高壓工業(yè)管道焊縫應(yīng)力分析和強(qiáng)度評定

韓守鵬 李長春 張蒲根 許金沙 王勝輝 徐洪濤

（1.上海市特種設(shè)備監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院；2.中國特種設(shè)備檢測研究院；3.上海理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院）

工業(yè)管道作為化學(xué)工業(yè)的“血管”，在化工生產(chǎn)中扮演著重要的角色。 大多數(shù)工業(yè)管道都是在施工現(xiàn)場進(jìn)行焊接和安裝的，由于施工現(xiàn)場環(huán)境比較復(fù)雜，施工的質(zhì)量容易受到影響。 另外，在定期檢驗(yàn)過程中，經(jīng)常會遇到現(xiàn)場工業(yè)管道與設(shè)計(jì)圖紙不符的情況。 以上種種原因都可能導(dǎo)致壓力管道在運(yùn)行過程中出現(xiàn)事故，造成人員和財(cái)產(chǎn)損失。 如何保證工業(yè)管道的安全運(yùn)行，一直以來都是廣大學(xué)者研究的重點(diǎn)方向。

隨著科學(xué)技術(shù)的進(jìn)步，越來越多的學(xué)者使用有限元分析軟件對工業(yè)管道進(jìn)行應(yīng)力分析和強(qiáng)度評定， 有限元分析方法也得到了學(xué)界的認(rèn)可。淡勇等采用有限元方法對超高壓管道進(jìn)行應(yīng)力分析和強(qiáng)度評定，并對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分解和應(yīng)力分類［1］。 白芳等利用模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法對X80 鋼多層焊道的殘余應(yīng)力進(jìn)行研究［2］。 柏慧等研究了熱輻射對加氫反應(yīng)器熱箱部位溫度和應(yīng)力分布的影響，考慮熱輻射會使熱箱部位的溫度場分布更均勻、應(yīng)力顯著減?。?］。許金沙等研究了搪玻璃層熱膨脹系數(shù)、溫差和厚度3 個因素對搪玻璃層耐溫差急變性能的影響，并通過試驗(yàn)對數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證［4］。吳新麗等采用Sysweld建立焊接模型，對經(jīng)歷不同熱處理工藝的管板與環(huán)形支承板對接焊縫的焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行模擬分析，同時將模擬計(jì)算應(yīng)力值與盲孔法測試應(yīng)力值進(jìn)行比較，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證其力學(xué)性能［5］。霍玉峰等建立了鋼渣罐三維瞬態(tài)熱彈塑性仿真模型，對緩冷過程鋼渣罐的溫度場和罐體、縱橫加筋肋等典型部位的應(yīng)力和塑性應(yīng)變進(jìn)行了分析［6］。 蘇文獻(xiàn)等利用有限元分析軟件對復(fù)雜載荷作用下帶夾套縮聚釜泄漏進(jìn)行失效分析與改進(jìn)設(shè)計(jì)［7］。黃云等采用有限元方法研究單、雙重裂紋的尺寸和位置變化對油氣管道應(yīng)力的影響，并擬合得出相應(yīng)公式［8］。張國威等基于熱-結(jié)構(gòu)耦合的干氣壓縮機(jī)出口輸氣管道進(jìn)行應(yīng)力分析，當(dāng)管道溫差過大時，外壁所受應(yīng)力較大［9］。伍穎等對管道上典型的平滑凹痕缺陷， 根據(jù)管道的實(shí)際運(yùn)行狀況，建立了有限元模型，并得出應(yīng)力隨各參數(shù)的變化規(guī)律，采用非線性回歸分析方法對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了擬合［10］。 帥健等分析占壓載荷作用下管道的應(yīng)力與變形，管道在上覆土體和夯實(shí)地基的不均勻作用下發(fā)生局部彎曲和橢圓化變形［11］。

從上述文獻(xiàn)可以看出，國內(nèi)外學(xué)者對管道應(yīng)力分析方面進(jìn)行了大量的研究，但大部分研究都是忽略溫度影響僅考慮單一和復(fù)雜載荷作用下的壓力管道應(yīng)力和強(qiáng)度分析，局限性較大。 筆者研究了某化工企業(yè)中一條高溫高壓管道， 建立了管道管件和焊縫的三維物理模型， 利用有限元分析方法， 研究了管道和焊縫在設(shè)計(jì)工況和使用工況下應(yīng)力場和溫度場隨時間變化的情況， 并基于分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行應(yīng)力評定，確定安全使用范圍。

1 有限元模型

1.1 物理模型和材料屬性

該管道為某化工企業(yè)在用工業(yè)管道，在管道管件彎頭與三通焊縫連接處發(fā)現(xiàn)焊縫未焊滿情況，如圖1a 中紅色框所示的部位。 從現(xiàn)場測量后得出，焊縫高度與管道表面相差10 mm 左右。管道整體設(shè)計(jì)壓力為44.8 MPa， 設(shè)計(jì)溫度為260 ℃；工作壓力為38 MPa，工作溫度為110 ℃。 三通管外徑為241.3 mm， 內(nèi)徑為125.1 mm； 彎管外徑為241.3 mm，內(nèi)徑為140.9 mm。 管道焊縫焊接系數(shù)取0.85。 由于筆者主要研究三通和彎管連接處焊縫的應(yīng)力分布情況，因此只選取了管道的三通和彎管這一部分進(jìn)行有限元分析。 三通、彎管和焊縫的物理模型完全按照設(shè)計(jì)圖紙的尺寸來建立［12］，如圖1b 所示。

圖1 管道實(shí)物和部分結(jié)構(gòu)三維物理模型

1.2 單元選擇和網(wǎng)格劃分

在管道結(jié)構(gòu)分析中有限元模型選擇了八節(jié)點(diǎn)六面體結(jié)構(gòu)分析單元——Solid 185 單元。Solid 185 單元用于構(gòu)造三維實(shí)體結(jié)構(gòu)模型，該單元具有塑性、超彈性、應(yīng)力剛化、蠕變、大變形及大應(yīng)變等功能。 對于管道溫度場分析的有限元模型， 選擇八節(jié)點(diǎn)的等參單元Solid 70 單元。 Solid 70 單元可用于三維物理模型的穩(wěn)態(tài)或瞬態(tài)熱分析問題，并可以補(bǔ)償由于恒定速度場質(zhì)量輸運(yùn)帶來的熱流損失。 管道物理模型的網(wǎng)格單元數(shù)為387 040，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)為413 987。 對三通管和彎管連接的焊縫處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，以確保滿足計(jì)算精度要求。 管道網(wǎng)格劃分如圖2 所示。

圖2 管道網(wǎng)格劃分

1.3 邊界約束條件

管道應(yīng)力分析模型邊界條件如圖3 所示，彎管端面A 施加全位移約束、管道內(nèi)表面B 施加垂直表面方向的內(nèi)壓力、三通管兩個端面C 和D 分別施加垂直端面向外的拉力。 三通端面上施加的壓強(qiáng)可由Lame 方程進(jìn)行確定，Lame 方程計(jì)算公式如下［13］：

圖3 邊界條件

式中 K——端面處管外徑與管內(nèi)徑之比；

p——設(shè)計(jì)壓力或工作壓力，MPa；

p2——三通管端面處受到的壓力，MPa。

在設(shè)計(jì)工況和使用工況下管道應(yīng)力分析模型邊界條件具體設(shè)置見表1。

表1 應(yīng)力分析邊界條件

管道溫度場分析模型內(nèi)表面的溫度在設(shè)計(jì)工況下設(shè)置為設(shè)計(jì)溫度，在使用工況下設(shè)置為工作溫度，由于管道外表面沒有保溫層，根據(jù)環(huán)境條件設(shè)置自然對流換熱系數(shù)。 為了得到管道和焊縫應(yīng)力場和溫度場隨時間變化的關(guān)系，則在非穩(wěn)態(tài)條件下設(shè)置計(jì)算總時間為1 000 s，時間步長為50 s。 在設(shè)計(jì)工況和使用工況下管道溫度模型邊界條件具體設(shè)置見表2。

2 結(jié)果分析

2.1 溫度分布

圖4 給出了使用工況下50 s 和1 000 s 時刻管道溫度分布情況。 從圖4a 可以看出，管道內(nèi)壁最高溫度為110.00 ℃， 管道外壁最低溫度為34.18 ℃，管道內(nèi)外溫差75.82 ℃。 最低溫度出現(xiàn)在彎管內(nèi)側(cè)。從圖4b 可以看出，1 000 s 時刻管道外壁最低溫度為104.90 ℃，管道內(nèi)外溫差5.10 ℃。在1 000 s 時刻管道整體溫度分布較50 s 時刻更為均勻，管道內(nèi)外壁溫差降低70.72 ℃，最低溫度由彎管內(nèi)側(cè)移至三通接口處。

圖4 使用工況溫度分布

圖5 給出了設(shè)計(jì)工況下50 s 和1 000 s 時刻管道溫度分布情況。 從圖5a 可以看出，管道內(nèi)壁最高溫度為260.00 ℃， 在50 s 時刻管道外壁最低溫度為50.47 ℃，管道內(nèi)外溫差209.53 ℃。 最低溫度同樣出現(xiàn)在彎管內(nèi)側(cè)。 從圖5b 可以看出，在1 000 s 時刻管道外壁最低溫度為245.75 ℃，管道內(nèi)外溫差14.25 ℃。在1 000 s 時刻管道整體溫度分布較50 s 時刻更為均勻，管道內(nèi)外壁溫差降低195.28 ℃， 最低溫度由彎管內(nèi)側(cè)移至三通接口處，與使用工況下相似。

圖5 設(shè)計(jì)工況溫度分布

圖6 給出了兩種工況下管道各個時刻的最低溫度隨時間的變化。 從圖6 可以看出，隨著時間的增加， 管道溫度不斷升高。 在使用工況下，300 s 之前升溫速度較快，300 s 之后溫度逐步平穩(wěn)，700 s 之后溫度基本不再變化， 在1 000 s 時刻溫度達(dá)到104.9 ℃， 此時管道溫度已經(jīng)達(dá)到平衡狀態(tài)。 在設(shè)計(jì)工況下，400 s 之前升溫速度較快，400～800 s 之間升溫速度較慢，800 s 之后溫度基本不再變化， 在1 000 s 時刻管道溫度達(dá)到245.8 ℃。

圖6 兩種工況下管道溫度隨時間的變化

2.2 應(yīng)力分布

圖7 是管道在使用工況下50 s 和1 000 s 時刻的應(yīng)力分布情況。 從圖7a 可以看出，在50 s 時刻，管道最大應(yīng)力為430.14 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在彎管外側(cè)表面處；焊縫處應(yīng)力水平較焊縫兩側(cè)有明顯的升高，焊縫處最大應(yīng)力為304.97 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在焊縫外表面處。 從圖7b 可以看出， 在1 000 s 時刻， 管道最大應(yīng)力為380.59 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在彎管內(nèi)側(cè)表面處；焊縫處最大應(yīng)力為210.77 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在焊縫外表面處。 對比圖7a、b 發(fā)現(xiàn)，隨著時間增加管道最大應(yīng)力降低了49.55 MPa， 焊縫處最大應(yīng)力降低了94.20 MPa， 管道最大應(yīng)力點(diǎn)由彎管處外表面轉(zhuǎn)移到內(nèi)表面，焊縫最大應(yīng)力點(diǎn)的位置基本沒有變化。

圖7 使用工況應(yīng)力分布

圖8 是管道在設(shè)計(jì)工況下50 s 和1 000 s 時刻應(yīng)力分布情況。從圖8a 可以看出，在50 s 時刻，管道最大應(yīng)力為684.32 MPa， 最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在彎管內(nèi)側(cè)表面處； 焊縫處應(yīng)力水平較焊縫兩側(cè)有明顯的升高，焊縫處最大應(yīng)力為529.79 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在焊縫外表面處。 從圖8b 可以看出，在1 000 s 時刻，管道最大應(yīng)力為454.21 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在彎管外側(cè)表面處；焊縫處最大應(yīng)力為259.28 MPa，最大應(yīng)力點(diǎn)出現(xiàn)在焊縫外表面處。 對比圖8a、b 發(fā)現(xiàn)，隨著時間增加管道最大應(yīng)力降低了230.11 MPa， 焊縫處最大應(yīng)力降低了270.51 MPa， 管道最大應(yīng)力點(diǎn)由彎管處內(nèi)表面轉(zhuǎn)移到外表面，焊縫最大應(yīng)力點(diǎn)基本沒有變化。

圖8 設(shè)計(jì)工況應(yīng)力分布

圖9 給出了使用工況和設(shè)計(jì)工況下管道和焊縫最大應(yīng)力隨時間的變化情況。 圖9a 是管道整體最大應(yīng)力隨時間變化情況， 在兩種工況下，管道最大應(yīng)力都是隨著時間增加而降低；在設(shè)計(jì)工況下，400 s 之前管道應(yīng)力下降速率較大，400 s之后管道應(yīng)力下降速率較小，且管道最大應(yīng)力基本不發(fā)生變化；在使用工況下，300 s 之前管道應(yīng)力下降速率較大，300 s 之后管道應(yīng)力基本不再變化。 圖9b 是焊縫最大應(yīng)力隨時間變化情況，焊縫最大應(yīng)力隨著時間增加而降低； 在設(shè)計(jì)工況下，500 s 之前焊縫應(yīng)力下降速率較大，500 s 之后下降速率降低， 且焊縫最大應(yīng)力基本不再變化；在使用工況下，300 s 之前焊縫應(yīng)力下降速率較大，300 s 之后焊縫最大應(yīng)力基本不發(fā)生變化。對照圖6 和圖9 發(fā)現(xiàn)，管道和焊縫的應(yīng)力變化速率與管道溫度變化速率有相互對應(yīng)關(guān)系，溫度變化速率大則應(yīng)力變化速率也大，溫度變化速率小則應(yīng)力變化速率也小。

圖9 兩種工況下管道和焊縫最大應(yīng)力隨時間的變化情況

2.3 強(qiáng)度評定

對兩種工況下的管道和焊縫應(yīng)力集中處分別進(jìn)行強(qiáng)度評定， 評定依據(jù)為JB 4732—1995（2005 年確認(rèn)）《鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》中關(guān)于彈性應(yīng)力分析法的評估策略，利用線性化原理對應(yīng)力集中處進(jìn)行應(yīng)力的分類評定［14］。 首先，通過最大應(yīng)力節(jié)點(diǎn)，并沿著壁厚最短距離設(shè)置線性化路徑；其次，三通和彎管連接處焊縫由于幾何不連續(xù)， 因此沿相交處所取截面結(jié)果所得的薄膜應(yīng)力為一次局部薄膜應(yīng)力PL，對應(yīng)一次局部薄膜應(yīng)力強(qiáng)度SⅡ；管道總體結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)的彎曲應(yīng)力應(yīng)該歸為二次應(yīng)力的范疇，為了滿足JB 4732—1995（2005 年確認(rèn)）中對各應(yīng)力強(qiáng)度依次逐級評定的要求， 對薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力加二次應(yīng)力按照SⅣ處理［15］。 應(yīng)力評定強(qiáng)度結(jié)果見表3。

表3 應(yīng)力評定結(jié)果

從表3 所列應(yīng)力評定結(jié)果可以得出，在使用工況下管道管件和焊縫處均滿足應(yīng)力強(qiáng)度要求；在設(shè)計(jì)工況下管道管件滿足應(yīng)力強(qiáng)度要求，焊縫處在50 s 時刻應(yīng)力評定為不合格，說明在設(shè)計(jì)工況下管道焊縫處初始升溫過程中可能會出現(xiàn)開裂等失效情況，容易造成人員和財(cái)產(chǎn)損失。

3 分析和討論

通過對高壓管道和焊縫進(jìn)行溫度分析、應(yīng)力分析和強(qiáng)度評定，可以看出該管道在設(shè)計(jì)和使用中存在的問題：在管道設(shè)計(jì)工況下，對管道和焊縫進(jìn)行應(yīng)力分析得到應(yīng)力分布情況，由于管道焊縫處有未焊滿的情況，導(dǎo)致在焊縫處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象；在對管道焊縫升溫過程中進(jìn)行線性化強(qiáng)度評定，發(fā)現(xiàn)在升溫初始50 s 時焊縫處強(qiáng)度評定不合格，不滿足強(qiáng)度要求。 出現(xiàn)這種情況的原因是， 在管道初始升溫階段管道內(nèi)外溫差較大，管道內(nèi)二次應(yīng)力水平較高，再加上高強(qiáng)度的機(jī)械載荷和局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，從而導(dǎo)致在焊縫等結(jié)構(gòu)不連續(xù)處出現(xiàn)強(qiáng)度評定不合格。 為保證管道在設(shè)計(jì)工況下能安全運(yùn)行，應(yīng)當(dāng)在焊縫處進(jìn)行補(bǔ)焊作業(yè)，使焊縫表面與管道表面平齊。 當(dāng)焊縫填滿后，一方面焊縫強(qiáng)度得到提升，另一方面可以消除管道焊縫處結(jié)構(gòu)不連續(xù)，降低應(yīng)力集中影響。

4 結(jié)論

4.1 在使用工況下，隨時間增加管道溫度不斷升高，1 000 s 時管道最低溫度104.90 ℃，內(nèi)外溫差5.10 ℃；在設(shè)計(jì)工況下，隨時間增加管道溫度不斷升高，1 000 s 時管道最低溫度245.75 ℃，內(nèi)外溫差14.25 ℃；管道內(nèi)外溫差隨時間增加而降低。

4.2 該管道在彎管和焊縫處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，在使用工況下，彎管最大應(yīng)力430.14 MPa，焊縫最大應(yīng)力304.97 MPa；在設(shè)計(jì)工況下，彎管最大應(yīng)力684.32 MPa， 焊縫最大應(yīng)力529.79 MPa；管道和焊縫最大應(yīng)力隨著時間增加逐漸減小。

4.3 對管道和焊縫升溫過程中進(jìn)行線性化強(qiáng)度評定，在使用工況下管道管件和焊縫處均滿足應(yīng)力強(qiáng)度要求；在設(shè)計(jì)工況下管道管件滿足應(yīng)力強(qiáng)度要求，管道焊縫處在50 s 時刻應(yīng)力評定為不合格，不滿足強(qiáng)度要求。

4.4 為了保證管道在設(shè)計(jì)工況下能夠安全運(yùn)行，應(yīng)當(dāng)在焊縫處進(jìn)行補(bǔ)焊作業(yè)，使焊縫表面與管道表面平齊。