郭 礼 闫东军 代长林 高建林 董安轲 王 毅 吴振元

中国石油工程建设有限公司西南分公司, 四川 成都 610041

0 前言

45°焊接斜三通被广泛应用于石油化工生产的放空系统中,起着连接各装置放空管线与全厂放空总管的作用。斜三通由于几何形状不连续,容易产生应力集中,导致材料抗疲劳能力的削弱。严格控制斜三通处的应力水平,对保护管系安全具有重要意义。因此在进行管道应力分析中的位移应力校核时引入了应力增大系数。

45°焊接斜三通作为一种特殊的三通型式,其应力增大系数在ASME B31.3Process Piping[1](以下简称ASME B31.3)中并未直接给出计算公式。在缺乏相关数据的情况下,工程中往往采用ASME B31.3附录D中的未补强型焊制三通公式进行近似计算。但ASME B31.3附录D的这些公式基于Markl A R C[2-4]在20世纪50年代的一系列疲劳实验数据,其适用范围为D/T≤100且 0.5

确定应力增大系数的方法主要有疲劳实验法和数值分析法[11-13]。ASME从2001年开始重新针对各类管件进行了大量的疲劳实验,并在2017年将更为完善的应力增大系数经验公式编写到ASME B31JStandard Test Method for Determining Stress Intensification Factors(i-factors) for Metallic Piping Components[14](以下简称ASME B31J)中,适用于所有的ASME B31系列规范。但ASME B31J中仍并未对斜三通进行疲劳实验,并认为可以使用数值分析法来确定斜三通的应力增大系数。Mair D[15]利用ANSYS软件研究了不同支管开孔角度对斜三通应力增大系数的影响。聂磊等人[16]利用ANSYS Workbench对异种钢焊接斜三通进行了有限元计算,结果表明利用ASME B31.3附录D中未补强型焊制三通公式计算结果偏于不安全。梁银林等人[17]利用FEATools对高温高压管系焊接斜三通应力增大系数进行计算,总结出各因素对应力增大系数的影响规律。但绝大部分研究均只考虑了支管平面内和平面外应力增大系数。因此本文旨在通过数值分析法对低压放空系统中常用的45°焊接斜三通的六种应力增大系数进行计算,并将结果与ASME B31.3和ASME B31J规范中90°未补强型焊制三通公式的计算结果进行对比,验证规范中的未补强型焊制三通计算公式是否适用于45°焊接斜三通,使45°焊接斜三通应力增大系数的计算更加准确。

1 ASME B31中未补强型焊制三通应力增大系数的计算

相比于ASME B31.3,ASME B31J考虑了开孔率d/D对应力增大系数的影响,增加了扭转应力增大系数的计算公式,区分了三通主管与支管应力增大系数的计算。ASME B31.3与ASME B31J中未补强型焊制三通经验公式见表1。

表1 ASME B31.3与ASME B31J应力增大系数计算公式列表Tab.1 ASME B31.3 and B31J stress intensification factor calculation formulae

2 有限元软件与分析方法

常用于进行管件有限元分析的软件有ANSYS、NozzlePRO、ABAQUS。NozzlePRO作为一款专门针对压力管道与压力容器有限元分析的软件,因其考虑了7 000次的疲劳寿命,与ASME B31规范考虑一致,故本文选用NozzlePRO软件进行分析计算。

(1)

3 几何参数

本文选取低压放空系统中主管为DN800,壁厚为SCH STD,不同开孔率下的45°焊接斜三通为分析对象。经验证满足ASME B31.3中规范要求,无需对三通进行补强。对三通长度,为避免边缘效应,按照WRC497的结论[18],根据开孔率采用不同的主管与支管长度。45°焊接斜三通主管和支管几何参数见表2。

表2 45°焊接斜三通几何参数表Tab.2 Geometric parameters of 45°lateral tee

网格划分选择3D Shell Elements作为分析模型的单元类型,由于软件已经自动对三通开孔处进行加密,经试算对比,无需再设置网格加密。网格划分典型图见图1。

图1 网格划分典型图Fig.1 Typical graph of grid division

4 边界条件

计算应力增大系数时,施加荷载的大小对应力增大系数没有影响,但边界条件的选择对应力增大系数的计算影响较大[19]。边界条件按照ASME B31J附录A中应力增大系数的实验方法,将45°焊接斜三通主管一端固定,一端自由。当求解支管应力增大系数时,在支管末端施加荷载;当求解主管应力增大系数时,则在主管自由端施加荷载作为边界条件。

5 计算结果与分析

根据表2的参数,使用NozzlePRO分别计算出了45°焊接斜三通及90°未补强型焊制三通的iob、iib、itb、ior、iir、itr六种应力增大系数,同时采用ASME B31.3和ASME B31J规范公式计算出90°未补强型焊制三通的六种应力增大系数,计算结果见图2～7。

图2 不同开孔率下支管在平面外应力增大系数Fig.2 Out-of-plane SIF on branch pipe at different d/D

图3 不同开孔率下支管在平面内应力增大系数Fig.3 In-plane SIF on branch pipe at different d/D

5.1 平面内与平面外应力增大系数

由图2可见,对于支管在平面外应力增大系数,随着开孔率的增大,两种三通的有限元计算结果逐渐增大,并在开孔率为0.75处出现一个峰值,此现象与WRC329中实验结果相吻合[20]。但有限元计算结果与ASME B31.3公式计算结果比较,从开孔率大于0.4开始ASME B31.3计算结果逐渐大于90°和45°三通有限元计算结果,说明规范在此情况下已经不再保守。由图4、图5可知，对于主管在平面内和平面外应力增大系数,有限元计算结果与ASME B31.3公式计算结果相比差距较大,特别是主管在平面外应力增大系数,ASME B31.3规范值最大达到有限元计算结果的1 090%,正是由于ASME B31.3未能区分主管和支管的应力增大系数,可能会造成无必要的修改管线走向或三通的补强,增加工程投资。由图2～5有限元计算结果可知,在主管为DN800时不同开孔率下45°焊接斜三通支管及主管的平面内、平面外应力增大系数均小于90°未补强型焊制三通的应力增大系数。将两种三通的有限元计算结果与ASME B31J规范计算结果的比较可知,三者趋势基本相同,且基本都大于两种三通的有限元计算结果,说明ASME B31J中未补强型焊制三通支管及主管在平面内和平面外的计算公式对90°未补强型焊制三通和45°焊接斜三通都有适用性。

图4 不同开孔率下主管在平面外应力增大系数Fig.4 Out-of-plane SIF on run pipe at different d/D

图5 不同开孔率下主管在平面内应力增大系数Fig.5 In-plane SIF on run pipe at different d/D

5.2 扭转应力增大系数

由图6～7可知,45°焊接斜三通在不同开孔率下支管和主管扭转应力增大系数的有限元计算结果均大于90°未补强型焊制三通支管和主管扭转应力增大系数,特别是支管扭转应力增大系数最大相差了810%。由于ASME B31.3将扭转应力增大系数考虑为1,ASME B31.3规范计算结果与有限元计算结果随着开孔率的增大差距迅速增大,由此可见ASME B31.3规范对扭转应力增大系数的考虑是不保守的。而ASME B31J计算结果虽然相对于90°未补强型焊制三通的有限元计算结果是保守的,但与45°焊接斜三通支管扭转应力增大系数仍有较大差距,除非三通处的扭矩小到可以忽略,否则ASME B31J扭转应力的计算公式对45°焊接斜三通也不具有适用性,应通过有限元计算求解。

图6 不同开孔率下支管扭转应力增大系数Fig.6 The torsional SIF on branch pipe at different d/D

图7 不同开孔率下主管扭转应力增大系数Fig.7 The torsional SIF on branch pipe at different d/D

6 结论

1)45°焊接斜三通支管及主管在平面内和平面外的应力增大系数均小于90°未补强型焊制三通,ASME B31J中未补强型焊制三通支管及主管在平面内和平面外的应力增大系数计算公式对45°焊接斜三通仍具有适用性。

2)在进行放空系统管道应力分析时,若45°焊接斜三通处扭矩不能被忽略,则应利用有限元软件求解出45°焊接斜三通处主管及支管的扭转应力增大系数,并将计算结果带入应力分析软件中,以保证管系应力分析结果的正确性。