大直徑等徑三通的設計方法分析

蔣賓偉，賀同強

（中海油石化工程有限公司，濟南 250000）

0 引言

大直徑三通廣泛應用于大型設備進出口處的分流處，主要有焊接、液壓成型和熱成型三通3種加工形式。焊制三通的主要特點是焊接接頭少、制作簡單，加工過程中不會改變原材料的力學性能并且成本低于熱成型或液壓成型的鋼制對焊管件，多應用于中低壓設備中，特別是對于非標準三通件。液壓和熱成型的三通管件可以規避高應力區的焊縫，并且在一定程度上避免了結構的突變，其受力情況優于焊制三通，可以應用于較高的工作壓力。

本文結合TDI項目中某反應器出口處三通結構的設計，對大直徑等徑三通的幾種設計計算方法進行比較，并通過數值分析進行了驗證。該三通的設計計算條件如表1所示。

表1 計算條件

1 常規設計

1.1 基于焊制三通的設計計算

HG/T 20582-2011《鋼制化工容器強度計算規定》[1]和GB/T 9222-2008《水管鍋爐受壓元件強度計算》[2]中規定了相同的焊制三通計算方法，但2021年4月1日實施的HG/T 20580-2020[3]版本中取消了關于焊制三通計算的部分，而GB/T 9222-2008的計算部分被替代為GB/T 16507.4-2013《水管鍋爐第4部分：受壓元件強度計算》[4]，但新標準中對于焊制三通的計算未進行變更。

在焊制三通計算方法索引標準中，HG/T 20582-2011嚴格規定了所列公式適用的范圍:主管外徑Do≤600 mm，支管內徑與主管內徑之比di/Di≥0.5，主管外、內徑之比Do/Di在1.05～1.50范圍內。

設計計算時首先設定主管和支管的名義厚度均為12.5 mm，考慮鋼管壁厚負偏差1.4 mm，主管和支管的有效厚度為11.1 mm。根據結構參數計算出強度消弱系數φ=0.52。其主管和支管計算厚度及該結構允許最大壓力分別如下。

式中：pc為計算壓力，MPa；Do為主管外徑，mm；do為支管外徑，mm；δy為主管有效厚度，mm；C為主管厚度附加量，mm；C′為支管厚度附加量，mm；[σ]t為管子許用應力，MPa；φ為強度消弱系數。

由以上計算結果可知，在此種理論下，主管和支管名義厚度均為12.5 mm（方案A）時該結構滿足設計要求，且該結構允許最大壓力遠超過設計壓力。

1.2 基于開孔補強的壓力面積法設計計算

焊制三通還可以作為筒體上法向接管開孔補強的極限結構（開孔率為100%），目前常用的開孔補強方法有等面積法[5-6]、分析法[5]和壓力面積法[3]。GB/T 150推薦優先選用前兩種，但3種方法只有壓力面積法可以計算開孔率為100%結構。

壓力面積法借鑒AD標準，其本質上仍與等面積法相同，對于開孔邊緣應力只考慮滿足一次總體及局部薄膜應力的靜力要求[7]。更新后的HG/T 20582-2020相較于2011年版本對于公式的適用條件進行了更詳細的說明，適用范圍更加明確，但其對有效補強范圍的計算等未做調整。

按照壓力面積法利用SW6軟件輔助進行計算，結果如下：1）對第1.1節中方案A的結果（主管和支管有效厚度均為11.1 mm）進行校核，校核結果為：需要的壓力面積為209 745 N，實際的補強面積為195 299 N，不合格（-7%）。2）當主管和支管名義厚度均為13.5 mm時，有效厚度為12.1 mm（方案B）：需要的壓力面積為213 339 N，實際的補強面積為222 915 N，合格（+4%）。

對比本節和第1.1節計算結果可知：開孔補強的壓力面積法計算結果比焊制三通的算法更安全。

1.3 基于驗證性設計為基準的設計

GB/T 12459-2017《鋼制對焊管件類型與參數》[8]是基于驗證性為基準的設計，未提供設計計算解析方法，當需要特殊設計時多采用數值分析的方法。在工程實踐中，設計者也經常以一種常規的計算方法確定主管和支管壁厚，再按照GB/T 12459對管件進行制造、檢驗和驗收。GB/T 12459-2017在附錄B中規定了肩部圓弧過渡區的一系列尺寸要求，主要有：1）肩部圓弧過渡區45°處最小壁厚不得小于1.5倍的主管壁厚；2）規定了肩部圓弧過度的圓弧大小范圍。

對于本文考察的結構，其圓弧半徑r的范圍應為25～60 mm。方案C和方案D是在方案A和方案B的主管和支管計算壁厚的基礎上，參照鋼制對焊管件最小尺寸要求進行的設計，其詳細結構如圖1和圖2所示。

圖1 方案C結構詳圖

圖2 方案D結構詳圖

2 數值模擬

2.1 數值模擬過程及結果

利用有限元軟件ANSYS Workbench進行數值模擬。介于三通結構的對稱性，并且本次分析不考慮管道外載荷作用，進行數值分析時只需建立1/4模型。建模時尺寸取主管和支管的有效厚度，焊接管考慮焊縫尺寸及接管內側倒圓角，在兩管外側相貫線處倒圓角半徑為10 mm，內側相貫線處倒圓角半徑為5 mm。網格類型以適應于機械計算的帶中間節點的20節點網格（solid186）為主，對于相貫線部位進行局部加密，典型網格類型如圖3所示。載荷和約束方面，計算時在支管端部施加全約束，對稱面上約束其法向位移，主管端部施加平衡載荷，內壁面上施加壓力載荷。數值模擬結果中典型第三強度應力云圖如圖4所示?？梢钥闯?，最大應力點在肩部靠近內壁側相貫線的頂點處，這也反映了大開孔補強時接管內倒圓角的必要性。

圖3 典型網格情況

圖4 典型第三強度應力云圖

2.2 判定依據及結論

按照常規設計標準GB/T 150-2011等進行設計、制造和驗收的設備，采用的是第一強度理論（最大拉應力理論）作為失效判定依據，即以控制最大主應力max(σ1、σ2、σ3)作為判據。當按照JB 4732-1995（2005確認版）進行分析設計的設備，采用第三強度理論（最大切應力理論）作為失效判定依據，以控制最大主應力差max（S12、S23、S31）作為判據。其中，主應力差Sij為：

式中：S12、S23、S31為主應力差；σ1、σ2、σ3為主應力。

根據焊制三通結構應力云圖可知，局部高應力點在兩管內壁相貫線的頂部。通過考察圖5所示5個線性化路徑的應力水平發現，路徑A-A為最危險截面。三通肩部附近校核時一次局部薄膜應力許用極限控制在1.5倍的設計應力強度之內，一次應力與二次應力之和控制在2倍的設計應力強度之內。對于S31603不銹鋼，其許用應力強度均為108.00 MPa。表2給出了5種設計方案進行數值模擬的結果及按照第一和第三強度理論進行應力評定的結果。

表2 應力評定結果

圖5 典型危險截面

應力評定結果表明：方案A中一次局部薄膜應力和一次加二次應力均超過了許用應力強度；方案B中一次局部薄膜應力超限，一次加二次應力按照第一強度理論評定合格，按照第三強度理論評定為不合格；方案C中一次局部薄膜應力校核不通過；方案D按照第一和第三強度理論校核應力強度均通過。數值模擬結構中，由于第三主應力σ3為負值，使得最大主應力值σ1小于第三強度理論值（σ1-σ3）。在焊接三通結構的基礎上，當繼續增加主管和支管厚度到有效后為13.6 mm（方案E）時，肩部的應力水平方能降到許用應力以下。而此時的結構壁厚尺寸已經超出方案A結構設計壁厚的20%以上，超出了方案B結構設計壁厚的10%以上。

3 結語

對比5種設計方案的數值模擬結果得出了如下結論：

1）基于開孔補強的等面積法進行的大直徑焊接等徑三通的設計，其主管和支管的設計厚度大于基于焊制三通理論的設計，但從兩種結構進行數值模擬的結果來看這兩個設計均不安全。

2）基于焊制三通的主管和支管設計尺寸直接用于液壓或熱成型鋼制對接管件的制造時，在肩部尺寸極限狀態下的數值模擬結果也不安全，設計時應特別注意肩部圓弧過渡的圓弧大小及該區域的最小壁厚。

3）大直徑三通管件的設計可以基于開孔補強的等面積法對主管和支管進行尺寸設計，同時按照液壓或熱成型鋼制對接管件的標準進行制造、檢驗和驗收。

4）大直徑焊制等徑三通的設計推薦采用數值分析的方法進行，并在制造和檢驗時嚴格控制焊接質量、焊縫尺寸及內壁倒圓角尺寸。