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加載方式對墊片應(yīng)力的影響及其泄漏率預(yù)測*

2023-12-21 03:13:14姚炳洋邵春雷周劍鋒張?jiān)坪?/span>
潤滑與密封 2023年12期
關(guān)鍵詞:墊片星形法蘭

胡 康 姚炳洋 邵春雷 周劍鋒 孔 靖 張?jiān)坪?/p>

(南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院 江蘇南京 211816)

螺栓法蘭連接系統(tǒng)是一種常用的靜密封連接形式,由于其結(jié)構(gòu)簡單、裝配方便,在石化裝置中得到了廣泛的應(yīng)用。目前石化企業(yè)所面臨的最重要、最困難的問題之一是防止螺栓法蘭連接系統(tǒng)泄漏的發(fā)生[1]。為了防止泄漏的發(fā)生,通常定期對螺栓法蘭連接系統(tǒng)中的墊片進(jìn)行更換,因此,準(zhǔn)確預(yù)測其服役狀態(tài)下的泄漏率顯得尤為重要。

為了對螺栓法蘭連接系統(tǒng)的泄漏率進(jìn)行預(yù)測,眾多學(xué)者對螺栓法蘭連接系統(tǒng)的泄漏率計(jì)算模型[2-4]、密封泄漏失效預(yù)測模型[5-6]和影響螺栓法蘭連接系統(tǒng)的關(guān)鍵因素(如:墊片形式[7-8]、墊片應(yīng)力[9-11]、螺栓安裝載荷[12]、法蘭形式[13]、法蘭密封面[14])等方面開展了研究。其中,李國蒙[15]提出了基于時(shí)間的泄漏率計(jì)算模型,認(rèn)為泄漏率與時(shí)間成冪指數(shù)關(guān)系,并隨著時(shí)間增大而增大,最后會趨于一定水平。顧伯勤[16]提出了基于墊片平均應(yīng)力的泄漏率計(jì)算模型,將已知的工作壓力、介質(zhì)黏度等參數(shù)代入該方法中可便于得到泄漏率。但是,該方法并沒有考慮工作溫度和壓力變化對墊片性能的影響。

在泄漏率測試方面,目前以短時(shí)的密封性能試驗(yàn)居多,國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 12385—2008[17]就是采用集漏空腔增壓法對墊片的短時(shí)密封性能進(jìn)行測量。張斌等人[18]通過泄漏率測試平臺的剛性法蘭對墊片進(jìn)行了泄漏率測量,分析了密封介質(zhì)壓力、墊片尺寸效應(yīng)和預(yù)緊力等多種因素對泄漏率的影響,但這只是在常溫下對墊片的短時(shí)密封性能進(jìn)行測量。目前,雖沒有高溫下墊片泄漏率測量的標(biāo)準(zhǔn),但已有相關(guān)高溫下墊片泄漏率測量的研究報(bào)道,如:GRINE和 BOUZID[19]對墊片進(jìn)行了短時(shí)的高溫試驗(yàn),使用滑移流態(tài)分析模型預(yù)測了高溫下多孔墊片的泄漏率。在長時(shí)密封性能研究方面,也有學(xué)者開展了相關(guān)研究。BARTONICEK等[20]研究了溫度對墊片壓縮特性的影響,發(fā)現(xiàn)在高溫長時(shí)間的工作環(huán)境下大部分墊片材料的泄漏率會有所增加。孫振國[21]通過提高墊片失效應(yīng)力的方式在加速壽命試驗(yàn)裝置上對多個(gè)墊片進(jìn)行泄漏率測量,大大縮短了墊片長時(shí)密封性能試驗(yàn)的時(shí)間。這些試驗(yàn)研究多采用剛性法蘭進(jìn)行均勻加載,而忽略了生產(chǎn)實(shí)際中螺栓加載方式對泄漏率的影響。喻健良等[22]對螺栓法蘭連接系統(tǒng)的加載方式進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,比較了LEGACY法加載和JISB2251法加載對法蘭密封的影響,但僅僅考慮了螺栓載荷及墊片應(yīng)力的分布情況,并未與泄漏率關(guān)聯(lián)起來進(jìn)行研究。

本文作者以螺栓法蘭連接系統(tǒng)為研究對象,采用數(shù)值模擬方法研究了3種加載方式(交叉加載、順次加載和ASME PCC-1-2013標(biāo)準(zhǔn)中傳統(tǒng)星形加載)對墊片應(yīng)力的影響,并將這3種加載方式與均勻加載方式進(jìn)行比較,考慮墊片應(yīng)力分布的不均勻性,對現(xiàn)有泄漏率預(yù)測公式進(jìn)行了修正,并通過試驗(yàn)對修正后的公式進(jìn)行了驗(yàn)證。研究結(jié)果對提高螺栓法蘭連接系統(tǒng)泄漏率預(yù)測的準(zhǔn)確性具有重要意義,可用于指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)中螺栓法蘭連接系統(tǒng)的運(yùn)行及密封墊片的更換。

1 有限元模型

1.1 幾何尺寸

文中建立的密封結(jié)構(gòu)幾何模型主要由法蘭、墊片、螺栓和筒體等組成,與下文螺栓法蘭連接系統(tǒng)長時(shí)密封性能試驗(yàn)裝置上的密封結(jié)構(gòu)一致。法蘭選取HG/T 20615—2009標(biāo)準(zhǔn)中的DN80帶頸對焊突面管法蘭及相應(yīng)配件。法蘭及墊片的結(jié)構(gòu)尺寸如圖1和圖2所示,螺栓選用與法蘭匹配的標(biāo)準(zhǔn)尺寸。

圖1 法蘭結(jié)構(gòu)尺寸示意(mm)

圖2 墊片結(jié)構(gòu)尺寸示意(mm)

1.2 性能參數(shù)

為保證模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有可比性,在建模時(shí)所選用的材料均與試驗(yàn)裝置中的材料一致。法蘭材料為304不銹鋼(即0Cr18Ni9);墊片為柔性石墨纏繞墊,其金屬骨架材料為304不銹鋼;與法蘭相匹配的8個(gè)M20的雙頭螺柱材料為25Cr2MoVA;螺母與螺柱的材料都為25Cr2MoVA;接管的材料為304不銹鋼。材料及墊片的物性參數(shù)如表1所示,墊片的壓縮回彈曲線[23]如圖3所示。

表1 法蘭和螺栓的材料參數(shù)

圖3 墊片的壓縮回彈曲線

在螺栓法蘭連接系統(tǒng)中,溫度對墊片蠕變變形的影響較為顯著,柔性石墨金屬纏繞墊片蠕變量隨時(shí)間的變化規(guī)律方程[24]為

DP/DK=1+(1.38×10-3+2×10-5T)lnt

(1)

式中:t為時(shí)間;T為溫度;DP為蠕變量;DK為墊片在預(yù)緊載荷下的初始變形量。

1.3 網(wǎng)格劃分

表2 網(wǎng)格數(shù)對墊片應(yīng)力和螺栓載荷的影響

圖4 螺栓法蘭連接系統(tǒng)網(wǎng)格劃分

1.4 分析步設(shè)置

考慮到試驗(yàn)條件下螺栓法蘭連接系統(tǒng)外部采用保溫罩進(jìn)行保溫,法蘭內(nèi)外及螺栓的溫度可以認(rèn)為差別不大,所以定義常溫(20 ℃)和高溫2個(gè)恒定溫度場。為使計(jì)算結(jié)果更加準(zhǔn)確,文中數(shù)值分析采用多分析步進(jìn)行求解,一共設(shè)置48個(gè)分析步,其中前47步采用STATIC分析步,后1步采用VISCO分析步,具體設(shè)置如表3所示。

表3 分析步設(shè)置

1.5 邊界條件

預(yù)緊工況下單根螺栓預(yù)緊力為30 kN,內(nèi)壓設(shè)為3 MPa。文中模型主要建立了2種類型的接觸,一種是螺母和上下法蘭之間的接觸(總共16個(gè));另一種是法蘭和墊片之間的接觸。2種接觸的屬性相同,在切向行為中定義摩擦因數(shù)為0.2,用以消除剛體位移。對下法蘭端面施加固定約束,上法蘭端面自由。

1.6 數(shù)值模擬方法的驗(yàn)證

交叉加載(1→ 5→ 3→ 7→ 2→ 6→ 4→ 8)和順次加載(1→ 2→ 3→ 4→ 5→ 6→ 7→ 8)的加載順序如圖5所示,5輪加載的載荷情況分別為F1=3 kN,F(xiàn)2=6 kN,F(xiàn)3=10 kN,F(xiàn)4=15 kN,F(xiàn)5=20 kN。為了驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的正確性,將數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[22]中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比,如圖6所示。通過比較可知,模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)之間偏差在8%以內(nèi),可以認(rèn)為模擬結(jié)果具有一定的準(zhǔn)確性。

圖5 螺栓交叉加載和順次加載順序

圖6 交叉加載和順次加載方式下各螺栓載荷模擬值和試驗(yàn)值對比

2 不同加載方式下的數(shù)值模擬分析

2.1 加載方案

螺栓法蘭連接系統(tǒng)安裝時(shí)螺栓的緊固方式主要包括交叉加載、順次加載和ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載,3種方式都加載5輪,每輪對全部螺栓施加相同目標(biāo)載荷Ft。加載方式如圖5所示,5輪加載的載荷情況分別為F1=5 kN,F(xiàn)2=10 kN,F(xiàn)3=16 kN,F(xiàn)4=23 kN,F(xiàn)5=30 kN。ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式如表4所示。

表4 ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式

2.2 螺栓載荷分析

當(dāng)螺栓采用交叉加載、順次加載和ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式時(shí),各螺栓載荷隨加載輪次的變化情況如圖7所示。通過模擬的結(jié)果可以看出,在交叉加載情況下,螺栓載荷趨勢出現(xiàn)了W型周期的特點(diǎn),螺栓載荷的分散性隨著載荷的增大而增大;在順次加載情況下,螺栓載荷的趨勢出現(xiàn)了N型的特點(diǎn),螺栓載荷的分散性較小,但也隨著螺栓載荷的增大而增大;在傳統(tǒng)星形加載中,前三輪的加載不均勻程度逐漸加大,通過第四輪和第五輪的順次加載后,此時(shí)螺栓的載荷更加趨于目標(biāo)載荷,螺栓載荷的不均勻程度有了明顯的降低。從結(jié)果來看,交叉加載、順次加載和傳統(tǒng)星形加載3種不同方法下的螺栓平均載荷為目標(biāo)載荷的93.21%、93.29%和98.09%。

圖7 不同加載方式下各螺栓載荷分布

螺栓法蘭連接系統(tǒng)常用于高溫環(huán)境下,因此,對順次加載、交叉加載、傳統(tǒng)星形加載和均勻加載4種加載方式下的螺栓法蘭連接系統(tǒng)進(jìn)行高溫蠕變分析,其蠕變時(shí)間取為10 000 h。螺栓載荷的變化如圖8所示,不同螺栓加載方式下經(jīng)過蠕變之后,螺栓載荷由之前的不均勻狀態(tài)逐漸趨于均勻的狀態(tài),此時(shí)順次加載、交叉加載和傳統(tǒng)星形加載3種加載方式下的螺栓平均載荷為目標(biāo)載荷的37.75%、38.18%和39.07%。在經(jīng)過蠕變之后,均勻加載下的螺栓載荷為目標(biāo)載荷的39.78%,此時(shí)傳統(tǒng)星形加載下的螺栓平均載荷最接近于均勻加載下的螺栓平均載荷。

圖8 不同加載方式下螺栓載荷隨時(shí)間的變化

2.3 墊片應(yīng)力分析

螺栓載荷加載完成時(shí),順次加載、交叉加載、傳統(tǒng)星形加載和均勻加載4種不同方式下的墊片平均應(yīng)力分別為67.67、67.74、71.22、72.61 MPa。螺栓法蘭連接系統(tǒng)經(jīng)高溫長時(shí)作用后,整體發(fā)生蠕變松弛,墊片上的應(yīng)力大幅度下降,對應(yīng)順次加載、交叉加載、傳統(tǒng)星形加載和均勻加載4種加載方式下的墊片平均應(yīng)力分別為27.41、27.72、28.86、29.15 MPa,具體趨勢如圖9所示。其中,傳統(tǒng)星形加載下的螺栓法蘭連接系統(tǒng)的墊片應(yīng)力大于順次加載和交叉加載,并且傳統(tǒng)星形加載與均勻加載下墊片應(yīng)力相差最小,所以在實(shí)際工程應(yīng)用時(shí),采用傳統(tǒng)星型加載方式進(jìn)行加載預(yù)緊效果更好。

圖9 4種加載方式下的墊片應(yīng)力隨時(shí)間變化

3 連接系統(tǒng)泄漏率預(yù)測公式修正

螺栓法蘭連接的緊密性評價(jià)方法[25]認(rèn)為,大多數(shù)非金屬墊片和復(fù)合墊片都可以近似認(rèn)為是由多孔介質(zhì)組成,墊片的泄漏可以認(rèn)為是氣體通過墊片中多孔介質(zhì)產(chǎn)生的。并以此為基礎(chǔ)提出了基于緊密性分析的連接系統(tǒng)壽命預(yù)測方法,其試驗(yàn)條件下墊片的密封性能公式[26]為

(2)

式中:L為連接系統(tǒng)的泄漏率;p為工作壓力;T為試驗(yàn)溫度;SG為墊片應(yīng)力;AL、ML和NL均為回歸系數(shù),這些系數(shù)通過墊片性能試驗(yàn)機(jī)上所測得的數(shù)據(jù)擬合得到。

墊片性能試驗(yàn)機(jī)采用剛性法蘭進(jìn)行均勻加載,認(rèn)為墊片上的應(yīng)力SG是均勻分布的??紤]到實(shí)際螺栓法蘭加載時(shí),墊片應(yīng)力并不能達(dá)到均勻加載時(shí)的情況,所以有必要對該密封性能公式進(jìn)行修正。

圖10 不同加載方法下墊片應(yīng)力之間的關(guān)系

(3)

因此,泄漏率預(yù)測公式可修正為

L=AL[(ax+b)SG]-NLTMLp

(4)

式中:a和b主要與加載方式有關(guān)。

由前文的模擬可知,傳統(tǒng)星形加載最接近于均勻加載的效果,后續(xù)的試驗(yàn)驗(yàn)證,主要對傳統(tǒng)星形加載方式進(jìn)行密封性能試驗(yàn)。

4 長時(shí)密封性能試驗(yàn)及泄漏率預(yù)測公式驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)裝置

螺栓法蘭連接系統(tǒng)長時(shí)密封性能試驗(yàn)裝置如圖11所示,包括介質(zhì)密封系統(tǒng)、介質(zhì)給定系統(tǒng)、保溫調(diào)溫系統(tǒng)、泄漏率測量系統(tǒng)。其中螺栓法蘭連接系統(tǒng)的上法蘭端口焊接上封頭、下法蘭焊接下接管,由此形成外罩體,內(nèi)、外罩體均設(shè)置在底座上,內(nèi)、外罩體和底座之間腔體形成密封試驗(yàn)腔。集漏罩設(shè)置在螺栓法蘭連接系統(tǒng)外側(cè),固定安裝在集漏罩臺架上,集漏罩與集漏罩臺架以及出口管到出口閥及三通閥之間的管道容積組成了整個(gè)測漏腔體。

4.2 試驗(yàn)原理和方法

通過減壓閥將氣瓶中的氮?dú)鉁p壓后通入至密封試驗(yàn)腔,氮?dú)馔ㄟ^墊片漏入測漏腔體,分別采用U形管法和集漏空腔增壓法進(jìn)行泄漏率測量。

采用U形管法測量時(shí)。測漏前,三通閥調(diào)節(jié)閥芯堵住左出口,側(cè)出口保持打開狀態(tài)。當(dāng)三通閥調(diào)節(jié)閥芯堵住側(cè)出口,使左右相通,開始計(jì)時(shí)。觀察U形管兩側(cè)高度差,通過觀察U形管兩側(cè)液體高度差變化,進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)記錄,再計(jì)算得到單位時(shí)間內(nèi)介質(zhì)泄漏率的大小。

采用集漏空腔增壓法時(shí),先對測漏腔體容積進(jìn)行標(biāo)定,再對測漏介質(zhì)的壓力和溫度進(jìn)行測量。將標(biāo)定的容積V、測量的溫度T和壓力p代入到理想氣體狀態(tài)方程中,根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程計(jì)算測漏腔體內(nèi)介質(zhì)總的量,再將其換算成標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的體積,從而測得單位時(shí)間內(nèi)介質(zhì)泄漏率的大小。

4.3 修正后泄漏率預(yù)測公式試驗(yàn)驗(yàn)證

在高溫條件下,采用多功能全自動墊片性能試驗(yàn)機(jī),開展密封性能試驗(yàn),得到的柔性石墨金屬纏繞墊片對應(yīng)的回歸系數(shù)AL=1.2×10-3,NL=0.670,ML=0.401[25]。將均勻加載下的墊片應(yīng)力SG,工作壓力p和試驗(yàn)溫度T分別代入公式(2)和(4)中,可以得到墊片應(yīng)力修正前后的泄漏率,其中p=3 MPa,T=300 ℃。將試驗(yàn)測得的泄漏率與計(jì)算的泄漏率進(jìn)行比較,如圖12所示。通過比較可知,未修正前計(jì)算得到的泄漏率與試驗(yàn)測得的泄漏率誤差約為15.2%,經(jīng)過修正后求得泄漏率誤差約為13.6%。由此可見,經(jīng)過修正后泄漏率預(yù)測公式更加準(zhǔn)確。

圖12 泄漏率比較

5 結(jié)論

(1)按順次加載、交叉加載和ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式預(yù)緊螺栓,由于受彈性交互作用的影響,螺栓載荷存在著的很大分散性,會使得各螺栓載荷呈現(xiàn)不均勻狀態(tài)。各種加載方式下的螺栓載荷,均由蠕變前的不均勻狀態(tài)逐漸趨于蠕變后的均勻狀態(tài)。蠕變前后,ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式下的螺栓法蘭連接系統(tǒng)的密封效果都優(yōu)于順次加載和交叉加載,最接近均勻加載時(shí)的密封效果。

(2)提出一種通過試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式預(yù)測螺栓法蘭連接系統(tǒng)泄漏率。該方法通過剛性法蘭在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行試驗(yàn),初步得到泄漏率預(yù)測公式,然后采用數(shù)值模擬的方法,考慮螺栓法蘭連接系統(tǒng)的實(shí)際工作狀況,對泄漏率公式中的墊片應(yīng)力進(jìn)行修正。

(3)考慮不同加載方式下墊片應(yīng)力對螺栓法蘭連接系統(tǒng)緊密性的影響,對現(xiàn)有泄漏預(yù)測公式進(jìn)行修正,得到了考慮螺栓加載方式的泄漏率預(yù)測修正公式,并通過試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證,結(jié)果表明,修正后的公式計(jì)算得到的泄漏率與試驗(yàn)測得泄漏率更為接近。

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