李樹(shù)勛， 楊玲霞， 雒相垚， 尹會(huì)全

(1.蘭州理工大學(xué) 石油化工學(xué)院，蘭州 730050；2.機(jī)械工業(yè)泵及特殊閥門(mén)工程研究中心，蘭州 730050)

近年來(lái)隨著冶金、火電、核電、石油化工等行業(yè)緊急切斷系統(tǒng)的大容量、高參數(shù)與大型化，對(duì)其安保系統(tǒng)的安全性和可靠性要求也越來(lái)越高，快關(guān)蝶閥作為切斷類(lèi)閥門(mén)，其可靠性主要取決于其密封性及抗沖擊能力[1-2]。高溫蝶閥較大的溫差載荷及沖擊力，引起蝶板與閥座變形不一致與密封面破壞，引起密封失效發(fā)生泄漏事故[3]。

相關(guān)學(xué)者通過(guò)有限元法對(duì)熱效應(yīng)對(duì)密封的影響規(guī)律進(jìn)行了研究[4-9]，徐自力等[10]采用有限元研究汽輪機(jī)在起動(dòng)過(guò)程中不同溫升分配方案對(duì)轉(zhuǎn)子最大熱應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)選擇合理的溫升分配模式可以有效降低起動(dòng)過(guò)程轉(zhuǎn)子熱應(yīng)力。張雨等[11]對(duì)旋轉(zhuǎn)效應(yīng)和熱效應(yīng)造成導(dǎo)致密封性能變化的影響規(guī)律進(jìn)行了研究，表明旋轉(zhuǎn)效應(yīng)和熱效應(yīng)減小了迷宮密封間隙寬度；高斌超等[12]分別建立了接觸式機(jī)械密封的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)模型，分析穩(wěn)態(tài)密封與瞬態(tài)密封性能之間的演化規(guī)律，提出了控制機(jī)械密封環(huán)變形的設(shè)計(jì)方法。Fatu等[13]開(kāi)發(fā)了一種瞬態(tài)模型來(lái)模擬包含起伏的旋轉(zhuǎn)唇形密封件的彈性流體動(dòng)力學(xué)行為，分析了等溫條件下密封唇的彈性變形；黃運(yùn)生等[14-15]分別通過(guò)有限元法對(duì)沖擊載荷對(duì)鐵路軸箱軸承和泡沫救生艙安全性進(jìn)行分析研究；張敏等[16]基于上限定理，對(duì)四周固支矩形板在楔形物垂向撞擊下的塑性大變形響應(yīng)進(jìn)行了理論分析和試驗(yàn)研究，表明所提解析方法有較好的計(jì)算精度；Mikhailova等[17]構(gòu)造了具有填充物的殼體系的瞬態(tài)函數(shù)，得到了由殼體系統(tǒng)與地基之間的碰撞導(dǎo)致的基本解析微分方程，并描述了解析解的數(shù)值分析算法。Zhang等[18]提出了一種有限差分模型與理論接觸模型相結(jié)合的混合數(shù)值分析模型來(lái)研究受到球體撞擊的簡(jiǎn)支梁的瞬態(tài)響應(yīng)，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Liu等[19]對(duì)幾種軟材料在平面正面沖擊條件下進(jìn)行了跌落沖擊試驗(yàn)，并從黏性瞬變現(xiàn)象的角度研究了材料的沖擊力波形發(fā)生機(jī)理。Rout等[20]使用采用有限元法對(duì)不同的加筋組合進(jìn)行了預(yù)應(yīng)力分析，并對(duì)分層復(fù)合材料加筋殼體的低速?zèng)_擊響應(yīng)進(jìn)行研究。

國(guó)內(nèi)外研究大多關(guān)注的是瞬態(tài)熱及直行程碰撞沖擊造成的結(jié)構(gòu)磨損疲勞及密封失效問(wèn)題，對(duì)瞬態(tài)熱作用下的旋轉(zhuǎn)類(lèi)快關(guān)閥門(mén)密封副的研究很少。文章采用數(shù)值仿真方法對(duì)快關(guān)蝶閥分別進(jìn)行瞬態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合及瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析，對(duì)比研究不同升溫速率、不同關(guān)閉速度及不同密封面寬度對(duì)快關(guān)蝶閥結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及閥座密封性能的影響，為快關(guān)蝶閥的密封優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 研究對(duì)象及基本參數(shù)

如圖1所示為高溫快關(guān)蝶閥結(jié)構(gòu)，技術(shù)參數(shù)如表1和表2所示。

1.支架；2.填料壓蓋；3.散熱架；4.閥蓋；5.密封圈；6.閥板圈；7.推力軸承；8.底蓋；9.閥體；10.閥板；11.閥桿；12.圓錐銷(xiāo)；13.軸承；14.壓環(huán)；15.螺母；16.壓環(huán)；17.填料

表1 技術(shù)參數(shù)

表2 快關(guān)蝶閥主體材料

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 瞬態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合有限元理論

根據(jù)能量守恒定律和傅里葉傳熱定律，建立快關(guān)蝶閥的熱傳導(dǎo)控制方程，即閥門(mén)瞬態(tài)溫度場(chǎng)T(x,y,z,t)應(yīng)滿足以下方程

(1)

式中：ρ為材料密度,kg/m3；cT為材料比熱,J/(kg·K)；κx、κy、κz分別為沿x、y、z方向的熱傳導(dǎo)系數(shù),W/(m·K)；Q(x,y,z,t)為物體內(nèi)部的熱源強(qiáng)度,W/m3。

該快關(guān)蝶閥的傳熱方程為

{q}T{η}=-hf(TB-TS)

(2)

TS=f(x,y,z,t)，t>0

(3)

式中：{q}為熱流密度向量；{η}為邊界面上外法線方向的單位矢量；hf為對(duì)流換熱系數(shù)；TB為環(huán)境介質(zhì)溫度；TS為與物體接觸的流體溫度。

有限元法計(jì)算瞬態(tài)溫度場(chǎng)的基本方程式為

(4)

式中：Δt為時(shí)間步長(zhǎng)；{T}t-Δt為初始時(shí)刻的溫度場(chǎng)；{T}t為t時(shí)刻的溫度場(chǎng)。

以應(yīng)變、溫度表示應(yīng)力的廣義虎克定律

(5)

結(jié)合位移方程、變形協(xié)調(diào)方程、幾何方程以及邊界條件根據(jù)獨(dú)立的方程以及溫度t的變化，就可以求解出在溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)耦合作用下的6個(gè)熱應(yīng)力分量，對(duì)于高溫閥門(mén)，閥體及內(nèi)件承受的熱沖擊和介質(zhì)沖擊載荷會(huì)在結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生較高應(yīng)變率，使得結(jié)構(gòu)的熱耦合項(xiàng)作用增強(qiáng)。

2.2 快關(guān)蝶閥密封副沖擊模型

快關(guān)蝶閥在快速關(guān)閉過(guò)程中，蝶板和閥座密封面承受快速撞擊，蝶板及閥座的碰撞面發(fā)生了較大的彈性和塑性變形，按照變形的情況可分成壓縮區(qū)、剪切區(qū)、剪切拉伸區(qū)及脹大區(qū)，如圖2所示[21]

圖2 快關(guān)蝶閥沖擊示意圖

根據(jù)動(dòng)量矩定理

J(w-w0)=TΔt

(6)

T=Fr

(7)

為簡(jiǎn)化計(jì)算，用橢圓柱體的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量近似代替，橢圓柱體的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量計(jì)算公式如下

(8)

式中：J為蝶板及其轉(zhuǎn)動(dòng)部件的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；w為蝶板運(yùn)動(dòng)的角速度；T為轉(zhuǎn)矩；F為沖擊力；r即為中心軸距閥座密封面間的距離；Δt為速度由主軸旋轉(zhuǎn)速度減到零的時(shí)間差。

聯(lián)合式(6)、(7)與式(8)可得旋轉(zhuǎn)沖擊力計(jì)算式為

(9)

快關(guān)蝶閥關(guān)閉瞬間，閥座及蝶板密封面受沖擊力作用。對(duì)沖擊時(shí)蝶板密封錐面最大錐角處進(jìn)行受力分析如圖3所示。蝶板斜錐面受到切向反作用力F，法向沖擊分力F1對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響最大，忽略對(duì)結(jié)構(gòu)影響較小水平?jīng)_擊分力T。假設(shè)三偏心錐角為θ，則F1為

F1=Ftanθ

(10)

圖3 蝶板受力示意圖

單位面積所受沖擊應(yīng)力為

(11)

式中：S為蝶板密封錐面的環(huán)面面積，可由蝶板外表面曲面方程式(11)求得，密封面環(huán)面面積示意圖如圖4所示。

圖4 圓截面蝶板結(jié)構(gòu)

(12)

綜合上述公式將相關(guān)參數(shù)代入可得快關(guān)瞬間沖擊應(yīng)力為104.27 MPa。根據(jù)式(11)，沖擊應(yīng)力主要與密封環(huán)面積S有關(guān)，而法向沖擊力F1取決于總的旋轉(zhuǎn)沖擊力F和錐角θ，當(dāng)θ恒定時(shí)，F(xiàn)與J、ω、Δt、r相關(guān)聯(lián)。

3 快關(guān)蝶閥三維及網(wǎng)格模型的建立

建立快關(guān)蝶閥三維模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)蝶閥和閥座的沖擊接觸面進(jìn)行網(wǎng)格加密處理為0.1 mm。通過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)最終確定網(wǎng)格模型的單元數(shù)目為586 408。三維及網(wǎng)格模型如圖5所示。

圖5 快關(guān)蝶閥三維及網(wǎng)格劃分模型

4 瞬態(tài)密封數(shù)值模擬分析

考慮閥門(mén)在高溫工況下，閥內(nèi)壁溫度較高，閥座圈和蝶板密封面會(huì)產(chǎn)生變形不一致導(dǎo)致密封失效，對(duì)閥門(mén)進(jìn)行高溫下密封接觸非線性有限元分析。閥體內(nèi)表面施加溫度載荷550 ℃；閥體外表面保溫層設(shè)置絕熱，閥門(mén)保溫層以外和空氣接觸的部位設(shè)置對(duì)流換熱系數(shù)為25 W/(m2·K)。瞬態(tài)分析時(shí)根據(jù)實(shí)際載荷確定載荷步，設(shè)置兩個(gè)載荷步。第一個(gè)載荷步設(shè)置瞬間升溫至472 ℃，第二個(gè)載荷步設(shè)置溫度徑向傳遞過(guò)程，溫度仍為472 ℃，傳遞時(shí)間為5 400 s，設(shè)置500個(gè)載荷子步進(jìn)行計(jì)算。

4.1 瞬態(tài)溫度場(chǎng)分析

通過(guò)瞬態(tài)溫度場(chǎng)計(jì)算，得到快關(guān)蝶閥的溫度場(chǎng)信息，為研究快關(guān)蝶閥瞬態(tài)溫度變化情況，提取填料函處、閥桿上端、閥蓋法蘭邊緣、閥蓋散熱片處、閥體內(nèi)外壁及進(jìn)出口端8個(gè)位置節(jié)點(diǎn)作為觀察點(diǎn)，繪制8個(gè)節(jié)點(diǎn)溫度時(shí)程曲線，分析溫度隨時(shí)間變化的規(guī)律，具體如圖6所示。

圖6 快關(guān)蝶閥不同節(jié)點(diǎn)溫度時(shí)程曲線

由圖6可知，閥體內(nèi)壁迅速升溫至480 ℃，閥體外壁因有保溫措施，節(jié)點(diǎn)1、2、8處溫度在1 000 s內(nèi)呈直線迅速上升且接近472 ℃，而后逐漸趨于穩(wěn)定；節(jié)點(diǎn)3、4、5、6離閥體較遠(yuǎn)，溫度上升較慢，約在1 500 s后逐步趨于穩(wěn)定，節(jié)點(diǎn)4穩(wěn)定后的溫度約為26 ℃，滿足填料函使用溫度；因此，快關(guān)蝶閥瞬態(tài)熱密封分析只需研究1 500 s內(nèi)，即徑向熱傳遞時(shí)間內(nèi)的溫度場(chǎng)分析即可。

4.2 升溫速率對(duì)快關(guān)蝶閥密封副影響研究

根據(jù)高溫快關(guān)蝶閥工作時(shí)的升溫過(guò)程，同時(shí)參考文獻(xiàn)[22]的升溫方案，分析不同升溫速率下蝶閥的溫度場(chǎng)分布，對(duì)于升溫及溫度徑向傳遞時(shí)間具體分配方案如表3所示。后期計(jì)算表明，采用的升溫及溫度徑向傳遞時(shí)間均能保證瞬態(tài)分析的最終溫度與穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)相近，為不同升溫速率下瞬態(tài)耦合密封計(jì)算的準(zhǔn)確性提供保障。

表3 不同升溫速率瞬態(tài)熱分析方案

不同升溫率方案下瞬態(tài)最終溫度與穩(wěn)態(tài)溫度相比誤差較小，如圖7所示，誤差在0.3%～1.5%，遠(yuǎn)小于5%，瞬態(tài)溫度分析結(jié)果表明，采用的分配方案均能保證瞬態(tài)分析的最終溫度與穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)相近，保證了瞬態(tài)耦合密封計(jì)算的準(zhǔn)確性。

圖7 不同升溫率下瞬態(tài)最終溫度與穩(wěn)態(tài)對(duì)比

通過(guò)瞬態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合分析，不同升溫速率方案對(duì)應(yīng)的閥座密封面最大接觸壓力時(shí)程曲線如圖8所示。

圖8 不同升溫速率下密封面最大接觸壓力時(shí)程曲線

由圖8可知，針對(duì)表3中總時(shí)間均為2 500 s的方案1、2、3，方案1接觸壓力驟然增大后迅速降低至最小值又略微回升并保持穩(wěn)定。方案2、3與方案1的接觸壓力變化趨勢(shì)一致，升降溫速率較方案1緩和。3個(gè)方案最大接觸壓力分別為606.59 MPa、539.99 MPa、406.58 MPa，均超過(guò)材料的許用比壓，其下降至最小值所用時(shí)間逐漸增加，對(duì)應(yīng)最小接觸壓力分別為138.04 MPa、130.14 MPa、110.87 MPa，由此可知升溫率越大，瞬間峰值接觸壓力越大且下降越快，對(duì)應(yīng)最小接觸壓力越大。分析表2徑向溫度傳遞時(shí)間均為1 500 s的方案3、4、5和6，觀察4條曲線，方案3接觸壓力先升高后降低趨勢(shì)最為顯著；方案4、5、6變化趨勢(shì)較為緩和，分別在2 000 s、3 000 s及4 000 s降低并漸趨于一穩(wěn)定值，分別為104.73 MPa、102.35 MPa、100.88 MPa，峰值接觸壓力分別為266.10 MPa、208.24 MPa、179.36 MPa，單位時(shí)間內(nèi)接觸壓力差值越小，隨升溫時(shí)間的延長(zhǎng)，升溫過(guò)程中結(jié)構(gòu)溫差越小，熱應(yīng)力越小。

對(duì)比圖8中的6條曲線，可知隨溫度的升高，快關(guān)蝶閥密封面最大接觸壓力均先升后降到一定溫度值并趨于穩(wěn)定，升溫速率越小，接觸壓力的變化越平緩。升溫時(shí)間超過(guò)2 000 s時(shí)，最終接觸壓力值均小于材料的許用比壓，差值較小，峰值接觸壓力只在升溫時(shí)間大于3 000 s時(shí)小于材料許用比壓。各升溫率對(duì)應(yīng)的最終接觸壓力分布云圖如圖9所示。

圖9 不同內(nèi)壁升溫速率下最終接觸壓力分布云圖

分析圖9可知，隨著升溫率的減小，接觸壓力的最大值位置逐漸由密封錐面直角側(cè)向斜錐側(cè)轉(zhuǎn)移，具有相似的接觸壓力分布，最終結(jié)果均滿足密封要求。

結(jié)合圖8，接觸壓力與穩(wěn)態(tài)分析結(jié)果相差百分比分別為27%、12%、8%、4.4%、1.70%、0.76%，由此可見(jiàn)，對(duì)于本文所研究的DN200、PN16具有保溫層型式的快關(guān)蝶閥，工作溫度為472℃時(shí)，若用穩(wěn)態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合分析，最大接觸壓力誤差允許在5.0%以內(nèi)時(shí)，則該閥門(mén)升溫時(shí)間至少應(yīng)為2 000 s，即內(nèi)壁升溫速率應(yīng)低于0.225 ℃/s。

5 沖擊動(dòng)響應(yīng)模擬分析

根據(jù)設(shè)計(jì)要求對(duì)快關(guān)蝶閥進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析計(jì)算時(shí)設(shè)定條件如下：設(shè)置關(guān)閉時(shí)間0.5 s，沖擊時(shí)間設(shè)為0.1 s，；載荷步設(shè)為兩步，第一個(gè)載荷步設(shè)為0～0.5 s，載荷子步為180步；第二個(gè)載荷步設(shè)為0.5～0.6 s，為得到精確的沖擊應(yīng)力變化過(guò)程，載荷子步設(shè)置5 000步。

5.1 瞬態(tài)沖擊對(duì)快關(guān)蝶閥影響分析

快關(guān)沖擊時(shí)初始能量由沖擊動(dòng)能和蝶板位能兩部分組成，對(duì)快關(guān)蝶閥進(jìn)行沖擊能量分析，說(shuō)明沖擊能量的轉(zhuǎn)化與耗散趨勢(shì)，快關(guān)能量時(shí)程曲線如圖10所示。

圖10 快關(guān)能量時(shí)程曲線

碰撞沖擊過(guò)程能量耗散部分主要包括損傷耗散、摩擦耗散、塑性耗散、應(yīng)變能、黏性耗散、熱能。圖10中總能量和蝶板能量變化趨勢(shì)相近，總能量在碰撞沖擊10 ms內(nèi)與蝶板能量幾乎一樣，后期蝶板能量衰減振蕩幅度大于總能量，最終在0.01 s內(nèi)能量波動(dòng)幅度漸趨穩(wěn)定。

由圖11可知，在關(guān)閉后0.06 ms時(shí)應(yīng)力達(dá)到最大，最大應(yīng)力為105.87 MPa，與第二章理論計(jì)算結(jié)果相差1.5%。蝶閥的應(yīng)力隨沖擊時(shí)間的變化呈衰減振蕩并趨于穩(wěn)定。

圖11 最大應(yīng)力時(shí)程曲線

為研究快關(guān)沖擊行為對(duì)閥座與蝶板密封面的影響，在蝶板與閥座密封接觸面中間部位等距取8個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行檢測(cè)，得到快關(guān)過(guò)程中閥座、蝶板密封面上的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線，如圖12、13所示。

圖12 閥座密封面節(jié)點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線

圖13 蝶板密封面節(jié)點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線

由圖12、13可知，8個(gè)節(jié)點(diǎn)中，節(jié)點(diǎn)7位于閥座密封斜錐面錐度最大處，其沖擊應(yīng)力波動(dòng)幅值最大，其他節(jié)點(diǎn)的較小?？礻P(guān)過(guò)程中8個(gè)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力變化趨勢(shì)基本相同，均在碰撞瞬間應(yīng)力急劇增大，然后經(jīng)振蕩趨于穩(wěn)定?？礻P(guān)過(guò)程中蝶板密封面節(jié)點(diǎn)應(yīng)力波動(dòng)幅度大于閥座密封面節(jié)點(diǎn)應(yīng)力波動(dòng)幅度，主要由于蝶板密封圈寬度比閥座寬度小，并且瞬間碰撞時(shí)，蝶板密封圈作為沖擊物要承受更大的沖擊反作用力。

由圖14可知，0.5 s時(shí)刻蝶板撞擊閥座，快關(guān)沖擊瞬間密封面接觸壓力急劇增大至126.05 MPa，而后接觸壓力呈衰減振蕩趨勢(shì)，逐漸穩(wěn)定在62 MPa左右，大于必需比壓7.3 MPa，小于密封材料許用比壓，密封性能滿足要求。

圖14 最大接觸壓力時(shí)程曲線

5.2 沖擊速度對(duì)快關(guān)蝶閥密封副的影響

通過(guò)對(duì)快關(guān)蝶閥進(jìn)行不同快關(guān)時(shí)間(0.3 s、0.4 s、0.5 s、0.7 s、1 s)工況下的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析，得到不同快關(guān)時(shí)間對(duì)應(yīng)的應(yīng)力時(shí)程曲線及不同關(guān)閉時(shí)間對(duì)應(yīng)的接觸壓力變化曲線如圖15、16所示。

圖15 不同快關(guān)時(shí)間下沖擊應(yīng)力時(shí)程曲線

圖16 不同快關(guān)時(shí)間下接觸壓力時(shí)程曲線

圖15中，在關(guān)閉初期50 ms內(nèi)均出現(xiàn)應(yīng)力小幅度升高又降低至零，在關(guān)閉瞬間應(yīng)力急劇增大到峰值，應(yīng)力呈現(xiàn)不規(guī)則振蕩衰減并漸趨穩(wěn)定。(0.3 s、0.4 s、0.5 s、0.7 s、1 s)對(duì)應(yīng)最大沖擊應(yīng)力分別為145.17 MPa、123.69 MPa、105.87 MPa、90.17 MPa、77.61 MPa，最終穩(wěn)定值為50.25 MPa、51.87 MPa、49.74 MPa、42.06 MPa、52.15 MPa。0.3 s、0.4 s最大沖擊應(yīng)力超過(guò)材料的許用應(yīng)力?？梢?jiàn)，不同快關(guān)時(shí)間內(nèi)快關(guān)蝶閥的沖擊應(yīng)力變化趨勢(shì)基本一致，沖擊速度越大，瞬態(tài)沖擊應(yīng)力越大。

由圖16可知，在關(guān)閉瞬間，接觸壓力急劇增大到峰值，而后呈現(xiàn)不規(guī)則振蕩并逐漸衰減至一穩(wěn)定值，(0.3 s、0.4 s、0.5 s、0.7 s、1 s)最大接觸壓力分別為169.89 MPa、143.49 MPa、126.05 MPa、102.11 MPa、86.51 MPa，均小于材料的許用比壓。最終穩(wěn)定值為62.75 MPa、62.84 MPa、61.95 MPa、64.86 MPa、63.75 MPa，可見(jiàn)，不同快關(guān)時(shí)間內(nèi)快關(guān)蝶閥的接觸壓力變化趨勢(shì)基本一致，在關(guān)閉瞬間，密封面接觸壓力急劇增大到最大值，且隨快關(guān)時(shí)間的增大而減小，隨著時(shí)間的推移在0.1 s內(nèi)波動(dòng)達(dá)到穩(wěn)定值?？礻P(guān)時(shí)間越短，密封面上的瞬間峰值接觸壓力越大。

5.3 碰撞面積對(duì)快關(guān)蝶閥密封副的影響

為研究不同撞擊面積對(duì)快關(guān)蝶閥沖擊行為的影響程度，選取1 mm、3 mm和7 mm共3個(gè)不同沖擊面積方案，分別對(duì)三種方案的蝶閥密封副沖擊進(jìn)行對(duì)比研究，得到不同密封面寬度對(duì)應(yīng)的最大沖擊應(yīng)力云圖、應(yīng)力時(shí)程曲線圖及接觸壓力變化曲線圖如圖17、18所示。

圖17 不同密封面寬度下最大沖擊等效應(yīng)力分布云圖

圖18 不同密封面寬度下最大等效應(yīng)力時(shí)程曲線

結(jié)合圖17、18，快關(guān)瞬間產(chǎn)生的最大沖擊應(yīng)力在密封面最大錐角處，隨著密封面寬度的增加(1 mm、3 mm和7 mm)，撞擊面積增大，最大沖擊應(yīng)力變小，分別為248.50 MPa、105.87 MPa、64.05 MPa，沖擊影響區(qū)域變小，然后在0.5～0.6 s時(shí)間內(nèi)應(yīng)力不規(guī)則振蕩并逐漸衰減至一穩(wěn)定值分別為98.41 MPa、51.72 MPa、48.97 MPa。沖擊應(yīng)力振蕩穩(wěn)定時(shí)間與接觸面積成反比，密封面面積越小，沖擊應(yīng)力振蕩及穩(wěn)定所需時(shí)間越長(zhǎng)，沖擊應(yīng)力越大，蝶閥的安全裕度越小。

6 結(jié) 論

(1) 同一升溫速率工況下熱應(yīng)力及接觸壓力均呈現(xiàn)先升后降的趨勢(shì)，升溫速率越大，趨勢(shì)越明顯，熱應(yīng)力及接觸壓力越大。升溫過(guò)快時(shí)，峰值熱應(yīng)力與接觸壓力及最終熱應(yīng)力與接觸壓力均會(huì)超過(guò)材料的屈服極限。針對(duì)文章研究的PN16、DN200高溫快關(guān)蝶閥，當(dāng)閥門(mén)內(nèi)壁升溫速率小于0.225 ℃/s時(shí)，閥門(mén)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及密封均可滿足要求。

(2) 對(duì)快關(guān)蝶閥沖擊過(guò)程瞬態(tài)受力進(jìn)行了理論推導(dǎo)，得出了沖擊應(yīng)力與轉(zhuǎn)動(dòng)慣量、閥軸轉(zhuǎn)速、閥桿與閥座間的距離及沖擊力作用時(shí)間等參數(shù)之間的關(guān)系。進(jìn)行了理論沖擊應(yīng)力計(jì)算，并與數(shù)值仿真模擬值對(duì)比相差為1.5%，為蝶閥的沖擊計(jì)算提供理論指導(dǎo)意義。

(3) 快關(guān)過(guò)程中，蝶板密封面處的應(yīng)力變化趨勢(shì)在碰撞時(shí)刻應(yīng)力快速增大，而后振蕩衰減趨于穩(wěn)定，其中蝶板密封錐面斜度最大處沖擊應(yīng)力波動(dòng)幅值最大，且大于閥座密封面。碰撞沖擊應(yīng)力與閥座密封面接觸壓力均隨沖擊速度的增大而增大，隨接觸面積的減小而增大。沖擊速度對(duì)沖擊的影響較大，撞擊面積較小，為快關(guān)蝶閥結(jié)構(gòu)參數(shù)及沖擊參數(shù)的設(shè)計(jì)提供參考。