李 健，莫春立，趙 磊，劉春宇

(沈陽航空航天大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，沈陽 110136)

閥門是長輸油氣管道為實現(xiàn)集輸、分輸和調(diào)節(jié)輸量以及為實現(xiàn)站內(nèi)循環(huán)、設(shè)備連通、倒罐、越站和清管器收發(fā)等作業(yè)所使用的控制部件。閥門既是保證管道運行安全的設(shè)備，又是進行管道輸送自動控制和運行調(diào)度的主要工藝設(shè)備。在長輸管線閥門中，球閥使用較多。在國家重點管道工程中，主干線截斷閥全部采用進口大口徑全焊接球閥，要求使用壽命達到30年及以上。 為開發(fā)滿足天然氣長輸管道關(guān)鍵設(shè)備大口徑全焊接球閥的國產(chǎn)化項目，采用有限元模擬實際載荷的方法，綜合判定閥門在承受管道壓縮外載荷的作用下是否滿足閥門抗壓縮性能的需求[1-4]。外載荷作用下管線球閥壓縮試驗的目的是考核由于溫度變化而引起的軸向載荷和安裝載荷對應(yīng)用中管線球閥的影響，實驗過程中以空氣為介質(zhì)，加壓至額定壓強測試外部和內(nèi)部的密封性能[5]。王偉[6]、俞樹榮[7]、張浩強[8]等人利用有限元法對球閥密封比壓的分布情況進行了分析研究，并對閥座的端面來施加外載荷。對于試驗球閥施加一定噸位的壓縮力，上述試驗其結(jié)果應(yīng)力值應(yīng)在允許的范圍內(nèi)，無外部和內(nèi)部泄漏，開關(guān)的扭矩未發(fā)生變化。作為有限元模擬，要通過實際應(yīng)用中達不到的壓縮力來研究球閥管線的失效形式，為生產(chǎn)安全評估提供依據(jù)。

隨著計算機技術(shù)的發(fā)展和計算焊接力學(xué)理論的日臻成熟,有限元計算方法已經(jīng)成為預(yù)測焊接殘余應(yīng)力的有效工具[9-10]。本項目應(yīng)用有限元軟件對管線球閥壓縮過程進行應(yīng)力、應(yīng)變及失效過程的分析，所選用的軟件為ABAQUS商業(yè)軟件[11]。

1 模擬焊接過程的實現(xiàn)

在本項目失效分析過程中，由于要考慮焊接殘余應(yīng)力的影響，所以要先計算焊接殘余應(yīng)力，計算焊接殘余應(yīng)力，需要考慮材料隨溫度變化的物理性能參數(shù)。由于材料的比熱容c、密度ρ和導(dǎo)熱系數(shù)k等都是溫度的函數(shù)，并且高溫區(qū)特別是接近熔化時材料高溫性能參數(shù)很難獲得，所以高溫區(qū)部分的性能參數(shù)只能通過已知的數(shù)據(jù)外推得到,高溫性能參數(shù)如表1所示。模擬過程中袖管和管線的性能參數(shù)為室溫參數(shù)，直接采用蘇州紐威閥門有限公司實測的性能參數(shù)。

表1 材料的性能參數(shù)

焊接熱分析時會發(fā)生焊縫熔化和凝固，含有相變問題的熱分析是一個非線性的瞬態(tài)問題:相變問題需要考慮熔融潛熱，即在相變過程吸收或釋放的熱量[12]。

外載荷下失效分析過程要模擬3個主要的過程，一是考慮焊接殘余應(yīng)力，要通過以前局部焊接過程的計算預(yù)制在管線整體結(jié)構(gòu)中的焊接殘余應(yīng)力；二是根據(jù)實際的實驗過程進行管內(nèi)壓力加載分析；三是進行壓縮過程的失效分析。

在ABAQUS軟件上實現(xiàn)以上計算過程主要有兩種方式，即菜單方式和命令流的方式。用命令流可使程序簡潔，而用菜單式可以簡化編程過程。這里采用命令流的方式進行，計算主要分3部分，前處理、計算和后處理。

1.1 壓縮失效模擬過程

壓縮模擬過程中模擬步驟的模型分三步，第一步是模擬焊接殘余應(yīng)力；第二步加載內(nèi)壁壓力15 MPa；第三步進行壓縮載荷計算，直到管線球閥整體結(jié)構(gòu)出現(xiàn)失效為止。經(jīng)分析，取閥門與管道的一半模型進行分析，前兩步模擬焊接殘余應(yīng)力的加載內(nèi)壓，第三步進行加載。圖1是壓縮計算過程中的加載模型，在壓縮模型一端施加約束，一端進行壓縮，壓縮值比較大，計算時若管道處出現(xiàn)屈服失效則模擬過程結(jié)束，分析此時的閥門應(yīng)力與變形，以便進行焊接殘余應(yīng)力的內(nèi)壓分析。

圖1 壓縮圖例

1.2 壓縮失效過程模擬結(jié)果

在壓縮失效分析中，對模型的分析分3個步驟進行，第一步，通過實際測量得出在焊縫區(qū)最大應(yīng)力231 MPa，以此結(jié)果進行下一步模擬，以增大焊接球閥的安全系數(shù)。添加15 MPa的內(nèi)壓后，可以看出，原先在焊縫區(qū)的最大殘余應(yīng)力已經(jīng)不再是最大值，最大值的位置是閥門與法蘭相交處的閥門內(nèi)表面，其應(yīng)力最大值是262 MPa。此時焊縫處的最大應(yīng)力為248.2 MPa，通常焊接殘余應(yīng)力在先焊接的位置是殘余壓應(yīng)力，而后完成焊接的位置是殘余拉應(yīng)力。因此，焊接殘余應(yīng)力大致上表面是殘余拉應(yīng)力，而先融合的部位是焊接壓應(yīng)力，其分布在焊縫局部位置保持平衡[13]，而施加15 Mpa的內(nèi)壓后焊縫部位產(chǎn)生應(yīng)力會與原來的應(yīng)力進行疊加，造成應(yīng)力的重新分布，在焊縫位置引起應(yīng)力的新平衡，平衡的結(jié)果可與原來焊接殘余應(yīng)力相互抵消，因此導(dǎo)致殘余應(yīng)力變小。但實際上，平衡的結(jié)果還會導(dǎo)致與原來同向的焊接殘余應(yīng)力增大。第三步，分別施加沿管線鋼軸線的壓縮位移，直到閥體失效如圖2所示。圖2是壓縮外載荷失效過程的結(jié)果，從圖2中可以看出，管道幾乎發(fā)生整體失效，而閥門結(jié)構(gòu)依然未達到屈服，最先達到屈服的位置是管道與袖管相接處。

從以上模擬結(jié)果可以看出，在壓縮加載過程中，管道都發(fā)生了屈服，而閥體沒有發(fā)生結(jié)構(gòu)性失穩(wěn)。下面具體分析失效過程中閥體的受力和變形，確定其安全性。

圖2 施加壓縮載荷失效位置

2 閥門失效過程中的應(yīng)力分析

2.1 焊接殘余應(yīng)力分析

對于48BWP9閥門來說，通過分析焊接接頭的硬度可以發(fā)現(xiàn)，焊接接頭的硬度要高于母材的硬度，測量結(jié)果表明，接頭的最大硬度在溶合線與熱影響區(qū)約0.5～2 mm寬的位置。每個接頭都可見到兩處高硬度區(qū)，在約4 mm處是后道焊縫在覆蓋前道焊縫時所形成的HAZ高硬度區(qū)；在約6～9 mm處則是母材HAZ的高硬度區(qū)，即API1104《管道與相關(guān)設(shè)施的焊接》標(biāo)準(zhǔn)[14]附錄A中要求HAZ試樣的預(yù)制裂紋尖端必須落在的最大硬度區(qū)。在閥門承受外載荷時，必然是母材部分先屈服然后當(dāng)母材位置也都達到屈服應(yīng)力后，焊縫才會屈服。而231 MPa的殘余應(yīng)力未達到材料屈服應(yīng)力，其加載過程中仍然有相當(dāng)大的受力面。因此局部高的焊接殘余應(yīng)力對加載過程受力無直接影響。

焊接殘余應(yīng)力屬于熱應(yīng)力，其校核根據(jù)ASEM VIII[15]中的相關(guān)規(guī)定，其應(yīng)力以最大應(yīng)力點各應(yīng)力分量和<3進行分析。據(jù)ASEM手冊查得，其值是LF2鋼=137 MPa，3=413 MPa。經(jīng)過計算焊接焊縫應(yīng)力最大值231 MPa，其應(yīng)力最大處按照剪應(yīng)力理論計算的最大值線性化以后的應(yīng)力為289 MPa，小于峰值應(yīng)力強度極限值413 MPa，因此認(rèn)為焊接殘余應(yīng)力處于安全水平的。

2.2 壓縮載荷下管道失效時閥門應(yīng)力分析

第二步加壓后，應(yīng)力最大的點在閥門與法蘭相交處的閥門內(nèi)表面，其米賽斯應(yīng)力最大值是262 MPa。應(yīng)用等效線性法[16]對這個部位進行分析，在軟件上設(shè)置路徑起始點和結(jié)束點，從而確定等效應(yīng)力線。

軟件在進行線性處理時，自動在線上差值40點，進行各個點在6個應(yīng)力分量上的計算，再求出每個分量的3個主應(yīng)力，最后計算出薄膜應(yīng)力值Membrane，一次薄膜 + 一次彎曲應(yīng)力值和峰值應(yīng)力Membrane plus Bending。再從計算所得的應(yīng)力中對應(yīng)力進行識別，根據(jù)結(jié)構(gòu)的不連續(xù)性，在Membrane中識別的應(yīng)力是一次局部薄膜應(yīng)力值PL。

PL=188 MPa <1.5Sm=205 MPa；

彎曲應(yīng)力也是由于結(jié)構(gòu)不連續(xù)引起的，從Membrane plus Bending應(yīng)力中識別其應(yīng)力構(gòu)成是Pb+PL+Q

Pb+PL+Q=292 MPa <3Sm=411 MPa

由以上分析可知，加壓后的閥門最大應(yīng)力雖然達到262 MPa，根據(jù)ASME VIII-2中的相關(guān)規(guī)定，其各項應(yīng)力值小于各自的應(yīng)力強度。

圖3是閥門壓縮失效時的應(yīng)力分布，可以看出，最大拉應(yīng)力位置仍然是法蘭與閥體相貫線處，如圖3b處的C點，這是閥體內(nèi)部在壓應(yīng)力下的應(yīng)力發(fā)生變化，沿閥體圓周分布向閥體中部有一帶狀區(qū)域，圖示D點，超過137 MPa的設(shè)計應(yīng)力強度，因此，依據(jù)前述的等效線性法，在C、D兩點設(shè)置等效應(yīng)力線，進行所在的最危險截面的應(yīng)力校核。

圖3 閥門壓縮失效時的應(yīng)力分布

狀態(tài)變量危險截面CD總體薄膜應(yīng)力強度應(yīng)力分類PmPm應(yīng)力強度100.1100.1設(shè)計應(yīng)力強度Sm137137應(yīng)力強度評定Pm

從表2 可以看出，壓縮加載在管道失效時，閥門各部分應(yīng)力評定滿足其設(shè)計應(yīng)力強度值，因此，在壓縮加載過程中，各個截面均能滿足應(yīng)力強度校核條件。

3 結(jié)論

(1)按照ASME VIII-2 第五章附錄5A應(yīng)力分類線的選擇中的規(guī)定，應(yīng)用等效線性對應(yīng)力進行識別與分類評定，可以得出閥體在加壓和壓縮加載過程中，各項應(yīng)力均在相應(yīng)的許用應(yīng)力校核值之內(nèi)，表明閥體應(yīng)力在管道失效時仍處于安全水平。

(2)48BWP9全焊接球閥在復(fù)合載荷下失效過程發(fā)生在管道上而不是球閥處，表明焊接球閥具有足夠的強度和剛度，滿足天然氣長輸管道關(guān)鍵設(shè)備大口徑全焊接球閥的國產(chǎn)化項目中模擬外載試驗—閥門抗壓縮性能的需求。