直埋供熱管道直角彎管熱-力耦合分析

江超,官燕玲,鄧順熙,孟慶龍,石娟玲,曹宏麟

(1.長安大學環境科學與工程學院,710054,西安;2.西安市熱力總公司,710016,西安)

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直埋供熱管道直角彎管熱-力耦合分析

江超1,官燕玲1,鄧順熙1,孟慶龍1,石娟玲2,曹宏麟2

(1.長安大學環境科學與工程學院,710054,西安;2.西安市熱力總公司,710016,西安)

針對直埋熱水供熱管道彎管受力的復雜性,基于土彈簧模型建立了三維熱-力耦合有限元模型,分析了直埋直角彎管應力的主要影響因素,給出了縮短彎臂長度的熱-力耦合有限元模型。建模中管土相互作用考慮了介質的重力和覆土重力等的作用,彎頭管段的邊界條件施加在2個彎臂端頭。結果表明,直埋彎管在溫升作用下的峰值應力遠大于內壓作用下的峰值應力;直埋彎管的一次應力隨管道壁厚、管道埋深的增加而降低,隨內壓、彎頭曲率半徑的增加而增加;直埋彎管的二次應力隨管道壁厚的增加而降低,隨內壓、埋深、溫升、彎頭曲率半徑、彎頭端部位移的增加而增加;彎頭截面豎向橢圓化對彎頭是有利的,而橫向橢圓化是有害的;地面荷載作用使彎頭最大當量應力減小,對彎頭起保護作用。該研究旨在為直埋管道的安全性分析提供幫助。

直埋供熱管道;彎管;應力;熱-力耦合分析;有限元模型

直埋供熱管道在定線時因受到道路線形、鄰近管線以及障礙物的影響,經常需要設計成彎曲管線。彎曲管線在受熱情況下兩臂產生位移,彎頭處產生較大的橫向變形。橫向變形受到周圍土壤的束縛又會產生土壤的側反力,進而使得彎頭的受力十分復雜。設計規程[1]指出,彎管可采用有限元法計算,但沒有給出具體方法。

Peng建立的直埋彎頭分析中將彎頭簡化為剛性聯結點,并給出了90°埋地彎頭解析計算公式[2]。崔孝秉提出了彈性抗彎鉸解析計算公式,并給出了簡化方法[3]。

近些年來,對彎頭的研究多為非直埋彎頭的有限元分析,主要采用ANSYS軟件[4-9]。董俊華等采用ANSYS軟件分析了不等壁厚彎頭與等壁厚彎頭的應力分布[4]。杜保存的模擬結果表明,彎頭截面保持一定的橢圓度可以降低彎頭危險區域的應力大小[5]。劉波采用ANSYS軟件分析了圓形截面、橢圓截面和不均勻壁厚小管徑彎頭的應力分布[6]。以上研究表明,彎頭橢圓化不會產生不利影響,但是由于沒有考慮橫向土壓力與豎向土壓力的區別,所以不能界定橢圓化位置的影響。

黃鑒等采用ANSYS軟件分析了鋼質彎頭在不同內壓下的應力特性[7]。張鵬等采用ANSYS軟件分析了內壓、軸向力和面彎矩聯合作用下的彎頭應力分布[8]。王國偉采用ANSYS模擬的方法,用COMBIN14彈簧-阻尼器單元來模擬土壤對管道的作用,對90°彎頭進行了模擬分析[9]。

本文對DN 1 000 mm的大口徑、1.0 MPa高壓力的直埋供熱管道彎頭管段進行熱-力耦合有限元應力分析。建模中,管土相互作用考慮了介質重力和覆土重力等的作用,彎頭管段的邊界條件施加在2個彎臂端頭。

1 土彈簧模型

1.1 Winkler模型

土彈簧模型為Winkler模型[10-11],該模型為土的離散模型,土介質表面上任意一點的位移僅與作用在該點的應力成正比,而與作用在其他各點的應力無關,即

σ=kω

(1)

式中:σ為土介質表面某點處的應力;k為地基反力系數;ω為土介質表面某點處的位移。

1.2 土彈簧參數取值

如圖1所示,直埋管道所受土彈簧作用可以分解為軸向彈簧kx、橫向彈簧ky和豎向彈簧kz的作用[12]。所有彈簧均采用雙線性模型進行分析,因此只需確定屈服力和屈服位移。

圖1 管土作用三維土彈簧模型

軸向彈簧屈服力f取摩擦力,即土壓力乘以摩擦系數[1],相應的屈服位移u取管外徑的1%[13]。橫向彈簧屈服力p取最大側反力,即極限水平土壓力[12],相應的屈服位移v取管中埋深的2%[12]。豎向彈簧屈服力q按文獻[14]方法計算,相應的屈服位移w取管外徑的2%[14]。

在DN 1 000 mm(管道的聚乙烯保護殼外徑D′為1 155 mm)直埋熱水管道的管頂覆土為1.4 m、土壤密度為1 800 kg/m3、內摩擦角為30°,黏聚力為12.5 kPa、管道與土壤之間的摩擦系數為0.4[1]時,若不考慮地下水浮力、地面交通荷載以及堆積荷載的作用,則雙線性土彈簧的彈簧力(f、p、q)-位移(u、v、w)曲線見圖2～圖4。

2 管道模型

采用適用于薄壁及中等厚度殼體結構分析的Shell181單元對管道進行建模[15]。為詳細得到彎頭處的應力分布,對彎頭區域附近的網格進行了加密,見圖5。管道橫截面布置4排彈簧,見圖6:頂部彈簧為軸向土彈簧;左右兩側為橫向土彈簧;底部為豎向土彈簧;彎頭處僅布置外側橫向彈簧。考慮到彎頭在2個方向受到土壤的橫向作用,所以在這2個方向上分別施加橫向土彈簧,見圖7。彎頭管段幾何參數見表1,管道材料參數見表2。本文所選壁厚為理論壁厚,實際應用中應考慮壁厚偏差的影響。

圖2 軸向彈簧力-位移曲線 圖3 橫向彈簧力-位移曲線 圖4 豎向彈簧力-位移曲線

表1 彎頭管段幾何參數

表2 管道材料參數[1]

(a)管內壓力為1.0 MPa (b)圖8a工況下按第2節設置土彈簧 (c)圖8b工況下增加120 ℃溫升荷載圖8 彎頭應力等值分布圖

3 熱-力耦合分析

本文將熱膨脹與土壤壓縮變形兩者的耦合作用稱為熱-力耦合。直埋管道受熱而不受周圍土壤作用,管道中不存在軸向應力;管道受到周圍土壤作用而無熱作用,管道中的軸向應力可以忽略。熱-力耦合作用下,管道中將產生很大的軸向應力,極易造成管道破壞。

3.1 熱-力耦合計算

圖8和圖9給出了不同外荷載作用下彎頭的應

力分布和位移分布。兩圖所計算的彎頭臂長均為20 m,為清晰展現計算結果,僅給出了彎頭附近的計算結果。在彎臂的端頭設置了130 kN的軸力作用[16],以模擬補償器的反力作用。

內壓作用下,彎頭的外拱處當量應力最低,為55.0 MPa(見圖8a);增加土壤作用后,靠近彎頭內拱處的彎臂上當量應力有所降低,為55.2 MPa(見圖8b);增加溫度荷載后,彎頭頂部當量應力增加較多,為265 MPa,而內拱處當量應力下降,同時外拱處低應力區的范圍有所減小(見圖8c)。

無溫升作用下,彎頭的位移較小,為0.479 mm(圖9a、9b),管土作用不明顯,當量應力也較小;溫升作用下,彎頭內拱及彎頭頂部產生了較大的位移,為34.788 mm,管土作用加強,從而產生了較大的當量應力(圖9c)。

內壓工況下環向應力分布見圖10,彎頭內拱、外拱和頂部的環向應力分別為63.7 MPa、42.9 MPa和51.4 MPa。

圖11為90°彎頭的受力計算圖。文獻[17]給出了彎頭任意點處的內壓環向應力解析式,即

(a)管內壓力為1.0 MPa (b)圖8a工況下按第2節設置土彈簧 (c)圖8b工況下增加120 ℃溫升荷載圖9 彎頭位移等值分布圖

圖10 僅有內壓作用時彎頭環向應力分布

(2)

式中:R為彎頭的曲率半徑;ri為管道內半徑;Di為管道內徑;Pd為內壓力;θ為彎頭上任意點與截面內外側分界面的夾角。

計算得到彎頭內拱(e點)、外拱(a點)和頂部(n點)處的內壓環向應力分別為62.5 MPa、43.75 MPa和50 MPa。這3處的模擬結果與解析計算結果的偏差分別為1.92%、1.94%和2.80%,吻合較好,表明該有限元模型適用于彎頭的應力計算。

nn面為彎頭內外側分界面圖11 彎頭受力計算圖

3.2 長臂彎頭應力簡化分析

溫升作用下管道由于熱脹冷縮產生與土壤之間的相對位移,從而產生摩擦力。在一定的溫升作用下,當彎頭的臂長增加到一定長度時,管道受到的軸向摩擦力與彎頭反力之和等于熱膨脹內力,彎臂的活動段長度達到最大值(即最大過渡段長度),此時的彎臂端頭為錨固點。繼續增加彎臂長度,錨固點之后的管段不再有軸向摩擦力作用,稱為自然錨固段。

3.2.1 彎頭管段臂長的分析 根據過渡段彎頭位移矢量分析結果(圖12,對應圖9c),彎頭附近區域位移矢量的橫向分量很大,而遠離該區域后位移矢量的橫向分量明顯減小,說明遠離彎頭的彎臂上橫向土彈簧作用很小。豎向位移分析也有同樣的規律。

Kim等的模擬分析表明,對于非直埋情況,彎臂長度大于5倍曲率半徑即可消除接管長度的影響[18]。在直埋情況下,彎臂受到周圍土壤的束縛,產生邊緣效應的彎臂長度應該更短。圖12b給出了5倍曲率半徑處的位移矢量分布。可以看出,位移矢量主要沿軸向分布,且垂直于軸向的方向上位移矢量基本對稱分布,說明橫向土壓力和豎向土壓力沒有產生明顯的作用。5倍曲率半徑以外的彎臂上這一現象更加明顯。因此,對于5倍曲率半徑以外的彎臂,可以只計算軸向土壤作用(即摩擦力作用)。這樣,只需要按不小于5倍曲率半徑長度為彎臂長度建立有限元模型,兩臂施加相應的約束條件,即可進行各種長度彎頭管段的計算。

(a)總體矢量圖 (b) 5倍曲率半徑處位移矢量放大圖圖12 過渡段彎頭管段的位移矢量圖

3.2.2 彎臂施加約束條件的分析 如圖13所示,直埋彎頭管段在溫升作用下向彎頭處伸長,受到土壤和彎頭自身彈性力的作用產生了相應的反力Fr,同時向彎頭方向產生了軸向位移,從而產生了背離彎頭方向的軸向摩擦力Ff。根據軸向受力平衡可知,Fr+Ff=F。

圖13 直埋彎管變形簡圖

在計算之前Fr的大小未知,F值的大小無法確定,即彎臂處的軸力未知,因此考慮施加位移荷載作為邊界條件。

彎頭管段在供熱管道中常兼作自然補償器,在彎臂自然錨固點之外設置固定墩或由土力形成自然錨固。圖14為直埋彎管受力簡圖,G為固定點,O為自然錨固點,B為靜摩擦與動摩擦的分界點(對應圖2的軸向彈簧曲線折點),OC之間為過渡段,OB之間為靜摩擦段,OG之間為自然錨固段。

圖14 直埋彎管受力簡圖

取圖14中A點左側為簡化后的模擬管段,考慮在A點施加位移荷載ΔL作為約束條件。

根據力的平衡,可得

FB=FA+fL2

(3)

FO=FA+fL2+fL3/2

(4)

式中:FA、FB、FO為A、B、O點的軸向力。

圖15為彎臂上的應變分布。OAA′O圍成的面積所代表的位移值即為在A點施加的位移荷載ΔL,該面積分解為BAA′B′B和OBB′O兩部分。

圖15 彎臂上的應變分布

BAA′B′B面積為

(5)

式中:α為鋼管的線膨脹系數;E為鋼材的彈性模量;S為鋼管壁的橫截面積;ΔT為管道的溫升;l為管長度。

OBB′O的面積為

(6)

可見,ΔL3即為圖2中的軸向屈服位移u。

式(5)、式(6)積分得

(7)

(8)

模擬中將ΔL作為已知量輸入,通過有限元分析可以得到A點的軸力FA。將ΔL、FA代入式(7)、(8)可以得到對應A點位移荷載為ΔL時的L2和L3,進而得到彎臂過渡段長度為L=L1+L2+L3。

(a)簡化模型應力分布

(b)全尺寸模型應力分布圖16 簡化模型與全尺寸模型當量應力對比

3.2.3 簡化方法的驗證 以臂長為40 m的彎頭模型為基礎,假定兩臂施加的軸向位移為50 mm。應力分析結果見圖16,圖16a中最大當量應力為810 MPa。模擬得到A點的軸力為2 077 kN,代入式(7)、(8)得到L2=41.05 m、L3=17.70 m,從而全尺寸模型為L=98.75 m。為了對比驗證,對臂長為L=98.75 m的全尺寸模型進行模擬(兩臂施加的位移為0),結果見圖16b,其中最大當量應力為818 MPa,與40 m臂長的簡化模型相比,誤差為1%,且當量應力分布也十分吻合。以上對比說明,用縮短臂長、兩臂施加軸向位移的方法可以作為全尺寸模型的簡化模型,從而顯著減小計算量。

另外,采用彈性抗彎鉸解析方法[1]得到最大當量應力為702 MPa,與全尺寸模型結果比較,偏差為-14%,可算基本吻合,但是彈性抗彎鉸法不能給出彎頭的應力分布。

4 彎管應力的影響因素

4.1 一次應力的影響因素

一次應力的影響因素為內壓、管道壁厚、彎頭曲率半徑(與彎頭的公稱直徑D有關)和管道埋深。

由圖17和圖18可以看出,一次應力隨壁厚、管道埋深的增加而降低,隨內壓、彎頭曲率半徑的增加而增加。90°對焊彎頭(彎頭曲率半徑為0)在對焊區域產生了較大的峰值應力。

圖17 內壓和壁厚對一次應力的影響

圖18 曲率半徑和埋深對一次應力的影響

4.2 二次應力的影響因素

根據應力分類法,二次應力為位移導致的應力,因此影響彎頭位移的因素都會對二次應力產生影響。二次應力的影響因素除內壓、管道壁厚、彎頭曲率半徑和管道埋深外,還有溫升和彎頭端部位移。

圖19、20、21給出了彎頭二次應力的影響因素分析。從圖中可以看出,二次應力隨壁厚的增加而降低,隨內壓、埋深(R=0D的90°對焊彎頭除外)、溫升、彎頭曲率半徑、彎頭端部位移的增加而增大。

圖19中二次應力的最大當量應力隨管道壁厚的變化接近直線,表明二次應力與壁厚為近似線性關系,各壓力下的變化近似平行,表明二次應力與內壓為近似線性關系;圖20中不同溫升下的曲線較為靠近,表明在彎頭端部位移相同的情況下,溫升對二次應力影響較小;圖21中90°對焊彎頭(彎頭曲率半徑R=0D)二次應力的最大當量應力數值較高,表明在對焊區域產生了較大的峰值應力,且隨埋深增加而減小。

圖19 內壓和壁厚對二次應力的影響

圖20 溫升和彎頭端部位移對二次應力的影響

圖21 曲率半徑和埋深對二次應力的影響

4.3 彎頭截面橢圓化的影響

設定彎頭橫向橢圓化10%(橫向為橢圓長軸,長度為標準管徑的1.1倍),豎向橢圓化-10%(豎向為橢圓短軸,長度為標準管徑的0.9倍),其他設置同圖8c、9c對應工況,模擬結果見圖22a、22c;設定彎頭橫向橢圓化-10%,豎向橢圓化10%,其他設置同3.2.1節,模擬結果見圖22b、22d。

(a)橫向橢圓化位移等值分布

(b)豎向橢圓化位移等值分布

(c)橫向橢圓化當量應力分布

(d)豎向橢圓化當量應力分布圖22 彎臂端頭處于自由狀態下橢圓彎頭的應力分布

與圖8c、9c未橢圓化彎頭的模擬結果相比(見表3),彎頭橫向橢圓化(橢圓長軸在橫向)可使彎頭的最大位移和最大當量應力大大增加;豎向橢圓化(橢圓長軸在豎向)可使彎頭的最大位移和最大當量應力略有所下降。因此,考慮管土之間的三維相互作用后,對于水平敷設的直埋彎頭管段,豎向橢圓化是有利的,而橫向橢圓化是有害的。

表3 橢圓彎頭與非橢圓彎頭的應力分析結果對比

4.4 地面荷載的影響

地面人群荷載、地面堆積荷載和地面車輛荷載均會影響管道所受壓力,本文通過調整土彈簧剛度(修改屈服力)來模擬地面荷載的影響。

地面人群荷載標準值取4kN/m2,準永久值系數取0.3;地面堆積荷載標準值取10kN/m2,準永久值系數取0.5[19]。計算時這兩項可直接以準永久值疊加到土壓力上。

文獻[20]規定:“道路路面結構設計應以雙輪組單軸載100kN為標準軸載,雙輪組單軸載為100kN,輪胎壓強為0.7MPa,單軸輪跡當量圓半徑r為10.65cm,雙輪中心間距為3r”。

按照分布角法[21]進行管頂地面車輛荷載產生的附加土壓力進行計算,雙輪在地面下H深度處產生的豎向應力標準值為

(9)

式中:μd為車輛輪壓的動載系數,覆土深度大于0.7 m時取1.0;Qk為標準軸載;β為壓力擴散角,取30°。

通過計算得到,地面車輛荷載標準值為10.2 kN/m2,地面車輛荷載的準永久值系數取0.5[19],從而地面人群荷載、地面堆積荷載和地面車輛荷載引起的豎向土壓力的附加荷載qadd=11.3 kN/m2。

結合第1.2節土彈簧參數的取值,對土彈簧的屈服力進行調整,即在原屈服力的基礎上增加地面荷載引起的附加值。

軸向彈簧的屈服力附加值為

(10)

式中:μ為管道與土壤之間的摩擦系數;K0為土壤靜壓力系數;D′為保溫管外徑。

橫向彈簧的屈服力附加值為

(11)

式中:Kq為土壓力系數。

豎向彈簧的屈服力附加值為

(12)

式中:N為土壤承載系數。

對彎臂長度為20 m的彎頭管段進行分析時,同時對管道施加內壓(1.0 MPa)和溫升荷載(120 ℃),彎臂端頭施加130 kN的力荷載,管道周圍設置土彈簧,按式(10)～式(12)增加地面荷載,由此得到的結果見圖23。

相比于未設置地面荷載的模擬結果(圖8c、9c),增加地面荷載后,最大位移由34.788 mm減小為10.275 mm,最大當量應力由265 MPa減小為208 MPa。

(a)位移等值分布

(b)當量應力分布圖23 地面荷載作用下彎管應力分布

5 結 論

本文應用ANSYS軟件,通過在彎頭管段設置軸向、橫向和豎向土彈簧,對彎臂端頭施加相應的邊界條件,建立了彎管的三維熱-力耦合有限元模型,對直埋熱水供熱管道彎管在內壓和溫升荷載作用下的應力分布特性進行了熱-力耦合分析,提出了簡化彎臂長度的有限元分析模型。通過計算分析,得出如下結論。

(1)內壓、土壤作用下彎頭管段的應力和位移均較小,增加溫升荷載后,位移明顯增加,管土作用增強,當量應力增加。

(2)溫升荷載作用下,彎臂對彎頭的熱作用可以采用位移荷載等效替代,等效后彎臂長度應不小于5倍管徑,并以軸向位移來替代被縮短掉的彎臂的軸向作用。

(3)內壓、土壤作用下,彎頭一次應力隨壁厚、管道埋深的增加而降低,隨內壓、彎頭曲率半徑的增加而增加;增加溫升荷載后,彎頭二次應力隨壁厚的增加而降低,隨內壓、埋深、溫升、彎頭曲率半徑、彎頭端部位移的增加而增加。

(4)溫升荷載作用下,豎向橢圓化對彎頭是有利的,橫向橢圓化是有害的。地面荷載作用使彎頭最大當量應力降低,對彎頭起到了保護作用。

[1] 中華人民共和國住房和城鄉建設部. CJJ/T 81—2013城鎮供熱直埋熱水管道技術規程 [S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2013.

[2] PENG L. Stress analysis methods for underground pipe lines: part Ⅱ [J]. Pipe Line Industry, 1978, 47(5): 65-75.

[3] 崔孝秉. 埋地長輸管道水平彎頭的升溫荷載近似分析 [J]. 華東石油學院學報, 1978(2): 54-68. CUI Xiaobing. Approximation analysis on temperature load of horizontal elbow in buried long-distance pipeline [J]. Journal of East China University of Petroleum, 1978(2): 54-68.

[4] 董俊華, 高炳軍, 張及瑞. 熱推制90°彎頭的壁厚分布規律及其應力分析 [J]. 壓力容器, 2010, 27(12): 45-48, 32. DONG Junhua, GAO Bingjun, ZHANG Jirui. Wall thickness distribution and stress analysis of heat pushing 90° elbow [J]. Pressure Vessel Technology, 2010, 27(12): 45-48, 32.

[5] 杜保存. 大口徑供熱直埋橢圓彎頭的有限元分析 [D]. 太原: 太原理工大學, 2012.

[6] 劉波. 無缺陷90°彎頭應力狀態的有限元分析 [J]. 中國石油和化工標準與質量, 2012, 32(6): 75-76. LIU Bo. Finite element analysis on stress state of frictionless 90° elbow [J]. China Petroleum and Chemical Industry Standards and Quality, 2012, 32(6): 75-76.

[7] 黃鑒, 馬業華. 燃氣管道彎頭應力分布及塑性極限荷載分析 [J]. 煤氣與熱力, 2012, 32(10): B01-B03. HUANG Jian, MA Yehua. Analysis on stress distribution and plastic limit load of elbows in gas pipeline [J]. Gas & Heat, 2012, 32(10): B01-B03.

[8] 張鵬, 李曉紅. 內壓和彎矩聯合作用下理想彎頭的有限元分析 [J]. 焊管, 2014, 37(2): 14-17. ZHANG Peng, LI Xiaohong. Finite element analysis on ideal elbow under combined effect of inner pressure and bending moment [J]. Welded Pipe and Tube, 2014, 37(2): 14-17.

[9] 王國偉. 大口徑直埋供熱管道90°彎頭疲勞壽命的有限元分析 [D]. 太原: 太原理工大學, 2010.

[10]SELVADURAL A. 土與基礎相互作用的彈性分析 [M]. 范文田, 等譯. 北京: 中國鐵道出版社, 1984.

[11]WINKLER E. Theory of elasticity and strength [M]. Prague, Czechoslovakia: Dominicus, 1867.

[12]European Committee for Standardization. BS EN 13941—2009 Design and installation of preinsulated bonded pipe systems for district heating [S]. London, UK: Standards Policy and Strategy Committee, 2009.

[13]American Petroleum Institute. Recommended practice for planning, designing and constructing fixed offshore platforms-working stress design [M]. Washington, DC, USA: American Petroleum Institute Production Department, 2002: 61-63.

[14]American Lifelines Alliance. Guidelines for the design of buried steel pipe [M]. New York, USA: American Sociefy of Civil Engineering, 2001.

[15]王新敏, 李義強, 許宏偉. ANSYS結構分析單元與應用 [M]. 北京: 人民交通出版社, 2011.

[16]中國市政工程華北設計研究院. 05系列建筑標準設計圖集 [M]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2005: 62.

[17]王致祥, 梁志釗, 孫國模, 等. 管道應力分析與計算 [M]. 北京: 水利電力出版社, 1983.

[18]KIM Y, OH C. Limit loads for pipe bends under combined pressure and in-plane bending based on finite element limit analysis [J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping, 2006, 83(2): 85-90.

[19]中華人民共和國建設部. GB 50332—2002 給水排水工程管道結構設計規范 [S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2003.

[20]中華人民共和國住房和城鄉建設部. CJJ 37—2012 城市道路工程設計規范 [S]. 北京: 中國建筑工業出版社, 2012.

[21]王直民. 交通荷載作用下埋地管道的力學性狀研究 [D]. 杭州: 浙江大學, 2006.

(編輯 苗凌)

Thermal-Mechanical Coupled Analysis for Right Angle Bend of Directly Buried Heating Pipeline

JIANG Chao1,GUAN Yanling1,DENG Shunxi1,MENG Qinglong1, SHI Juanling2,CAO Honglin2

(1. School of Environmental Science and Engineering, Chang’an University, Xi’an 710054, China; 2. Parent Company of Xi’an District Heating, Xi’an 710016, China)

Aiming at the complicated stress characteristics of bends in directly buried heating pipelines, a three-dimensional thermal-mechanical coupled finite element model was constructed in terms of soil spring model. The main affecting factors on stress distribution of directly buried bends were analyzed. A thermal-mechanical coupled finite element model for bend with reduced straight pipe lengths was given. The weights of thermal medium and covering soil were considered in the pipe-soil interaction of the model. The boundary conditions were exerted to the ends of two bend arms. The results indicate that buried elbows of bends bear peak stresses with considerably higher value due to temperature rise than due to internal pressure. The primary stress of buried bend decreases with the increasing pipe wall thickness and buried depth, while it increases with the increasing internal pressure and curvature radius. The secondary stress of buried bend decreases with the increasing pipe wall thickness, while it increases with the increasing internal pressure, buried depth, temperature rise, curvature radius and end displacements of bend arms. Vertical ovalization for pipe section is beneficial to the bend, but transverse ovalization is harmful. The ground load reduces the maximum equivalent stress in buried bend.

directly buried heating pipeline; bend; stress; thermal-mechanical coupled analysis; finite element model

10.7652/xjtuxb201605019

2015-11-30。 作者簡介:江超(1984—),男,博士生;官燕玲(通信作者),女,教授,博士生導師。 基金項目:國家自然科學基金青年基金資助項目(51208059);陜西省科學技術研究發展計劃資助項目(2013K13-02-01);陜西省住房和城鄉建設廳科學技術計劃項目(2014-04)。

時間:2016-03-01

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160301.1016.008.html

TU995

A

0253-987X(2016)05-0125-09