王彬彬 方迎潮 劉隴 王壘超 李旺 潘玉林 王琳

(1.國家管網(wǎng)集團(tuán)西南管道有限責(zé)任公司 2.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院)

0 引 言

近幾年來，國內(nèi)發(fā)生了多起X70和X80管道焊縫失效事故，其中不等壁厚焊縫的失效模式基本都是斷裂，而等厚焊縫的失效模式都是泄漏，這引起了企業(yè)對(duì)不等厚焊縫結(jié)構(gòu)失效的高度關(guān)注。環(huán)焊縫在長輸管道中數(shù)量龐大，平原地帶鋪設(shè)的管道平均每公里約90個(gè)環(huán)焊縫，在人口稠密地區(qū)以及地形復(fù)雜區(qū)域，環(huán)焊縫密度還會(huì)增加。

環(huán)焊縫結(jié)構(gòu)包括等厚對(duì)接和不等厚對(duì)接2種，焊縫處的應(yīng)力變化復(fù)雜，難以測(cè)定[1]，不等厚焊縫的結(jié)構(gòu)和應(yīng)力分布更復(fù)雜，應(yīng)力集中程度更高。大量的試驗(yàn)研究以及失效事故表明，疲勞源總是出現(xiàn)在應(yīng)力集中區(qū)域，應(yīng)力集中程度越高，越容易產(chǎn)生裂紋，管道失效概率越高。對(duì)接焊縫是疲勞的關(guān)鍵部位，疲勞開裂可能發(fā)生在焊根或焊趾處[2]。對(duì)焊縫熱點(diǎn)處的應(yīng)力應(yīng)變難以直接監(jiān)測(cè)和有效仿真，通常是通過監(jiān)測(cè)或仿真焊縫附近的應(yīng)力應(yīng)變，并結(jié)合相應(yīng)后處理來計(jì)算分析其應(yīng)力集中情況。馬廷霞等[3]研制了長輸管道應(yīng)力應(yīng)變自動(dòng)化監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，實(shí)時(shí)掌控管道應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。李睿等[4]將自主研發(fā)的慣性測(cè)量單元應(yīng)用于管道中心線檢測(cè)，可檢測(cè)管道的彎曲和位移，為長輸管道安全運(yùn)行提供技術(shù)支持。

國內(nèi)外對(duì)大口徑、高鋼級(jí)、高壓力等級(jí)長輸管道不等厚焊縫結(jié)構(gòu)的研究相對(duì)較少，重視程度也不夠高，大大增加了管道完整性管理和應(yīng)急管理的風(fēng)險(xiǎn)。應(yīng)力集中系數(shù)比應(yīng)力應(yīng)變更能體現(xiàn)管道局部受力狀況的惡化程度。筆者將從應(yīng)力集中的角度對(duì)不等厚焊縫結(jié)構(gòu)進(jìn)行受力分析，并通過計(jì)算得出不同結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)焊縫應(yīng)力集中的影響程度，以提高管道企業(yè)對(duì)不等厚焊縫結(jié)構(gòu)管道斷裂行為的力學(xué)認(rèn)知，并為長輸管道的日常管理活動(dòng)提供數(shù)據(jù)參考與風(fēng)險(xiǎn)警示。

1 應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算

應(yīng)力集中是指物體局部區(qū)域應(yīng)力增大的現(xiàn)象，一般出現(xiàn)在物體形狀變化的地方，并且僅存在于較小的范圍內(nèi)。應(yīng)力集中區(qū)域的應(yīng)力達(dá)到屈服極限時(shí)，應(yīng)變可以繼續(xù)增加，但應(yīng)力不再增大。若載荷繼續(xù)增加，增加的力就由周圍尚未屈服的材料承擔(dān)，這種應(yīng)力再分配可緩解局部應(yīng)力，但會(huì)使結(jié)構(gòu)處于不穩(wěn)定狀態(tài)，所以容易產(chǎn)生疲勞裂紋[5]。

工程上常用熱點(diǎn)應(yīng)力與名義應(yīng)力的比值來定義應(yīng)力集中系數(shù):

(1)

式中：K為應(yīng)力集中系數(shù)；σhot為熱點(diǎn)應(yīng)力，MPa；σnom為名義應(yīng)力，MPa。

名義應(yīng)力是人為規(guī)定的應(yīng)力比的基準(zhǔn)，決定了應(yīng)力集中系數(shù)的相對(duì)性。本文在遠(yuǎn)離應(yīng)力集中的截面上，取對(duì)應(yīng)點(diǎn)的應(yīng)力作為基準(zhǔn)應(yīng)力[6]，以描述危險(xiǎn)截面最大應(yīng)力相對(duì)于非危險(xiǎn)截面對(duì)應(yīng)點(diǎn)應(yīng)力的增幅。在載荷不變的情況下，遠(yuǎn)離焊縫所取名義應(yīng)力不會(huì)隨焊縫結(jié)構(gòu)尺寸的變化而改變，確保了基準(zhǔn)應(yīng)力的一致性，能清晰地展示不同結(jié)構(gòu)尺寸帶來的應(yīng)力集中變化，更能體現(xiàn)焊縫相對(duì)于非焊縫所帶來的應(yīng)力增幅。

熱點(diǎn)是疲勞裂紋的起源部位，不等厚焊縫中常取焊根為熱點(diǎn)，而熱點(diǎn)應(yīng)力是熱點(diǎn)處的最大結(jié)構(gòu)應(yīng)力或結(jié)構(gòu)中危險(xiǎn)截面上危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力，是預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的重要參數(shù)[7]。文獻(xiàn)[8]對(duì)管道環(huán)焊縫的工程關(guān)鍵評(píng)估進(jìn)行了討論。對(duì)于焊接接頭，結(jié)構(gòu)應(yīng)力為未經(jīng)考慮缺口效應(yīng)而計(jì)算出的局部應(yīng)力，因其大小與接頭整體幾何形狀和受載條件有關(guān)，故也常稱為幾何應(yīng)力，不包括焊縫缺陷等局部因素引起的應(yīng)力集中[9-10]。早期工程實(shí)際中引用較多的經(jīng)驗(yàn)公式[11]是由外徑與壁厚之比為25的薄管有限元分析得到的：

(2)

式中：t2為厚壁厚度，mm；t1為薄壁厚度，mm；δt為壁厚過渡引起的軸心偏離值，mm，δt=(t2-t1)/2；δm為管節(jié)偏位值，mm，本文只有變壁厚因素，δm=0。

I.LOTSBERG[12]通過殼理論推導(dǎo)出了焊縫在外部軸向力作用下由壁厚變化產(chǎn)生的應(yīng)力集中系數(shù)，所用模型壁厚過渡斜率為1∶4(約14°)，內(nèi)、外壁應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算式為：

(3)

(4)

其中：

(5)

式中：ρ為管材密度，kg/m3；L為壁厚過渡段長度，mm；A為與壁厚過渡長度相關(guān)焊縫結(jié)構(gòu)系數(shù)，無量綱；D為管外徑，mm。

為了描述徑厚比對(duì)應(yīng)力集中系數(shù)的影響，I.LOTSBERG對(duì)式(3)、式(4)及式(5)進(jìn)行了修正[13]:

(6)

其中：

(7)

(8)

式中：e為自然常數(shù)；B為與壁厚過渡長度無關(guān)的焊縫結(jié)構(gòu)系數(shù)。

熱點(diǎn)處局部應(yīng)力的增大，一部分是由結(jié)構(gòu)整體幾何不連續(xù)導(dǎo)致的幾何應(yīng)力集中，另一部分由局部缺口效應(yīng)引起的缺口應(yīng)力集中，而熱點(diǎn)應(yīng)力法僅考慮幾何應(yīng)力集中。應(yīng)用熱點(diǎn)應(yīng)力法的關(guān)鍵問題之一是合理確定熱點(diǎn)應(yīng)力值。隨著計(jì)算機(jī)和有限元技術(shù)的發(fā)展，目前大多采用有限元分析結(jié)合適當(dāng)結(jié)果后處理來確定。國際上應(yīng)用較多的是表面外插法，利用距離熱點(diǎn)表面一定距離的2個(gè)點(diǎn)或3個(gè)點(diǎn)(外插點(diǎn))的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，通過線性或二次插值來計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力。對(duì)于降低缺口效應(yīng)引起的非線性應(yīng)力的干擾，外插點(diǎn)與熱點(diǎn)的間距是關(guān)鍵因素，外插距離一般根據(jù)壁厚進(jìn)行選取，既要確保與缺口效應(yīng)影響區(qū)分離，又要防止間距過大影響插值準(zhǔn)確性。

國外推薦的方法[14-15]如表1所示。表1中t為外插點(diǎn)所在的管壁厚度。

表1 國外推薦外插法Table 1 International recommended extrapolation method

本文采用常用的兩點(diǎn)線性外插法來計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力，插值點(diǎn)應(yīng)力通過有限元法獲取，不等厚焊縫的應(yīng)力集中主要出現(xiàn)在焊根處，取焊根為熱點(diǎn)，其原理如圖1所示。x1、x2為熱點(diǎn)1及熱點(diǎn)2與外插點(diǎn)之間距離。熱點(diǎn)應(yīng)力σhot計(jì)算公式為：

圖1 兩點(diǎn)線性外插法Fig.1 Two-point linear extrapolation method

(9)

式中:σ0.5t為外插點(diǎn)1處的應(yīng)力，MPa；σ1.5t為外插點(diǎn)2處的應(yīng)力，MPa。

2 有限元建模

為確保仿真的針對(duì)性和可操作性，忽略次要因素，對(duì)模型進(jìn)行如下簡(jiǎn)化假設(shè)：母材和焊材為理想彈塑性材料，等強(qiáng)度匹配，不存在焊縫缺陷；僅考慮內(nèi)壓，不考慮溫度、流體、陰極保護(hù)等因素及其載荷的影響；管體為直管段，呈水平鋪設(shè)，無豎向高程差，形狀和受力呈對(duì)稱分布；不考慮殘余應(yīng)力的影響，殘余應(yīng)力本身也是隨結(jié)構(gòu)變化的變量。

中緬天然氣管道是我國西南地區(qū)典型的大口徑、高鋼級(jí)、高壓力等級(jí)長輸管道，沿線地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜，具有管道代表性和地質(zhì)代表性。本文以中緬天然氣管道為研究對(duì)象，管材采用真實(shí)塑性應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)，其他模型參數(shù)如表2所示。

表2 管道模型參數(shù)Table 2 Pipeline model parameters

對(duì)管道上最常見的V形雙面對(duì)接焊縫結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，不等厚焊縫橫截面示意如圖2所示。坡口尺寸選定參見相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[16]，文中尺寸僅供參考。

圖2 焊縫橫截面示意圖Fig.2 Schematic diagram of weld cross section

圖2中，t1、t2為薄管壁厚、厚管壁厚，mm；α為坡口角度，取值為55°～65°；b為根部間隙，取值為0～3 mm；c為鈍邊厚度，取值為0～3 mm；h為焊縫余高，取值為0～3 mm；β為切削角(壁厚過渡角)，取值為14°～30°；w為蓋面焊縫寬，取值為0.5～2.0 mm。

考慮到焊縫網(wǎng)格處理的復(fù)雜性和結(jié)構(gòu)化、現(xiàn)場(chǎng)焊接工藝等方面的因素，對(duì)焊縫模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，不考慮焊縫根部余高，不考慮蓋面焊縫寬(相當(dāng)于仿真在焊縫寬度不變的情況下，一定程度上增加了坡口角)。根據(jù)圣維南原理，為消除邊界效應(yīng)，避免管道兩端位移約束對(duì)焊縫的影響，模型長度取管徑的3～5倍[17]，此處模型長度取4 m，焊縫位于模型中部，采用結(jié)構(gòu)化單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分。焊縫尺寸為：t1=12.8 mm，t2=15.3 mm，α=60°，b=3 mm，c=3 mm，h=2 mm，β=30°。由于焊縫區(qū)應(yīng)力梯度變化較大，故采用單精度偏移法，對(duì)焊縫區(qū)網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)網(wǎng)格稀疏處理以提高計(jì)算效率。模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 不等厚焊縫有限元模型Fig.3 Finite element model of unequal thickness weld

對(duì)于此管道模型，焊縫所占空間和網(wǎng)格數(shù)相對(duì)整個(gè)模型很小，網(wǎng)格劃分時(shí)應(yīng)優(yōu)先加密焊縫周圍網(wǎng)格。管道整體等效應(yīng)力云圖和焊縫局部軸向應(yīng)力云圖分別如圖4、圖5所示。

從圖4可見，左側(cè)管段為薄壁段，右側(cè)管段為厚壁段，薄壁段應(yīng)力整體上要大于厚壁段應(yīng)力，內(nèi)壁應(yīng)力大于同段外壁應(yīng)力。從圖5可見，焊根處產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力集中(紅黃色區(qū)域)，最大應(yīng)力接近管體應(yīng)力2倍。外側(cè)焊趾處應(yīng)力集中程度很低，在云圖中并不明顯。焊縫頂端和過渡端底部沒有分配到足夠的應(yīng)力，因此出現(xiàn)了2個(gè)應(yīng)力低值區(qū)域(藍(lán)色區(qū)域)。雖然非焊縫區(qū)域網(wǎng)格決定了模型網(wǎng)格數(shù)量，但網(wǎng)格質(zhì)量的體現(xiàn)在于焊縫處的網(wǎng)格劃分，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注焊縫處應(yīng)力隨網(wǎng)格變化的情況。

圖4 管道等效應(yīng)力云圖Fig.4 Cloud chart of pipeline equivalent stress

圖5 焊縫軸向應(yīng)力云圖Fig.5 Cloud chart of weld axial stress

3 模型可行性驗(yàn)證

模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性檢驗(yàn)通常采用試驗(yàn)分析和理論對(duì)比的方法。對(duì)于焊縫應(yīng)力集中問題，試驗(yàn)數(shù)據(jù)較為缺乏，因此此處將有限元分析結(jié)果與理論或經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。中緬管道外徑為定值，以管壁厚12.8 mm的薄壁管為基準(zhǔn)，將幾種常見的厚壁管壁厚設(shè)為變量，分別為15.3、16.8、17.5、18.4、19.2 mm，過渡斜率1∶4，其余參數(shù)按前述有限元模型取值。通過有限元法與兩點(diǎn)線性外插法，分析不同壁厚比情況下焊縫處應(yīng)力集中系數(shù)K1，并與式(6)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果如表3所示。

根據(jù)表3對(duì)比結(jié)果，兩者較為接近，相對(duì)偏差在10%以內(nèi)，偏差大小較為合理，驗(yàn)證了有限元模型的可行性。有限元結(jié)果比經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果數(shù)值更大，這一方面歸緣于外插法和外插間距的設(shè)置，另一方面也受材料、結(jié)構(gòu)尺寸、邊界條件約束及軟件解析方法等因素的影響。

表3 可行性驗(yàn)證結(jié)果Table 3 Feasibility verification results

4 焊縫結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中影響分析

4.1 焊縫寬度

從結(jié)構(gòu)的角度來看，影響不等厚焊縫應(yīng)力集中系數(shù)的因素主要有焊縫寬度、焊縫余高、壁厚過渡角和壁厚比，簡(jiǎn)化的焊縫結(jié)構(gòu)如圖6所示。

圖6 不等厚焊縫簡(jiǎn)化示意圖Fig.6 Simplified diagram of unequal thickness weld

焊縫寬度是指兩焊趾之間的水平距離。焊縫過寬，則焊接接頭受熱嚴(yán)重，熱影響區(qū)較大，晶粒粗大，容易產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力和變形，且增加材料成本。焊縫過窄，容易導(dǎo)致母材和焊材熔合不良，出現(xiàn)咬邊、裂紋等缺陷。焊縫寬度取決于焊接工藝和預(yù)制坡口尺寸。焊接工藝方面，焊縫寬度主要通過增加電弧電壓或降低焊接速度來增加，而坡口尺寸方面，焊縫寬度主要受坡口角的影響。在保證焊接質(zhì)量的前提下，焊縫填充金屬應(yīng)盡量少，合理地選擇坡口尺寸，使之有利于加工及焊透，以減少各種缺陷和應(yīng)力集中。

在薄壁管壁厚t1=12.8 mm、厚壁管壁厚t2=15.3 mm、根部間隙b=3 mm、鈍邊厚度c=3 mm、焊縫余高h(yuǎn)=2 mm、壁厚過渡角β=30°條件下，以不同的坡口角α為變量，分別取坡口角α=45°、50°、55°、60°、65°、70°，分析坡口角對(duì)焊根處應(yīng)力集中系數(shù)的影響，如圖7所示。

由圖7可見，隨著坡口角的增加，焊縫寬度增加，焊根處最大軸向應(yīng)力有所上升，變化范圍為231.1～243.2 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)上升，變化范圍為1.362～1.425。此外，提取管道內(nèi)外壁在不同坡口角時(shí)的軸向應(yīng)力，經(jīng)分析發(fā)現(xiàn)，坡口角變化對(duì)內(nèi)外壁軸向應(yīng)力分布整體影響不大。此處僅展示60°坡口角時(shí)的應(yīng)力分布情況，如圖8所示。

圖7 坡口角的影響Fig.7 Influence of groove angle

圖8 內(nèi)外壁軸向應(yīng)力分布Fig.8 Axial stress distribution of inner wall and outer wall

由圖8可見，應(yīng)力集中影響范圍相對(duì)整個(gè)管道較小，遠(yuǎn)離焊縫后應(yīng)力迅速趨于穩(wěn)定。焊趾處存在一定程度的應(yīng)力集中，焊縫頂部應(yīng)力明顯減小。焊根處存在較大程度的應(yīng)力集中，應(yīng)力沿著壁厚過渡面迅速減小，并在焊縫頂部和過渡段底部出現(xiàn)了2個(gè)明顯的應(yīng)力低值區(qū)域。

4.2 焊縫余高

焊縫余高是指鼓出母材表面的部分或焊趾連線以上部分的金屬高度。焊縫余高使焊縫橫截面增加，承載力提高，但焊縫表面的凸起會(huì)使得結(jié)構(gòu)過渡不圓滑，在焊趾處造成應(yīng)力集中，降低疲勞強(qiáng)度，焊縫余高對(duì)應(yīng)力集中系數(shù)的影響在等厚焊縫中更明顯。焊縫余高取決于焊接工藝和焊后打磨加工。焊接工藝方面，主要通過增加焊接電流或降低焊接速度來增加焊縫余高。通常要求焊縫表面不低于母材表面，焊縫余高一般不應(yīng)超過2 mm，局部不得超過3 mm。

在薄壁管壁厚t1=12.8 mm、厚壁管壁厚t2=15.3 mm、坡口角α=60°、根部間隙b=3 mm、鈍邊厚度c=3 mm、壁厚過渡角β=30°的條件下，以不同的焊縫余高h(yuǎn)為變量，分別取焊縫余高h(yuǎn)=0.5、1.0、1.5、2.0、2.5、3.0 mm，分析焊縫余高對(duì)焊根處應(yīng)力集中系數(shù)的影響，結(jié)果如圖9所示。

圖9 焊縫余高的影響Fig.9 Influence of weld reinforcement

由圖9可見，隨著焊縫余高的增加，焊根處最大軸向應(yīng)力逐漸上升，變化范圍為227.4～247.3 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)上升，變化范圍為1.305～1.437。焊縫余高越大，焊趾應(yīng)力集中程度越高，焊縫頂部應(yīng)力越大，并且相對(duì)來看，焊縫余高變化對(duì)外壁軸向應(yīng)力分布影響相對(duì)較大，而對(duì)內(nèi)壁軸向應(yīng)力分布影響相對(duì)較小。

4.3 壁厚過渡角

壁厚過渡角是指為了平滑過渡不等厚焊縫，避免造成過大應(yīng)力集中，對(duì)厚板材進(jìn)行切削打磨所使用的角度，通常也以坡度描述加工程度。角度越小，壁厚過渡段越長，過渡越平緩，應(yīng)力集中程度越低，但加工難度越大，容易導(dǎo)致坡面不平整，且浪費(fèi)材料。過渡角度的選取一定程度上受壁厚比影響，對(duì)于較大壁厚比的不等厚對(duì)接焊縫，需適當(dāng)減小過渡角或采用單面兩段式打磨、雙面打磨、堆焊等方法過渡。一般要求壁厚過渡角最大不應(yīng)大于30°，最小不應(yīng)小于14°，對(duì)于最小屈服強(qiáng)度相同的兩不等厚管段對(duì)接，其最小角度可不作限制[18]。

在薄壁管壁厚t1=12.8 mm、厚壁管壁厚t2=15.3 mm、坡口角α=60°、根部間隙b=3 mm、鈍邊厚度c=3 mm、焊縫余高h(yuǎn)=2 mm的條件下，以不同的壁厚過渡角β為變量，分別取壁厚過渡角β=10°、14°、18°、22°、26°、30°，分析壁厚過渡角對(duì)焊根處應(yīng)力集中系數(shù)的影響，結(jié)果如圖10所示。

由圖10可見，隨著壁厚過渡角的增加，焊根處最大軸向應(yīng)力上升，變化范圍為178.7～241.4 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)上升，變化范圍為1.355～1.393。壁厚過渡角越大，焊根處應(yīng)力集中程度越高，過渡段底部應(yīng)力越小，并且相對(duì)來看，壁厚過渡角變化對(duì)內(nèi)壁軸向應(yīng)力分布影響相對(duì)較大，而對(duì)外壁軸向應(yīng)力分布影響相對(duì)較小。

圖10 過渡角的影響Fig.10 Influence of transition angle

4.4 壁厚比

壁厚比是指厚壁管與薄壁管的壁厚比值，通常是由于地區(qū)設(shè)計(jì)系數(shù)的變化或特殊地理環(huán)境的影響導(dǎo)致管道壁厚需求的不同。選取中緬天然氣管道9組比較典型的壁厚比為研究對(duì)象，壁厚相關(guān)參數(shù)如表4所示。

表4 壁厚參數(shù)Table 4 Wall thickness parameters

在坡口角α=60°、根部間隙b=3 mm、鈍邊厚度c=3 mm、焊縫余高h(yuǎn)=2 mm，壁厚過渡角β=30°的條件下，以不同的壁厚比為變量，分析不同壁厚比對(duì)焊根處應(yīng)力集中系數(shù)的影響，結(jié)果如圖11所示。

由圖11可見，隨著壁厚比的增加，焊根處最大軸向應(yīng)力上升，變化范圍為126.8～262.2 MPa，應(yīng)力集中系數(shù)上升，變化范圍為1.187～1.702。經(jīng)過分析發(fā)現(xiàn)，壁厚比越大，焊趾處應(yīng)力集中程度越低，焊縫頂端應(yīng)力越小，壁厚比變化對(duì)外壁軸向應(yīng)力分布影響較大，而壁厚比越大，焊根處應(yīng)力集中程度越高，過渡段底部應(yīng)力越小，壁厚比變化對(duì)內(nèi)壁軸向應(yīng)力分布影響很大。

圖11 壁厚比的影響Fig.11 Influence of wall thickness ratio

根據(jù)上述應(yīng)力分析結(jié)果可見，各結(jié)構(gòu)參數(shù)的增加都會(huì)不同程度地提高焊根處的應(yīng)力集中程度。為了更加清晰地對(duì)比各結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響程度，將各參數(shù)所允許的變化范圍歸一化處理，0表示尺寸下限，1表示尺寸上限，從而得到不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)焊根處軸向應(yīng)力和應(yīng)力集中系數(shù)的影響程度差異，如圖12所示。

由圖12a可見，各參數(shù)對(duì)焊根處軸向應(yīng)力的影響程度為：壁厚比>焊縫過渡角>焊縫余高>焊縫寬度。

由圖12b可見，應(yīng)力集中系數(shù)曲線的走勢(shì)與軸向應(yīng)力曲線略有不同，壁厚比對(duì)焊縫應(yīng)力集中系數(shù)的影響遠(yuǎn)大于焊縫寬度、焊縫余高和焊縫過渡角。因此，企業(yè)在管道日常管理活動(dòng)中應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注高壁厚比結(jié)構(gòu)的風(fēng)險(xiǎn)管段。

圖12 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)影響程度Fig.12 Influence degrees of different structural parameters

5 結(jié) 論

本文從應(yīng)力集中的角度對(duì)長輸管道不等厚焊縫進(jìn)行了受力分析，得出如下結(jié)論。

(1)采用有限元法和兩點(diǎn)線性外插法計(jì)算了熱點(diǎn)應(yīng)力和應(yīng)力集中系數(shù)，并將其與成熟經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，驗(yàn)證了模型的可行性。

(2)焊縫各結(jié)構(gòu)參數(shù)的增加都會(huì)不同程度地提高焊縫應(yīng)力集中程度，通過歸一化處理后可更加直觀地對(duì)比不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)焊根處軸向應(yīng)力和應(yīng)力集中的影響。

(3)壁厚比對(duì)焊縫應(yīng)力集中的影響遠(yuǎn)大于焊縫寬度、焊縫余高和焊縫過渡角，企業(yè)在管道日常管理活動(dòng)中應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注高壁厚比結(jié)構(gòu)的風(fēng)險(xiǎn)管段。

(4)本文研究對(duì)象為直管段，而各種地質(zhì)災(zāi)害或外載荷往往會(huì)使管道發(fā)生彎曲變形，不等厚焊縫處的應(yīng)力集中在彎曲狀態(tài)下將二次惡化，需及時(shí)管控此類風(fēng)險(xiǎn)。