快開容器組合嚙合度下齒塊強度的有限元分析

叢湘純，張 穎，王 兵，劉延雷，高 晗

(1.東北石油大學(xué) 機械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318； 2.杭州市特種設(shè)備檢測院，浙江 杭州 310003；3.中國石油石油化工研究院 大慶化工研究中心，黑龍江 大慶 163318)

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快開容器組合嚙合度下齒塊強度的有限元分析

叢湘純1，張 穎1，王 兵2，劉延雷2，高 晗3

(1.東北石油大學(xué) 機械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318； 2.杭州市特種設(shè)備檢測院，浙江 杭州 310003；3.中國石油石油化工研究院 大慶化工研究中心，黑龍江 大慶 163318)

齒嚙式快開容器使用廣泛，其快開結(jié)構(gòu)是實現(xiàn)容器開關(guān)門操作的重要部分，而齒塊的嚙合程度決定容器的運行安全。以一臺齒嚙式蒸壓釜為例，采用有限元分析方法，針對周向未完全嚙合、徑向未完全嚙合、周向和徑向均未完全嚙合即組合式未嚙合工況，對齒塊受載狀態(tài)進行了數(shù)值模擬，并對其危險路徑進行了強度校核。分析結(jié)果可知，隨著齒塊周向或徑向嚙合度的降低，齒間所受應(yīng)力均呈增大趨勢。在組合式未嚙合工況(周向嚙合度為80%、徑向錯動量3.0 mm)下出現(xiàn)應(yīng)力最大的危險情況。經(jīng)強度校核發(fā)現(xiàn)，其一次局部薄膜應(yīng)力超過許用值，不能滿足強度要求。分析結(jié)果表明，齒嚙式快開容器應(yīng)盡量避免齒塊在未完全嚙合的情況下工作，以保證其安全使用。

組合嚙合度； 快開容器； 有限元分析； 強度校核

齒嚙式快開壓力容器廣泛用于很多工業(yè)領(lǐng)域，其快開結(jié)構(gòu)是實現(xiàn)容器開關(guān)門操作的重要部分。當(dāng)頂蓋法蘭旋轉(zhuǎn)某一角度，沿快開裝置圓周方向加工出均布的齒(即頂蓋法蘭齒與筒體法蘭齒)，將完全嚙合或錯開，從而達到快速開啟和閉合的目的[1-2]。近年來，發(fā)生了多起因快開容器齒塊未嚙合到位而導(dǎo)致的快開容器安全事故[3-4]?？梢?，齒塊的嚙合程度是影響容器運行安全的重要因素[5]。

齒塊嚙合不到位一般有三種情況。一是齒塊周向未完全嚙合，此種情況下的升壓運行會導(dǎo)致嚙合受力發(fā)生偏移，造成局部應(yīng)力升髙而導(dǎo)致事故；二是齒塊徑向未完全嚙合，加工精度和工況變化等因素的作用，會導(dǎo)致法蘭失圓，使某個或若干個齒在徑向方向上嚙合不到位；三是齒塊在周向及徑向兩個方向均未完全嚙合(組合式未嚙合，下同)，此種情況的危險程度較高，易產(chǎn)生事故。

針對周向或徑向的單方向錯位對快開容器強度產(chǎn)生的影響，已進行了相關(guān)的研究[6]。本文以一臺實際齒嚙式蒸壓釜為例，設(shè)定齒塊完全嚙合為理想嚙合狀態(tài)即標(biāo)準(zhǔn)工況，在此條件下建立一套有限元分析流程，針對周向未完全嚙合、徑向未完全嚙合以及組合式未嚙合工況，對齒塊受載狀態(tài)進行數(shù)值模擬，并對其危險路徑進行了強度校核，分析了齒塊嚙合度對快開容器齒塊強度的影響。研究結(jié)果可為工程中類似的快開容器分析提供一定的參考依據(jù)。

1 蒸壓釜的基本參數(shù)

蒸壓釜為一軸對稱薄殼受內(nèi)壓結(jié)構(gòu)，由釜體、釜體法蘭和釜蓋、釜蓋法蘭組成。釜體與釜蓋的連接是通過法蘭上的釜齒相互嚙合，釜齒沿圓周均勻分布，齒數(shù)n=40。釜體內(nèi)徑為2 850 mm，壁厚為20 mm，其材料為Q345R鍛件；釜蓋壁厚為22 mm，其材料為Q345鍛件；法蘭為一圓環(huán)形塊狀結(jié)構(gòu)，其材料為Q345鍛件。設(shè)計壓力為1.6 MPa，設(shè)計溫度為210 ℃，設(shè)計疲勞壽命為1×105次；設(shè)計溫度下釜體和釜蓋部分的設(shè)計應(yīng)力強度為168.0 MPa，法蘭的設(shè)計應(yīng)力強度為142.0 MPa。

2 標(biāo)準(zhǔn)工況下齒塊強度的有限元分析

以理想嚙合狀態(tài)下的齒嚙式快開結(jié)構(gòu)為例，對其齒塊強度進行了有限元分析，有限元分析流程如圖1所示。

圖1 有限元分析流程

2.1 模型的建立

蒸壓釜釜體的接觸面為40對嚙合齒，在圓周方向均勻分布。由于其結(jié)構(gòu)和載荷均具有對稱性，可處理為廣義軸對稱問題。為了減少計算量，取一個法蘭齒及兩側(cè)相鄰半個齒間隙作為研究對象，相鄰齒之間中心夾角為9°，截取局部子結(jié)構(gòu)建立計算模型，通過Solidworks建立三維模型導(dǎo)入ANSYS，從而建立齒嚙式快開結(jié)構(gòu)有限元模型。齒嚙式快開結(jié)構(gòu)有限元模型見圖2，局部有限元模型見圖3。

圖2 齒嚙式快開結(jié)構(gòu)有限元模型

圖3 局部有限元模型

2.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件的確定

選用實體單元SOLID186進行網(wǎng)格劃分，選擇六面體單元進行Sweep掃掠劃分，且在兩個法蘭的接觸面執(zhí)行網(wǎng)格細化操作，對劃分網(wǎng)格的模型施加邊界條件。載荷條件：在模型結(jié)構(gòu)的內(nèi)表面施加均勻載荷1.6 MPa；位移邊界條件：在蒸壓釜快開裝置結(jié)構(gòu)對稱面和釜頭切面上施加軸對稱約束，在齒嚙式快開結(jié)構(gòu)的幾何對稱中心處施加徑向位移約束。

2.3 接觸分析

在實際操作中，釜體法蘭和釜蓋法蘭通過嚙合齒之間的接觸來實現(xiàn)力的傳遞和彼此之間的約束[7]，故采用單元TARGET170和CONTAT174，分別以釜體法蘭齒下表面為目標(biāo)面、釜蓋法蘭齒上表面為接觸面創(chuàng)建接觸對。

2.4 求解

對蒸壓釜實體模型加載后，進行了應(yīng)力計算。標(biāo)準(zhǔn)工況下的應(yīng)力云圖如圖4所示。

圖4 標(biāo)準(zhǔn)工況下的應(yīng)力云圖

從圖4可以看出，在釜體法蘭齒與釜蓋齒的嚙合區(qū)域即上下齒的搭接部位，以及釜體和釜蓋齒根部位出現(xiàn)高應(yīng)力集中現(xiàn)象。前者是由于釜齒接觸面之間的嚙合力使齒間處于較高的應(yīng)力狀態(tài)，后者主要是由于結(jié)構(gòu)的不連續(xù)從而產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。

2.5 應(yīng)力線性化處理

評定強度前，需要對應(yīng)力進行線性化處理。根據(jù)應(yīng)力計算結(jié)果，可確定齒根部位為危險截面，設(shè)置應(yīng)力線性化路徑。路徑的選擇原則是：選取截面應(yīng)力強度最大點沿壁厚方向的最短距離[8]，因此選擇釜體和釜蓋齒周圍的4條路徑進行分析，4條路徑分別為路徑a_a、b_b、c_c及d_d。嚙合部位4條路徑如圖5所示。

圖5 嚙合部位4條路徑

2.6 強度評定

對危險截面進行線性化處理后，將線性化部分歸類為彎曲應(yīng)力，非線性部分歸類為峰值應(yīng)力，應(yīng)力集中系數(shù)K取1，規(guī)定其限制條件為[9]：

一次局部薄膜應(yīng)力強度(SⅡ)：

PL≤1.5KSm

一次加二次應(yīng)力強度(SⅣ)：

PL+Pb+Q≤3.0KSm

式中，PL為一次局部薄膜應(yīng)力強度，MPa；Pb為一次彎曲應(yīng)力強度，MPa；Sm為材料的設(shè)計應(yīng)力強度，MPa；Q為二次應(yīng)力強度，MPa。提取危險路徑a_a、b_b、c_c及d_d的應(yīng)力強度(應(yīng)力，下同)并進行強度評定，結(jié)果見表1。

由表1可知，對每一條危險路徑(路徑，下同)，SⅣ均比SⅡ大；對比4條路徑的應(yīng)力，路徑b_b的SⅡ及SⅣ應(yīng)力最大，路徑a_a的SⅡ及SⅣ應(yīng)力最小，這與齒側(cè)易產(chǎn)生裂紋的實際情況相符。同時，各路徑的應(yīng)力均小于許用值，說明結(jié)構(gòu)強度滿足設(shè)計要求。

表1 標(biāo)準(zhǔn)工況下各危險路徑的應(yīng)力及強度評定結(jié)果 MPa

3 不同嚙合度下齒塊強度的有限元分析

3.1 統(tǒng)計分析

2007年4月某廠蒸壓釜工作時釜蓋未旋轉(zhuǎn)到位，嚙合齒在周向未完全嚙合下就進行升壓操作而導(dǎo)致釜蓋飛出[10]；2006年3月某廠滅菌罐的嚙合齒之間未完全嚙合便加注帶壓蒸汽導(dǎo)致罐門崩開爆炸[11]；江西某市建材廠的蒸壓釜發(fā)生一起事故，現(xiàn)場勘查發(fā)現(xiàn)，釜體和釜蓋齒圈的部分嚙合齒損傷壓痕寬度達5 mm，深度達3 mm，最大損傷面積達35 mm2，其釜體相互嚙合的齒圈嚙合不到位從而引發(fā)爆炸[12]?？梢姡瑖Ш淆X塊無論是哪個方向未嚙合完全，都會削弱強度，從而引發(fā)事故。為此，本文采用有限元計算方法，通過改變參數(shù)大小，對不同徑向嚙合度、周向嚙合度及組合嚙合度的齒塊強度進行數(shù)值模擬，得到了嚙合齒塊在不同嚙合度下的應(yīng)力狀態(tài)，分析了嚙合度對齒塊強度的影響。

3.2 不同徑向嚙合度下齒塊強度的有限元分析

引入徑向錯動的具體尺寸表示徑向嚙合度，故徑向嚙合度又稱為徑向錯動量。針對徑向錯動量為1.0、2.0、3.0 mm的3種工況，采用有限元計算方法計算了不同路徑的應(yīng)力。不同徑向嚙合度下各路徑應(yīng)力的計算結(jié)果見表2。

表2 不同徑向嚙合度下各路徑應(yīng)力的計算結(jié)果 MPa

注：J表示徑向錯動量。

由表2可知，對于每一條路徑，隨著徑向錯動量的增加，齒間應(yīng)力均有增大趨勢，且SⅣ均比SⅡ大，說明彎曲應(yīng)力也對齒塊產(chǎn)生一定的影響。對比4條路徑的應(yīng)力可見，釜體齒根處路徑b_b的應(yīng)力最大，但不超過許用值，符合強度要求。

3.3 不同周向嚙合度下齒塊強度的有限元分析

周向嚙合度用齒塊搭接周向弧長與單個齒塊周向弧長之比表示。對周向嚙合度為95%、90%、80%的3種工況分別進行了研究。不同周向嚙合度下各路徑應(yīng)力的計算結(jié)果見表3。

表3 不同周向嚙合度下各路徑應(yīng)力的計算結(jié)果 MPa

注：95%、90%、80%為周向嚙合度。

由表3可知，對于每一條路徑，隨著周向嚙合度的減小，應(yīng)力均有增大趨勢，且SⅣ均比SⅡ大。對比4條路徑的應(yīng)力可知，釜體齒根處路徑b_b的應(yīng)力最大，但不超過許用值，符合強度要求。

3.4 不同組合嚙合度下齒間最大應(yīng)力有限元分析

采用疊加處理方法，對不同組合嚙合度的齒塊強度進行有限元分析。通過調(diào)整參數(shù)值使嚙合齒徑向嚙合度減小，再調(diào)整參數(shù)值使嚙合齒周向嚙合度減小，從而改變齒塊組合嚙合度。在不同組合嚙合度下，進行了有限元分析。不同組合嚙合度下的齒間應(yīng)力(即Mises等效應(yīng)力)的最大值計算結(jié)果見表4。

由表4可知，快開結(jié)構(gòu)在不同組合嚙合度下的齒間應(yīng)力變化情況比較復(fù)雜。在本文的模擬范圍內(nèi)，數(shù)據(jù)呈現(xiàn)以下規(guī)律：在徑向錯動量一定時，隨著周向嚙合度的減小，齒間應(yīng)力最大值呈增大趨勢；在周向嚙合度不變時，隨著徑向錯動量的增大，齒間應(yīng)力最大值先增大后減小。在周向嚙合度為80%、徑向錯動量為3.0 mm時，齒間應(yīng)力最大值達到一個峰值，此時的工況可視為最危險組合嚙合度工況。為確定此種工況下的齒塊強度是否滿足要求，需要進行強度評定。

表4 不同組合嚙合度下的齒間應(yīng)力最大值計算結(jié)果

注：100%、95%、90%、80%為周向嚙合度。

3.5 最危險組合嚙合度工況下的強度評定

通過上述分析，確定當(dāng)周向嚙合度為80%、徑向錯動量為3.0 mm時，齒間出現(xiàn)最大應(yīng)力，此工況確定為最危險的組合嚙合度工況。對此工況進行強度校核，提取各路徑下的SⅡ及SⅣ的計算結(jié)果進行了強度評定，評定結(jié)果見表5。

表5 最危險組合嚙合度下各危險路徑的強度評定結(jié)果 MPa

由表5可知，路徑a_a和路徑c_c的一次局部薄膜應(yīng)力(SⅡ)接近許用值；路徑b_b和路徑d_d的SⅡ超過許用值，不能滿足強度要求。可見，在此最危險組合嚙合度工況下嚙合齒塊強度已經(jīng)不能滿足強度要求。

4 結(jié) 論

(1)對不同徑向嚙合度及周向嚙合度下的齒間應(yīng)力進行了有限元分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)隨著嚙合度的減小，各危險路徑下的齒間應(yīng)力均呈增大趨勢，其中路徑b_b的齒間應(yīng)力最大。

(2)嚙合齒塊在不同組合嚙合度下的齒間應(yīng)力變化比較復(fù)雜，當(dāng)徑向錯動量一定時，隨著周向嚙合度的減小，齒間應(yīng)力呈增大趨勢；當(dāng)周向嚙合度一定時，隨著徑向錯動量的增大，齒間應(yīng)力先增大后減小。

(3)針對最危險的組合嚙合度工況(即周向嚙合度為80%、徑向錯動量為3.0 mm的工況)進行了強度校核，結(jié)果發(fā)現(xiàn)路徑b_b和路徑d_d的齒間應(yīng)力已超過許用值，不能滿足強度要求。

由分析結(jié)果可知，齒嚙式快開容器應(yīng)避免齒塊在組合嚙合度的工況下工作，以保證其安全使用。

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(編輯 宋錦玉)

Finite Element Strength Analysis of the Quick-Opening Container's Meshing Tooth with Combined Meshing Degree

Cong Xiangchun1，Zhang Ying1，Wang Bing2，Liu Yanlei2，Gao Han3

(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering，NortheastPetroleumUniversity，DaqingHeilongjiang163318，China；2.HangzhouSpecialEquipmentInspectionInstitute，HangzhouZhejiang310003，China；3.DaqingChemicalResearchCenter，PetroChinaPetrochemicalResearchInstitute，DaqingHeilongjiang163318，China)

Tooth-locked quick-opening pressure vessel is widely used. The fast opening structure was an important part of the pressure vessel door opening and closing operation and the meshing degree of the tooth determined the safe of the container's operation. A tooth-meshing autoclave was taken as an example and the finite element analysis was used as a method to carry on the numerical simulation to its meshing tooth in load condition and the strength check to its dangerous path. In the case of the incomplete meshing in the circumferential direction, the incomplete meshing in the radial direction and the combined operation in which the two directions were not fully meshed. According to the analysis results, it could be seen that with the decrease of meshing tooth circumferential or radial meshing degree, the stress increased. Under the dangerous working condition of combined meshing (i.e.circumferential meshing degree was 80%, radial dislocation was 3.0 mm)，the tooth's stress reached the maximum. After the strength check, the primary local membrane stress exceeded the allowable value, so the stress didn't meet the requirements. According to the analysis results, the quick-opening container should be avoided to working with incomplete meshing tooth to ensure the safe use.

Combined meshing degree； Quick-opening container； Finite element analysis； Strength check

1672-6952(2017)03-0046-05 投稿網(wǎng)址：http://journal.lnpu.edu.cn

2017-01-14

2017-03-27

國家質(zhì)量監(jiān)督檢驗檢疫總局科技計劃項目(2015QK085)。

叢湘純(1995-)，女，本科生，過程裝備與控制工程專業(yè)；E-mail：18345969524@163.com。

張穎(1972-)，男，博士，教授，從事過程設(shè)備安全檢測及完整性評價方面的研究；E-mail：aezy163@163.com。

TH49

A

10.3969/j.issn.1672-6952.2017.03.010