天然气站场三通不等壁厚连接结构优化

杨 明,牛海仲,尤泽广,倪姗姗,伍 奕

(1.国家管网集团 西部管道有限责任公司，乌鲁木齐 830000；2.中国石油天然气管道工程有限公司，河北廊坊 065000)

0 引言

近年来,长输管道压力与口径不断增大，依据开口补强原理设计的三通壁厚远大于与之连接的工艺管道壁厚，连接处内外表面存在几何不连续区域，导致其产生应力集中，焊接质量难以控制，易造成站场三通环焊缝失效，不利于三通的长期服役[1-3]。迫切需要研制一种新型方案使三通与工艺管在不等壁厚处实现等内径连接，以减小在大壁厚差下连接处的应力集中问题。本文提出扩大三通内径及传统三通采用新型孔锥型坡口两种等内径连接方案，并分别进行计算分析，确定等内径连接的最优方案及结构。

目前国内外专家针对三通结构尺寸与安全性能进行了研究。GOODALL[4]分别对三通与大小头等开孔非标管件设备进行了应力分析，分析其在内压下的应力分布规律，JUNKER[5]采用弹塑性有限元方法对三通应力分布进行分析，并采用试验方法测量应力分布，验证了弹塑性有限元方法计算三通应力的可靠性；轩福贞等[6-7]分别对等径三通及异径三通进行有限元计算，分析其应力分布规律；刘张羽等[8]运用有限元方法研究了不同过渡方式三通的失效形式与优化设计；王旗华等[9]针对三通坡口切割方式进行分析，提出了新型坡口切割思路；尤泽广等[10-11]针对中俄东线站场用DN1400 mm×1200 mm三通，采用有限元计算方法，分析了三通结构形式对应力集中影响；沈伟等[12-15]针对无缺陷及含有缺陷的三通，研究了在不同载荷形势下的失效形式；梁银林等[16-18]针对大开口率三通进行极限载荷应力分析。此前研究多是针对挤压或焊接三通整体进行分析计算，未涉及三通与工艺管连接处变壁厚引起的应力集中问题进行分析，因此运用有限元方法对等内径连接三通进行应力分析，确定最优的等内径连接方案。

1 三通内径扩大方案

1.1 模型建立

现今天然气管道三通与工艺管多为中对齐连接方式，为验证三通不同连接方式力学性能，建立X80异径三通(DN1400 mm×1200 mm)+袖管(∅1422 mm×30.8 mm)、封头的组合结构，三通形式见图1，几何参数见表1，除连接形式变化外三通其他参数保持一致。考虑材料在塑性阶段的非线性特征，运用有限元数值模拟方法计算其在内压作用下的极限承载能力与设计压力12 MPa下的应力分布规律，常温下三通与袖管、封头的材料参数如表2所示。

表2 常温下三通与袖管、封头材料各项参数

建立三通及袖管、封头整体结构的3种不同连接形式的三维模型如图2所示，因其整体结构关于中心面对称，故建立其1/4模型。

图2 不同连接形式三通几何模型图

1.2 模型边界条件设定

(1)位移边界条件。

三通组合件为对称结构，于其对称截面施加对称边界条件，其中图3(a)展示截面关于X方向对称，图3(b)展示截面关于Z方向对称。

(2)力边界条件。

三通组合件内壁施加均布内压，方向垂直壁面，设置模型计算极限压力为100 MPa，并考虑结构大变形特性，最后结构力边界条件如图3(c)所示。

图3 边界条件

1.3 结果分析

采用逐步施加内压方法对三通组合件进行应力计算，当计算模型崩溃时计算停止，此时内压即为结构极限载荷[19]。图4示出3种连接形式下三通组合件结构崩溃破坏时Mises应力分布情况。模型1于内压大小为29.46 MPa时发生破坏，模型2于内压大小为29.51 MPa时发生破坏，模型3于内压大小为23.85 MPa时发生破坏。

图4 模型极限压力下应力分布

在设计压力下3种连接形式的三通组合件Mises应力分布情况如图5所示，应力最大值如表3所示。

图5 模型设计压力下应力分布

表3 各组合件有限元结果对比

图5(a)为模型1计算结果，其最大Mises应力点位于与三通支管连接管线上，三通本体上肩部应力最大，主、支管坡口内表面存在应力集中现象，外表面应力较小，不存在应力集中；图5(b)为模型2计算结果，其最大Mises应力点位于三通内表面肩部顶点，三通主管坡口内表面不再有应力集中，支管内表面存在应力集中，但应力值有所降低；图5(c)为模型3计算结果，其最大Mises应力点位于三通内表面肩部顶点，三通主管无应力集中，但内坡口应力集中。

经分析可知在设计压力下等外径三通主、支坡口应力较大，存在应力集中现象，中对齐三通主管坡口应力较小，支管坡口较大，存在较大应力集中现象。等内径三通，主管坡口应力与中对齐三通接近，支管坡口应力减小，应力集中现象改善，肩部最大应力值增高，极限承压值降低，需对此三通结构进行增强。

1.4 结构增强

经优化试算后，确定结构增强尺寸，三通主管下壁厚增至60 mm，支管壁厚增至52 mm，增强后三通重量增加12%。建立模型并进行弹塑性有限元分析，由图6(a)可看出,增厚后的三通极限承压值为29.54 MPa，承压能力较高;由图6(b)和表4可以看出,设计压力下与袖管连接处应力值较小，肩部倒角随着壁厚增大圆度降低，应力集中程度增加，最大应力值较大。

图6 三通应力分布

表4 等内径结果对比

2 孔锥型坡口连接方案

2.1 模型建立

孔锥型坡口是一种新型不等壁厚连结方式，此类型坡口(见图7)于传统中对齐三通管边缘内切一定锥孔长度，实现三通与袖管道的等内径连接，其中θ为坡口内切角度，h为内切深度，t为短节厚度。三通规格尺寸采用表1中对齐三通，其主管与支管皆采用孔锥型坡口连接。

图7 孔锥型坡口结构示意

对三通结构进行参数化建模，其中主、支管的坡口深度、坡口角度与主管短节厚度设置参数化尺寸如表5所示，材质属性见表2。

表5 三通参数化尺寸数据

根据表5，选定三通初始尺寸建立三通组合件的初始1/4三维模型(见图8)，并提取模型主、支管的坡口与袖管连接处、孔锥内切顶点处、焊缝与短节连接处1A,1B,1C,2A,2B,2C易发生应力集中区域最大Mises应力值作参数优化的目标函数，位移边界条件设定与图3相同，内压为12 MPa。

图8 孔锥型坡口三通几何模型图

2.2 参数优化

运用有限元软件Ansys Workbench进行响应曲面优化分析方法，以主管厚度t0、主管坡口内切深度h0、主管坡口角度θ0、支管坡口深度h1、支管坡口角度θ1为优化参数，以1A,1B,1C,2A,2B,2C最大Mises应力为目标函数，采用随机抽样法点[20-22]，分析单一设计变量与对应管口的应力分布规律。主管厚度t0与主管表面曲线最大Mises应力变化关系如图9所示，随着t0增加，1A,1B,1C最大应力皆减小，其中1A,1B近似线性下降，运用线性回归方法求得1A降频为3.9 MPa/mm，1B降频为7.7 MPa/mm；当t0<42 mm时，1C最大应力亦呈线性下降趋势，降频为9.1 MPa/mm，此后变化较小。

图9 主管厚度t0与主管表面曲线最大Mises应力变化图

主管坡口内切深度h0与主管表面曲线最大Mises应力关系变化见图10。当h0<35 mm，1A最大应力随h0增加线性下降，降频0.67 MPa/mm。1B最大应力随h0增加线性增加，增频为0.84 MPa/mm，当h0>35 mm，1A,1B变化很小。1C最大应力随h0线性增加，增频为0.74 MPa/mm。支管变化规律与主管相同(见图11)，随着h1增加，2A降频为1.2 MPa/mm。当h1<20 mm，2B增频为1.1 MPa/mm;当h1<35 mm时，2C最大应力变化较小;当35≤h1≤50，2C增频为1.2 MPa/mm。

图10 主管内切深度h0与管口最大Mises应力变化图

图11 支管内切深度h1与管口最大Mises应力变化图

主管坡口内切角度θ0与对应管口表面曲线最大Mises应力关系变化见图12。可以看出，1A最大应力基本无变化；1B最大应力随θ0增加而近线性增加，增频为5.7 MPa/mm；1C最大应力θ0增加线性减小，降频为0.23 MPa/mm。支管变化规律与主管相同(见图13)，随着θ1增加,2A最大应力增频为0.87 MPa/mm；2B最大应力增频为7.3 MPa/mm；2C最大应力降频为0.2 MPa/mm。

图12 主管内切角度θ0与管口最大Mises应力变化图

图13 支管内切角度θ1与管口最大Mises应力变化图

表6为3条曲线最大应力变化表，可知随着t0增加，1A降幅最小，1B,1C降幅大；随着h0增加，1A减小，1B,1C增大；随着θ0增加，1B增长较大。表7为3条曲线最大应力变化表，随着h1增加，2A减小，2B,2C增大较小；随着θ1增加，2B增加，2A,2C基本无变化。

表6 主管最大应力变化

表7 支管最大应力变化

经分析知：(1)h，θ引起对应管口应力变化趋势相近，t0对主管坡口最大Mises应力变化影响较大，为负相关，内切深度h与坡口短接连接处曲线最大应力(A)为负相关，与孔锥内切顶点处、焊缝短节连接处曲线最大应力(B,C)为正相关；内切角度θ与焊缝短节连接处最大应力(C)为负相关，与孔锥内切顶点处(B)为正相关；(2)随着坡口厚度t增加其所对应坡口的最大应力降低显著，可显著改善坡口应力集中。h<35 mm时，随着内切深度h增加，A最大应力降低较快，C最大应力增加缓慢，可改善坡口应力集中；h>35 mm后坡口应力集中无改善。随着内切角度θ增大，1B,2B最大应力增大较多，加剧坡口应力集中。

2.3 内切深度与承压能力计算分析

考虑材料在塑性阶段的非线性特征，运用有限元数值模拟方法计算其在内压作用下孔锥型坡口内切深度变化对三通组合件极限承压能力影响，共构建7个具有不同内切深度的模型，其中主管袖管厚度为30.8 mm，支管厚度27.5 mm，主、支管坡口角度30°，调整主管、支管坡口内切深度，7个模型对应的内切深度见表8。运用六面体网格画法对各模型进行网格划分，最终划分出各模型固体域网格数量如表8所示，满足计算要求。

表8 三通坡口内切深度尺寸与网格

三通组合件为对称结构，其边界条件与图3相同，考虑结构大变形特性。表9为模型计算结果，可以看出，传统坡口三通组合件极限承压能力最大，模型7承压能力最小，最大承压与最小承压差为2.23 MPa。孔锥型坡口位于主管的组合件在极限载荷下最大应力值大于其他模型，随着内切深度增大结构极限承压能力降低，但不同内切深度的三通组合件极限承压值相差较小。

表9 极限载荷统计

3 最佳尺寸结构校核

3.1 有限元计算校核

根据孔锥型坡口连接方案分析，结合目前国内三通加工能力，确定三通最终结构尺寸为：主管采用中对齐孔锥型坡口，长度1 150 mm，下壁厚59 mm，内切坡口深度为35 mm，坡口内切角度θ为30°，支管采用等内径连接，长度1 090 mm，边界条件与图3相同，建立有限元模型并进行计算，最终计算结果如图14及表10所示，三通极限承压值较高，设计压力下三通坡口处应力皆降低显著。

图14 最佳尺寸三通应力分布

表10 三通计算结果

3.2 试验校核

依据第3.1节提供的三通最佳尺寸，建立P12 MPa，DN1400 mm×1200 mm的X80全尺寸三通+袖管模型进行水压爆破与应变测量试验，与袖管相接。为减小过长应变片导线对应变数据测量的影响采用三线法测试技术[23-24]，每个测点采用45°三轴应变花进行测量，其中0°应变花测量轴向应变，90°应变花测量周向应变，测点分布见图15。爆破试验加压到内压为36.45 MPa时，结构发生破坏，有限元计算结果较试验结果保守。最终破坏情况如图16所示，初始破坏点位于三通支管的袖管，距离三通焊缝约200 mm，形成纵贯三通右脊线至主管袖管的破坏口。

为判断三通是否局部发生屈服，需对试验所得应变值进行计算并判断。对于线弹性阶段的平面应力问题，应力应变的关系为：

(1)

(2)

(3)

式中，E为材料的弹性模量；υ为泊松比；下标0,45,90为对应方向的应变。

根据式(1)～(3)，可求得主应力为：

(4)

Mises应力为：

(5)

若该测点的Mises应力大于材料的屈服强度，即：

(6)

则认为该测点已进入屈服状态。

根据式(1)～(6)，得到图17,18，为三通组合件各测点材料达到屈服状态时的对应水压分布图。可以看出，袖管达到屈服时的水压最高，皆需25 MPa，肩部最早达到屈服状态，水压只需13 MPa。右脊线分布情况与左脊线相近，肩部、坡口顶点及支管处测点达到屈服所需水压较左脊线对应测点小1～2 MPa，右脊线更易达到屈服状态。

图17 脊线测点屈服时对应水压分布

图19为三通肩部轴向应变-内压曲线的有限元与试验结果对比图，可以看出，试验结果与有限元计算结果在线弹性阶段吻合度很高，结构屈服后吻合度仍较高，变化趋势相同。

图18 上表面测点屈服时对应水压分布

图19 测点4有限元与试验结果对比

4 总结

(1)内径扩大方案的三通在设计压力下主管、支管坡口内表面应力降低，但因三通内径增大，在同等压强下受力最大，结构极限承压能力降低，外表面存在一定应力集中；加强增厚后的等内径三通，极限承压值恢复，但重量增加较大、肩部应力大。

(2)采用孔锥型坡口连接方案的三通，孔锥型坡口相接短节厚度t的增加可降低连接坡口位置应力集中，增大到42 mm时，最大应力趋于稳定，此分析结果可为三通+袖管结构袖管尺寸的确定提供依据；增加坡口内切深度h，可降低坡口内表面应力集中，内切坡口深度h增加至35 mm，坡口内表面最大应力趋于稳定，坡口内切角度θ减小可有效减小焊缝根部的应力集中。孔锥型坡口降低了三通承压能力，支管孔锥型坡口对三通承压能力的影响大于主管，支管内切坡口深度由0 mm增大到50 mm，三通承压能力降低了2.2 MPa。

(3)确定了P12 MPa,DN1400 mm×1200 mm的X80钢级三通等内径连接最佳方案与具体尺寸，此三通极限承压值较高，与袖管连接区域内表面应力集中现象消失，解决了大口径、高压力、高钢级、大壁厚差三通与袖管道连接问题，通过水压试验验证了此结构的安全性能。