王冬生，伍鶴皋，李 明,魯志航

(1.新疆新華葉爾羌河流域水利水電開發(fā)有限公司，新疆 喀什 844000；2.武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北 武漢 430072；3.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063)

在聯(lián)合供水或分組供水的水電站引水發(fā)電系統(tǒng)中，一般都需要設置分岔管。由于月牙肋鋼岔管結構相對簡單，可承受較高內水壓力，因此其成為目前應用最為廣泛的鋼岔管型式[1- 3]。為了保證鋼岔管安全運行，水壓試驗是重要的檢驗手段，其不但可以用來檢查焊縫處是否存在缺陷，而且可以用來消減由于焊接所產(chǎn)生的殘余應力，因此NBT 35056—2015《水電站壓力鋼管設計規(guī)范》[4]規(guī)定，在沒有經(jīng)過明確的論證和嚴格過程質量控制情況下，鋼岔管應作水壓試驗。對于主管直徑較大的鋼岔管，有些工程為了降低水壓試驗悶頭的制作難度，往往采用縮徑的辦法，即在鋼岔管主管與悶頭之間增加一個漸縮段(以下簡稱縮徑管)進行過渡，以達到減小悶頭直徑的目的[5- 7]?？s徑管長度或錐角直接決定了其與主管、悶頭連接部位的母線轉折角以及應力集中程度，影響到水壓試驗能否正常進行，因此需要提前進行計算和研究。然而，由于月牙肋鋼岔管是一個典型的三維空間結構，已有的解析計算方法難以準確地計算上述母線轉折部位的應力集中值，給鋼岔管水壓試驗的安全評估帶來安全隱患。

隨著有限元數(shù)值計算技術的不斷發(fā)展，對鋼岔管水壓試驗工況進行數(shù)值模擬可以預先了解鋼岔管的應力分布，為現(xiàn)場水壓試驗鋼岔管測點的布置、實測應力分布及規(guī)律的對比提供依據(jù)，也可為鋼岔管水壓試驗設計支撐方案提供參考[8- 9]。為此，本文結合某水利樞紐工程具體實際，采用有限元數(shù)值模型對該鋼岔管水壓試驗爆管產(chǎn)生的原因進行了分析，并提出了相應的改進方案，研究成果可為類似工程的現(xiàn)場水壓試驗提供參考。

1 原位水壓試驗情況

某水利樞紐工程發(fā)電引水系統(tǒng)采用一洞兩機的引水方式，有2條引水發(fā)電洞，均主要由引水渠段、進水口、引水隧洞、調壓井、壓力管道、岔管、支管組成。一條發(fā)電洞沿洞軸線最大全長6382m，引水隧洞段直徑D=8.5m，壓力管道段直徑D=7.5m。鋼岔管采用對稱的“Y”型月牙肋岔管，分岔角70°，主錐、支錐各由三節(jié)錐管過渡，岔管的內水壓力2.8MPa，水壓試驗壓力為3.5MPa。與岔管相連接的主管內半徑3.60m，管壁厚度46mm；岔管公切球內半徑4.068m，岔管厚度48mm，肋板厚度96mm，均采用800MPa級高強鋼；與岔管相連接的支管內半徑2.325m，采用WDL610C鋼，鋼管厚度44mm，支管間距20.5m。水壓試驗時采用了若干型鋼進行支撐，如圖1所示。

圖1 鋼岔管布置和鋼支撐位置示意圖

如前所述，為了減小悶頭尺寸，本工程水壓試驗原設計采用了圖2(a)所示的縮徑管方案，但在原位水壓試驗過程中水壓力施加到2.8MPa時，主管過渡錐C2與縮徑管連接處焊縫出現(xiàn)爆管，約2/3總周長的環(huán)縫被拉裂，如圖3所示。為此本文進行了爆管原因分析，并提出了改進的縮徑管方案，如圖2(b)所示，即將原設計方案中長2000mm、Q345材質的縮徑管分成2段：一段長1600mm、Q345材質，另一段長700mm、800MPa級高強鋼材質，相應將縮徑管與主管C2過渡錐的母線轉折角從23.09°變成兩個轉折角，即12.62°和10.47°，該改進的縮徑管方案水壓試驗獲得了圓滿成功。

圖2 水壓試驗鋼岔管及主管縮徑管示意圖

圖3 鋼岔管水壓試驗爆管現(xiàn)場照片

2 數(shù)值仿真模型和方案

從圖1所示鋼岔管支撐方案可知，由于本工程鋼岔管進行水壓試驗時，鋼岔管通過加勁環(huán)支撐在底部型鋼支架上，因此仿真模型除以梁單元模擬底部主要型鋼支架，并在支架下方施加全約束進行模擬計算外，鋼岔管其他部位網(wǎng)格全部采用ANSYS中4節(jié)點板殼單元。

有限元模型建立在笛卡爾直角坐標系坐標(x，y，z)下，XOY面為水平面，豎直方向為Z軸，向上為正，坐標系成右手螺旋，坐標原點位于主管基本錐與支管基本錐最大公切球球心處。

本文采用武漢大學基于CATIA二次開發(fā)的鋼岔管輔助設計系統(tǒng)[10-11]，首先對原縮徑管設計方案水壓試驗在2.8MPa下的爆管原因進行了分析，以下簡稱原設計方案；然后提出新的縮徑管方案，對其在水壓試驗設計壓力3.5MPa下的應力、變形進行分析，評價其在水壓試驗壓力作用下的安全性，以下簡稱改進方案。各方案計算參數(shù)見表1。

表1 水壓試驗計算方案

3 水壓試驗原設計方案爆管分析

根據(jù)前述資料和仿真模型，計算得到了鋼岔管在水壓試驗壓力2.8MPa下的管殼及肋板的Mises應力云圖，其中管殼內表面Mises應力和軸向應力分別如圖4—5所示。另外，將圖6所示各關鍵點及肋板最大截面處內外側兩點的Mises應力值列于表2，然后根據(jù)規(guī)范確定的允許應力進行校核。

圖4 管殼內表面Mises應力(單位：MPa)

圖5 管殼內表面軸向應力(單位：MPa)

圖6 原方案關鍵點位置示意圖

表2 原設計方案鋼岔管水壓試驗關鍵點Mises應力 單位：MPa

從表2和圖4—5可以看出：

(1)在鋼岔管本體(800MPa級鋼材)范圍內，由于水壓試驗壓力才2.8MPa，所以鋼岔管本體管壁和肋板應力都比較低，遠未到達其允許應力，因此鋼岔管本體在已實施的水壓試驗過程中并未受到損傷，結構完全可以繼續(xù)使用。

(2)在鋼岔管主管過渡錐C2與Q345連接錐管相貫線管腰的F點，管壁內中外應力分別為429.0、133.1、217.9MPa，該相貫線上最大應力值為443.4MPa，出現(xiàn)在管頂內表面(見圖4)，遠遠超過Q345鋼材的允許應力309MPa和屈服強度325MPa，甚至接近鋼材抗拉強度470MPa，可能是本次水壓試驗爆管的起點。爆管主要原因是Q345材質縮徑管C3半錐頂角太大，導致其與C2管節(jié)的轉折角達23.09°，引起了很大的軸向應力集中，數(shù)值可達446.5MPa，見圖5。所以需要對此轉折角進行調整，以降低該處應力集中程度。

(3)在主管悶頭與Q345連接錐管連接部位G點，同樣由于腰線轉折角達到了28.59°，所以也出現(xiàn)了應力集中，其中外表面最大應力達到了317.9MPa，如果按3.5MPa內水壓力進行水壓試驗，該應力集中可達397.4MPa，將遠超過Q345鋼材允許應力309MPa。按照縮徑管管壁厚度50mm，如果要將397.4MPa的應力降低到309MPa以下，那么需要將G點連接部位管壁厚度增加到64.2mm以上，建議增加20mm貼邊補強。

4 水壓試驗改進方案安全評估

同樣圖2(b)改進方案重新建立仿真模型，計算得到了鋼岔管水壓試驗改進方案在壓力3.5MPa下的管殼及肋板的Mises應力云圖，其中管殼內表面Mises應力和軸向應力分別如圖7—8所示。另外，將圖9所示各關鍵點及肋板最大截面處內外側兩點的Mises應力值列于表3，再根據(jù)規(guī)范確定的允許應力進行校核。

圖7 管殼內表面Mises應力(單位：MPa)

圖8 管殼內表面軸向應力(單位：MPa)

圖9 改進方案關鍵點位置示意圖

表3 改進方案鋼岔管水壓試驗關鍵點Mises應力 單位：MPa

從表3和圖7—8可見：

(1)在鋼岔管本體(800MPa級鋼材)范圍內，所有部位鋼岔管管壁和肋板應力都低于各自的允許應力，說明鋼岔管本體能夠滿足3.5MPa水壓試驗的要求。

(2)在鋼岔管主管過渡錐C2與700mm高強鋼縮徑管C3相貫線管腰的F點，管壁內中外應力分別為370.5、121.2、135.8MPa，該相貫線上最大應力值不超過389MPa，出現(xiàn)在管頂內表面(如圖7所示)，小于800MPa級鋼材的允許應力512MPa。在700mm縮徑管C3與Q345縮徑管C4相貫線管腰的F1點，管壁內中外應力分別為213.7、138.9、103.1MPa，該相貫線上最大應力值不超過231MPa，出現(xiàn)在管頂內表面(如圖8所示)，已經(jīng)小于Q345鋼材的允許應力309MPa，說明改進方案中將Q345縮徑管與700mm高強鋼管節(jié)的轉折角降為10.47°，已經(jīng)起到降低該處應力集中的作用，建議采用。

(3)在主管悶頭與Q345連接錐管連接部位G點，同樣由于腰線轉折角達到了28.59°，所以也出現(xiàn)了應力集中，但采用20mm鋼板貼邊補強后，其中外表面最大應力降為268.2MPa，小于Q345鋼材允許應力309MPa。說明將G點連接部位管壁厚度增加20mm貼邊補強后，可以降低該部位的應力集中，使其在水壓試驗壓力3.5MPa作用下仍然小于Q345鋼材允許應力。

5 結語

為了減小鋼岔管原位水壓試驗悶頭制作的規(guī)模和難度，采用縮徑管將鋼岔管本體與悶頭相連接的技術方案是可行的，但具體實施時要保證縮徑管的半錐頂角不宜過大，以減小連接部位的母線轉折角和應力集中；當縮徑管(包括悶頭)采用比鋼岔管本體更低級別的鋼材時，應力校核應以連接部位兩側較低級別鋼材的允許應力為評價標準，以確保水壓試驗安全。鋼岔管主管與悶頭之間的連接焊縫一般是水壓試驗時的最后一道環(huán)縫，只能采用單面焊接工藝，加上該部位母線轉折角較大，也是水壓試驗時的薄弱部位，建議采取貼邊或增加跨縫加勁板的方式進行加強，以提高水壓試驗的成功率。