天然氣管道帶氣開孔補強結構的應力分析

何家勝，吳 其，王彥馨，肖 嵩，邵小蘭，聶隆梅，魏 衛(wèi)，李 超，陳星亮

(1.武漢工程大學機電工程學院，湖北 武漢 430074；2.武漢市天然氣有限公司，湖北 武漢 430022)

0 引 言

隨著天然氣應用的不斷擴展，天然氣管網(wǎng)的改造越來越頻繁，往往需要在天然氣管道上擴展新的分支.按原有停氣開孔的工作程序，一般應先對已帶氣、帶壓天然氣管道進行停運、卸壓、置換惰性氣體，然后再開孔接管，最后再恢復供氣.這種停氣作業(yè)帶來一系列問題：(1)影響天然氣用戶正常用氣；(2)由于天然氣的易燃易爆性，在停氣作業(yè)中，可能給施工人員和天然氣用戶帶來一些安全隱患.(3)隨著天然氣用戶的逐漸增多，停氣前的協(xié)調(diào)與停氣后的用氣恢復工作難度越來越大.為了提高作業(yè)效率及服務質量，在天然氣管道上引入了國際上先進的不停輸帶氣開孔施工工藝.

帶氣開孔的過程大致分為以下6個步驟[1-3]：(1)在需要開孔的主管上定位好開孔位置，然后將帶氣開孔專用構件(如圖1所示)焊接在主管上；(2)在焊接好的構件上安裝閥門(如圖2所示)；(3)在閥門上安裝帶氣開孔專用開孔機(如圖2所示)，專用開孔機是由切削工具和進給裝置等組成的特種開孔工具；(4)啟動開孔機在主管上開孔；(5)開孔完成后，退出切削工具和切割下的管材，關閉閥門；(6)在閥門另一端安裝支管.

圖1 帶氣開孔專用構件Fig.1 The special component of in-service gas opening

圖2 專用開孔機連接圖Fig.2 The connection of the special component

天然氣帶氣開孔方式的特殊性使得帶氣開孔補強形式與常規(guī)開孔補強形式[4-9]有很大的不同，常規(guī)開孔補強形式的支管和主管在開孔處直接焊在一起，如圖3所示.而天然氣帶壓開孔補強形式的支管不是和主管直接焊在一起，而是僅和補強片焊在一起，如圖4所示.

當管道受內(nèi)壓時，這兩種開孔補強形式開孔接管處的受力情況和應力分布情況有較大差別.

圖3 常規(guī)開孔補強情況Fig.3 The reinforcing form of normal pipelines opening

圖4 帶氣開孔補強情況Fig.4 The reinforcing form of in-service gas pipelines opening

1 帶氣開孔結構有限元應力分析

1.1 有限元方法進行帶氣開孔應力分析的必要性

由于彈塑性力學解析方法還不能解決管道帶氣開孔補強結構這么復雜的問題，而常規(guī)壓力容器及管道開孔補強的規(guī)范不能簡單地應用于天然氣管道帶氣開孔補強的計算上，只能用數(shù)值分析及實驗驗證的方法進行天然氣帶氣開孔補強的研究.

本文利用有限元這一數(shù)值分析方法對帶氣開孔情況進行應力分析.

1.2 帶氣開孔應力分析

1.2.1 實體模型的建立 研究對象為φ325×7 mm的主管上開孔直徑為195 mm的開孔接管結構，接管的尺寸為φ219×7 mm，補強件厚度為8 mm，長度為354 mm.由于開孔接管結構的幾何形狀與載荷是關于Y軸對稱的(如圖4所示)，YOZ面為對稱面，可選擇二分之一實體模型進行分析，如圖5所示.

圖5 帶氣開孔整補實體模型Fig.5 The all-ring reinforcing model of in-service gas pipelines opening

1.2.2 有限元模型的建立 位移邊界條件[10-12]：設u、v、w為X、Y、Z方向的位移，(1)YOZ平面里，u=0；(2)在支管端面，設v=0.

力邊界條件：(1)在主管兩側端面施加由內(nèi)壓引起的軸向載荷，為P主管=6.52 MPa；(2)在主管內(nèi)表面和支管內(nèi)表面施加0.6 MPa的內(nèi)壓，由于補強圈和主管連接處能張開，還需在連接處上下表面施加0.6 MPa的內(nèi)壓.如圖6所示.

從圖7中可以看出，帶氣開孔整補模型最大應力為53.324 MPa，最大應力點位于YOZ平面里開孔接管內(nèi)表面拐角處.

對帶氣開孔方補模型進行與開孔接管整補模型的類似分析，得到最大應力為52.878 MPa，最大應力點位于YOZ平面里開孔接管內(nèi)表面拐角處，如圖8所示.

圖6 邊界條件Fig.6 The boundary condition

圖7 整補應力分布Fig.7 The stress distribution of all-ring

圖8 方補應力分布Fig.8 The stress distribution of half-ring

1.3 帶氣開孔補強方式的改進

圖9 僅焊支管應力分布Fig.9 The stress distribution of only branch pipe directed welded on main pipe

圖10 先焊支管再焊圓形補強圈應力分布Fig.10 The stress distribution of branch pipe directed welded on main pipe and circular reinforcing sheet

從上述分析結果可以看出，帶氣開孔整補模型與方補模型最大應力位置相同， 大小相差不足1 MPa.現(xiàn)提出在主管上僅焊支管、先焊支管再焊圓形補強圈(補強圈厚度為8 mm，寬度為40 mm)和先焊支管再焊方形補強片(補強片厚度為8 mm，長度為354 mm)3種補強模型；對這3種模型進行應力分析，分析結果如圖9、圖10和圖11所示.

從圖9中可以看出，帶氣開孔僅焊支管時最大應力為59.006 MPa，位置在主管開孔邊緣下表面拐角處；從圖10中可以看出，帶氣開孔先焊支管再焊圓形補強圈模型最大應力為48.622 MPa，位置在主管開孔邊緣下表面拐角處；從圖11中可以看出，帶氣開孔先焊支管再焊方形補強片模型最大應力為34.806 MPa，位置在主管開孔邊緣下表面拐角處.

圖11 先焊支管再焊方形補強片應力分布Fig.11 The stress distribution of branch pipe directed welded on main pipe and square reinforcing sheet

2 結 語

天然氣帶氣開孔整補、方補、僅焊支管、先焊支管再焊圓形補強圈和先焊支管再焊方形補強片5種形式最大應力位置及大小如表1所示.

從表1中可以得出：

(1)天然氣帶氣開孔整補模型和半補模型最大應力分別為53.324 MPa和52.878 MPa；帶氣開孔專用構件材料為20號鋼，常溫下許用應力為137 MPa；所以帶氣開孔整補模型和半補模型滿足強度要求.兩種補強形式最大應力大小相差不足1 MPa，整補模型的下半瓦片對開孔接管處的補強效果不明顯，一般情況下采用方補即可.

(2)根據(jù)表1結果， 整補、 方補模型中最大應力都發(fā)生在接管與補強片連接拐角處，如表中A點所示.另外三種補強形式最大應力發(fā)生在開孔邊緣處，如表中B點所示.

表1 最大應力位置及大小

(3)先焊支管再焊圓形補強圈的補強形式相比整補和方補，最大應力下降較多，補強效果較好.

(4)先焊支管再焊方形補強片最大應力為34.806 MPa，相比其他補強形式，補強效果最好，建議在帶氣開孔中使用先焊支管再焊方形補強片的補強形式.

致 謝

本文相關工作得到了武漢市天然氣有限公司領導的大力支持，也得到了武漢工程大學結構仿真及失效分析研究室胡潔文、羅歡、魏玉婷、周波的參與和幫助，在此表示衷心感謝！

參考文獻：

[1] 潘晉峰. 燃氣管道的不停輸開孔接線技術[J]. 山西建筑，2012,38(2)：87-88.

PAN Jin-feng. On non-stop transmission opening connection technique of gas pipelines[J]. SHANXI ARCHITECTURE，2012,38(2)：87-88. (in Chinese)

[2] 李婷婷. 管道帶壓開孔技術簡介[J]. 油氣田地面工程，2009,28(1)：77.

LI Ting-ting. Brief Introduction of Pipeline with Pressure[J]. Oil-gas Field Surface Engineering，2009,28(1)：77. (in Chinese)

[3] 白寧. 水平式帶壓開孔施工關鍵技術及其應用[J]. 中國海上油氣，2009,21(1)：69-70.

BAI Ning. Critical technique and application of horizontal hot tapping procedure[J]. China Offshore Oil and Gas，2009,21(1)：69-70. (in Chinese)

[4] 湯善甫，朱思明. 化工設備機械基礎[M].上海：華東理工大學出版社，2004(12)：352-354.

TANG Shan-fu，ZHU Shi-ming. Chemical Equipment and Mechanical Basis[M]. Second Edition， Shang Hai：East China University of Science and Technology Press，2004(12)：352-354.(in Chinese)

[5] 郭曉霞，魏冬雨. 開孔補強的常規(guī)設計與分析設計之比較[J]. 化肥設計，2010,48(2)：16-18.

GUO Xiao-xia，WEI Dong-yu. Comparison of Conventional Design with Analytic Design for Opening Reinforcement[J]. Chemical Fertilizer Design，2010,48(2)：16-18. (in Chinese)

[6] 王磊. 壓力容器開孔接管處的應力分類及補強設計方法的比較[J]. 化工機械，2004,31(5)：307-311.

WANG Lei. Comparison Between the Stress Classification and Reinforcement Design Methods at the Opening Nozzles of a Pressure Vessel[J]. Chemical Machinery，2004,31(5)：307-311. (in Chinese)

[7] 李玉坤，孫文紅，李春，等.大型立式儲罐罐壁開孔補強應力分析[J].壓力容器，2012，29(10)：41-46.

LI Yu-kan,SUN Wen-hong,LI Chun,et al.Stress Analgsis of Reinforcement for Openings in Large Vertical Storage Tanks’ Skin[J].Pressure Vessel.,2012，29(10)：41-46.(in Chinese)

[8] 楊文玲，王俊寶，閆文軍.高壓容器3種開孔補強方法補強[J].石油化工設備,1999，28(6)：24-27.

YANG Wen-ling,WANG Jun-bao,YAN Wen-jun.Comparison of three opening reinforcement methods for high pressure vessel[J].Petro-Chemical Equipment,1999,28(6):24-27.(in Chinese)

[9] 候偉.內(nèi)壓橢圓形或碟形封頭上開孔被強的討論[J].石油化工設備，2010，39(6)：42-45.

HOU Wei.Discussion of Opening Calculation in the Ellipsoidal or Torispherical Head under Intercal Pressure[J].Petro-chemical Equipment,2010,39(6):42-45.(in Chinese)

[10] 何家勝，魏衛(wèi)，朱曉明，等.含裂級法蘭接管的應力強度因子數(shù)值計數(shù)[J].武漢工程大學學報，2012，34(12)：50-53.

HE Jia-sheng,WEI Wei,ZHU Xiao-ming, et al.Numercial analysis of stress intensity factor of cracked nozzle flange[J].Journal of Wuhan Institute of technology,2012,34(12):50-53.(in Chinese)

[11] 何家勝，陳文龍，王彥馨，等.天然氣閘閥法蘭失效分析[J].武漢工程大學學報，2012，34(2)：71-73.

HE Jia-sheng,CHEN Wen-long,WANG Yan-xin,et al.Fracture Fatlure analysis of gas valve flange bolts[J].Journal of Wuhan Institute of technology,2012,34(2):71-73.(in Chinese)

[12] 何家勝，李超，朱曉明，等.氫腐蝕分層對換熱器簡體承受載能力的影響[J].武漢工程大學學報，2013，35(2)：74-79.

HE Jia-sheng,LI Chao,ZHU Xiao-ming,et al.Influence of bearing capacity of heat exchanger shell caused by hgdrogen corrosion delaminating crack[J].Journal of Wuhan Institute of technology,2012,35(2):74-79.(in Chinese)