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支架沉降對大口徑煤氣管道結構安全性的影響

文檔作者：王和慧程靜彭云華周金水文檔來源： 1．華東理工大學機械與動力]一程學院 2．寶鋼化工有限公司		點擊數(shù)：	更新時間： 2021年05月20日
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第47卷第6期
2010年12月
化工設備與管道
PROCESS EQUIPMENT＆PIPING
Vo1．47 No．6
Dec．2010
支架沉降對大口徑煤氣管道結構安全性的影響
王和慧 ， 程靜 ， 彭云華 ， 周金水
(1．華東理工大學機械與動力]一程學院，上海200237；2．寶鋼化工有限公司，上海200942)
摘要：針對大口徑煤氣管道由于支架地基嚴重沉降而引起的自內(nèi)力和強度安全問題，進行有限元模擬、強度評定
和沉降規(guī)律研究。計算實際支架相對沉降導致的管道變形和應力分布，基于塑性失效等安全裕度準則，對應力進
行分類強度評定。通過試探加載法，估算出中間支架單個鞍座的下拉栽荷約等于管道自重的三倍。繪出管道底部
典型位置的最大當量應力隨中間支架相對沉降量的變化曲線，結果顯示各處當量應力對支架沉降的響應基本呈線
性規(guī)律，表明支架沉降引起的管道自內(nèi)力相當于比例加栽。同時發(fā)現(xiàn)，應力越高的位置對支架沉降越敏感，即隨相
對沉降量的增加會變得更加危險： 據(jù)此提出墊高鞍座和局部補強的改造措施并獲得良好效果。
關鍵詞：大口徑管道； 支架沉降； 強度評定； 有限元法
中圖分類號：TQ 055．8 文獻標識碼：A 文章編號：1009—3281(2010)06—0055—09
Influence of Support Settlement to Safety of Large
W ANG He．hui ， CHENG Jing ， PENG Yun．hua ，
Diameter Gas Piping
ZHOU Jin．shui
( ．School of Mechanical and Power Engineering，East China University of Science and Technology，Shanghai 200237，China；
2．Baosteel Chemical Industry Company limited，Shanghai 200942，China)
Abstract： By using finite element simulation，the estimation of strength and the study of settlement law for a large—diameter gas pipe
were performed，concerning with the strength safety problem induced by the relative settlement of its support flames，The deformation
and stress state under the condition of actual settlement was detailed calculated and the estimation of strength was carried out by the
method of stress classification assessnlent based on the plastic failure criteria． Using the method of testing load，the drop—down load of
an individual saddle of middle support frame was calculated and it was found that this load is as big as three times of the pipe weight．
Furthermore，the variation curves are plotted about the maximum equivalent stress in three specific locations at the bottom of the pipe
versus the relative settlement displacement based on the calculation．The curves indicate that the internal force in the pipe caused by
the settlement of the suppo~ frames is to be equivalent to the proportional loading，according to the linear variation of equivalent stress
versus the settlement displacement． It is also found that the position of higher stress is more sensitive to settlement，and it becomes
more dangerous with the increment of support frames settlement．Based on the above analysis，improving advices
， which had been
proved to be with good effect，were proposed，including to raise the saddle and to partially reinforce the pipe．
Keywords： large—diameter pipe； settlement of support frame； strength estimation； finite element method
某公司ID1800×8大口徑煤氣管道擔負著生產(chǎn)
用煤氣輸送的重要任務。該管道及其支架系統(tǒng)建成
于1983年，如圖1所示。管道西側(cè)端部為M313支
架，通過膨脹節(jié)與另一管道連接，管道與鞍板曲面焊
接固定，但鞍座底板平放于支架上可前后滑動，鞍座
兩側(cè)分別有擋塊限制。管道東側(cè)端部為M315支
架，通過膨脹節(jié)與另一管道連接，此處的鞍座底板與
支架焊接并有螺釘固定，而管道直接放置于鞍板曲
面上，外面套以鋼帶，防止管道側(cè)翻。這種設計能夠
保證管道的自由熱變形。20多年一直安全運行，但
在2007年使用中，位于中間M314支架上兩鞍座的
中間區(qū)段、距離東側(cè)鞍座約1／3處的管道側(cè)下方的
收稿日期：20104)4—12
作者簡介：王和慧(1969一)，男，安徽安慶人，博士，副教授，固體力
學和化工機械專業(yè)碩士生導師。研究方向為化工設備失
效分析、機械強度與振動：
· 56· 化工設備與管道 第47卷第6期
環(huán)向焊縫處發(fā)生了局部開裂事故。起初從裂縫中滲
漏煤氣冷凝液，之后發(fā)生一聲脆響，管道裂開約5
／lqlqq寬的環(huán)向裂紋，錯邊約3 1TI／'I'I。開裂部位是焊縫
熱影響區(qū)，位于管道側(cè)下方。廠方緊急采取補救措
施，用鋼帶對裂紋和焊縫區(qū)域進行了補焊加強
圖1 管道整體及其M313、314和315支架
測量發(fā)現(xiàn)，經(jīng)多年累積，各個支架的地基發(fā)生了
不同程度的明顯沉降。顯然，支架的相對沉降量越
大，管道變形就越嚴重，從而對管道結構的強度安全
構成極大威脅。故判斷支架的相對沉降引起的管道
自內(nèi)力是產(chǎn)生開裂事故的根本原因。本文對該煤氣
管道因支架相對沉降而引起的變形和應力分布進行
了有限元模擬；基于塑性失效等安全裕度準則，采用
應力分類評定方法進行了強度評定；并分析獲得管
道應力強度與支架相對沉降量的變化規(guī)律。據(jù)此提
出解決方案。
1 管道主要參數(shù)和支架沉降測量
煤氣管道材料為熱軋板RJ235，與Q235類似，
屈服極限R =235 MPa，強度極限R。 =372～451
MPa，延伸率61>27％ ，密度P=7．8×10 kg／m ，彈性
模量E=206 GPa=2．06×10“Pa。焊縫材料與管
道相同。管道及其鞍座的幾何尺寸如圖2和3所
示。需注意的是M314鞍座更靠近西側(cè)的M313鞍
座，而不是位于管道中央。
圖2 管道總體尺寸
所有板材都~Q235．厚度都為10 illm
圖3 鞍座的幾何尺寸和材料
如果各個支架均勻沉降，則管道保持初始安裝
時僅在自重作用下的變形狀態(tài)而只發(fā)生豎直方向的
剛性平移，不會因沉降而產(chǎn)生附加的變形和應力，因
此，支架沉降引起管道變形和應力的嚴重程度取決
于各支架的相對沉降量。通過測量支架標高，可計
算出各支架的相對沉降量。由于缺乏初始安裝資
料，故假設初始安裝支架標高都保證為5224(這對
計算相對沉降量沒有影響)，所有標高都是與某公
司4200零位相比的相對高度，各個支架標高的測量
結果如圖4所示。
東側(cè)M315支架的沉降最小、標高最高，取它作
為基準，則三支架的相對沉降量分別表示為
△ ” =0；△ ” =5 045—5 030 =15 mm ；△ =
5 045—4 884=161 1YIII'l
可見，中間支架M314相對沉降量很大。支架
上部還支撐有多根管系，故實際載荷比較復雜。
回曰圈
圖4 各支架標高的測量結果示意
2 問題定性分析
針對上述大口徑煤氣管道的強度失效問題做出
若干定性分析，作為有限元分析建模的理論基礎。
(1)該煤氣管道保持露天環(huán)境溫度和靜止狀
態(tài)，故排除溫度載荷、蠕變和疲勞破壞機理。只需進
行靜態(tài)的變形、應力分析和強度評定。
(2)該管道為約束復雜的超靜定結構系統(tǒng)。管
道內(nèi)煤氣質(zhì)量相對管道自重很輕，可忽略不計；管道
主要的載荷來源是自重和支架相對沉降產(chǎn)生的自內(nèi)
力。自內(nèi)力是由于結構邊界發(fā)生強制位移而產(chǎn)生的
王和慧，等．支架沉降對大口徑煤氣管道結構安全性的影響 ·57·
附加約束力，使結構產(chǎn)生附加應力和變形協(xié)調(diào)，嚴重
時導致結構破壞。
(3)由于煤氣屬于酸性介質(zhì)，故可能有應力腐
蝕機理，同時，焊縫質(zhì)量的偶然因素(夾雜、虛焊等
缺陷)也有可能惡化應力狀態(tài)，焊接過程會產(chǎn)生殘
余應力、裝配應力。本文重點研究支架沉降和自重
作用下的管道變形與應力分布規(guī)律，并作強度評定。
不考慮應力腐蝕、焊縫缺陷和殘余應力因素以及管
道裝配誤差產(chǎn)生的初始應力，故所得焊縫熱影響區(qū)
的應力計算結果可能比實際情況偏低。
(4)焊縫材料與管道相同，僅有1～2 mm堆
高，故在有限元建模時不考慮焊縫位置的結構連續(xù)
性問題，視為均勻連續(xù)性材料。
(5)支架為鋼桁架結構，根據(jù)結構力學理
論¨ ，桁架結構的強度和剛度均相當高，在初始安
裝變形后，一般不會再產(chǎn)生新的變形。上述支架沉
降的測量結果為每個支架四個支撐足的平均沉降，
故在有限元建模時支架可視為剛性體而不考慮。
(6)M314支架與南北方向的相鄰支架之間有
鋼桁架橋梁連接，支架上方同時支撐有多根較細的
管道，故其結構形式與載荷狀況十分復雜，難以獨立
分析該支架。但是，對失效的大口徑煤氣管道的應
力分析而言，因只需知道支架的相對沉降量即可，故
沒有必要將支架并人管道分析的有限元模型?？扇?
兩膨脹節(jié)之問的煤氣管道與四個鞍座支承共同建
a整體幾何模型
模，邊界條件施加在與支架橫梁相接觸的鞍座底板
平面上。
3 有限元建模
3．1 單元選擇、幾何建模與分網(wǎng)
在進行有限元建模時，首先應根據(jù)分析問題的
幾何結構、分析類型和問題的精度要求等，選定合適
的單元類型。針對本文薄壁管道和鞍座不規(guī)則形狀
的特點，采用SOLID95三維實體二次等參元。該單
元能很好地逼近結構的任意曲面邊界，且高次插值
函數(shù)可精確逼近復雜場函數(shù)，適用于曲面實體和結
構不連續(xù)處的離散與模擬 。
該管道雖具有縱向?qū)ΨQ面，但不能盲目地取縱
向1／2結構。因為管道縱向?qū)ΨQ面部位屬于重點關
注區(qū)域，一般而言，在應力梯度較高和實際破壞位置
附近不宜施加邊界約束條件，否則容易計算出虛假
的應力集中結果，不利于對應力結果的正確分析和
評定。故取兩端膨脹節(jié)之間的管道整體進行建模。
鞍座的圓弧形鞍板支撐面與管道外表面緊密焊接在
一起，故管道、鞍座和加強筋可視為一個復雜連續(xù)的
整體結構。利用ANSYS建立的整體幾何模型如圖
5(a)所示。遵循既要保證計算精度、又要兼顧計算
效率的有限元分網(wǎng)原則，沿管道長度方向分成若干
段區(qū)域，用不同方法劃分網(wǎng)格以保證單元布局疏密
恰當 。結果如圖5(b)、圖6(a)和(b)所示。
圖5 管道整體幾何模型和有限元網(wǎng)格
3．2 載荷與邊界約束處理
在上述有限元模型中，除了自重體積載荷外，需
要施加如下邊界條件：
(1)管道兩端在鞍座外的伸出部分連接膨脹
節(jié)，故可視為自由端，不加任何約束。
(2)在M314支架兩個鞍座底板底面上的單元
節(jié)點上施加指定位移約束：／t =U =0，“ =M314支
架的相對沉降量(見圖6(a))，即約束軸向和橫向
b 整體網(wǎng)格劃分
位移，而豎直方向強加所測量的支架相對沉降位移。
(3)在M313和M315鞍座底板的底面上，施加
橫向約束u =0，軸向U 不加約束，保證管道兩端的
自由軸向變形?？紤]到管道在兩端鞍座的外側(cè)可以
有局部翹起，若對兩端鞍座底板全部施加y向約束
顯然與實際不符，必須釋放大部分面積的y向約
束。后經(jīng)反復計算證實，僅在鞍座底板靠內(nèi)側(cè)1／4
或者更小的矩形部分施加y向指定位移約束比較
· 58· 化工設備與管道 第47卷第6期
合理，且 ：M313或M315支架的相對沉降量(見 圖6(b))。
a．M314支架內(nèi)部管道段網(wǎng)格劃分及鞍喳底部約束 b端部網(wǎng)格劃分及底部約束
圖6 管道局部網(wǎng)格與約束
4 結果分析、強度評定和解決方案
利用所建立的有限元模型進行全面的計算模
擬、強度評定和沉降規(guī)律研究，并據(jù)此提出針對性的
解決方案。
4．1 管道變形和應力分析及其強度評定
下面分析實際支架相對沉降對管道強度安全的
定量影響，即令N315鞍座沒有沉降，M313鞍座沉
矗
?
a總體位移云圖
降15 mm，M314鞍座沉降161 mlTl。
4．1．1 變形狀態(tài)分析
由圖7(a)可見中間鞍座部位總體位移最大。
從圖7(b)可見在中間鞍座發(fā)生最大沉降位移(負
值)的同時，管道兩個端部(位移正值)發(fā)生微量翹
起，這與現(xiàn)場觀察到的現(xiàn)象十分吻合。
b， 向位移云圖
圖7 管道總體位移和y向位移云圖
4．1．2 應力狀態(tài)分析與強度評定
4．1．2．1 應力分類強度評定方法
現(xiàn)代化工設備中比較多見的對薄壁復雜結構的
應力分析與強度評定，科學的方法是基于塑性失效
的等安全裕度準則，允許結構出現(xiàn)局部的、可控制的
塑性變形。目的是防止過去按規(guī)范設計只允許彈性
變形而導致過于保守的強度評定。線性有限元計算
得到的應力結果是綜合彈性應力，通常是幾類應力
的疊加，超出屈服極限的彈性應力實際并不存在，故
必須人工進行分類處理加以強度評定。從應力產(chǎn)生
原因、分布狀況及其對失效的影響等幾個方面綜合
判斷不同部位應力的性質(zhì)和危險程度，分類給出不
同的許用應力加以強度評定。應力分類強度評定具
體方法可參見文[4]，其在壓力容器強度評定中的
典型應用可參見文[5]。通常沿管壁厚度路徑做應
力線性化處理分解出的平均應力就是薄膜應力、線
性部分就是彎曲應力，非線性部分通常就是二次應
力或峰值應力。實踐證明，應力分類強度評定方法
基于塑性失效的等安全裕度準則，既安全，又不過于
保守，滿足工程強度分析的要求。
4．1．2．2 應力分析結果及其強度評定
對Q235之類的塑性鋼材，工程中通常取許用應
力[ ]=R乩／1．5，尺乩為屈服極限。計算結果顯示，整
體結構的Mises當量應力分布如圖8(a)所示。因為
鞍座處存在很高的峰值應力，而管道遠離M314鞍座
的區(qū)域應力水平較低，所以同一顏色表示的應力變化
幅度很大。高應力區(qū)主要集中在1314鞍座及其附
近管道的上下部位，如圖8(b)、(C)、(d)所示。由圖
王和慧，等．支架沉降對大口徑煤氣管道結構安全性的影響 ·59·
可見最大應力發(fā)生在M314鞍座中間位置的縱向腹
板上，該腹板大部分區(qū)域的應力(屬于一次加二次應
力)均已超出屈服極限進入塑性變形狀態(tài)，局部位置
還超出了二次應力的強度條件，有開裂失效可能性。
拐角處的應力屬于應力集中現(xiàn)象，包含一次、二次和
峰值應力，但因與其連接的橫向腹板、最外側(cè)縱向腹
板、上面圓弧面鞍板和底板大部分區(qū)域均處于應力較
a整體應力分布
j 赫 n ‘ {n l j 、 4{
c M314延鞍唾外側(cè)的應力分布
低的彈性狀態(tài)，對中間三塊應力較高的縱向腹板起到
較好的支撐和保護作用。另外，最外側(cè)縱向腹板與管
道連接處也存在較高的應力集中，含有局部峰值應
力。鞍座整體變形很小，可以判斷，超出屈服極限的
應力實際上是靠局部范圍小量的塑性變形得以釋放。
所以，鞍座整體上是安全的，但不排除中間位置的縱
向腹板因受拉而局部開裂的可能性。
∞
． j 日
， 。4
鸛 ，
?
． ．
l
“
。”
b M314鞍座附近應力分布
∽
{ e，
* 一
" l}
6 L
， l{。
I ’
“
d M314西鞍座內(nèi)側(cè)的應力分布
圖8 管道及其鞍座的當量應力分布云圖
進一步分析，取圖8(c)M314西鞍座底板的最
外側(cè)(西側(cè))邊緣線段作為應力路徑，繪出沿此路徑
的應力變化曲線如圖9(a)所示?？梢姲白装逋?
側(cè)路徑上受壓應力，在與五塊縱向腹板連接的地方
出現(xiàn)五個峰值壓應力，而且中間腹板位置的壓應力
最高。
類似地，再取鞍座底板的最內(nèi)側(cè)(東側(cè))邊緣線
段作為應力路徑，繪出應力變化曲線如圖9(b)所
示?？梢姲白装鍍?nèi)側(cè)路徑上受拉應力，同樣在與
五塊縱向腹板連接的地方出現(xiàn)五個峰值拉應力，而
且中間腹板位置的拉應力最高。
上述結果表明，鞍座中的五塊縱向腹板是主要
承載部位。由于鞍座形狀極不規(guī)則，且沒有圓弧過
渡，故五塊縱向腹板的連接部位應力集中比較嚴重，
但具有較強的自限性。同時說明在M314鞍座發(fā)生
161 mm相對沉降時，鞍座底板上的應力分布是很不
均勻的，既有拉應力也有壓應力。底板外側(cè)受壓、內(nèi)
側(cè)受拉的應力結果與支架沉降和管道變形特征均是
吻合的。
值得強調(diào)的是，縱向腹板面內(nèi)大部分區(qū)域的l，
向應力分量仍為拉應力，在整個底板面上的合力是
拉力。這是由于M314支架沉降太大，使得此處支
架對鞍座及其管道不再發(fā)揮支撐作用，而實際成為
下拉載荷。M313和M315鞍座也存在類似的應力
集中現(xiàn)象，但應力狀況沒有M314鞍座嚴重。
鞍座的強度評定結果為：鞍座整體結構是比較
安全的，縱向腹板是其主要承載部位，但在中間縱向
腹板上靠鞍座內(nèi)側(cè)邊緣的應力集中較為嚴重部位，
存在局部因受拉應力而開裂失效的可能性。
· 6O· 化工設備與管道 第47卷第6期
— — _^ ．
／ L／ 1
0 372 744 l1l6 1488 1860
l86 558 920 1302 1674
DIST
a沿鞍座底板外側(cè)邊緣的應力變化曲線
5l4449
481．699
404 555
347 411
230 267
200 129
175 979
l】4．698
6l 691
． 1 547
． 82．597
DIST
b．沿鞍喹底板內(nèi)側(cè)邊緣的直力變化曲線
圖9 沿M314西鞍座底板邊緣的應力變化曲線
為方便觀察，剔除鞍座和加強筋，只保留管道部
分來顯示應力場。圖10(a)、(b)顯示管道整體和
局部的Mises當量應力分布云圖。管道整體的內(nèi)力
狀態(tài)是“上壓下拉”，管道上半部雖然也存在較高的
應力(見圖10(a))，但因處于受壓狀態(tài)，故危險性
不大。因此需重點考察M314附近區(qū)域的管道下半
部外表面的應力分布，如圖10(b)所示，最大當量應
力出現(xiàn)在M314西鞍座的2個最外側(cè)縱向腹板的頂
部通過圓弧鞍板與管道接觸支撐的位置，它屬于結
構不連續(xù)導致的局部小范圍應力集中(包含一次、
二次和峰值應力P ．+P +Q+F)，中間三塊縱向腹
板對管道的支撐位置即點A、B。和B：處，也出現(xiàn)類
似的峰值應力情況。雖然圖中五個紅色點局部當量
應力均超過565 MPa，但由于高度自限性和局部性
(被淺藍色區(qū)域包圍)，按峰值應力的強度校核條件
評定是安全的。東鞍座支撐位置也存在類似情況。
圖1 1(a)的紅色線表示沿整個管道最下底部位
置的外表面由西向東作為路徑的當量應力變化曲
線。如前述原因，對應于鞍座位置的峰值應力因自
限性和局部性是比較安全的。淺藍色線表示沿整個
管道最下底部的平均應力，紫色線為應力線性化
部分。
需要特別關注的是管道底部M314附近大面積
區(qū)域(圖10(b)中的C、D、E、F所示區(qū)域)的應力是
否滿足強度要求。因為這些位置的應力是管道平衡
外載荷及支架沉降所必須的基本應力，同時因靠近
鞍座支撐位置，故它們的應力類別屬于一次局部薄
膜應力加一次彎曲應力(尸 ．+P )，其強度條件為校
核當量應力是否小于屈服極限，即P +P ≤1．5
[ ]=R乩。圖11(a)的結果顯示，紅色線在c、D、F
位置的應力均超出了屈服極限，而且從圖10(b)可
見c、D、F區(qū)域面積相當大。故管道底部M314附
近的C、D、F區(qū)域均不能通過強度校核，它們處于較
大面積、受拉應力作用且進入塑性屈服的危險狀態(tài)。
值得注意的是，M314鞍座不是位于管道正中央位
置，而是更加靠近西側(cè)的M313，所以M314內(nèi)部及
兩側(cè)管道的應力分布是東西非對稱的。M314西鞍
座的外側(cè)C點周圍較大面積的綠色和黃色區(qū)域當
量應力在283～420 MPa之間，屬于整個管道的最危
險區(qū)段。
M3 14西鞍座 M3 14東鞍座
"
Ⅲ
． 。
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期’。
姍Ⅲ
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Ⅲ 川
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{a_．? 毗
a管道當量應力分布云圖 b仰視M314區(qū)域管道下部的直力分布
圖10 管道及其底部當量應力分布云圖
4 6 248一 7- 467i 2一ln 14O 24O一 39Ol- 35679 2468 046l石 0245■
2010年12月 王和慧，等．支架沉降對大口徑煤氣管道結構安全性的影響 ·61·
M314支架內(nèi)部的東西兩個加強筋之間的管道
段(總長為2 950 mm)是實際發(fā)生失效的區(qū)域，取此
段管道正下方位置，自西向東作應力路徑，繪出應力
線性化曲線，如圖11(b)所示?？山品殖蓶|西兩
段，西段D區(qū)域的應力超出屈服極限，不滿足強度
條件；而東段E區(qū)域(即焊縫所在區(qū)域)的應力相對
低一些，尚未達到屈服，但處于高應力狀態(tài)(最小
194 MPa)。
M314東鞍座的外側(cè)F點周圍也有較大區(qū)域的
應力進入屈服，不滿足強度條件。比較C和F區(qū)域
及應力大小可知，M314西側(cè)的c區(qū)域比東側(cè)的F
區(qū)域更加危險。
533 555
480 918
428 278
375 638
322．998
270 358
217 718
165 078
I12 438
59 798
7．158
圖12(a)給出C區(qū)域位于DIST=11 975 mm處
的管道最底部點從內(nèi)到外沿厚度的應力線性化分
布。該處應力按一次應力處理，其一次彎曲應力
(內(nèi)外壁應力差)很小(2．5 MPa)，而一次局部薄膜
應力達到368．6 MP丑，已經(jīng)遠遠超出一次應力的屈
服極限控制準則，故處于非常危險的應力狀態(tài)。
管道的環(huán)向?qū)雍缚p位于DIST=15 000 mm
處。圖12(b)繪出了焊縫位置的管道正下方最底部
沿厚度方向從內(nèi)壁到外壁的線性化應力分布?？?
見，焊縫處內(nèi)外壁應力差(一次彎曲應力)不大，總
體應力值(一次局部薄膜應力加一次彎曲應力)處
于高位，但略低于屈服極限。
一一擂尊 線 254．299．
? 紫色線 251：138．
244 017·
36
?
675-
。，
DIST DIST
a．沿整個管道最下端外表面應力變化 b．M314東西加強鳶ji之問管道最下端外表面應力變化
圖1 1 沿管道最下端外表面的應力變化
369．856
369 603
369．353
369 103
> 368 853
368 603
368 359
367 1O3
367 853
367 603
367 353
一紅色線 ／
一一淺藍色線 ／ ／
／
2l9 21
2l8．655
2l8 O95
2l7．535
> 216．975
216 415
215 855
215 295
214 735
214175
213．6l5
0 l 6 3．2 4 8 6 4 8．0 U 1．6 3 2 4 8 6 4 0
0 8 2．4 4 5．6 7．2 0．8 2．4 4 5．6 7 2
DIST DIST
a．C點區(qū)域11 975 m處管道底部沿臂厚應力線性化 b管道底部焊縫處沿臂厚應力線性化
圖12 管道底部特定位置沿臂厚的應力線性化曲線
焊縫的實際開裂位置位于管道側(cè)下方，本模型 厚度、支架高度等尺寸誤差而導致的焊接裝配應力
計算結果顯示該位置的當量應力尚未達到屈服極 在本模型中也無法考慮。
限。原因可分析如下： (4)焊縫質(zhì)量問題如虛焊、夾雜、孔洞等缺陷都
(1)本模型結果已表明，焊縫開裂位置的應力 可能急劇惡化焊縫位置的應力狀況而產(chǎn)生裂紋。
處于高位，略低于屈服極限。 因此，環(huán)向焊縫在管道側(cè)下方開裂的具體原因
(2)本模型無法考慮焊縫區(qū)的殘余應力。焊縫 可能包含較多的復雜因素，但是，本模型的計算結果
的熱影響區(qū)通常會產(chǎn)生一定的殘余應力從而導致應 揭示了一個必然因素，即經(jīng)過多年累積的支架地基
力腐蝕裂紋的產(chǎn)生和擴展。由焊接導致殘余應力的 相對沉降，導致焊縫開裂位置處于很高的應力狀態(tài)，
模擬計算必須另外建立焊接過程有限元模型，焊接 已接近屈服極限，若再加上上述其它因素，很容易導
過程仿真涉及瞬態(tài)熱傳導、熱應力及其冷卻后殘余 致開裂。
應力計算，難點技術是單元死活的控制問題。4．2 試探加載法估算中間支架的下拉載荷
(3)因缺乏初始資料，由于兩對接管道的圓度、 精確計算中間支架的下拉載荷，應對M3l4兩
· 62· 化工設備與管道 第47卷第6期
個鞍座底板上的l，向應力分量在底板上作面積分
求出合力。但是，由于底板上的應力有拉有壓，變化
劇烈，有限元分析得到的是底板上單元節(jié)點的離散
應力結果，作數(shù)值積分時每個節(jié)點的應力值該配以
多大的作用面積權重是個直接影響結果而又棘手難
定的問題。因此，本文回避了對應力數(shù)值積分的困
難，另辟蹊徑，采用對M314鞍座底板直接試探加載
的方式估算下拉載荷。從實際支架沉降的管道應力
分析結果可知，對管道的強度安全起決定作用的是
管道底部的一次薄膜應力。因此，選取管道底部焊
縫處的一次薄膜應力是否與實際情況達到一致作為
標準，通過二分法多次試探加載和計算，結果發(fā)現(xiàn)當
鞍座底部施加均布拉應力0．763 MPa時，管道在焊
縫處的一次薄膜應力與實際相對沉降161 mm時的
一次薄膜應力基本一致，故近似認為0．763 MPa就
是M314鞍座底板的平均下拉應力，再乘以鞍座底
板面積即可獲得下拉載荷。M314鞍座底板在
0．763 MPa下拉應力作用時管道的邊界載荷與當量
應力分布如圖13所示。鞍座底板面積A=465 000
mm ，故作用在單個鞍座上的合力為F=354 795 N
即36．2 t，而管道總質(zhì)量為l1．696 t，故可知岡M314
支架的相對沉降量非常大(比無M314支架時的管
道最大下垂撓度21．25 mm大得多)，所以導致其單
個鞍座的下拉載荷非常大，約等于管道自重的三倍。
I≥ ?
圖13 下拉載荷為0．763 MPa時管道當量應力云圖
4．3 最大當量應力隨相對沉降量的變化規(guī)律
由于中間M314支架地基發(fā)生過大的相對沉
降，使其對管道產(chǎn)生巨大的下拉載荷，導致位于中間
支架內(nèi)、外側(cè)附近的管道底部大片區(qū)域處于危險的
高應力狀態(tài)。所以進一步研究各個危險區(qū)域的最大
Mises當量應力隨中間支架相對沉降量的變化規(guī)律，
可為設計補強和改進措施提供理論依據(jù)。
具體做法是，在上述有限元模型中，保持M313
和M315鞍座底部的沉降位移不變，不斷調(diào)節(jié)M314
鞍座底部的沉降位移，從10 mm到200 mm，每增加
10 mm沉降量就作為一個新的模型計算一次，這樣
得到一系列M314支架不同沉降位移情況下的有限
元計算結果。在這些結果中，分別提取三個特定危
險位置處的Mises當量應力，繪出它們隨M314支架
相對沉降量的變化曲線(見圖14)。
R
喲l
賽
盞
_K
圖14 管道底部當量應力隨M314相對沉降量的變化曲線
由圖14可知，各處的當量應力基本都呈線性變
化規(guī)律。而Mises當量應力可寫為
— — — — — — — — — — — — — ～ — —
o-= ／÷[( 1一 2) +(O-2一 3) +( 3一O-1)。]
V 二
所以各點的三個主應力分量 ，， ， ，是隨相
對沉降量成比例同步增加的。這表明支架沉降引起
的載荷性質(zhì)相當于比例加載 J。同時易見，各曲線
的斜率不同。管道底部的最大當量應力隨沉降量的
變化斜率最高，表明管道應力越高的位置即越危險
的部位隨相對沉降量的增大，將變得更加危險。
4．4 解決方案
基于上述有限元分析與強度評定的結果，提出
如下兩條根本解決方案：
(1)墊高鞍座以減小或消除相對沉降。支架為
鋼桁架整體結構，其強度和剛度均相當高，鞍座底板
與支架橫梁之間為焊接并加螺釘固定。故可在鞍座
底板與支架橫梁之間插入墊片，墊高鞍座，減小或完
全消除相對沉降量，然后重新固定。
(2)補強管道底部薄弱區(qū)域。針對上述強度分
析中管道底部應力較高的薄弱區(qū)域進行焊接補強，
相當于加大管道壁厚，提高其剛度和強度，并利用有
限元模擬來驗證補強方案的合理性。
實際廠方保留『緊急補強裂縫時的鋼帶，采納
并實施了第一條方案，至今管道已安全工作兩年多，
未出現(xiàn)新的開裂事故，表明改進效果良好。
5 結束語
為分析某大口徑煤氣管道因支架嚴重沉降而弓
2010年12月 王和慧，等．支架沉降對大口徑煤氣管道結構安全性的影響 ·63·
(上接第54頁)
查詢等。需要補充的是，針對此類管線調(diào)查，大部分
管線的敷設深度不足0．5 m，農(nóng)戶耕種易造成管網(wǎng)
破壞。若此類管網(wǎng)設計壽命超過8年以上，建議埋
設深度不低于相關標準要求，外防腐選用3PE防
腐，以便減少管網(wǎng)的運行維護費用及延長管網(wǎng)的使
用壽命。若管線未有陰極保護，基本上按照ECDA
的主要測試內(nèi)容逐項進行檢測。
針對油氣田、石化企業(yè)供給管線(油氣生產(chǎn)井
至凈化站的輸送管道)，因管道輸送介質(zhì)未經(jīng)過凈
化處理，輸送介質(zhì)中包含水、H S、CO 、C1一離子等雜
質(zhì)都會加快管體腐蝕，在客觀條件允許前提下建議
根據(jù)壓力管道運行記錄、流場理論，使用管道外壁漏
磁爬行儀器檢測重點管段。在大多數(shù)情況下，此類
壓力管道由于客觀條件限制只能選用ECDA法檢
測，其檢測方法的選擇與上述類似。
3．6 敷設于中國西部鹽漬土壤環(huán)境的壓力管道檢
測方法
對于敷設于中國西部鹽漬土壤地區(qū)，部分管線
甚至敷設于礫石戈壁中，干旱少雨，含鹽量極高，因
地下水位較低，管體腐蝕較弱。在特殊潮濕地區(qū)
(如集輸井站)，盡管土壤電阻率低，但其土壤高含
鹽量會加快壓力管道腐蝕 ?；诠芫€敷設環(huán)境
的變化、輸送介質(zhì)腐蝕性及其他資料進行風險等級
劃分。若壓力管道輸送介質(zhì)具有較強的腐蝕性，可
根據(jù)管體失效位置分布、流場理論等進行重點管段
檢測，如使用管道外壁漏磁爬行儀器、超聲測厚儀檢
測重點管段。若輸送介質(zhì)腐蝕性較弱，建議在選擇
ECDA法進行檢測的基礎上，在水(汽)容易聚集位
置進行重點檢測。檢測內(nèi)容除常規(guī)檢測項目外，需
做掛片實驗等確認管道內(nèi)腐蝕存在的可能性。
在開展管道檢驗檢測時，應針對油氣管道企業(yè)
的特點，確定合理的檢測方法及檢測內(nèi)容。
4 結論
(1)開展管道檢驗檢測工作除滿足國家法律法
規(guī)要求外，還對有效延長管道使用壽命、降低事故發(fā)
生的可能性、幫助企業(yè)開展有針對性的運行維護、降
低運行管理與維護成本以及降低管道企業(yè)安全事故
風險都發(fā)揮著重要作用。
(2)管道系統(tǒng)的輸送介質(zhì)、土壤環(huán)境、地表地
貌、地區(qū)級別、運行年限、是否施加陰極保護、管道失
效的初步原因及管道系統(tǒng)事故位置分布等都對選擇
合適的檢測方法產(chǎn)生影響。ECDA經(jīng)過國內(nèi)多年的
應用，已證明具有很好的適用性，其能獲得管道系統(tǒng)
外防腐層質(zhì)量狀況、陰極保護效果等相關數(shù)據(jù)，為管
道企業(yè)采取有針對性的維護改造提供技術支持。若
管道系統(tǒng)輸送介質(zhì)具有較強的腐蝕性，建議選擇內(nèi)
檢測方法或根據(jù)管道系統(tǒng)的運行記錄和流場理論，
使用管道外壁漏磁爬行儀器進行重點管段的檢測。
參考文獻
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