井口法蘭連接強(qiáng)度分析及研究*

李朝明

(重慶新泰機(jī)械有限責(zé)任公司，重慶　402160)

0　引　言[1-2]

在設(shè)計(jì)和選用時(shí)保證法蘭能夠安全使用是前提條件，主要用于設(shè)備與設(shè)備之間、管道與管道之間、設(shè)備與管道之間的連接，具有較好的強(qiáng)度，拆卸方便，密封性能可靠[1]。羅永智等[2]介紹了法蘭的類型和密封面型式，以及法蘭密封的工作原理，并對(duì)法蘭的設(shè)計(jì)和選用進(jìn)行了概括總結(jié)，給技術(shù)人員的設(shè)計(jì)工作提供了參考和幫助。吳沁等[3]提出了在TND360數(shù)控車床上加工所需合金刀片材質(zhì)及牌號(hào)的選擇原則, 在優(yōu)化工藝路線、充分考慮工序集中的基礎(chǔ)上, 對(duì)法蘭零件的加工進(jìn)行了精細(xì)化生產(chǎn)。李小陶等[4]對(duì)15CrMo鋼殼體法蘭熱處理后，其結(jié)果表明在冶金、鍛造及熱處理過(guò)程中，鍛造不充分及熱處理溫度不當(dāng)導(dǎo)致其韌性極差，是導(dǎo)致失效的主要原因。戰(zhàn)彬等[5]對(duì)KQ65采氣樹(shù)四通法蘭開(kāi)裂原因進(jìn)行了系統(tǒng)分析，發(fā)現(xiàn)四通法蘭開(kāi)裂是由于熱加工過(guò)程中，冷卻速度過(guò)慢，使其顯微組織中珠光體粗化，大大降低了四通法蘭的低溫韌性，從而導(dǎo)致其在低溫下發(fā)生脆性斷裂。王影等[6]用1Cr17Ni7 材料代替了304 不銹鋼，而1Cr17Ni7 材料的耐腐蝕及晶間腐蝕性能均比304不銹鋼差。劉立美等[7-9]基于Abaqus有限元軟件，在分析接觸問(wèn)題時(shí)，通過(guò)判斷模型部件上可能發(fā)生彼此接觸的表面，最后定義控制各接觸面之間相互作用的本構(gòu)模型?；谝陨蠈＜覍W(xué)者對(duì)法蘭設(shè)計(jì)與分析，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)法蘭斷裂的數(shù)據(jù)(如圖1所示)，應(yīng)用有限元對(duì)法蘭進(jìn)行進(jìn)一步分析，以期找到法蘭斷裂失效的原因，為法蘭的安全應(yīng)用提供有力依據(jù)。

1　法蘭接頭強(qiáng)度有限元分析原理及模型

1.1　法蘭接頭強(qiáng)度有限元分析原理

考慮到法蘭與四通接觸結(jié)構(gòu)系統(tǒng)中的幾何非線性行為，相對(duì)來(lái)說(shuō)它在結(jié)構(gòu)系統(tǒng)中比較直觀。主要采用有限元法為結(jié)構(gòu)分析的位移法，在位移法中，復(fù)雜的結(jié)構(gòu)被一個(gè)由有限個(gè)單元組成的集合體形象的分離開(kāi)來(lái)。對(duì)于位移法，最小勢(shì)能函數(shù)的變分是對(duì)不同的子區(qū)間疊加后進(jìn)行的，因?yàn)檎w積分和分別積分再疊加是一樣的，該原則也可以用于每個(gè)單元，其方法可用式(1)的增量形式來(lái)表示，并且在由有限元的應(yīng)變—位移關(guān)系中保留相關(guān)項(xiàng)，體現(xiàn)有限位移的影響。據(jù)此，可以寫(xiě)為：

(1)

圖1　法蘭斷裂失效事故

1.2　法蘭接頭有限元模型的建立

圖2為法蘭連接形式的三維模型，為簡(jiǎn)化分析，僅建立法蘭、四通和八角鋼圈的裝配模型，由于模型結(jié)構(gòu)形式和受載的對(duì)稱性，取整體全尺寸進(jìn)行分析。選用API該規(guī)定的鋼材制造加工法蘭及四通，法蘭外徑800 mm，法蘭厚200 mm，螺栓孔直徑60 mm，個(gè)數(shù)為20; 八角鋼圈采用API規(guī)定的選擇，內(nèi)徑350 mm，外徑420 mm，彈性模量206 GPa，泊松比0.3，屈服強(qiáng)度為550 MPa。法蘭為低碳合金材料，其彈性模量為210 GPa，泊松比0.3，屈服強(qiáng)度為925 MPa;四通材料為高強(qiáng)度鋼，彈性模量206 GPa，泊松比0.3，屈服強(qiáng)度為920 MPa。

圖2　法蘭四通結(jié)構(gòu)及有限元模型

2　數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1　不同載荷對(duì)法蘭強(qiáng)度的影響

當(dāng)法蘭上部施加20 t、30 t、30 t壓力時(shí)，經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算得到法蘭盤(pán)的Von Mises 應(yīng)力云圖及放大圖，如圖3所示。施加不同的載荷后，沿法蘭盤(pán)的倒角部位應(yīng)力較大，在各種載荷下最大值均發(fā)生在八角鋼圈接觸的倒圓部位，分別在20 t、30 t、30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力分別為710.1 MPa、889.6 MPa、1 070 MPa，其他部位應(yīng)力較小，分布區(qū)域基本相同，在法蘭盤(pán)外圍邊緣應(yīng)力均較小。當(dāng)外載荷達(dá)到30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力1 070 MPa，超過(guò)了法蘭的屈服極限，此處最終會(huì)發(fā)生斷裂，并且現(xiàn)場(chǎng)發(fā)現(xiàn)斷裂的起始位置基本從法蘭倒角部位。由于外壓增大時(shí)，應(yīng)力沿法蘭盤(pán)軸向位置開(kāi)始增加，法蘭倒角部位及其他部位的應(yīng)力也增大。從三維云圖上看，法蘭的最小應(yīng)力區(qū)域基本在在法蘭盤(pán)的倒圓以外的部位。

圖3　不同載荷下法蘭Von Mises應(yīng)力云圖

2.2　不同載荷對(duì)法蘭強(qiáng)度的影響

當(dāng)法蘭上部施加20 t、25 t、30 t壓力時(shí)，經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算得到四通的Von Mises 應(yīng)力云圖，如圖4所示。施加不同的載荷后，四通各部位的應(yīng)力與法蘭應(yīng)力變化基本類似，沿四通的倒角部位應(yīng)力較大，在各種載荷下最大值均發(fā)生在與八角鋼圈接觸的倒圓角部位，分別在20 t、25 t、30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力分別為564.4 MPa、705.2 MPa、845.8 MPa，其他部位應(yīng)力較小，分布區(qū)域基本相同，在四通外圍邊緣應(yīng)力均較小。當(dāng)外載荷達(dá)到30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力845.8，沒(méi)有超過(guò)了四通最大的屈服極限，此時(shí)四通處于安全狀態(tài)。

圖4　不同載荷下四通位移云圖

2.3　不同載荷對(duì)法蘭與四通位移的影響

當(dāng)法蘭上部施加20 t、25 t、30 t載荷時(shí)，經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算得到法蘭盤(pán)和四通的位移變化云圖，如圖5、6所示。施加不同的載荷后，法蘭邊緣處位移最大，且沿徑向方向逐漸變大分別在20 t、25 t、30 t壓力時(shí)，最大位移別為0.389 1 mm、0.486 6 mm、0.584 1 mm，中心孔附近位移較小。隨著載荷20 t、25 t、30 t變化時(shí)，四通最大位移別為0.276 2 mm、0.184 2 mm、0.230 5 mm，中間八角鋼圈位置的位移達(dá)到最大，位移由上往下逐漸變小。

圖5　不同載荷下法蘭位移云圖

圖6　不同載荷下四通位移云圖

2.4　不同載荷對(duì)八角鋼圈強(qiáng)度的影響

當(dāng)八角鋼圈上部施加20 t、25 t、30 t壓力時(shí)，經(jīng)過(guò)有限元計(jì)算得到八角鋼圈的Von Mises 應(yīng)力云圖，如圖7、8所示。施加不同的載荷后，八角鋼圈各部位的應(yīng)力變化較小，局部倒角位置才出現(xiàn)最大值，分別在20 t、25 t、30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力分別為54.62 MPa、60.56 MPa、67.51 MPa，其他部位應(yīng)力變化較小，分布區(qū)域基本相同，當(dāng)外載荷達(dá)到30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力67.51，沒(méi)有超過(guò)了鋼圈最大的屈服極限，此時(shí)鋼圈處于安全狀態(tài)。

施加不同的載荷后，法蘭邊緣處位移最大，且沿徑向方向逐漸變大分別在20 t、25 t、30 t壓力時(shí)，最大位移別為0.205 5 mm、0.269 3 mm、0.333 6 mm，鋼圈沿周向位置出現(xiàn)對(duì)稱的最大位移值，但整體 處在安全范圍。

圖7　不同載荷下八角鋼圈Von Mises應(yīng)力云圖

圖8　不同載荷下八角鋼圈位移云圖

3　不同載荷對(duì)法蘭強(qiáng)度的影響

從圖9的曲線變化圖發(fā)現(xiàn)，隨著載荷增加，法蘭倒圓角周向應(yīng)力變化分布不均勻，當(dāng)法蘭上部施加20 t、25 t、30 t載荷時(shí)，其應(yīng)力變化范圍分別為120～350 MPa、150～450 MPa、200～600 MPa之間變化，且呈現(xiàn)波動(dòng)狀態(tài)變化，因此載荷施加過(guò)程中，法蘭倒圓角周向的強(qiáng)度會(huì)受到一定的影響。

圖9　不同載荷下法蘭倒圓部位應(yīng)力變化曲線

4　結(jié)　論

(1) 法蘭的Von Mises 應(yīng)力整體上變化不大，在法蘭盤(pán)外圍邊緣應(yīng)力均較小，只是在八角鋼圈接觸的倒圓部位達(dá)到最大值，其他部位應(yīng)力較小，當(dāng)外載荷達(dá)到30 t壓力時(shí)，最大Von Mises 應(yīng)力為1 070 MPa，超過(guò)了法蘭材料的屈服極限，此處最終會(huì)發(fā)生斷裂。

(2) 隨著外部載荷增大，法蘭和四通各個(gè)部位受到的應(yīng)力和位移也不斷增大，從整體上看，法蘭的最大應(yīng)力比四通及八角鋼圈的應(yīng)力要大，法蘭為直接承載。

(3) 外載荷增大必然影響鋼圈和法蘭四通的接觸預(yù)應(yīng)力及位移，因此需要事先對(duì)各部位進(jìn)行強(qiáng)度校核，采用合適的安裝方法，減少井口法蘭的失效。