通用型膨脹節(jié)應力的變化情況，研究了壓力變化時膨脹節(jié)變形量、固定支撐受力以及應力削減水平的變化規(guī)律，得到如下結論：

1)隨著壓強的逐漸上升,膨脹節(jié)安裝態(tài)拉伸量增大，相對應的工作態(tài)壓縮量減小，膨脹節(jié)變形量受壓強變化較小。

2)隨著壓強的逐漸上升，固定支撐承受的盲板力逐漸上升，而殘余膨脹應力不受壓強變化，使得固定支撐受力迅速增長的同時殘余膨脹應力占比迅速下降。

3)隨著壓強的逐漸上升，應力削減水平逐漸下降。應力削減水平由0.25 MPa下的89.52%降低至2.5 MPa下的42.73%。