全焊接管線球閥抵抗地質(zhì)災(zāi)害能力研究

趙飛，黃波，何慶中，王佳，吳勝，賴鏡安

(1.四川輕化工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，四川宜賓 644000；2.四川化工職業(yè)技術(shù)學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院，四川瀘州 646000)

0 前言

全焊接管線球閥因其高可靠性和安全性在天然氣、石油長輸管線上大量應(yīng)用。早期我國管線上所使用的全焊接球閥均為進(jìn)口，直至2007年才實(shí)現(xiàn)國產(chǎn)化。我國地處環(huán)太平洋地震帶與歐亞大陸地震帶之間，地質(zhì)活動(dòng)頻繁，球閥在地質(zhì)災(zāi)害下的安全性是人們關(guān)注的重點(diǎn)。由于我國早期設(shè)計(jì)手段及相關(guān)安全性試驗(yàn)不完善，為保證閥門在地質(zhì)災(zāi)害下的安全性，我國均是在設(shè)計(jì)階段采用較大的安全系數(shù)來保證，因此造成閥體壁厚大、質(zhì)量大等缺點(diǎn)，這與現(xiàn)階段我國可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略相違背，因此需采用新的設(shè)計(jì)手段來確保其安全性。

地質(zhì)災(zāi)害按照其作用形式的不同大體可分為地震和地陷兩類。目前較多學(xué)者對閥門在地震災(zāi)害下的安全性進(jìn)行了研究，而針對閥門在地陷這類靜載荷下的安全性研究較少，如董學(xué)蓮等為確定核一級(jí)楔形雙閘板閘閥的抗震性能，利用等效靜力法計(jì)算了該核電閘閥在設(shè)計(jì)工況、溫度、自重等載荷下的抗震性能，同時(shí)為了減小載荷疊加產(chǎn)生的誤差，采用SRSS法對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行振型組合，并結(jié)合ASME規(guī)范對危險(xiǎn)位置進(jìn)行評定，結(jié)果表明該閘閥在地震災(zāi)害下不會(huì)發(fā)生破壞。劉平等人通過理論分析，確定了“華龍一號(hào)”主給水隔離閘閥的重心、危險(xiǎn)截面以及一階固有頻率，從理論的角度分析了采用卡箍結(jié)構(gòu)的好處，然后對結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，并將有析結(jié)果與理論推導(dǎo)計(jì)算結(jié)果對比驗(yàn)證，據(jù)此提出一種通過改善結(jié)構(gòu)固有頻率來保證閥門抗震性能的結(jié)構(gòu)，然后搭載地震靜力試驗(yàn)臺(tái)，驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)的合理性。李樹勛等為確保全焊接球閥在地陷、山體滑坡等情況下具有足夠的強(qiáng)度和密封性，提出了用于理論推導(dǎo)的分析模型，理論推導(dǎo)得到球閥在外載荷作用下的最大彎曲載荷，然后將理論計(jì)算結(jié)果同仿真結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證了理論推導(dǎo)的正確性。

分析現(xiàn)有研究可以發(fā)現(xiàn)，相關(guān)學(xué)者針對閥門抗震已經(jīng)展開較多研究，但大多是停留于靜力學(xué)和理論研究上，且計(jì)算時(shí)忽略了地震動(dòng)三要素之一的持時(shí)，通過增大載荷和頻率的方式來確保其安全性，研究方法較保守，針對地震、地陷這種復(fù)雜的隨機(jī)載荷適用性不強(qiáng)。因此，本文作者以某公司生產(chǎn)的全焊接球閥為載體，利用時(shí)程分析法分析計(jì)算它在地震災(zāi)害下的安全性，同時(shí)查閱相關(guān)文獻(xiàn)提出地陷載荷計(jì)算公式，然后根據(jù)該載荷計(jì)算了閥門在地陷載荷下的安全性。

1 模型建立及模態(tài)分析

1.1 模型建立

以某公司自主研發(fā)的48″FW-600Lb-WE型全焊接管線球閥為載體進(jìn)行研究。該型閥門主要由中體、左右閥體、球閥芯、支撐板等組成，裝配后焊接而成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。在建立三維模型時(shí)忽略彈簧墊圈、密封圈等對分析結(jié)果影響不大的結(jié)構(gòu)及特征。同時(shí)，為避免應(yīng)力奇異現(xiàn)象產(chǎn)生和使分析盡可能與實(shí)際使用工況一致，增加5倍管徑長的管線(含袖管)，管線與閥體焊接；球閥結(jié)構(gòu)、載荷、約束等具有完全面對稱性，因此，只取球閥及管線的1/2進(jìn)行分析計(jì)算。將建立的三維模型利用HyperMesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，得到有限元模型如圖2所示，共計(jì)網(wǎng)格142 351個(gè)，節(jié)點(diǎn)72 490個(gè)。

圖1 全焊接管線球閥內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意

圖2 全焊接球閥管線系統(tǒng)局部網(wǎng)格

全焊接球閥管線系統(tǒng)工作介質(zhì)壓力為10.21 MPa，外部壓力0.14 MPa，溫度為20 ℃；閥蓋、閥座、閥芯和閥桿等主要承壓構(gòu)件材料為A694-F65，管道材料為X80，材料物理屬性如表1所示。

表1 全焊接管線球閥主要材料屬性

1.2 模態(tài)分析

在地震載荷下，系統(tǒng)的自振特性決定了結(jié)構(gòu)系統(tǒng)對地震動(dòng)的響應(yīng)。因此，在進(jìn)行結(jié)構(gòu)系統(tǒng)抗震響應(yīng)特性分析計(jì)算之前，應(yīng)先對系統(tǒng)進(jìn)行模態(tài)分析，獲取其模態(tài)信息，主要與結(jié)構(gòu)特性和安裝約束條件有關(guān)；它將為后續(xù)進(jìn)行結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的地震響應(yīng)和動(dòng)力學(xué)分析計(jì)算提供相關(guān)參數(shù)。分析全焊接管線球閥的工況條件可知，在工作時(shí)介質(zhì)為常溫、壓力為10.21 MPa，參考文獻(xiàn)[7-8]的研究，決定采用無預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析。

1.2.1 模態(tài)分析過程

利用ANSYS Model模塊進(jìn)行模態(tài)分析，將有限元模型導(dǎo)入，按照表1進(jìn)行材料設(shè)置，在閥門底座采用固定約束，球閥兩端采用位移約束，分別限制管道兩側(cè)豎直方向和徑向的運(yùn)動(dòng)；在閥門的對稱面上添加對稱約束。驅(qū)動(dòng)裝置簡化成一個(gè)帶質(zhì)量的點(diǎn)，加載在重心點(diǎn)坐標(biāo)上；使用Block Lanczos計(jì)算得到閥門的前20階模態(tài)信息，其中前8階結(jié)果如表2所示。其中比率(Ratio)是模態(tài)振型參與系數(shù)的一種表現(xiàn)形式，通過該值的大小可以判斷振型的狀態(tài)，該值越大(最大值為1)，表明對應(yīng)階數(shù)振型模態(tài)在該方向上的貢獻(xiàn)越大。

表2 全焊接管線球閥前8階模態(tài)信息

1.2.2 模態(tài)分析結(jié)果歸納

(1)從表2可知，閥門的最低頻率為85.99 Hz，全焊接管線球閥不會(huì)因地震發(fā)生共振，這是后續(xù)進(jìn)行抗震能力分析的基礎(chǔ)和前提。由于全焊接管線球閥的質(zhì)量大，剛性大，整體結(jié)構(gòu)的振動(dòng)以球閥兩端所配置管線的振動(dòng)為主，且隨著階數(shù)的增加，振型越來越復(fù)雜。

(2)根據(jù)分析結(jié)果，利用經(jīng)驗(yàn)公式Δ=1/20可計(jì)算動(dòng)力學(xué)積分時(shí)間步長，其中為第一階頻率，計(jì)算得到Δ=5.8×10s，根據(jù)現(xiàn)有計(jì)算資源，取Δ=1×10s。

(3)文中采用的阻尼形式為瑞利阻尼，即=α+β；其中和是根據(jù)材料和結(jié)果特性計(jì)算得到的常數(shù)，和分別為結(jié)構(gòu)的質(zhì)量矩陣和剛度矩陣。利用公式：

(1)

(2)

其中系統(tǒng)阻尼比=0.05，、分別取系統(tǒng)第一階和第二階固有頻率，計(jì)算得到=3.419、=0.000 46。

2 全焊接管線球閥抗震分析

時(shí)程分析法是一種動(dòng)力學(xué)計(jì)算方法，該方法通過對系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程進(jìn)行逐步積分，最終求解得到結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。該方法在求解過程中綜合考慮了地震動(dòng)三要素：振幅、頻率、持時(shí)，同時(shí)利用不同的地震載荷計(jì)算并考慮地震環(huán)境和場地的影響；通過動(dòng)力學(xué)分析計(jì)算方法，能夠準(zhǔn)確得到結(jié)構(gòu)在地震各時(shí)刻的位移、加速度以及內(nèi)力等。

2.1 地震載荷的選取

我國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中規(guī)定:當(dāng)采用時(shí)程分析法進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震分析時(shí)，其地震載荷應(yīng)根據(jù)抗震性能要求、地震分組類別和場地等條件確定，地震載荷常采用加速度時(shí)程數(shù)據(jù)；天然地震動(dòng)強(qiáng)震記錄數(shù)量和人工模擬地震動(dòng)數(shù)量的比值不應(yīng)低于2∶1。經(jīng)分析后，選取兩條天然地震波和一條人工合成地震波進(jìn)行抗震分析計(jì)算。

利用規(guī)范反應(yīng)譜，從PEER(Pacific Earthquake Engineering Research Center)地震數(shù)據(jù)庫得到名為88、286的天然地震動(dòng)加速度數(shù)據(jù)，再通過多周期點(diǎn)調(diào)整法對地震波進(jìn)行調(diào)整，最后得到滿足工程應(yīng)用的加速度數(shù)據(jù)，如圖3、圖4所示。

圖3 調(diào)整后286號(hào)地震載荷時(shí)程數(shù)據(jù)

圖4 調(diào)整后88號(hào)地震載荷時(shí)程數(shù)據(jù)

人工地震載荷利用Simqke gr合成得到，將目標(biāo)反應(yīng)譜導(dǎo)入，設(shè)置最小周期為0.001 s，最大周期為20 s，迭代次數(shù)為5次，生成的數(shù)量為3條，加速平穩(wěn)時(shí)間4 s，提交軟件計(jì)算得到人工地震載荷，如圖5所示。從文獻(xiàn)[13]可知，在生成人工地震波載荷時(shí)，只需要生成水平方向上的時(shí)程曲線，而豎直方向上的時(shí)程曲線取水平方向的1/2即可，這與地震動(dòng)所造成災(zāi)害的本質(zhì)和文中研究內(nèi)容是相符的，因此文中豎向地震時(shí)程數(shù)據(jù)使用水平2的1/2，作為研究全焊接管線球閥的抗震特性的載荷。

圖5 人工合成地震波加速度時(shí)程曲線

2.2 全焊接管線球閥抗震時(shí)程分析

利用ANSYS軟件的Transient Structural進(jìn)行分析計(jì)算，將有限元模型導(dǎo)入該模塊后，材料、約束條件同模態(tài)分析時(shí)設(shè)置；添加工況載荷內(nèi)壓10.21 MPa，表面壓力0.14 MPa，地震加速度載荷按照第3.1節(jié)所選取的載荷添加；積分時(shí)間步長及阻尼按照第1.2節(jié)模態(tài)分析計(jì)算結(jié)果設(shè)置，同時(shí)為加速收斂，打開自動(dòng)積分時(shí)間步長，提交計(jì)算得到閥門在選取地震載荷下的地震響應(yīng)。從結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形分析來看，在地震發(fā)生即載荷作用7 s后，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的應(yīng)力、變形(應(yīng)變)將趨于穩(wěn)定，故此各地震載荷作用下結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的應(yīng)力、變形(應(yīng)變)輸出結(jié)果僅給出了前7 s的響應(yīng)結(jié)果，如圖6—圖8所示。

從圖6—圖8可知：在所選取的地震載荷下，閥門的最大等效應(yīng)力及變形規(guī)律相似，均是在地震載荷作用初期劇烈變化，然后趨于平穩(wěn)，最終圍繞一固定值微小波動(dòng)。分析全焊接管線球閥結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力和變形隨時(shí)間變化曲線可知，由于持時(shí)對球閥結(jié)構(gòu)應(yīng)力產(chǎn)生影響，如286號(hào)地震加速度載荷作用，其響應(yīng)最大應(yīng)力出現(xiàn)在地震載荷作用后0.035 s，而球閥的最大變形則發(fā)生在2.81 s，且最大應(yīng)力為151.42 MPa，最大變形為0.535 mm；結(jié)合圖3加速度時(shí)程曲線和最大應(yīng)力變化曲線發(fā)現(xiàn)，其結(jié)構(gòu)應(yīng)力和變形最大時(shí)刻并不是加速度最大的時(shí)刻，這是由于持時(shí)的影響，上一時(shí)刻的地震響應(yīng)對下一時(shí)刻產(chǎn)生了較大影響。結(jié)果表明，地震動(dòng)三要素之一的持時(shí)因素對結(jié)構(gòu)系統(tǒng)地震載荷響應(yīng)應(yīng)力和變形有較大的影響，是地震特性響應(yīng)分析的重要影響因素之一。

圖6 286號(hào)地震加速度載荷作用結(jié)構(gòu)系統(tǒng)等效應(yīng)力及變形

圖7 88號(hào)地震加速度載荷作用結(jié)構(gòu)系統(tǒng)等效應(yīng)力及變形

圖8 人工合成地震加速度載荷作用結(jié)構(gòu)系統(tǒng)等效應(yīng)力及變形

為更清楚對比地震載荷對全焊接管線球閥的影響，給出球閥在最大應(yīng)力出現(xiàn)時(shí)刻的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布及變形云圖(在所選取的3條地震載荷下，結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布規(guī)律相似，僅給出88號(hào)地震載荷下的應(yīng)力及變形分布)，如圖9所示。

圖9 88號(hào)地震載荷作用整體最大應(yīng)力及變形

從計(jì)算結(jié)果可知，結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力均出現(xiàn)在左右閥體與配管線的連接部位，最大值分別為151.42、153.91、164.62 MPa，均由于全焊接球閥閥體結(jié)構(gòu)壁厚較大、剛度大，在設(shè)計(jì)工況作用下，球閥左右閥體袖管連接部位出現(xiàn)結(jié)構(gòu)突變不連續(xù)現(xiàn)象，使得全焊接球閥結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力出現(xiàn)在球閥左右閥體袖管與管道連接部位，因管道受力變形膨脹受到左右閥體約束所致，與實(shí)際使用情況相符。同時(shí)，該部位的結(jié)構(gòu)應(yīng)力主要由內(nèi)壓使用極限工況載荷作用所造成，外部地震載荷作用對其影響較小。

2.3 全焊接管線球閥抗震特性安全性評價(jià)

球閥為鋼制承壓構(gòu)件，按照J(rèn)B 4732—1995《鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》要求，結(jié)構(gòu)應(yīng)力強(qiáng)度的評定方法分為點(diǎn)處理法和線處理法，文中選用線處理法，即按選擇的危險(xiǎn)截面把各應(yīng)力分量沿一條應(yīng)力處理線進(jìn)行均勻化和當(dāng)量線性化處理，應(yīng)力評定路徑應(yīng)垂直截面且穿過結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力點(diǎn)。分別在左、右閥體最大應(yīng)力點(diǎn)處建立應(yīng)力線性化路徑，將左、右閥體的應(yīng)力強(qiáng)度沿該路分解，計(jì)算得到一次薄膜應(yīng)力及一次彎曲應(yīng)力，根據(jù)JB 4732—1995中表3-3中確定載荷系數(shù)值在地震載荷下為1.2，經(jīng)判定薄膜應(yīng)力為整體薄膜應(yīng)力，因此薄膜應(yīng)力限值取；應(yīng)力評定結(jié)果如表3、表4所示。可知：球閥在地震載荷各應(yīng)力值均未超過其許用值，結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生破壞，閥門在地震載荷下安全。

表3 路徑1應(yīng)力結(jié)果評定

表4 路徑2應(yīng)力結(jié)果評定

3 全焊接管線球閥抗地陷能力分析

3.1 地陷載荷確定

大型全焊接管線球閥一般位于截止閥室內(nèi)，而截止閥室位于地表，因此在地陷災(zāi)害下，球閥受到的載荷主要來源于自身重力，其次還受到表面覆蓋物等所帶來的載荷。對于埋地的閥門，根據(jù)《輸氣管道工程設(shè)計(jì)規(guī)范》中表4.3.2中的規(guī)定，管線埋地深度不小于0.8 m，對于魚塘或溝渠等涉水地基深度不小于清淤層1 m，同時(shí)埋地管線中部分重要閥門應(yīng)設(shè)置閥門井。因此對于埋地管線閥門，在地陷災(zāi)害下，閥門承受的載荷來源于自重和上方泥土塌陷所帶來的載荷。在計(jì)算閥門在地陷災(zāi)害下的安全性時(shí)，按照最不利的載荷施加，即同時(shí)考慮自重載荷和地陷所產(chǎn)生的外載荷。

關(guān)于地陷載荷無相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)及規(guī)范，因此查閱相關(guān)資料，提出了用于地陷災(zāi)害下的地陷載荷計(jì)算公式：

=15×2×××

(3)

式中：為地陷載荷(N)；為閥門得公稱直徑(m)；為載荷施加位置距閥門中心位置距離(m)，一般取=2；為閥門埋地深度；為閥門所在地的土層密度(kg/m)；為當(dāng)?shù)丶铀俣?m/s)。

3.2 球閥在地陷載荷作用下的有限元分析

此次選用的閥門寬度=1 000 mm，埋地深度取1.5 m，土層密度=2 g/cm，加速度=9.8 m/s，按照式(3)計(jì)算得到總地陷載荷為1.73×10N。計(jì)算時(shí)，通過閥門兩端同時(shí)加載，因此單邊加載載荷=0.5=8.65×10N。同時(shí)，施加的載荷距閥門中心距=2=2×1 050=2 100 mm。

利用ANSYS的靜力學(xué)分析模塊進(jìn)行分析計(jì)算，其中有限元模型導(dǎo)入、材料參數(shù)設(shè)置同模態(tài)分析時(shí)的設(shè)置。在管道兩端添加固定約束，流道內(nèi)施加工況壓力10.21 MPa，外部壓力0.14 MPa，地陷載荷按前述計(jì)算結(jié)果添加。按照上述設(shè)置，計(jì)算得到閥門整體及零件的應(yīng)力及變形，結(jié)果如圖10所示。

圖10 閥門整體最大等效應(yīng)力及變形

從圖10可知，全焊接管線球閥在自身重力、內(nèi)壓以及地陷載荷下，最大等效應(yīng)力為178.34 MPa，最大變形為5.54 mm，且最大應(yīng)力出現(xiàn)在閥體與管道連接的底部，同受力分析時(shí)的結(jié)論一致。同時(shí)進(jìn)一步分析可以發(fā)現(xiàn)密封圈座的應(yīng)力較大，這是由于密封圈座壁厚小、剛度小，而球體剛度大，左右體發(fā)生變形后對圈座造成擠壓，從而使其產(chǎn)生較大應(yīng)力。分析圈座的變形發(fā)現(xiàn)，變形主要是沿重力方向，而在與球體接觸的密封面上的變形很小，因此不會(huì)影響密封效果。

3.3 安全性評價(jià)

按照第2.3節(jié)的應(yīng)力評定標(biāo)準(zhǔn)對閥門在地陷載荷下的安全性進(jìn)行評價(jià)，分別在左、右閥體找到最大應(yīng)力點(diǎn)，然后從該處建立應(yīng)力線性化路徑(路徑建立方法同第2.3節(jié))；然后將閥體的應(yīng)力強(qiáng)度沿該路徑分解并評價(jià)，分析最大應(yīng)力位置發(fā)現(xiàn)，該處的薄膜應(yīng)力為局部薄膜應(yīng)力，因此薄膜應(yīng)力限值取1.5，結(jié)果如表5所示。

表5 應(yīng)力線性化結(jié)果評價(jià)

從表5可知:左、右閥體的一次薄膜應(yīng)力(局部)為170.06 MPa，一次薄膜應(yīng)力(局部)加一次彎曲應(yīng)力的最大值為194.5 MPa，均遠(yuǎn)小于其應(yīng)力限值，安全裕度較大，因此在地陷載荷下，球閥整體結(jié)構(gòu)安全，不會(huì)發(fā)生破壞。

4 結(jié)論

(1)用時(shí)程分析法對全焊接球閥進(jìn)行了抗震分析計(jì)算，發(fā)現(xiàn)全焊接球閥的最大應(yīng)力及變形都出現(xiàn)在閥體與管道連接處，分析時(shí)程分析法計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)地震動(dòng)三要素的持時(shí)對球閥的應(yīng)力和變形有較大影響；按照J(rèn)B 4732—1995《鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行評價(jià)，結(jié)果表明全焊接球閥滿足抗震性能設(shè)計(jì)要求，在地震載荷下不會(huì)發(fā)生破壞；同時(shí)根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知，安全裕度較大。

(2)針對全焊接管線球閥在地陷災(zāi)害下的安全性，同時(shí)根據(jù)相關(guān)規(guī)范提出了地陷載荷計(jì)算公式，該公式能根據(jù)不同埋深、不同管徑等計(jì)算適用多種情形；然后根據(jù)該載荷，利用有限元分析計(jì)算了閥門在地陷載荷下的安全性，利用JB4732—1995評價(jià)其安全性，在地陷載荷下安全，安全裕度較大。

(3)文中所使用的抗震時(shí)程分析法及提出的地陷載荷計(jì)算公式能夠?yàn)樘烊粴夤艿兰跋嚓P(guān)構(gòu)件抵抗地質(zhì)災(zāi)害能力分析提供參考，同時(shí)也為同類型球閥設(shè)計(jì)提供參數(shù)支撐。