張 璇 中國礦業(yè)大學(xué)銀川學(xué)院 銀川 750021

王 軍 銀川市高新技術(shù)產(chǎn)業(yè)開發(fā)總公司 銀川 750001

齒嚙式快開結(jié)構(gòu)通常會在承壓容器上采用，該結(jié)構(gòu)周向分布法蘭齒，通過外力將蒸壓釜門蓋移動一些距離或者旋轉(zhuǎn)一定角度達(dá)到方便開啟的功能[1]。釜蓋作為蒸壓釜的主要承壓零件，釜蓋與釜體的齒在蒸汽壓力的作用下互相接觸并產(chǎn)生擠壓，進(jìn)而會出現(xiàn)滑動錯位，這種情況在實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)過程中幾乎無法避免。長期的低周循環(huán)以及強(qiáng)酸、強(qiáng)堿的工作環(huán)境極易造成齒體磨損，齒根裂紋，甚至齒塊折斷。據(jù)文獻(xiàn)記錄，造成蒸壓釜釜蓋彈出甚至出現(xiàn)爆炸事故的主要原因是齒塊嚙合不到位[2]。Ansys 軟件為齒嚙式快開結(jié)構(gòu)提供了數(shù)值模擬計(jì)算的功能,直觀地反映了蒸壓釜的工作以及其承載運(yùn)動狀態(tài)[3],進(jìn)而給蒸壓釜的研發(fā)生產(chǎn)與制造提供了設(shè)計(jì)參照和依據(jù)。

1 有限元操作過程

1.1 基本參數(shù)的設(shè)定

快開結(jié)構(gòu)主要由球冠狀的釜蓋，圓筒狀的釜體、以及周向分布的法蘭齒等三部分組成，蒸壓釜基本參數(shù)見表1。

表1 蒸壓釜的基本參數(shù)表

1.2 幾何模型的建立

快開結(jié)構(gòu)圓周方向均勻分布40對嚙合齒，且齒塊長度與齒間距相等。在循環(huán)內(nèi)壓的作用下[4]，周向載荷具有對稱性，屬于廣義軸對稱問題，故取快開結(jié)構(gòu)圓弧角度為9°的部分，即一個法蘭齒及兩側(cè)相鄰的半個齒間隙來建立幾何模型，可大大節(jié)約計(jì)算時間。為簡化計(jì)算量，本模型假設(shè)嚙合部位徑向無錯動且密封無泄漏，如圖1所示。

圖1 幾何模型

1.3 網(wǎng)格劃分

快開結(jié)構(gòu)整體采用8-node Solid185 單元，采用六面體掃掠劃分生成非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并細(xì)化法蘭齒塊接觸面上的網(wǎng)格[5]，以滿足較高的精度，整個模型劃分為 22494 個單元和 27618 個節(jié)點(diǎn)。

1.4 接觸模型的建立

齒塊嚙合選用面-面接觸，設(shè)置目標(biāo)單元和接觸單元類型，建立以釜蓋法蘭外齒面為接觸面、釜體法蘭內(nèi)齒面為目標(biāo)面的面-面接觸對，設(shè)置接觸摩擦系數(shù)為0.3。

1.5 邊界加載及求解

對模型兩側(cè)及釜蓋切面施加對稱位移約束[6]，對釜體底端切面施加軸向位移約束，見圖2。

根據(jù)快開結(jié)構(gòu)的真實(shí)受力情況，產(chǎn)生的變形量與結(jié)構(gòu)的幾何尺寸相比較大，無法忽略結(jié)構(gòu)在受力過程中的變形對結(jié)構(gòu)剛度矩陣的影響，所以在加載結(jié)束后，定義大變形。

2 有限元強(qiáng)度分析

2.1 完全嚙合狀態(tài)

在完全嚙合狀況下，內(nèi)壓為1.6MPa的快開結(jié)構(gòu)的變形情況和受力情況，分別如圖3和圖4所示。

圖4 Von Mises等效應(yīng)力云圖

從圖3中看出:蒸壓釜在兩處的變形較大，第一處在受到內(nèi)部壓力的影響最大的釜蓋處，其值約為1.3μm；第二處在由結(jié)構(gòu)的不連續(xù)導(dǎo)致的釜體與釜蓋連接處?？扉_結(jié)構(gòu)的變形量沿壁厚方向從內(nèi)到外逐漸縮小，在齒塊處的變形量最小。

圖3 塑性變形云圖

從圖 4(a)中看出：齒塊搭接部位存在高應(yīng)力集中區(qū)，最大應(yīng)力發(fā)生在齒塊側(cè)棱上，其他部位無明顯的應(yīng)力集中；如圖 4(b)所示，釜蓋的最大應(yīng)力集中分布在法蘭齒的齒根部，為 174.2MPa。如圖 4(c)所示，釜體的最大應(yīng)力集中分布在齒根處，為 240.3MPa。因此，蒸壓釜的結(jié)構(gòu)原因使法蘭齒根部承受較大載荷，是齒塊產(chǎn)生裂紋、折斷甚至容器爆炸的最主要因素[7]。

2.2 周向錯動狀態(tài)

以完全嚙合狀態(tài)作為參照，將蒸壓釜的釜蓋按順時針或者逆時針旋轉(zhuǎn)一定角度使嚙合齒面形成周向錯動，周向錯動量即是旋轉(zhuǎn)角度與齒塊的圓心角度(9°)的比值。因此將釜蓋法蘭順向轉(zhuǎn)動0.45°，則建立了周向錯動量為5%的幾何模型，如圖5(a)所示。

圖5 錯動量5%的有限元模型

同理，錯動量10%和20%也采用上述方法進(jìn)行有限元模擬，結(jié)果匯總見表2。

表2 周向錯動狀態(tài)下的有限元分析結(jié)果

2.3 接觸分析

嚙合齒塊之間相互擠壓并產(chǎn)生摩擦，是典型的接觸問題，所以需要進(jìn)行有限元接觸分析。接觸面的應(yīng)力分布見圖6。接觸應(yīng)力分布圖可以看出，錯動狀態(tài)下的應(yīng)力分布與完全嚙合狀態(tài)規(guī)律類似，搭接面的接觸應(yīng)力最大，兩側(cè)靠邊緣位置出現(xiàn)了應(yīng)力集中。錯動量為5%、10%、20%時分別對應(yīng)的最大接觸應(yīng)力為219.3MPa、239.4MPa、345.7MPa，由此也說明嚙合齒塊的周向錯動量越大，接觸面的應(yīng)力就越大。

圖6 接觸應(yīng)力分布圖

2.4 應(yīng)力線性化分析

為對齒塊根部出現(xiàn)疲勞裂紋做出更加詳細(xì)的應(yīng)力分析，將結(jié)構(gòu)的各個危險(xiǎn)截面上的應(yīng)力按照應(yīng)力強(qiáng)度評定路徑進(jìn)行應(yīng)力線性化處理。按照第四強(qiáng)度理論，由線性化路徑選擇的基本原則[8]，各選取嚙合齒塊周圍的橫向和縱向路徑,這四條路徑所代表的橫截面即是在強(qiáng)度計(jì)算中的危險(xiǎn)橫截面,如圖7所示。

圖7 危險(xiǎn)路徑圖

線性化評定結(jié)果如表3所示，根據(jù)JB4732-1995和GB150中的第四強(qiáng)度理論，對設(shè)計(jì)壓力下各路徑的應(yīng)力強(qiáng)度進(jìn)行力學(xué)評定[9]。

將表3的所示結(jié)果繪成圖8，更直觀地表示薄膜應(yīng)力和薄膜加彎曲應(yīng)力的變化趨勢。

表3 危險(xiǎn)截面應(yīng)力表

圖8顯示，隨著周向錯動量的不斷増大，危險(xiǎn)截面各項(xiàng)應(yīng)力都隨之增大。這是由于實(shí)際受力面積縮小，而承受的載荷(內(nèi)壓)是不變的，因此應(yīng)力結(jié)果増大。此外，隨著錯動量增大，截面b_b和截面d_d的應(yīng)力呈現(xiàn)先增加后減小的變化趨勢，在周向錯動量為7%取得應(yīng)力極值。在工程實(shí)踐中，周向錯動量應(yīng)避免過大，如果無法避免，合理的錯動范圍應(yīng)在5%～8%。

圖8 周向錯動危險(xiǎn)截面應(yīng)力變化圖

3 結(jié)語

通過對齒嚙式快開結(jié)構(gòu)的有限元接觸分析和線性化分析，得到以下結(jié)論：

(1)在內(nèi)壓載荷下，齒嚙式快開結(jié)構(gòu)最大變形發(fā)生在球冠封頭處，齒塊處的變形量不大。查看模型的VonMises應(yīng)力，釜蓋齒根處的應(yīng)力集中非常明顯，其他部位應(yīng)力分布較為均勻。隨著內(nèi)壓升高，接觸面應(yīng)力值均呈線性增長。按照強(qiáng)度評定，危險(xiǎn)截面的第二主應(yīng)力與內(nèi)壓呈正向增長。在設(shè)計(jì)壓力1.6MPa的載荷條件下,齒嚙式快開結(jié)構(gòu)未達(dá)到材料的強(qiáng)度極限。但當(dāng)壓力超過3MPa時，釜蓋法蘭先到達(dá)屈服極限,同時產(chǎn)生過度塑性變形，使容器密封失效。

(2)對齒嚙式快開結(jié)構(gòu)周向錯動(0%、5%、10%、20%)進(jìn)行模擬，同樣選取齒根處的4條路徑為危險(xiǎn)路徑進(jìn)行線性化分析，結(jié)果表明：釜體齒根處以及釜蓋齒根處的應(yīng)力值隨周向錯動增加呈增長趨勢，周向錯動引起封頭的變形增加，嚴(yán)重時引起結(jié)構(gòu)的塑性變形，因此允許的周向錯動量應(yīng)在5%～8%。