高溫法蘭接頭的穩態熱分析與密封性能研究

鄭小濤，黃 蘇，喻九陽，馬琳偉，林 緯，徐建民

武漢工程大學機電工程學院，湖北 武漢 430205

高溫法蘭接頭的穩態熱分析與密封性能研究

鄭小濤，黃 蘇，喻九陽，馬琳偉，林 緯，徐建民

武漢工程大學機電工程學院，湖北 武漢 430205

為研究高溫條件下法蘭接頭的保溫處理的問題，利用ANSYS Workbench對WN100-100RF螺栓法蘭接頭在400℃條件下的溫度場、法蘭應力等進行了模擬.結果表明，未保溫接頭的最高與最低溫度分別為400℃與257.16℃；保溫接頭的最高與最低溫度分別為400℃與390.1℃；未保溫接頭與保溫接頭的最高溫度均出現在法蘭與接管的內壁，最低溫度均出現在螺母的外側；保溫后接頭的節能效率可達到94.97%.此外，未保溫接頭與保溫接頭的最大應力分別為294.25 MPa與297.85 MPa；未保溫接頭與保溫接頭的最大墊片壓應力分別為103.44 MPa與110.42 MPa.因此，在本文設定的條件下保溫措施對法蘭接頭密封性影響較小.

高溫；法蘭接頭；溫度場；應力；密封；節能；ANSYS Workbench

在高溫條件下，螺栓法蘭接頭一般直接裸露在空氣中.這是由于保溫后螺栓法蘭各部件溫度升高，螺栓法蘭接頭溫度越高各部件發生蠕變變形的概率越大及由溫差產生的熱應力越大［1］；且保溫后一旦接頭發生泄漏，泄露介質會在保溫層聚集，不易被發現，容易發生安全事故.但近年來，隨著節能成為生產的一大原則，人們開始對高溫接頭進行保溫處理，以達到節能的目的［2］.因此基于安全、經濟、高效的設計生產理念就需要對高溫螺栓法蘭連接接頭溫度場分布、節能效果、保溫后螺栓法蘭接頭密封以及法蘭應力等進行研究［3］.采用穩態熱分析的方法對高溫條件下的法蘭密封開展數值模擬研究能較大程度的反應真實情況，也能滿足一定的工程精度要求［4-8］.

以在400℃條件下的WN100-100RF螺栓法蘭接頭為對象，利用Workbench的穩態熱分析與熱-結構耦合分析模塊，對是否有保溫措施兩種情況下法蘭接頭的溫度場分布及密封性能進行了研究，并研究了保溫處理對接頭溫度場分布的影響及保溫后的節能效率.

1 有限元模型

1.1 接頭的基本參數

文中所用的WN100-100RF法蘭接頭的結構尺寸參數如圖1所示.選用內、外徑分別為D1=115 mm，D2=174 mm的柔性石墨金屬波齒墊片.

圖1 法蘭尺寸（單位：mm）Fig.1 Flange dimensions（unit：mm）

上、下法蘭及墊片金屬骨架的材料為0Cr18Ni9；系統中8個M27螺柱和與螺柱匹配的螺母材料均為35CrMo；保溫處理指在接頭表面覆蓋厚度為50 mm的石棉保溫層.各材料具體的熱物理性能如表1～表3所示［9-10］.

1.2 法蘭接頭的有限元模型

為真實反應接頭的溫度場分布情況，在熱分析中考慮了螺栓孔空氣層與法蘭間空氣層，并用當量導熱系數來代替空氣層與金屬壁面的對流換熱、熱輻射以及空氣層的導熱［11-12］.建立有限元模型時，將螺栓孔與雙頭螺柱間的空氣層、上下法蘭與墊片之間空氣層建立為實體模型.各空氣層計算其當量導熱系數，具體數值如表4～表5所示［13］.

表1 法蘭及墊片金屬骨架（0Cr18Ni9）材料的物理性能Tab.1 Physical properties of flange and gasket metal（0Cr18Ni9）

表2 雙頭螺柱及螺母（35CrMo）材料的物理性能Tab.2 Physical properties of double headed studs and nuts（35CrMo）

表3 保溫（石棉）材料的熱物理性能Tab.3 Thermal physical properties of insulating materials

表4 螺栓孔空氣層熱物理性能Tab.4 Thermal physical properties of bolt holes

表5 法蘭間空氣層熱物理性能Tab.5 Thermal physical properties of air layer between flanges

圖2 未保溫接頭網格劃分（單位：mm）Fig.2Mesh of uninsulated joint（unit：mm）

圖3 保溫接頭網格劃分（單位：mm）Fig.3Mesh of insulated joint（unit：mm）

1.3 載荷及邊界條件

熱分析過程只考慮法蘭持續服役的穩態階段，對接頭進行穩態熱分析.在Workbench中對接頭各部件賦相應材料.法蘭接頭內壁溫度取400℃；未保溫處理時法蘭的外壁面與空氣進行對流換熱，考慮接頭的輻射及對流換熱將換熱系數設為32 W∕（m2·℃）；保溫處理后，由于石棉保溫層的保溫作用，將對流換熱系數設為15 W∕（m2·℃）；螺栓與螺母、螺母與法蘭面之間接觸良好，相互之間的傳熱效果良好，熱阻較小［14］.針對整個模型來看，未做特殊設定的表面均視為完全絕熱.

熱分析完成后，需對模型的結構分析設置邊界條件及載荷.針對該模型，在法蘭的下端面施加軸向約束，以限制其在軸向上的位移；在法蘭的周期對稱面上施加Frictionless Support模擬對稱約束.載荷的加載過程分為三步，第一步施加螺栓預緊力，結合 GB150—2011［15］螺栓預緊力的計算方法對螺栓預緊力進行計算，得到每根螺栓預緊力的大小圓整后為25 kN，并在第二、三步將預緊力鎖定；第二步施加內壓及由內壓引起的軸向力，在法蘭內壁施加1.35 MPa的內壓，同時在自由端施加由內壓引起的軸向拉力2 772.11 N；第三步將熱分析的結果以溫度載荷的形式加載到法蘭模型.至此，熱-結構耦合分析載荷及邊界條件設置完畢.

2 模擬結果分析

為方便分析，對接頭各部位設置如圖4所示路徑.路徑1為法蘭徑向；路徑2為法蘭軸向；路徑3、4分別為螺栓內、外側軸向；路徑5為螺栓徑向；路徑6為墊片徑向.

圖4 法蘭接頭各部件路徑Fig.4 Paths of flange joints

2.1 溫度場結果分析

未保溫接頭與保溫接頭整體穩態溫度場分布分別如圖5和圖6所示.

由圖5、圖6可知上下法蘭、上下螺母溫度場呈對稱分布；沿半徑方向由內到外逐漸降低.兩種情況下接頭的最高溫度均出現在法蘭內壁為400℃.未保溫接頭（除空氣層）最低溫度在上下螺母的外側；保溫后接頭（除保溫層）溫度升高，且溫度梯度減小；保溫后螺栓整體溫度上升約120℃.

為便于分析，把職前教師解決數據分析問題中出現的認知錯誤類型分成兩類：本原性錯誤和非本原性錯誤．前者主要包括數學概念理解錯誤和數學推理錯誤，而后者主要指計算錯誤、表征錯誤等不涉及數據分析本質屬性的錯誤．從3個問題的答題情況看，存在認知錯誤的答卷占比46.67%，其中86.36%的認知錯誤屬于本原性認知錯誤，以問題1為例，具體分析見表4．

圖5 未保溫接頭溫度（單位：℃）Fig.5Temperature of uninsulated joint（unit：℃）

圖6 保溫接頭溫度（單位：℃）Fig.6Temperature of insulated joint（unit：℃）

未保溫接頭與做保溫接頭各路徑溫度對比如圖7和圖8所示.由圖7可知，未保溫接頭溫差相對較大，最低為257.16℃；保溫接頭整體溫度趨于一致，最低為390.1℃；兩種情況下最低溫均出現在上、下螺母外側.

圖7 法蘭沿各路徑溫度對比Fig.7 Temperature comparison of flange along each path

圖8 法蘭沿路徑3與路徑4溫度對比Fig.8 Temperature comparison of flange along path 3 and 4

利用ANSYS Workbench中的Probe功能提取兩種情況下接頭部位的熱損失率分別為：未保溫接頭的散熱功率P1=336.75 W，保溫接頭的散熱功率P2=16.941 W；保溫后接頭的節能效率為：

2.2 法蘭應力分析

螺栓法蘭連接系統在上述載荷及邊界條件下的應力分布特征如圖9和圖10所示.

圖9 未保溫接頭應力場（單位：MPa）Fig.9Stress field of uninsulated joint（unit：MPa）

圖10 保溫接頭應力場（單位：MPa）Fig.10Stress field of insulated joint（unit：MPa）

比較圖9、圖10可知，未保溫接頭與保溫接頭應力云圖分布較一致，接頭整體應力變化不大；未保溫接頭與保溫接頭最大應力分別為294.25 MPa與297.85 MPa，保溫前后最大應力均出現在螺母與法蘭的接觸面，這是由幾何結構不連續導致的應力集中，在實際的使用過程中會做相應的過渡處理加以避免.

為方便對比，提取路徑3～6的應力結果進行線性化，對比結果如圖11和圖12所示.

圖11 法蘭沿路徑3與路徑4應力對比Fig.11 Stress comparison of flange along path 3 and 4

圖12 法蘭沿路徑5與路徑6應力對比Fig.12 Stress comparison of flange along path 5 and 6

由圖11可知同狀態下路徑3較路徑4（即螺栓內側較外側）應力高120 MPa；保溫后路徑3、4線性化后的應力水平較保溫前有所降低；保溫后螺栓內外側中段位置應力降低約27 MPa，這是由于保溫后螺栓溫度梯度減小使結構熱應力減小.由圖12可知保溫后路徑5、6線性化后的應力水平較保溫前變化不大，但路徑6（墊片徑向）上應力最大位置向外側移動，這是由保溫后墊片溫度升高，墊片沿徑向向外膨脹所致.

2.3 墊片密封評定

墊片在密封時需具有一定的密封比壓，且壓力需在墊片金屬骨架的許用應力范圍內.未保溫與保溫兩種工況條件下墊片的壓應力云圖如圖13和圖14所示.

圖13 未保溫接頭墊片壓應力（單位：MPa）Fig.13Gasket compressive stress of uninsulated joint（unit：MPa）

圖14 保溫接頭墊片壓應力（單位：MPa）Fig.14Gasket compressive stress of insulated joint（unit：MPa）

由圖13和圖14可知，未保溫接頭與保溫接頭中墊片的應力場分布情況一致，但保溫接頭中墊片的壓應力較保溫處理之前高2.593 MPa.這是由于保溫處理后接頭溫度較保溫之前高，接頭各部件的熱膨脹增加，導致墊片所受到的壓力增大.提取墊片徑向上的應力，其應力分布情況如圖15所示.

由圖15可知，在保溫前后墊片壓應力的分布情況一致，但未保溫接頭中墊片的最大壓應力為103.44 MPa，保溫接頭中墊片的最大壓應力為110.42 MPa，保溫接頭中墊片的壓應力較未保溫接頭中高6.98 MPa，且均小于墊片骨架材料相應的許用擠壓應力197.5)MPa，墊片未被壓潰；墊片的壓應力大于滿足墊片密封要求的最小墊片壓緊應力50 MPa，因此保溫前后墊片滿足密封條件.

圖15 墊片沿路徑6壓應力對比Fig.15 Compressive stress of gasket along path 6

由圖15可知最大壓應力出現的位置為法蘭凸臺外沿與墊片的接觸處，壓應力的突變是由模型中凸臺外沿的結構突變造成，在實際的生產使用過程中法蘭凸臺外沿會做相應的過渡處理.

3 結 語

1）未保溫接頭與保溫接頭的溫度場分布規律較一致.保溫后接頭溫度升高顯著，溫度梯度減小.保溫前后最高溫均為400℃，出現在法蘭及接管的內壁；保溫前后最低溫分別為257.16℃和390.1℃，最低溫均出現在上、下螺母外側.

2）未保溫接頭與保溫接頭的散熱功率分別為336.75 W及16.941 W，保溫處理后接頭的節能效率可達94.97%.

3）未保溫接頭與保溫接頭的應力分布較一致，接頭整體應力變化不大；保溫前后最大應力分別為294.25 MPa與297.85 MPa.

4）針對該接頭模型及載荷條件保溫處理后法蘭的強度以及墊片的密封性能均滿足要求，即保溫處理對法蘭的密封性能及法蘭應力影響不大.

5）由于上述模擬條件為穩態條件，因此升、降溫過程對接頭密封性能的影響有待進一步研究.

［1］戴俊鴻，嚴國超，周正泓.高溫高壓設備瞬態密封分析的三維力學與傳熱學模型［J］.化工機械，1996，23（1）：31-33.DAI J H，YAN G C，ZHOU Z H.Three-dimensional mechanical model and the heat transfer model of the transient seal analysis of high-temperature and high-pressure apparatus［J］.Chemical Engineering&Machinery，1996，23（1）：31-33.

［2］單寅昊，田華鋒，關凱書.重整裝置高溫法蘭接頭保溫技術及工業應用［J］.石油化工技術與經濟，2014，30（6）：41-45.SHAN Y H，TIAN H F，GUAN K S.Heat preservation technology for high-pressure flange joints of reforming plant and its industrial application ［J］.Techno-Economics in Petrochemicals，2014，30（6）：41-45.

［3］陳圓，徐嚴言，關凱書，等.金屬與金屬接觸型螺栓法蘭接頭保溫后的密封性能［J］.潤滑與密封，2016，41（3）：48-53.CHENY，XU Y Y，GUAN KS，et al.Sealing performance of metal to metal contact bolted flanged joints under insulation［J］.Lubrication Engineering，2016，41（3）：48-53.

［4］王俊和，蔡仁良，鐘偉明.在穩態溫度場中法蘭接頭的三維有限元分析［J］. 壓力容器，2005，22（10）：18-22.WANG J H，CAI R L，ZHONG W M.3-D finite element analysis on flanged joints under static temperature field［J］.Pressure Vessel Technology，2005，22（10）：18-22.

［5］鄭小濤，王明伍，喻九陽，等.高溫法蘭連接結構的有限元模擬及安全評定［J］.化工設備與管道，2014，51（6）：5-9.ZHENG X T，WANG M W，YU J Y，et al.Finite element simulation and safety assessment for high temperature flanged connection［J］.Process Equipment&Piping，2014，51（6）：5-9.

［6］喻九陽，王明伍，鄭小濤，等.高溫法蘭連接系統溫度場的有限元分析［J］.武漢工程大學學報，2014，36（10）：31-36.YU J Y，WANG M W，ZHENG X T，et al.Temperature field analysis of flanged joints at high temperature based on finite element method［J］.Journal of Wuhan Institute of Technology，2014，36（10）：31-36.

［7］鄭小濤，陳瑤，喻九陽，等.螺栓法蘭連接系統的熱應力場［J］. 武漢工程大學學報，2014，36（6）：37-40.ZHENG X T，CHEN Y，YU J Y，et al.Thermal stress of bolted flanged system［J］.Journal of Wuhan Institute of Technology，2014，36（6）：37-40.

［8］王和慧，盧均臣，關凱書，等.帶接管組合法蘭的強度和密封有限元分析［J］.壓力容器，2012，29（2）：22-29.WANG H H，LU J C，GUAN K S，et al.Strength and seal FE analysis of combined flanges with a pipe［J］.Pressure Vessel Technology，2012，29（2）：22-29.

［9］潘家幀.壓力容器材料實用手冊［M］.北京：化學工業出版社，2000.

［10］韓長軍，郭超，譚傳強，等.巖棉密度對導熱系數及機械性能的影響［J］.石油工程建設，2010，36（6）：54-56.HAN C J，GUO C，TAN C Q，et al.Effect of rockwool density on thermalconductivity and mechanical properties［J］.Petroleum Engineering Construction，2010，36（6）：54-56.

［11］周先軍，仇性啟，張兵，等.螺栓聯接法蘭瞬態溫度場分析［J］.壓力容器，2007，24（7）：8-11.ZHOU X J，QIU X Q，ZHANG B，et al.Finite element analysis of bolted flange joint under transient temperature field［J］.Pressure Vessel Technology ，2007 ，24（7）：8-11.

［12］張兵，汪清，仇性啟，等.法蘭密封中螺栓與螺栓孔的傳熱學模型建立［J］.機械工程師，2006（4）：62-64.ZHANG B，WANG Q，QIU X Q，et al.The heat transfer model between bolt and bolt hole of bolted flange sealing［J］.Mechanical Engineer，2006（4）：62-64.

［13］羅從仁.法蘭螺栓墊片系統高溫密封性能研究［D］.大連：大連理工大學，2013.

［14］翁中杰，程慧爾，戴華.熱傳學［M］.上海：上海交通大學出版社1987.

［15］國家技術監督局.壓力容器：GB150-2011［S］.北京：中國標準出版社，2011.

本文編輯：陳小平

Steady State Thermal Analysis and Sealing Performance of Flange Joint at High Temperature

ZHENG Xiaotao，HUANG Su，YU Jiuyang，MA Linwei，LINWei，XU Jianmin
School of Mechanical and Electrical Engineering，Wuhan Institute of Technology，Wuhan 430205，China

To study the thermal insulation of bolted flange joints at high temperature，the temperature field and flange stress of WN100-100RF bolted flange joint were simulated by ANSYS Workbench at 400℃.Results show that the highest and lowest temperature of the uninsulated joint are 400℃ and 257.16℃，respectively，while they are 400℃ and 390.1℃ for the insulated joint correspondingly.Moreover，the highest temperatures of the uninsulated and insulated joints appear at the inner wall of the flange and the pipe，and the lowest temperatures of them appear at the outside of nuts.The thermal energy efficiency of the insulated joint can reach 94.97%.Additionally，the maximum stresses of the uninsulated and insulated joints are 294.25 MPa and 297.85 MPa respectively，and the maximum gasket compressive stresses of the uninsulated and insulated joint are 103.44 MPa and 110.42 MPa.Therefore，the thermal insulation treatment has little effect on the sealing behavior of bolted flange joints under the given conditions.

high temperature；flange joints；temperature field distribution；stress；sealing；energy saving；ANSYS Workbench

O625.6

A

10.3969∕j.issn.1674?2869.2017.04.013

2016-12-21

湖北省教育廳科學研究項目（D20161508）

鄭小濤，博士，副教授.E-mail：xiaotaozheng@163.com

鄭小濤，黃蘇，喻九陽，等.高溫法蘭接頭的穩態熱分析與密封性能研究［J］.武漢工程大學學報，2017，39（4）：387-393.

ZHENG X T，HUANG S，YU J Y，et al.Steady state thermal analysis and sealing performance of flange joint at high temperature［J］.Journal of Wuhan Institute of Technology，2017，39（4）：387-393.

1674-2869（2017）04-0387-06