通過有限元分析方法，以 ＤＮ １ ２００ ｍｍ×１ ０００ ｍｍ 拔制異徑三通為例，計算分析了拔制三 通 C 值對三通各關鍵受力部位及三通爆破壓力的影響。分析計算結果表明，①當 C 值小于當前規 范給定值時，增加三通 C 值能有效減小三通肩部、腹部的應力，三通的爆破壓力增加也比較明顯。 ②當 C 值大于規范給定值時，C 值的變化對各部位的應力影響變小，不能有效提高三通爆破壓力。 ③在目前各規范規定 C 值的基礎上，如再增加 C 值不能有效提高拔制三通的強度。

目前，國內外拔制三通壁厚的計算仍然是以等 面積補強方法為主，各規范對三通的有效補強面積 的計算方法略有差異，ＧＢ ５０２５１ －２００３ 《輸氣管道 工程規范》、ＧＢ ５０２５３－２００３《輸油管道工程規范》、 （液態烴和其他液體管 線輸送系統）中沒有考慮管道腐蝕余量［１-３］，ＡＳＭＥ Ｂ３１．８ －２０１２，輸氣和配氣管道系統考慮了腐蝕 余量［４］。當拔制三通口徑較大時，計算得出的有效 補強寬度均大于規范所給定的 C 值。能否通過增 加三通的 C 值，盡可能減小三通設計壁厚以解決高壓力、大口徑三通面臨的設計及制造中的上述難題， 是目前國內外管件行業關注的焦點。 文中采用有限元分析方法，計算分析了當拔制 三通 C 值變化時，三通各關鍵受力部位的應力以及 三通爆破壓力的變化情況，可供設計者考慮是否需 要增加三通 C 值的問題時參考。

拔制三通結構示意圖見圖 １。圖中，dｏ 為拔制 支管外徑，δｂ 為拔制支管壁厚，Dｏ 為主管外徑，δ為 主管壁厚，Rｏ 為外倒角平均曲率半徑，Rｉ 為內倒角 平均曲率半徑，C 為三通主管端面距三通支管中心 線距離，Ｍ 為三通 支 管 端 面 距 三 通 主 管 中 心 線 距 離，ｍｍ三通的關鍵受力點主要在肩部和腹部，示意圖 見圖 ２ ［６］。圖中，肩部內側點取為內過渡圓弧中心 點 N １ ，肩部外側點取為外過渡圓弧中心點Ｗ １ ，腹部 內側、外側測點分別取為主、支管相貫線腹部內側中 心點 N ２ 、外側中心點 Ｗ２ 。



（１）當 C 值逐漸增大，三通肩部內側、外側應力 逐漸減小；但當 C 值大于規范給定值之后，肩部內、 外側應力變化很小。由此可知，在目前規范所規定 的 C 值基礎上，再增加 C 值是達不到有效降低三通 肩部應力的目的。
（２）對于三通腹部，當 C 值變大時，腹部內、外 側應力均減小，腹部內側比腹部外側應力下降更明 顯；當 C 值大于規范給定值時，應力下降速度變小。 對于腹部內側，C 值每 增 加 １ ｍｍ，應 力 大 約 下 降 ０．１８ ＭＰａ；對于腹部外側，C 值每增加 １ ｍｍ，應力大約下降 ０．０７ ＭＰａ。
（３）三通爆破壓力會隨著 C 值的增大而增大， 但是當 C 值大于規范給定值時，C 值每增加 １ ｍｍ， 爆破壓力大約增加 ０．００４ ＭＰａ。由此可知，在當前 規范基礎上，增加三通 C 值不能有效提高三通的爆 破壓力。
（４）通過增加三通 C 值不能解決當前高壓力、 大口徑拔制三通制造中的問題。筆者建議應從三通 結構、優化三通內外過渡圓弧角、改進制造工藝以及 增加三通肩部壁厚等方面進行考慮，以達到提高三 通強度的目的。

鋯-鋼復合板壓力容器的 Ａ 類焊接接頭通常采用 １ 塊鋯材蓋板覆蓋在焊縫的上面，由于蓋板 中間部位與金屬墊塊之間不可避免存在的間隙，極有可能會出現此蓋板在容器承受內壓時首先發 生破壞的現象。從力學理論上分析了蓋板的受力情況，計算了蓋板與金屬墊塊之間的許用間隙，得 到了蓋板的計算厚度，提出了一種適合于工程實際應用的強度核算方法，可供同類工程技術人員參 考使用。