通过有限元分析方法，以 ＤＮ １ ２００ ｍｍ×１ ０００ ｍｍ 拔制异径三通为例，计算分析了拔制三 通 C 值对三通各关键受力部位及三通爆破压力的影响。分析计算结果表明，①当 C 值小于当前规 范给定值时，增加三通 C 值能有效减小三通肩部、腹部的应力，三通的爆破压力增加也比较明显。 ②当 C 值大于规范给定值时，C 值的变化对各部位的应力影响变小，不能有效提高三通爆破压力。 ③在目前各规范规定 C 值的基础上，如再增加 C 值不能有效提高拔制三通的强度。

目前，国内外拔制三通壁厚的计算仍然是以等 面积补强方法为主，各规范对三通的有效补强面积 的计算方法略有差异，ＧＢ ５０２５１ －２００３ 《输气管道 工程规范》、ＧＢ ５０２５３－２００３《输油管道工程规范》、 （液态烃和其他液体管 线输送系统）中没有考虑管道腐蚀余量［１-３］，ＡＳＭＥ Ｂ３１．８ －２０１２，输气和配气管道系统考虑了腐蚀 余量［４］。当拔制三通口径较大时，计算得出的有效 补强宽度均大于规范所给定的 C 值。能否通过增 加三通的 C 值，尽可能减小三通设计壁厚以解决高压力、大口径三通面临的设计及制造中的上述难题， 是目前国内外管件行业关注的焦点。 文中采用有限元分析方法，计算分析了当拔制 三通 C 值变化时，三通各关键受力部位的应力以及 三通爆破压力的变化情况，可供设计者考虑是否需 要增加三通 C 值的问题时参考。

拔制三通结构示意图见图 １。图中，dｏ 为拔制 支管外径，δｂ 为拔制支管壁厚，Dｏ 为主管外径，δ为 主管壁厚，Rｏ 为外倒角平均曲率半径，Rｉ 为内倒角 平均曲率半径，C 为三通主管端面距三通支管中心 线距离，Ｍ 为三通 支 管 端 面 距 三 通 主 管 中 心 线 距 离，ｍｍ三通的关键受力点主要在肩部和腹部，示意图 见图 ２ ［６］。图中，肩部内侧点取为内过渡圆弧中心 点 N １ ，肩部外侧点取为外过渡圆弧中心点Ｗ １ ，腹部 内侧、外侧测点分别取为主、支管相贯线腹部内侧中 心点 N ２ 、外侧中心点 Ｗ２ 。



（１）当 C 值逐渐增大，三通肩部内侧、外侧应力 逐渐减小；但当 C 值大于规范给定值之后，肩部内、 外侧应力变化很小。由此可知，在目前规范所规定 的 C 值基础上，再增加 C 值是达不到有效降低三通 肩部应力的目的。
（２）对于三通腹部，当 C 值变大时，腹部内、外 侧应力均减小，腹部内侧比腹部外侧应力下降更明 显；当 C 值大于规范给定值时，应力下降速度变小。 对于腹部内侧，C 值每 增 加 １ ｍｍ，应 力 大 约 下 降 ０．１８ ＭＰａ；对于腹部外侧，C 值每增加 １ ｍｍ，应力大约下降 ０．０７ ＭＰａ。
（３）三通爆破压力会随着 C 值的增大而增大， 但是当 C 值大于规范给定值时，C 值每增加 １ ｍｍ， 爆破压力大约增加 ０．００４ ＭＰａ。由此可知，在当前 规范基础上，增加三通 C 值不能有效提高三通的爆 破压力。
（４）通过增加三通 C 值不能解决当前高压力、 大口径拔制三通制造中的问题。笔者建议应从三通 结构、优化三通内外过渡圆弧角、改进制造工艺以及 增加三通肩部壁厚等方面进行考虑，以达到提高三 通强度的目的。

锆-钢复合板压力容器的 Ａ 类焊接接头通常采用 １ 块锆材盖板覆盖在焊缝的上面，由于盖板 中间部位与金属垫块之间不可避免存在的间隙，极有可能会出现此盖板在容器承受内压时首先发 生破坏的现象。从力学理论上分析了盖板的受力情况，计算了盖板与金属垫块之间的许用间隙，得 到了盖板的计算厚度，提出了一种适合于工程实际应用的强度核算方法，可供同类工程技术人员参 考使用。