單元類型及接觸對貼邊岔管受力特性的影響分析

伍鶴皋，李端正，石長征，黃 巍

(1. 武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072； 2. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063)

0 前 言

鋼岔管的結構型式主要有三梁岔管、內加強月牙肋岔管、貼邊岔管、球形岔管和無梁岔管等。其中貼邊岔管最適合于從主管中分出一條支管且呈不對稱布置的情況，一般支管與主管的直徑比小于0.5。貼邊岔管按壓力鋼管開孔后孔周補強的工作原理，分別在主、支管相貫線兩側設補強板或曲梁結構，降低開孔處應力峰值[1]。這種岔管因岔管外形尺寸比較小，補強結構不干擾水流，水頭損失得到改善，耗鋼量比較少，制作安裝比較方便，因此在中低水頭引調水工程或水電站工程中比較常用[2]。

貼邊岔管目前常用的計算方法主要有面積補償法、圓環法以及有限元法。其中面積補償法較為簡略，只能估算出補強加固面積，無法得知補強加固后岔管的應力分布等情況，只能用于小型工程[3]；圓環法是一種根據美國墾務局用于曲梁式岔管的計算方法，能計算岔管上的最大應力值，但是不能了解結構整體受力狀態；根據SL/T 281-2020《水利水電工程壓力鋼管設計規范》[4]，對于大型工程較為重要的貼邊岔管，最好使用有限元法[5]進行復核計算。由于貼邊岔管是組合薄殼結構，目前在貼邊岔管進行有限元計算時，對于管道及主支管貼邊大多直接采用板殼單元進行模擬分析，貼邊部分與主支管分別采用不同的計算厚度，此方法的前提假定是貼邊所有部分與主支管均焊接在一起即共節點，因此計算效果較好。但是實際中貼邊岔管貼邊與管壁是兩層結構且只有邊緣通過角焊縫焊接在一起，存在邊緣焊縫破裂后貼邊與主支管管壁錯動的風險，因此有必要對貼邊岔管加強方式、模擬方法以及受力特性進行進一步深入研究，使其更貼近實際情況。

目前有限元法已廣泛應用于鋼岔管研究，單元類型及網格尺寸會在一定程度上影響有限元分析結果，其中貼邊岔管基本采用板殼單元進行建模，而基于實體單元貼邊岔管有限元模型的研究則較少。因此，本文結合某引調水工程中的“T”型貼邊岔管，基于板殼單元以及實體單元分別對貼邊岔管建立模型，研究單元尺寸和類型對于貼邊岔管有限元分析結果的影響，以及角焊縫高度對于貼邊岔管受力特性的影響。

1 計算條件

某引調水工程主管直徑6 400 mm，連通管直徑3 000 mm，形成一個90°分岔角的“T”型岔管，由于支管直徑與主管直徑之比小于0.5，因此采用貼邊岔管補強的形式。根據設計內水壓力1.3 MPa，經過強度初估計算，主支管壁厚均為40 mm，均采用寬度1 000 mm、厚度22 mm的貼邊補強。其布置見圖1所示。

岔管擬采用Q355C鋼材，彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，重度為78.5 kN/m3，線膨脹系數為1.2×10-5/ ℃。根據SL/T 281-2020《水利水電工程壓力鋼管設計規范》[4]，正常運行工況下岔管鋼材允許應力分別為整體膜應力164 MPa，局部應力262 MPa。

圖1 “T”型貼邊岔管布置 單位：mm

2 殼單元網格尺寸對貼邊岔管受力特征的影響分析

網格劃分是有限元分析計算重要的環節，其目的就是將整體模型離散成若干個小單元，然后通過積分的方式對模型進行求解。網格劃分時網格尺寸不僅影響計算時間，同時對計算結果的可靠性也有影響。有限元計算中的網格單元劃分尺寸小數量多可提高計算結果的精度，但運算時間較長;網格尺寸大數量少，雖然節約了計算時間，但結果往往達不到設計要求。貼邊岔管是在主管管壁上開通一支管，并在主管及支管相貫線兩側進行貼邊補強，由于其體型的復雜性，網格尺寸對整個模型的結果精度影響較大[6]。目前貼邊岔管進行有限元分析時大多采用板殼單元建模，本節擬采用不同網格尺寸的殼單元進行建模，對其有限單元網格尺寸進行敏感性分析。

2.1 計算方案與模型

為研究貼邊岔管殼單元在不同網格尺寸情況下，結構的受力特征變化規律，現定義網格尺度α=L/R(其中L為殼單元網格平均尺寸，R為貼邊岔管主管半徑即3.2 m)，網格平均尺寸分別采用0.50、0.40、0.30、0.20、0.10、0.05、0.03 m以及主支管相貫線附近最小網格尺寸0.0035 m其他部分網格平均尺寸0.20 m共8種方案，分別用A-1～A-8表示，其中A-8方案的有限元網格如圖2所示，各方案網格尺度如表1所示。

表1 貼邊岔管殼單元計算方案

2.2 貼邊岔管應力隨殼單元網格尺度的變化規律

對A-1～A-8方案有限元模型施加同樣的約束與內水壓力進行有限元計算之后，以如圖3所示的貼邊岔管主支管相貫線應力集中處A點出發，分別整理了各方案沿主、支管母線上的中面Mises應力變化曲線，如圖4、5所示。

圖2 A-8方案主支管及相貫線附近有限元網格

圖3 A點為起點的應力路徑

圖4 主管母線路徑應力變化曲線

圖5 支管母線路徑應力變化曲線

根據圖4、5分析可知：當殼單元網格尺度a減小即整體網格變密時，貼邊岔管相貫線處Mises應力整體呈現增大的趨勢，說明基于殼單元的貼邊岔管的Mises應力會隨著網格尺寸的減小而增大。同時比較A-8與A-4兩個方案的應力結果可以看出，A-8方案只是主支管相貫線處網格尺寸加密至0.0035 m而其他部位平均尺寸與A-8方案相同為0.2 m，但方案A-8的應力卻比A-4增大了很多，說明貼邊岔管的應力大小主要是相貫線附近的應力受網格尺寸影響明顯，貼邊岔管主支管相貫線附近的網格尺寸越小其Mises應力越大。

不同網格尺度方案以A點為起點的兩條路徑應力變化規律相似，A點應力值最大，隨著距離相貫線越遠，主支管Mises應力先迅速下降到應力最低值，之后有一段小幅增長，隨后應力值基本保持穩定。說明貼邊岔管補強板以外部分管壁受孔口應力集中影響較小，所以網格尺寸對主支管距離相貫線較遠處的應力影響也較小。

當網格平均尺寸減小至方案A-6的0.05 m，即網格尺度減小至1.56%時，沿主支管母線的Mises應力分布曲線便基本趨于一致，應力隨著網格尺度的繼續降低而變化不大，但運算耗時成倍增加。這說明只要網格尺度達到約1.56%時，岔管應力即可滿足設計精度要求。

2.3 貼邊岔管變形特征

不同網格尺度a下各方案的岔管合位移如圖6所示，最大合位移均對稱出現在主管上靠近相貫線的兩側，各方案合位移分布特征基本一致，A-1、A-6方案最大合位移分別比A-8方案大1.32%和0.13%，說明貼邊岔管最大位移受網格尺度影響很小。

圖6 不同殼單元網格尺度方案岔管合位移 單位：m

3 基于實體單元的貼邊岔管受力特性

實際工程中的貼邊岔管其貼邊補強板與管壁之間為接觸關系，貼邊補強板外緣通過一圈角焊縫與管壁焊接固定，主支管貼邊連接處通過對接焊與主支管固定。本小節將從貼邊岔管主支管貼邊補強板外圍角焊縫的高度著手，探究其對貼邊岔管整體結構的影響。

3.1 計算方案與模型

鋼岔管管殼、貼邊以及焊縫網格全部采用ANSYS中的SOLID185八節點實體單元進行模擬。在主支管貼邊補強板與主管和支管之間采用面-面接觸庫倫摩擦來模擬實際工程中的貼邊岔管工作情況，接觸采用ANSYS中的CONTA174單元進行模擬，其中摩擦系數按最不利情況考慮取0。

有限元模型建立在笛卡爾直角坐標系坐標(X，Y，Z)下，XOY面為水平面，豎直方向為Z軸，向上為正，坐標系成右手螺旋，坐標原點位于主管中心。在正常運行工況下，貼邊岔管的有限元模型網格如圖7所示，接觸單元如圖8所示。

圖7 基于實體單元貼邊岔管有限元模型

圖8 主支管貼邊接觸單元

為了對貼邊岔管主支管貼邊補強板外圍角焊縫高度進行敏感性分析，角焊縫高度分別取2/3h、1/2h、1/3h以及0h(即貼邊外圍與主支管管壁不焊接)4種方案(其中h為主支管貼邊厚度)，焊縫截面為等腰直角三角形，分別用B-1、B-2、B-3、B-4表示，其中各方案中主管與支管貼邊焊縫高度取相同值，同時假定一個全共節點方案用B-0表示。4種方案有限元模型只有主支管貼邊外圍角焊縫高度不同，其他部分包括接觸關系均相同，其中B-1方案主支管貼邊焊縫截面網格如圖9所示。

圖9 B-1方案主支管貼邊焊縫網格

3.2 貼邊岔管應力

為便于分析，本文選定了如圖10所示的兩條應力分析路徑。沿兩條路徑分別提取Mises應力、主管環向應力以及主管軸向應力，繪制應力變化曲線如圖11、12所示，應力以拉為正，壓為負，單位為MPa。

圖10 應力分析路徑

圖11 S方向應力變化曲線

根據圖11分析可知，各方案沿S路徑應力變化曲線整體趨勢基本一致，且B-1、B-2以及B-3方案沿S路徑上的應力變化曲線基本重合，這說明角焊縫高度在減小到0之前的變化基本不會影響貼邊岔管的受力情況；B-0方案中沿S路徑方向的各應力變化曲線基本均處于最低位置，比4種建立接觸的不同焊縫高度的實體單元貼邊岔管方案小，這是由于B-0方案假定主支管貼邊補強板與管壁全部共節點，不存在接觸關系，導致其Mises應力均比建立接觸的B-1至B-4方案更小。因此在同為實體單元模擬條件下，貼邊與管壁設置接觸的貼邊岔管應力更大、更符合實際，應該考慮其接觸條件。

B-4方案沿S路徑的Mises應力在200 mm后均高于B-1～B-4方案，并且其沿S路徑的環向應力與軸向應力也都最大，說明貼邊外緣如果不與主管管壁焊接在一起或者說角焊縫破壞的情況下，會導致管壁整體的應力增大和受力不利。因此，在實際工程中保證貼邊岔管貼邊外緣角焊縫質量是非常必要的。

從圖12可看出，無貼邊外緣角焊縫的B-4方案沿θ路徑的應力變化曲線與B-1、B-2、B-3三種有焊縫方案的變化曲線基本重合，說明貼邊外緣的角焊縫高度對相貫線處的應力影響較小；Mises應力和環向應力均在0°與180°處最大，而在90°與270°處最小；軸向應力在45°、135°、225°以及315°處每隔90°呈周期性出現最大極值，但絕對值數值不大，不是貼邊岔管的主要應力分量。

圖12 θ方向應力線變化曲線

3.3 貼邊角焊縫應力

有限元計算結果表明，角焊縫應力峰值位于圖13(a)所示主管貼邊角焊縫上B點。為研究貼邊角焊縫應力隨焊縫高度的變化規律，如圖13(b)所示，以B點角焊縫截面O點為原點，沿管軸水平向為X軸，沿厚度豎直向為Y軸，整理B-1、B-2、B-3方案B點角焊縫截面Mises應力云圖以及在X、Y方向上節點應力變化曲線如圖14～17所示。

圖13 貼邊外緣角焊縫

由圖14～17分析可知，B點角焊縫Mises應力在水平X方向逐漸增大而在豎直Y方向逐漸減小，最大Mises應力位于X方向最遠點角焊縫外緣與管壁焊接處。在X與Y方向相同距離處，角焊縫高度越小時其Mises應力越大，主要是因為角焊縫高度較小時，角焊縫與管壁焊接的面積也較小，角焊縫同一位置處所受壓強更大，使得角焊縫截面平均Mises應力水平相對更大，其與貼邊及管壁脫離的可能性增大，因此實際工程中貼邊岔管角焊縫高度不能過低；角焊縫高度越大時其體積也越大，穩固性更好，所承擔的最大應力也更大，同時焊縫截面平均應力更小，因此角焊縫高度越大時相對更加安全。

圖14 焊縫沿管壁節點Mises應力變化曲線 圖15 焊縫沿管壁節點正應力變化曲線

圖16 焊縫沿管壁節點X方向剪應力變化曲線 圖17 焊縫沿管壁節點Y方向剪應力變化曲線

3種方案B點角焊縫X軸與Y軸上節點正應力均為正值，均受到拉應力，這是因為岔管受內水壓時貼邊與管壁會膨脹變形引起貼邊角焊縫張拉，因此角焊縫截面法向應力主要為拉應力。角焊縫高度越小時，截面面積越小，因此最大正應力以及平均正應力越大，截面所受拉應力越大，角焊縫受力越危險。

3種方案B點角焊縫X軸與Y軸上節點X方向剪應力較大，且均為正值，均受到X軸正向較大的剪應力，分析是因為岔管受內水壓膨脹變形時，主管貼邊與管壁之間主要為沿接觸面滑移的趨勢，而豎向脫離的趨勢較弱，因此角焊縫X方向剪應力較大，而Y方向剪應力較小；同時角焊縫高度越小，X方向剪應力越大，角焊縫所受剪應力越大，貼邊與管壁脫離的可能性越大，角焊縫越容易與管壁脫離。

上述研究結果表明，貼邊角焊縫高度越低時，其受力狀態越不利，焊縫脫離的可能性也越大，因此實際工程中貼邊岔管的貼邊角焊縫高度不能過低，應保證貼邊與管壁之間的焊接牢固性。

3.4 貼邊岔管變形

圖18、19為不同焊縫高度下貼邊岔管位移云圖及貼邊截面變形情況。由圖18、19可以看出，方案B-1、B-2以及B-3雖然貼邊角焊縫焊縫高度不同但只要貼邊與主支管管壁焊接，各方案位移分布規律就基本一致，受力變形也基本相同，而B-4方案由于貼邊外緣未與主支管管壁焊接在一起或角焊縫破裂，將導致岔管變形時貼邊外緣翹起而與主支管管壁面脫離，見圖18(d)、19(d)，這種情況在實際工程中是絕對不能出現的，因此貼邊岔管貼邊外緣一定要與主支管管壁有良好的連接。

圖18 貼邊不同焊縫高度岔管合位移 單位： m

圖19 不同焊縫高度貼邊變形情況

4 結 論

本文從岔管受力與變形特征兩個角度對殼單元網格尺寸進行敏感性分析，然后基于實體單元建立貼邊岔管模型，研究貼邊與管壁全共節點以及考慮接觸的貼邊岔管受力的差別，同時對貼邊角焊縫高度進行敏感性分析，得出結論如下：

(1) 殼單元網格尺寸對貼邊岔管主支管相貫線附近的應力大小有較大影響，當網格尺度減小至1.56%時，隨網格尺度繼續減小岔管應力趨于穩定，但貼邊岔管位移分布規律及大小基本不受殼單元網格尺度的影響。

(2) 在模型尺寸、約束及荷載相同的情況下，采用殼單元與實體單元對貼邊岔管的有限元計算結果會產生一定影響，基于實體單元且考慮管壁與貼邊之間接觸后，其計算精度較管壁與貼邊采用全共節點實體單元有所提高，但基于殼單元的貼邊岔管在網格劃分達到一定網格尺度時，基本能滿足設計精度要求，且效率更高，因此選擇殼單元對貼邊岔管進行有限元建模計算也是可行的。

(3) 貼邊岔管采用實體單元建模且建立接觸時，在貼邊外緣有角焊縫的前提下，焊腳高度的改變基本不影響岔管整體應力及變形特征，但貼邊角焊縫高度越低時，焊腳受力狀態越不利，若貼邊外緣與管壁不設置角焊縫或焊腳過低而開裂時會導致岔管受力時貼邊與管壁部分脫離，變形增大。因此，選擇貼邊厚度的2/3作為貼邊角焊縫的高度是基本合理的。