橢圓形內伸自緊密封高壓快開人孔可行性分析

高炳軍，孫少南，杜招鑫，李凱麗

（河北工業大學 化工學院，天津 300130）

橢圓形內伸自緊密封高壓快開人孔可行性分析

高炳軍，孫少南，杜招鑫，李凱麗

（河北工業大學 化工學院，天津 300130）

橢圓形自緊密封快開人孔用于高壓疲勞設備超出現有設計標準范圍，對其進行可行性分析十分必要．采用有限元方法對橢圓形自緊密封快開人孔結構進行分析計算，考察了人孔內伸長度對密封性能的影響，發現在最佳內伸長度下，橢圓形墊片上、下表面的接觸壓力分布最為均勻，且平均接觸壓力值較大，具有良好的密封效果，可滿足密封要求．同時在合理的結構參數下，橢圓形人孔可滿足抗垮塌、安定性、抗疲勞以及穩定性要求．研究表明，橢圓形內伸自緊密封快開人孔可用于高壓疲勞設備．

高壓；橢圓形人孔；內伸；自緊密封；疲勞；分析設計

0 引言

橢圓形內伸自緊人孔在鍋爐汽包等中低壓設備中已有應用，與外伸式人孔結構相比，橢圓內伸人孔裝置有如下優點：不需設置外部連接法蘭，外伸長度減少，改善空間結構，可降低設備投資；憑借介質壓力形成密封，降低螺栓預緊力；方便密封元件的拆裝等[1-2]．JB/T 2190-1993中對于橢圓形人孔結構有詳細介紹，但其僅適用于壓力低于3.82 MPa的設備．在某些高壓快開設備中，由于工藝需要，也需采用橢圓形內伸人孔結構，依靠介質高壓形成自緊密封．但橢圓形開孔由于其非軸對稱特性，會導致人孔筒節上同時存在軸向應力、周向應力和徑向彎曲應力，使得密封部位壓緊力不均勻，影響密封效果[3]．人孔筒節與容器連接區會存在較大的應力集中，且在橢圓長軸兩端應力最大，導致連接部分極易發生破壞[4]．本文采用有限元法對橢圓形內伸自緊人孔的密封性能、極限承載能力、安定性以及抗疲勞特性等進行評價，考察該結構在高壓設備中使用的可行性．

1 有限元計算模型

某盛裝壓縮空氣的高壓儲氣罐，設計壓力P=25MPa，循環載荷0～25MPa，循環次數2 200次，設計溫度T=50℃，材料為Q345R（正火），彈性模量E=1.97×105MPa，泊松比=0.3，設計應力強度Sm=181MPa．應用分析設計方法對球封頭內徑進行優化[5]，確定最佳封頭內徑R2=583mm，厚度T2=45mm．筒體直徑D1=1 100mm，筒體壁厚T1=88mm，人孔長軸a=200mm，b=170mm，壁厚T3=40mm墊片采用金屬平墊片，材料為軟黃銅,彈性模量E=1.17×105MPa，泊松比=0.3．建立1/4實體模型進行有限元計算，有限元模型如圖1所示，考慮邊緣應力衰減長度[6]，取有限元模型中筒體長度L=1 000mm．

采用SOLID185單元進行網格剖分，墊片上下表面設置接觸對，考察墊片上下表面的接觸壓力分布，借此來評價結構的密封性能，其中，目標單元采用 TARGE170，接觸單元采用 CONTA174，接觸摩擦系數取0.3．在筒體、封頭、人孔以及平蓋等于介質接觸的表面施加均布載荷25 MPa；筒體下端面約束軸向位移，兩個對稱面施加對稱約束．網格剖分及載荷約束狀況如圖2所示．

圖1 有限元模型Fig.1 The finiteelementmodel

圖2 網格剖分及邊界條件Fig.2 Meshing and boundary conditions

2 密封性能評價

2.1 墊片表面接觸壓力分布規律

內伸長度為120 mm時墊片上、下表面的接觸壓力分布云圖如圖3、圖4所示．沿墊片徑向由外向內有13個節點，沿周向0°～90°有91個節點．云圖中看出墊片上表面內側接觸壓力較大，向外逐漸減小，外側有最小值，接觸壓力變化平緩．墊片下表面接觸壓力在墊片0°～20°外側處有最小值，70°～90°內側處有最大值．沿墊片周向求取接觸壓力平均值，作出平均接觸壓力沿墊片徑向的變化規律如圖5．外壁面處的接觸壓力值較小，其余部分的接觸壓力均在100MPa以上，文獻指出只要接觸壓力值峰值大于內部介質壓力，就可以保證墊片的密封性能[7]，因此結構可以保證良好的密封效果．

圖3 墊片上表面接觸壓力分布Fig.3 Thecontactpressuredistributionofgasketuppersurface

圖4 墊片下表面接觸壓力分布Fig.4 The contactpressure distribution of gasket lowersurface

沿墊片徑向求平均值，作出平均接觸壓力沿墊片周向的分布規律如圖6所示．上表面接觸壓力無明顯變化，基本維持在130MPa左右．下表面接觸壓力隨著角度的增加逐漸增長，在0°～15°和75°～90°范圍內增速較為緩慢，在15°～75°范圍內增長趨勢較為明顯，0°處有接觸壓力最小值，此時接觸壓力為101 MPa．由周向分布結果亦能評定此結構能保證較好的密封效果．

圖5 墊片表面徑向接觸壓力分布規律Fig.5 The contactpressure distribution along the radial direction of gasketsurface

圖6 墊片表面周向接觸壓力分布規律Fig.6 Thecontactpressuredistributionalong thecircum ferential direction of gasketsurface

2.2 人孔內伸長度對密封性能的影響

橢圓形人孔的內伸部分在容器內部屬于受壓元件，平蓋和筒節在壓力作用下，會發生一定的翹曲變形，使得壓緊面處接觸壓力分布不均勻，位移夸大云圖如圖7所示；人孔的內伸長度對壓緊端面變形量有著較大的影響，因此需對于人孔內伸長度進行優化．改變內伸長度，分別提取墊片上、下表面所有節點的接觸壓力，首先求取接觸壓力的周向平均值，再求取其平均值、最大值和最小值，以此研究內伸長度對密封性能的影響，圖8、圖9分別為墊片上、下表面接觸壓力在不同內伸長度下的分布規律．

圖7 位移云圖Fig.7 Displacementcontour

圖8 不同內伸長度墊片上表面接觸壓力Fig.8 The contactpressure distributionof gasketupper surface w ith diffrrent in-truding length

圖9 不同內伸長度墊片下表面接觸壓力Fig.9 The contactpressure distribution of gasketlower surface w ith diffrrent in-truding length

平均接觸壓力在不同的內伸長度下較為接近，但最大值和最小值具有較大幅度的波動．隨著內伸長度的增加，最大接觸壓力先降后增，內伸長度為120mm時有最小值，200mm時有最大值；最小接觸壓力波動先增后減，在160～200 mm范圍內有著較小的值．計算可知，在內伸長度100～120 mm時，最大、最小接觸壓力差較小，墊片表面接觸壓力分布均勻，密封效果較好．內伸長度在160 mm以上時，最大接觸壓力雖然較大，但最小接觸壓力值偏小，此時接觸壓力分布欠均勻，相對于120mm時密封效果較差．從提取的節點接觸壓力數據發現，當內伸長度大于140mm時，墊片上表面最外側接觸壓力為0；當內伸長度大于180mm時，墊片下表面最外側處的接觸壓力也出現0值，說明壓緊結構變形較大，不利于結構的密封．

從不同內伸長度下墊片上、下表面接觸壓力分布狀況可以看出，當內伸長度為120mm時，具有最佳的密封效果．

3 強度評價

依據JB 4732-1995《鋼制壓力容器-分析設計標準》進行應力分類，封頭人孔連接處一次局部薄膜應力及一次加二次應力需要進行評定．由于球形封頭的橢圓形人孔是一種非軸對稱結構，不便直接對一次局部薄膜應力進行應力強度評定，JB 4732-1995規定當給定載荷不超過結構塑性極限載荷的2/3時，即認為結構是滿足抗垮塌要求[8]，故采用極限載荷法評價結構的抗垮塌性能．一次加二次應力仍根據安定性準則按應力分類法進行評定．此外，壓縮空氣罐存在交變載荷，需對結構進行疲勞強度評定．

3.1 抗垮塌評價

取材料的屈服極限ReL=325MPa，并給定一較大的壓力值P=100MPa進行大變形非線性求解．內伸長度為120mm時，應變強度云圖如圖10所示，最大應變強度點位于人孔與封頭連接區橢圓長軸外壁面處．該點應變強度與載荷的對應關系如圖11所示，數值計算不收斂載荷即結構的塑性極限載荷為Plim=44.792MPa，許用載荷為

因此，該結構在工作壓力下不會發生垮塌破壞．

圖10 應變強度Fig.10 Strain intensity

圖11 載荷-應變強度曲線Fig.11 The load and strain intensity curve

3.2 安定性評價

依據線性化處理方法對封頭人孔連接部位的一次加二次應力強度進行評定．評定準則為

由有限元計算應力云圖可以看出在連接區人孔長軸內壁面處應力強度最大，封頭內壁面處應力強度也較大，在此兩處位置處定義兩條應力評定線L1和L2如圖12所示．

當內伸長度為120mm時，對于路徑L1，PL+Pb+Q=411.4MPa，對于路徑L2，PL+Pb+Q=225.2MPa，允許值為543MPa，均滿足式 (2)要求．

3.3 疲勞強度評價

在內壓作用下，最大應力強度點發生在封頭人孔連接區人孔長軸內壁面處，應力強度值為423.107MPa，如圖12所示．對應應力強度幅為211.55MPa，允許循環次數N=14 820次，可滿足工作循環數2 200次的要求．

4 穩定性評價

由于人孔內伸部分承受外壓，有必要進行穩定性評價，對內伸長度為120mm的橢圓形筒節施加25MPa的外壓進行特征值屈曲分析，失穩模態如圖13所示，屈曲載荷系數為147.03MPa，臨界壓力為3675.8MPa，利用統一屈曲模態法對結構進行大變形屈曲分析，臨界壓力為2 657.6MPa，可見結構的穩定性不成問題．

圖12 應力強度Fig.12 Stress intensity

圖13 橢圓管失穩模態Fig.13 Bucklingmodeof elliptical tube

5 結論

對某高壓壓縮空氣罐的橢圓形內伸自緊人孔進行了有限元計算，考察了人孔內伸長度對自緊密封效果的影響，發現在最佳人孔內伸長度下，橢圓形墊片上下表面的接觸壓力分布最為均勻，且平均接觸壓力值較大，具有最佳的密封效果．同時合理的結構參數下，橢圓形人孔可滿足抗垮塌、安定性、抗疲勞以及穩定性要求．因此，橢圓形人孔應用于高壓疲勞設備是可行的．

[1]齊昆，張馳群．橢圓形內開自緊式人孔的強度計算方法探究 [J]．化工設備與管道，2012，49（1）：15-17，32．

[2]吳國榮．壓力容器內置橢圓人孔的設計 [J]．石油化工設備，1987，16（4）：18-24．

[3]甄志強，龍華，王彩虹．橢圓形人孔強度和剛度的有限元分析 [J]．機械，2009，36（4）：28-30．

[4]馬新旭，葉偉文．CAE在壓力容器檢驗中的應用 [J]．中國特種設備安全，2011，27（6）：21-24．

[5]杜雅飛，崔靜，高炳軍．加氫反應器球形封頭內徑的確定 [C]//2004年中國機械工程學會年會，2004：1．

[6]陸明萬，徐鴻．分析設計中若干重要問題的討論（一）[J]．壓力容器，2006，23（1）：15-19．

[7]陳國定，Haiser H，HaasW，等．O形密封圈的有限元力學分析 [J]．機械科學與技術，2000，19（5）：740-741，744．

[8]JB 4732-1995，鋼制壓力容器—分析設計標準（2005年確認）[S]．

[責任編輯 田 豐 夏紅梅]

A study on the feasibility elliptical intruding and self-sealing quick-openingmanholeunderhigh-pressure

GAO Bingjun，SUN Shaonan，DU Zhaoxin，LIKaili

(Schoolof Chem ical Engineering,HebeiUniversity of Technology,Tianjin 300130,China)

Since The elliptical intruding and self-sealing quick-openingmanhole used in fatigue equipmentunder highpressure isbeyond theexisting design standard,the feasibility study isnecessary.The finiteelementmethod hasbeenused to analyse the sealing capability by changing the intruding length.The results show that,w ith the best intruding length, the contactpressureon gasketsurface isevenly distributed and theaverage contactpressure is relatively higher,which can ensure thisstructuremeetthesealing requirement.Meanwhile,themanhole canmeetanti-collapse,stability,fatigueand buckling requirements.Thisstudy indicates thattheellipticalmanholeused in high-pressure fatigueequipmentis feasible.

high-pressure;the ellipticalmanhole;intruding;self-sealing;fatigue;design by analysis

TQ050.3

A

1007-2373(2016)02-0050-05

10.14081/j.cnki.hgdxb.2016.02.009

2015-06-30

河北省自然科學基金（E2011202044）

高炳軍（1966-），男（漢族），教授．

數字出版日期：2016-04-26 數字出版網址：http://www.cnki.net/kcms/detail/13.1208.T.20160426.0941.006.htm l