火災(zāi)非均勻溫度場下導(dǎo)管架平臺T形管節(jié)點極限承載力

姜 昆，林 紅,b*，楊 蕾，韓 暢，欒昊臣，韓萍萍，許 昊

(中國石油大學(xué)(華東) a.儲運與建筑工程學(xué)院；b.海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心；c.理學(xué)院，山東 青島 266580)

0 引 言

海洋平臺在長期服役過程中，受環(huán)境載荷及火災(zāi)、爆炸等各種偶然因素影響，面臨著失效破壞等風(fēng)險[1-2]。管節(jié)點作為海洋平臺承受載荷的關(guān)鍵部位，存在著較高的應(yīng)力集中現(xiàn)象，一旦處于火災(zāi)危險中，高溫可能使管節(jié)點先于平臺構(gòu)件發(fā)生失效。

目前對于高溫下管節(jié)點的失效研究取得了一定的進(jìn)展。呂玉匣等[3]發(fā)現(xiàn)T形方鋼管節(jié)點在高溫下的失效模式主要受直徑比參數(shù)和軸壓力大小的影響。劉祥南[4]通過參數(shù)分析得到T形相貫節(jié)點臨界溫度耐火極限的參數(shù)方程。趙海成[5]發(fā)現(xiàn)在瞬態(tài)分析方法下管節(jié)點的臨界溫度會低于穩(wěn)態(tài)分析方法下管節(jié)點的溫度場溫度，且模型的幾何參數(shù)使瞬態(tài)與穩(wěn)態(tài)分析結(jié)果產(chǎn)生差異。阮詩鵬等[6]、任文等[7]、王乾等[8]則對室外蔓延火災(zāi)和室內(nèi)火災(zāi)下圓鋼管T形管節(jié)點、圓鋼管框架等結(jié)構(gòu)的抗火性能進(jìn)行一系列研究。田楊[9]提出火災(zāi)后主管內(nèi)填混凝土的鋼管T形節(jié)點承載力計算模型。TAN等[10]對T形圓鋼管節(jié)點在高溫下的失效過程進(jìn)行試驗測試，提出用屈服應(yīng)力折減系數(shù)的方法估算靜力強(qiáng)度。GAO等[11]研究環(huán)口板加強(qiáng)T形圓鋼管節(jié)點的抗火性能。CHEN等[12]通過試驗測試研究 T 形圓鋼管節(jié)點在火災(zāi)高溫環(huán)境下的失效過程，以及內(nèi)置加筋環(huán)對T形圓鋼管節(jié)點抗火性能的改善等。NASSIRAEI等[13]研究高溫對墊板加固X形管節(jié)點極限承載力的影響。AZARI-DODARAN等[14]研究內(nèi)部火災(zāi)下KT形管節(jié)點的極限承載力變化。

上述研究表明，目前國內(nèi)外對于均勻高溫下管節(jié)點極限承載力的研究已取得較大進(jìn)展，然而當(dāng)管節(jié)點處于局部火災(zāi)時，將在管節(jié)點中產(chǎn)生非均勻的高溫溫度場，而目前對于這一復(fù)雜場景的研究鮮有涉及?？紤]溫度升高引起的材料退化效應(yīng)可知，在局部火災(zāi)導(dǎo)致的非均勻高溫環(huán)境下，管節(jié)點的溫度場分布將對其破壞模式及其極限承載力產(chǎn)生嚴(yán)重影響，為了保證管節(jié)點的安全性亟須針對該問題展開定量研究?；诖耍疚尼槍馂?zāi)場景下海洋導(dǎo)管架平臺結(jié)構(gòu)中的T形管節(jié)點，研究不同火災(zāi)工況所引發(fā)的非均勻溫度場分布及演化，并考慮高溫下材料的非線性效應(yīng)，研究高溫環(huán)境對極限承載能力和失效模式的影響，從而為平臺結(jié)構(gòu)的安全運行提供方法支撐。

1 局部火災(zāi)下管節(jié)點極限承載力研究方法

1.1 高溫下管節(jié)點極限承載力研究流程

管節(jié)點在高溫下的極限承載力研究涉及結(jié)構(gòu)的非線性大變形。借助ANSYS 強(qiáng)大的結(jié)構(gòu)非線性動力計算功能[15]進(jìn)行管節(jié)點在非均勻高溫下的極限承載力研究。研究流程如圖1所示。具體步驟如下：

圖1 研究流程

(1) 建立T形管節(jié)點的幾何模型，對其進(jìn)行網(wǎng)格劃分；考慮管節(jié)點局部火災(zāi)的不同位置，設(shè)置不同的火災(zāi)高溫場景。

(2) 采用熱-結(jié)構(gòu)耦合分析方法，在熱分析模塊中研究T形管節(jié)點在火災(zāi)下的溫度場。

(3) 將步驟(2)獲得的溫度結(jié)果導(dǎo)入結(jié)構(gòu)分析模塊中，研究管節(jié)點在熱載荷和外載荷共同作用下的位移、變形和應(yīng)力場。

(4) 考慮管節(jié)點的失效準(zhǔn)則，研究T形管節(jié)點在非均勻溫度場下的極限承載力。

(5) 針對不同火災(zāi)場景，研究非均勻高溫環(huán)境下管節(jié)點的失效模式。

目前國內(nèi)外對于管節(jié)點極限承載力的定義并沒有統(tǒng)一的準(zhǔn)則，按照文獻(xiàn)[16]將T形管節(jié)點的極限承載力定義如下：若節(jié)點的載荷-位移曲線在節(jié)點位移達(dá)6%D(D為主管外徑)之前出現(xiàn)峰值，則峰值即為管節(jié)點極限承載力；若管節(jié)點位移超過6%D還未出現(xiàn)峰值，則以6%D處的載荷為極限承載力。圖2為管節(jié)點達(dá)到極限變形狀態(tài)的示例。

圖2 T形管節(jié)點的極限變形

1.2 有限元模型及材料非線性

采用ANSYS軟件建立T形管節(jié)點的幾何模型，其幾何尺寸如圖3所示。

單位：mm 注：L和l分別為主管和支管長度；D和d分別為主管和支管外徑；T和t分別為主管和支管壁厚圖3 T形管節(jié)點幾何尺寸示例

為進(jìn)行熱分析和結(jié)構(gòu)分析，分別采用三維實體單元Solid 70和Solid 185進(jìn)行網(wǎng)格劃分。管節(jié)點網(wǎng)格劃分時在不同應(yīng)力梯度區(qū)域采用不同的網(wǎng)格密度，即網(wǎng)格尺寸共2個級別：在應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯的相貫區(qū)域，采用小尺寸單元精細(xì)網(wǎng)格；在主管和支管端部區(qū)域，采用尺寸較大的單元形成較為粗糙的網(wǎng)格。建立的T形管節(jié)點有限元網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 T形管節(jié)點有限元網(wǎng)格

高溫下T形管節(jié)點模型的建立涉及鋼材的材料屬性，包括導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、熱膨脹系數(shù)、密度和應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系等。選用的鋼材常溫下的密度為7 840 kg/m3，泊松比為0.3，彈性模量為200 GPa,屈服強(qiáng)度為325 MPa，導(dǎo)熱系數(shù)為49.8 J·m-1·K-1，比熱容為465 J·kg-1·K-1,表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)為25 W·m2·K-1，熱膨脹系數(shù)考慮溫度的影響，計算式為

(1)

式中：αs為熱膨脹系數(shù)；Ts為鋼材溫度。

為考慮材料的非線性，將材料模型設(shè)置為塑性隨動強(qiáng)化模型，材料屬性設(shè)置符合歐洲規(guī)范的相關(guān)規(guī)定，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖5所示。

圖5 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

1.3 火災(zāi)場景及加載設(shè)置

考慮T形管節(jié)點在主管發(fā)生局部火災(zāi)的3種情況，3種工況下管節(jié)點受火災(zāi)影響區(qū)域如圖6所示。假定管節(jié)點主管下半部分的外表面受火，即受火區(qū)域形狀為主管下半部分的半圓柱形外表面，其高度為沿著主管軸線以下的半徑D/2，具體火災(zāi)工況如下：工況1，主管中心600 mm范圍；工況2，主管右半段600 mm范圍；工況3，主管末端200 mm 范圍。

單位：mm圖6 火災(zāi)工況

在進(jìn)行熱分析時，設(shè)置受火局部為高溫區(qū)域，并與從20 ℃起隨著標(biāo)準(zhǔn)火災(zāi)升溫曲線升溫的周圍環(huán)境進(jìn)行對流換熱。同時，在管節(jié)點內(nèi)部進(jìn)行熱傳導(dǎo)分析。由此，經(jīng)過1 h的火災(zāi)，在整個管節(jié)點內(nèi)形成非均勻溫度場。

熱分析結(jié)束后，在結(jié)構(gòu)分析模塊中進(jìn)行靜力分析，以獲得非均勻高溫下管結(jié)點的響應(yīng)。其中，邊界條件設(shè)置如圖7所示，主管一端固定約束，另一端鉸接，且鉸接的一端不對主管軸向進(jìn)行約束。通過在支管端部持續(xù)施加位移載荷的方式模擬載荷施加。

圖7 載荷施加和邊界條件

2 結(jié)果分析與討論

2.1 非均勻溫度場模擬結(jié)果

傳熱1 h后，獲得各火災(zāi)工況下的溫度場。為驗證模擬結(jié)果，取各火災(zāi)工況下受火災(zāi)影響區(qū)域的中心為溫度測點，溫度測點位置如圖8所示，繪制該受熱區(qū)域的溫度-時間曲線如圖9所示，并與環(huán)境溫度曲線(遵循ISO 834火災(zāi)標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線)進(jìn)行對比。由于管節(jié)點通過與環(huán)境進(jìn)行對流換熱升溫，因此模擬計算所得3種工況下溫度測點的溫度變化曲線與環(huán)境溫度曲線的變化趨勢相同，且隨著時間的推移，溫度測點的溫度越來越接近環(huán)境溫度，這表明模擬結(jié)果與實際情況相符。

圖8 主管溫度測點分布

圖9 ISO 834火災(zāi)升溫曲線與各火災(zāi)工況升溫曲線

繪制各火災(zāi)工況下的溫度場分布，如圖10所示。由圖10可知：在3種火災(zāi)工況下，受火災(zāi)影響較大的區(qū)域均在主管底部溫度測點處，且此處升溫幅度最高；在熱傳導(dǎo)的作用下，管節(jié)點其余部位的溫度也有所升高，在管結(jié)點形成非均勻的高溫場。由圖10(a)可知：在工況1下，400 ℃以上的高溫區(qū)域由主管軸向600 mm范圍擴(kuò)展至880 mm 范圍，并在相鄰的支管軸向60 mm高度內(nèi)也出現(xiàn)400 ℃以上高溫區(qū)域，可以推斷，這將使管結(jié)點的承載能力發(fā)生顯著下降。由圖10(b)可知：在工況2下，400 ℃以上高溫區(qū)域由主管軸向600 mm范圍擴(kuò)展至主管右半段軸向910 mm范圍，約占主管右半段的80%，并在與支管相貫的部分區(qū)域也出現(xiàn)200 ℃以上的高溫。由圖10(c)可知：在工況3下，400 ℃以上高溫區(qū)域由主管軸向200 mm范圍擴(kuò)展至主管軸向380 mm范圍。同時，以溫度測點為起點，沿著主管環(huán)向增加7個測點，如圖11(a)所示。在管節(jié)點受局部火災(zāi)影響傳熱1 h后繪制其形成的溫度場，管節(jié)點沿主管環(huán)向的溫度分布如圖11(b)所示。由圖11(b)可知：0°測點處的溫度最高，以其為起點，溫度沿著主管環(huán)向逐漸降低，各溫度測點中的最低溫度為0°測點溫度的50%～60%。此外，由圖10可知，溫度場以溫度測點為起點，沿著主管軸向也逐漸降低，且變化幅度更大，最高溫度與最低溫度相差800 ℃。由此可見，上述火災(zāi)工況下形成的溫度場呈現(xiàn)顯著的非均勻特性，這對管節(jié)點的承載能力產(chǎn)生嚴(yán)重影響。

圖10 管節(jié)點非均勻溫度場

圖11 溫度測點處的環(huán)向溫度分布

2.2 非均勻溫度場下T形管節(jié)點極限承載力結(jié)果

在上述3種火災(zāi)工況下，繪制管節(jié)點載荷-位移曲線，如圖12所示。圖12中各曲線分別表示不同溫度下管節(jié)點的載荷隨節(jié)點位移的變化，載荷為負(fù)值表明支管受熱膨脹影響處于受拉狀態(tài)。由圖12(a)可知：在工況1下，隨著溫度的升高，管節(jié)點達(dá)到同等變形條件時可承受的載荷逐漸減小，在達(dá)到規(guī)定的極限變形條件6%D后，載荷為對應(yīng)溫度下管節(jié)點的極限承載力，管節(jié)點中心溫度達(dá)600 ℃后，極限承載力才有明顯改變。由圖12(b)可知：在工況2下，火災(zāi)中心溫度達(dá)800 ℃后，管節(jié)點的極限承載力才會發(fā)生改變。由圖12(c)可知：在工況3下，局部火災(zāi)對管節(jié)點的極限承載力無影響。

進(jìn)一步地，將各火災(zāi)工況和各溫度測點溫度下的管節(jié)點極限承載力列于表1，可以看出：當(dāng)溫度測點處溫度為20～600 ℃時，管節(jié)點極限承載力變化不大，在1 029～1 046 kN范圍內(nèi)微小波動；當(dāng)溫度在600 ℃以上時才能看到極限承載力明顯改變，當(dāng)溫度為800 ℃時，3種工況下的極限承載力分別為603 kN、876 kN、1 045 kN。這表明：當(dāng)局部火災(zāi)發(fā)生在管節(jié)點中心時，非均勻高溫對管節(jié)點極限承載力的影響非常顯著，其數(shù)值與常溫時相比降幅為42.3%；當(dāng)局部火災(zāi)發(fā)生在管節(jié)點主管右半段中心時，管節(jié)點極限承載力下降幅度較小，與常溫時相比降幅為16.2%；當(dāng)局部火災(zāi)發(fā)生在管節(jié)點主管端部時，管節(jié)點極限承載力幾乎沒有下降。

圖12 載荷-位移曲線

表1 不同火災(zāi)工況下T形管節(jié)點極限承載力 kN

2.3 不同火災(zāi)工況下管節(jié)點失效模式

根據(jù)第1.3節(jié)設(shè)置的3種火災(zāi)工況，進(jìn)一步研究3種工況下T形管節(jié)點的失效模式，并繪制其變形圖和塑性應(yīng)變云圖如圖13～圖15所示。圖13～圖15展示的是管節(jié)點被加熱1 h后在支管壓力載荷作用下主支管相貫區(qū)域鞍點位移為主管直徑3%時的失效狀態(tài)。由圖13～圖15可知，3種工況下T形管節(jié)點主管與支管相貫區(qū)域的主管表面都發(fā)生了較大變形，上表面因支管壓力下沉，支管端部存在塑性變形，主管的橫截面變成了橢圓形，均為典型的主支管相貫區(qū)域破壞模式。

圖13 T形管節(jié)點在火災(zāi)工況1下的失效模式

圖14 T形管節(jié)點在火災(zāi)工況2下的失效模式

圖15 T形管節(jié)點在火災(zāi)工況3下的失效模式

3 結(jié) 論

采用有限元分析研究T形管節(jié)點在不同局部火災(zāi)下形成的非均勻溫度場以及局部火災(zāi)發(fā)生位置對T形管節(jié)點極限承載力的影響。研究發(fā)現(xiàn)：

(1) 局部火災(zāi)通過熱對流和熱傳導(dǎo)的方式使管節(jié)點形成不均勻溫度場，火災(zāi)中心區(qū)域溫度上升較快，其他區(qū)域上升較慢、溫度較低，整個T形管節(jié)點溫度場在主管軸向和環(huán)向上均呈現(xiàn)明顯的非均勻性。在火災(zāi)過程中管節(jié)點整體溫度低于環(huán)境溫度，但時間越長，與環(huán)境溫度的差距越小。

(2) 若局部火災(zāi)發(fā)生的位置越接近T形管節(jié)點相貫區(qū)域，則T形管節(jié)點受火災(zāi)影響區(qū)域越大，其極限承載力隨溫度升高而下降的幅度越大；火災(zāi)發(fā)生在主管端部對管節(jié)點的極限承載力幾乎無影響。當(dāng)局部火災(zāi)中心溫度超過600 ℃時，T形管節(jié)點的極限承載力才會發(fā)生下降。

(3) 在3種火災(zāi)工況下T形管節(jié)點失效模式均為主支管相貫區(qū)域塑性破壞。