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(zhǎng)安大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)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(zhǎng)安大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院,710054,西安;2.西安市熱力總公司,710016,西安)

針對(duì)直埋熱水供熱管道彎管受力的復(fù)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(yīng)力的主要影響因素,給出了縮短彎臂長(zhǎng)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(zhì)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(gè)彎臂端頭。結(jié)果表明,直埋彎管在溫升作用下的峰值應(yīng)力遠(yuǎn)大于內(nèi)壓作用下的峰值應(yīng)力;直埋彎管的一次應(yīng)力隨管道壁厚、管道埋深的增加而降低,隨內(nèi)壓、彎頭曲率半徑的增加而增加;直埋彎管的二次應(yīng)力隨管道壁厚的增加而降低,隨內(nèi)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(duì)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(dāng)量應(yīng)力減小,對(duì)彎頭起保護(hù)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(yīng)力;熱-力耦合分析;有限元模型

直埋供熱管道在定線時(shí)因受到道路線形、鄰近管線以及障礙物的影響,經(jīng)常需要設(shè)計(jì)成彎曲管線。彎曲管線在受熱情況下兩臂產(chǎn)生位移,彎頭處產(chǎn)生較大的橫向變形。橫向變形受到周圍土壤的束縛又會(huì)產(chǎn)生土壤的側(cè)反力,進(jìn)而使得彎頭的受力十分復(fù)雜。設(shè)計(jì)規(guī)程[1]指出,彎管可采用有限元法計(jì)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(jiǎn)化為剛性聯(lián)結(jié)點(diǎn),并給出了90°埋地彎頭解析計(jì)算公式[2]。崔孝秉提出了彈性抗彎鉸解析計(jì)算公式,并給出了簡(jiǎn)化方法[3]。

近些年來(lái),對(duì)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(yīng)力分布[4]。杜保存的模擬結(jié)果表明,彎頭截面保持一定的橢圓度可以降低彎頭危險(xiǎn)區(qū)域的應(yīng)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(yīng)力分布[6]。以上研究表明,彎頭橢圓化不會(huì)產(chǎn)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(qū)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(zhì)彎頭在不同內(nèi)壓下的應(yīng)力特性[7]。張鵬等采用ANSYS軟件分析了內(nèi)壓、軸向力和面彎矩聯(lián)合作用下的彎頭應(yīng)力分布[8]。王國(guó)偉采用ANSYS模擬的方法,用COMBIN14彈簧-阻尼器單元來(lái)模擬土壤對(duì)管道的作用,對(duì)90°彎頭進(jìn)行了模擬分析[9]。

本文對(duì)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(jìn)行熱-力耦合有限元應(yīng)力分析。建模中,管土相互作用考慮了介質(zhì)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(gè)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(zhì)表面上任意一點(diǎn)的位移僅與作用在該點(diǎn)的應(yīng)力成正比,而與作用在其他各點(diǎn)的應(yīng)力無(wú)關(guān),即

σ=kω

(1)

式中:σ為土介質(zhì)表面某點(diǎn)處的應(yīng)力;k為地基反力系數(shù);ω為土介質(zhì)表面某點(diǎn)處的位移。

1.2 土彈簧參數(shù)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(jìn)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(shù)[1],相應(yīng)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(cè)反力,即極限水平土壓力[12],相應(yīng)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(xiàn)[14]方法計(jì)算,相應(yīng)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(hù)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(nèi)摩擦角為30°,黏聚力為12.5 kPa、管道與土壤之間的摩擦系數(shù)為0.4[1]時(shí),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(jié)構(gòu)分析的Shell181單元對(duì)管道進(jìn)行建模[15]。為詳細(xì)得到彎頭處的應(yīng)力分布,對(duì)彎頭區(qū)域附近的網(wǎng)格進(jìn)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(cè)為橫向土彈簧;底部為豎向土彈簧;彎頭處僅布置外側(cè)橫向彈簧。考慮到彎頭在2個(gè)方向受到土壤的橫向作用,所以在這2個(gè)方向上分別施加橫向土彈簧,見圖7。彎頭管段幾何參數(shù)見表1,管道材料參數(shù)見表2。本文所選壁厚為理論壁厚,實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)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(shù)

表2 管道材料參數(shù)[1]

(a)管內(nèi)壓力為1.0 MPa (b)圖8a工況下按第2節(jié)設(shè)置土彈簧 (c)圖8b工況下增加120 ℃溫升荷載圖8 彎頭應(yīng)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(yīng)力;管道受到周圍土壤作用而無(wú)熱作用,管道中的軸向應(yīng)力可以忽略。熱-力耦合作用下,管道中將產(chǎn)生很大的軸向應(yīng)力,極易造成管道破壞。

3.1 熱-力耦合計(jì)算

圖8和圖9給出了不同外荷載作用下彎頭的應(yīng)

力分布和位移分布。兩圖所計(jì)算的彎頭臂長(zhǎng)均為20 m,為清晰展現(xiàn)計(jì)算結(jié)果,僅給出了彎頭附近的計(jì)算結(jié)果。在彎臂的端頭設(shè)置了130 kN的軸力作用[16],以模擬補(bǔ)償器的反力作用。

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

無(wú)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(dāng)量應(yīng)力也較小;溫升作用下,彎頭內(nèi)拱及彎頭頂部產(chǎn)生了較大的位移,為34.788 mm,管土作用加強(qiáng),從而產(chǎn)生了較大的當(dāng)量應(yīng)力(圖9c)。

內(nèi)壓工況下環(huán)向應(yīng)力分布見圖10,彎頭內(nèi)拱、外拱和頂部的環(huán)向應(yīng)力分別為63.7 MPa、42.9 MPa和51.4 MPa。

圖11為90°彎頭的受力計(jì)算圖。文獻(xiàn)[17]給出了彎頭任意點(diǎn)處的內(nèi)壓環(huán)向應(yīng)力解析式,即

(a)管內(nèi)壓力為1.0 MPa (b)圖8a工況下按第2節(jié)設(shè)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(nèi)壓作用時(shí)彎頭環(huán)向應(yīng)力分布

(2)

式中:R為彎頭的曲率半徑;ri為管道內(nèi)半徑;Di為管道內(nèi)徑;Pd為內(nèi)壓力;θ為彎頭上任意點(diǎn)與截面內(nèi)外側(cè)分界面的夾角。

計(jì)算得到彎頭內(nèi)拱(e點(diǎn))、外拱(a點(diǎn))和頂部(n點(diǎn))處的內(nèi)壓環(huán)向應(yīng)力分別為62.5 MPa、43.75 MPa和50 MPa。這3處的模擬結(jié)果與解析計(jì)算結(jié)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(yīng)力計(jì)算。

nn面為彎頭內(nèi)外側(cè)分界面圖11 彎頭受力計(jì)算圖

3.2 長(zhǎng)臂彎頭應(yīng)力簡(jiǎn)化分析

溫升作用下管道由于熱脹冷縮產(chǎn)生與土壤之間的相對(duì)位移,從而產(chǎn)生摩擦力。在一定的溫升作用下,當(dāng)彎頭的臂長(zhǎng)增加到一定長(zhǎng)度時(shí),管道受到的軸向摩擦力與彎頭反力之和等于熱膨脹內(nèi)力,彎臂的活動(dòng)段長(zhǎng)度達(dá)到最大值(即最大過(guò)渡段長(zhǎng)度),此時(shí)的彎臂端頭為錨固點(diǎn)。繼續(xù)增加彎臂長(zhǎng)度,錨固點(diǎn)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(zhǎng)的分析 根據(jù)過(guò)渡段彎頭位移矢量分析結(jié)果(圖12,對(duì)應(yīng)圖9c),彎頭附近區(qū)域位移矢量的橫向分量很大,而遠(yuǎn)離該區(qū)域后位移矢量的橫向分量明顯減小,說(shuō)明遠(yuǎn)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(guī)律。

Kim等的模擬分析表明,對(duì)于非直埋情況,彎臂長(zhǎng)度大于5倍曲率半徑即可消除接管長(zhǎng)度的影響[18]。在直埋情況下,彎臂受到周圍土壤的束縛,產(chǎn)生邊緣效應(yīng)的彎臂長(zhǎng)度應(yīng)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(duì)稱分布,說(shuō)明橫向土壓力和豎向土壓力沒有產(chǎn)生明顯的作用。5倍曲率半徑以外的彎臂上這一現(xiàn)象更加明顯。因此,對(duì)于5倍曲率半徑以外的彎臂,可以只計(jì)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(zhǎng)度為彎臂長(zhǎng)度建立有限元模型,兩臂施加相應(yīng)的約束條件,即可進(jìn)行各種長(zhǎng)度彎頭管段的計(jì)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(guò)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(zhǎng),受到土壤和彎頭自身彈性力的作用產(chǎn)生了相應(yīng)的反力Fr,同時(shí)向彎頭方向產(chǎn)生了軸向位移,從而產(chǎn)生了背離彎頭方向的軸向摩擦力Ff。根據(jù)軸向受力平衡可知,Fr+Ff=F。

圖13 直埋彎管變形簡(jiǎn)圖

在計(jì)算之前Fr的大小未知,F值的大小無(wú)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(bǔ)償器,在彎臂自然錨固點(diǎn)之外設(shè)置固定墩或由土力形成自然錨固。圖14為直埋彎管受力簡(jiǎn)圖,G為固定點(diǎn),O為自然錨固點(diǎn),B為靜摩擦與動(dòng)摩擦的分界點(diǎn)(對(duì)應(yīng)圖2的軸向彈簧曲線折點(diǎn)),OC之間為過(guò)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(jiǎn)圖

取圖14中A點(diǎn)左側(cè)為簡(jiǎn)化后的模擬管段,考慮在A點(diǎn)施加位移荷載ΔL作為約束條件。

根據(jù)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(diǎn)的軸向力。

圖15為彎臂上的應(yīng)變分布。OAA′O圍成的面積所代表的位移值即為在A點(diǎn)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(yīng)變分布

BAA′B′B面積為

(5)

式中:α為鋼管的線膨脹系數(shù);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(zhǎng)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(guò)有限元分析可以得到A點(diǎn)的軸力FA。將ΔL、FA代入式(7)、(8)可以得到對(duì)應(yīng)A點(diǎn)位移荷載為ΔL時(shí)的L2和L3,進(jìn)而得到彎臂過(guò)渡段長(zhǎng)度為L(zhǎng)=L1+L2+L3。

(a)簡(jiǎn)化模型應(yīng)力分布

(b)全尺寸模型應(yīng)力分布圖16 簡(jiǎn)化模型與全尺寸模型當(dāng)量應(yīng)力對(duì)比

3.2.3 簡(jiǎn)化方法的驗(yàn)證 以臂長(zhǎng)為40 m的彎頭模型為基礎(chǔ),假定兩臂施加的軸向位移為50 mm。應(yīng)力分析結(jié)果見圖16,圖16a中最大當(dāng)量應(yīng)力為810 MPa。模擬得到A點(diǎn)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(zhǎng)=98.75 m。為了對(duì)比驗(yàn)證,對(duì)臂長(zhǎng)為L(zhǎng)=98.75 m的全尺寸模型進(jìn)行模擬(兩臂施加的位移為0),結(jié)果見圖16b,其中最大當(dāng)量應(yīng)力為818 MPa,與40 m臂長(zhǎng)的簡(jiǎn)化模型相比,誤差為1%,且當(dāng)量應(yīng)力分布也十分吻合。以上對(duì)比說(shuō)明,用縮短臂長(zhǎng)、兩臂施加軸向位移的方法可以作為全尺寸模型的簡(jiǎn)化模型,從而顯著減小計(jì)算量。

另外,采用彈性抗彎鉸解析方法[1]得到最大當(dāng)量應(yīng)力為702 MPa,與全尺寸模型結(jié)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(yīng)力分布。

4 彎管應(yīng)力的影響因素

4.1 一次應(yīng)力的影響因素

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

由圖17和圖18可以看出,一次應(yīng)力隨壁厚、管道埋深的增加而降低,隨內(nèi)壓、彎頭曲率半徑的增加而增加。90°對(duì)焊彎頭(彎頭曲率半徑為0)在對(duì)焊區(qū)域產(chǎn)生了較大的峰值應(yīng)力。

圖17 內(nèi)壓和壁厚對(duì)一次應(yīng)力的影響

圖18 曲率半徑和埋深對(duì)一次應(yīng)力的影響

4.2 二次應(yīng)力的影響因素

根據(jù)應(yīng)力分類法,二次應(yīng)力為位移導(dǎo)致的應(yīng)力,因此影響彎頭位移的因素都會(huì)對(duì)二次應(yīng)力產(chǎn)生影響。二次應(yīng)力的影響因素除內(nèi)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(yīng)力的影響因素分析。從圖中可以看出,二次應(yīng)力隨壁厚的增加而降低,隨內(nèi)壓、埋深(R=0D的90°對(duì)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(yīng)力的最大當(dāng)量應(yīng)力隨管道壁厚的變化接近直線,表明二次應(yīng)力與壁厚為近似線性關(guān)系,各壓力下的變化近似平行,表明二次應(yīng)力與內(nèi)壓為近似線性關(guān)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(duì)二次應(yīng)力影響較小;圖21中90°對(duì)焊彎頭(彎頭曲率半徑R=0D)二次應(yīng)力的最大當(dāng)量應(yīng)力數(shù)值較高,表明在對(duì)焊區(qū)域產(chǎn)生了較大的峰值應(yīng)力,且隨埋深增加而減小。

圖19 內(nèi)壓和壁厚對(duì)二次應(yīng)力的影響

圖20 溫升和彎頭端部位移對(duì)二次應(yīng)力的影響

圖21 曲率半徑和埋深對(duì)二次應(yīng)力的影響

4.3 彎頭截面橢圓化的影響

設(shè)定彎頭橫向橢圓化10%(橫向?yàn)闄E圓長(zhǎng)軸,長(zhǎng)度為標(biāo)準(zhǔn)管徑的1.1倍),豎向橢圓化-10%(豎向?yàn)闄E圓短軸,長(zhǎng)度為標(biāo)準(zhǔn)管徑的0.9倍),其他設(shè)置同圖8c、9c對(duì)應(yīng)工況,模擬結(jié)果見圖22a、22c;設(shè)定彎頭橫向橢圓化-10%,豎向橢圓化10%,其他設(shè)置同3.2.1節(jié),模擬結(jié)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(dāng)量應(yīng)力分布

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

與圖8c、9c未橢圓化彎頭的模擬結(jié)果相比(見表3),彎頭橫向橢圓化(橢圓長(zhǎng)軸在橫向)可使彎頭的最大位移和最大當(dāng)量應(yīng)力大大增加;豎向橢圓化(橢圓長(zhǎng)軸在豎向)可使彎頭的最大位移和最大當(dāng)量應(yīng)力略有所下降。因此,考慮管土之間的三維相互作用后,對(duì)于水平敷設(shè)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(yīng)力分析結(jié)果對(duì)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(huì)影響管道所受壓力,本文通過(guò)調(diào)整土彈簧剛度(修改屈服力)來(lái)模擬地面荷載的影響。

地面人群荷載標(biāo)準(zhǔn)值取4kN/m2,準(zhǔn)永久值系數(shù)取0.3;地面堆積荷載標(biāo)準(zhǔn)值取10kN/m2,準(zhǔn)永久值系數(shù)取0.5[19]。計(jì)算時(shí)這兩項(xiàng)可直接以準(zhǔn)永久值疊加到土壓力上。

文獻(xiàn)[20]規(guī)定:“道路路面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)以雙輪組單軸載100kN為標(biāo)準(zhǔn)軸載,雙輪組單軸載為100kN,輪胎壓強(qiáng)為0.7MPa,單軸輪跡當(dāng)量圓半徑r為10.65cm,雙輪中心間距為3r”。

按照分布角法[21]進(jìn)行管頂?shù)孛孳囕v荷載產(chǎn)生的附加土壓力進(jìn)行計(jì)算,雙輪在地面下H深度處產(chǎn)生的豎向應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值為

(9)

式中:μd為車輛輪壓的動(dòng)載系數(shù),覆土深度大于0.7 m時(shí)取1.0;Qk為標(biāo)準(zhǔn)軸載;β為壓力擴(kuò)散角,取30°。

通過(guò)計(jì)算得到,地面車輛荷載標(biāo)準(zhǔn)值為10.2 kN/m2,地面車輛荷載的準(zhǔn)永久值系數(shù)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(jié)合第1.2節(jié)土彈簧參數(shù)的取值,對(duì)土彈簧的屈服力進(jìn)行調(diào)整,即在原屈服力的基礎(chǔ)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(shù);K0為土壤靜壓力系數(shù);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(shù)。

豎向彈簧的屈服力附加值為

(12)

式中:N為土壤承載系數(shù)。

對(duì)彎臂長(zhǎng)度為20 m的彎頭管段進(jìn)行分析時(shí),同時(shí)對(duì)管道施加內(nèi)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(shè)置土彈簧,按式(10)～式(12)增加地面荷載,由此得到的結(jié)果見圖23。

相比于未設(shè)置地面荷載的模擬結(jié)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(dāng)量應(yīng)力由265 MPa減小為208 MPa。

(a)位移等值分布

(b)當(dāng)量應(yīng)力分布圖23 地面荷載作用下彎管應(yīng)力分布

5 結(jié) 論

本文應(yīng)用ANSYS軟件,通過(guò)在彎頭管段設(shè)置軸向、橫向和豎向土彈簧,對(duì)彎臂端頭施加相應(yīng)的邊界條件,建立了彎管的三維熱-力耦合有限元模型,對(duì)直埋熱水供熱管道彎管在內(nèi)壓和溫升荷載作用下的應(yīng)力分布特性進(jìn)行了熱-力耦合分析,提出了簡(jiǎn)化彎臂長(zhǎng)度的有限元分析模型。通過(guò)計(jì)算分析,得出如下結(jié)論。

(1)內(nèi)壓、土壤作用下彎頭管段的應(yīng)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(qiáng),當(dāng)量應(yīng)力增加。

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

(3)內(nèi)壓、土壤作用下,彎頭一次應(yīng)力隨壁厚、管道埋深的增加而降低,隨內(nèi)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(yīng)力隨壁厚的增加而降低,隨內(nèi)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(duì)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(dāng)量應(yīng)力降低,對(duì)彎頭起到了保護(hù)作用。

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(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(jiǎn)介:江超(1984—),男,博士生;官燕玲(通信作者),女,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金資助項(xiàng)目(51208059);陜西省科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2013K13-02-01);陜西省住房和城鄉(xiāng)建設(shè)廳科學(xué)技術(shù)計(jì)劃項(xiàng)目(2014-04)。

時(shí)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