快關(guān)蝶閥密封副瞬態(tài)熱及碰撞沖擊研究

李樹勛， 楊玲霞， 雒相垚， 尹會全

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

近年來隨著冶金、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，對其安保系統(tǒng)的安全性和可靠性要求也越來越高，快關(guān)蝶閥作為切斷類閥門，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)者通過有限元法對熱效應(yīng)對密封的影響規(guī)律進行了研究[4-9]，徐自力等[10]采用有限元研究汽輪機在起動過程中不同溫升分配方案對轉(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過程轉(zhuǎn)子熱應(yīng)力。張雨等[11]對旋轉(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，提出了控制機械密封環(huán)變形的設(shè)計方法。Fatu等[13]開發(fā)了一種瞬態(tài)模型來模擬包含起伏的旋轉(zhuǎn)唇形密封件的彈性流體動力學(xué)行為，分析了等溫條件下密封唇的彈性變形；黃運生等[14-15]分別通過有限元法對沖擊載荷對鐵路軸箱軸承和泡沫救生艙安全性進行分析研究；張敏等[16]基于上限定理，對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)進行了理論分析和試驗研究，表明所提解析方法有較好的計算精度；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)值分析模型來研究受到球體撞擊的簡支梁的瞬態(tài)響應(yīng)，并進行實驗驗證。Liu等[19]對幾種軟材料在平面正面沖擊條件下進行了跌落沖擊試驗，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)生機理。Rout等[20]使用采用有限元法對不同的加筋組合進行了預(yù)應(yīng)力分析，并對分層復(fù)合材料加筋殼體的低速沖擊響應(yīng)進行研究。

國內(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題，對瞬態(tài)熱作用下的旋轉(zhuǎn)類快關(guān)閥門密封副的研究很少。文章采用數(shù)值仿真方法對快關(guān)蝶閥分別進行瞬態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合及瞬態(tài)動力學(xué)分析，對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快關(guān)蝶閥結(jié)構(gòu)強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)計提供參考。

1 研究對象及基本參數(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；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，即閥門瞬態(tài)溫度場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。

有限元法計算瞬態(tài)溫度場的基本方程式為

(4)

式中：Δt為時間步長；{T}t-Δt為初始時刻的溫度場；{T}t為t時刻的溫度場。

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)獨立的方程以及溫度t的變化，就可以求解出在溫度場與應(yīng)力場耦合作用下的6個熱應(yīng)力分量，對于高溫閥門，閥體及內(nèi)件承受的熱沖擊和介質(zhì)沖擊載荷會在結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生較高應(yīng)變率，使得結(jié)構(gòu)的熱耦合項作用增強。

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)動量矩定理

J(w-w0)=TΔt

(6)

T=Fr

(7)

為簡化計算，用橢圓柱體的轉(zhuǎn)動慣量近似代替，橢圓柱體的轉(zhuǎn)動慣量計算公式如下

(8)

式中：J為蝶板及其轉(zhuǎn)動部件的轉(zhuǎn)動慣量；w為蝶板運動的角速度；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)速度減到零的時間差。

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

(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。對沖擊時蝶板密封錐面最大錐角處進行受力分析如圖3所示。蝶板斜錐面受到切向反作用力F，法向沖擊分力F1對結(jié)構(gòu)強度的影響最大，忽略對結(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，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)蝶閥三維模型并進行網(wǎng)格劃分，對蝶閥和閥座的沖擊接觸面進行網(wǎng)格加密處理為0.1 mm。通過網(wǎng)格無關(guān)性檢驗最終確定網(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

考慮閥門在高溫工況下，閥內(nèi)壁溫度較高，閥座圈和蝶板密封面會產(chǎn)生變形不一致導(dǎo)致密封失效，對閥門進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，閥門保溫層以外和空氣接觸的部位設(shè)置對流換熱系數(shù)為25 W/(m2·K)。瞬態(tài)分析時根據(jù)實際載荷確定載荷步，設(shè)置兩個載荷步。第一個載荷步設(shè)置瞬間升溫至472 ℃，第二個載荷步設(shè)置溫度徑向傳遞過程，溫度仍為472 ℃，傳遞時間為5 400 s，設(shè)置500個載荷子步進行計算。

4.1 瞬態(tài)溫度場分析

通過瞬態(tài)溫度場計算，得到快關(guān)蝶閥的溫度場信息，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)外壁及進出口端8個位置節(jié)點作為觀察點，繪制8個節(jié)點溫度時程曲線，分析溫度隨時間變化的規(guī)律，具體如圖6所示。

圖6 快關(guān)蝶閥不同節(jié)點溫度時程曲線

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)，即徑向熱傳遞時間內(nèi)的溫度場分析即可。

4.2 升溫速率對快關(guān)蝶閥密封副影響研究

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

圖7 不同升溫率下瞬態(tài)最終溫度與穩(wěn)態(tài)對比

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

圖8 不同升溫速率下密封面最大接觸壓力時程曲線

由圖8可知，針對表3中總時間均為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一致，升降溫速率較方案1緩和。3個方案最大接觸壓力分別為606.59 MPa、539.99 MPa、406.58 MPa，均超過材料的許用比壓，其下降至最小值所用時間逐漸增加，對應(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，對應(yīng)最小接觸壓力越大。分析表2徑向溫度傳遞時間均為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最為顯著；方案4、5、6變化趨勢較為緩和，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，單位時間內(nèi)接觸壓力差值越小，隨升溫時間的延長，升溫過程中結(jié)構(gòu)溫差越小，熱應(yīng)力越小。

對比圖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。升溫時間超過2 000 s時，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間大于3 000 s時小于材料許用比壓。各升溫率對應(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，對于本文所研究的DN200、PN16具有保溫層型式的快關(guān)蝶閥，工作溫度為472℃時，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，則該閥門升溫時間至少應(yīng)為2 000 s，即內(nèi)壁升溫速率應(yīng)低于0.225 ℃/s。

5 沖擊動響應(yīng)模擬分析

根據(jù)設(shè)計要求對快關(guān)蝶閥進行瞬態(tài)動力學(xué)分析計算時設(shè)定條件如下：設(shè)置關(guān)閉時間0.5 s，沖擊時間設(shè)為0.1 s，；載荷步設(shè)為兩步，第一個載荷步設(shè)為0～0.5 s，載荷子步為180步；第二個載荷步設(shè)為0.5～0.6 s，為得到精確的沖擊應(yīng)力變化過程，載荷子步設(shè)置5 000步。

5.1 瞬態(tài)沖擊對快關(guān)蝶閥影響分析

快關(guān)沖擊時初始能量由沖擊動能和蝶板位能兩部分組成，對快關(guān)蝶閥進行沖擊能量分析，說明沖擊能量的轉(zhuǎn)化與耗散趨勢，快關(guān)能量時程曲線如圖10所示。

圖10 快關(guān)能量時程曲線

碰撞沖擊過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)能量波動幅度漸趨穩(wěn)定。

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

圖11 最大應(yīng)力時程曲線

為研究快關(guān)沖擊行為對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個節(jié)點進行檢測，得到快關(guān)過程中閥座、蝶板密封面上的節(jié)點應(yīng)力時程曲線，如圖12、13所示。

圖12 閥座密封面節(jié)點應(yīng)力時程曲線

圖13 蝶板密封面節(jié)點應(yīng)力時程曲線

由圖12、13可知，8個節(jié)點中，節(jié)點7位于閥座密封斜錐面錐度最大處，其沖擊應(yīng)力波動幅值最大，其他節(jié)點的較小。快關(guān)過程中8個節(jié)點應(yīng)力變化趨勢基本相同，均在碰撞瞬間應(yīng)力急劇增大，然后經(jīng)振蕩趨于穩(wěn)定。快關(guān)過程中蝶板密封面節(jié)點應(yīng)力波動幅度大于閥座密封面節(jié)點應(yīng)力波動幅度，主要由于蝶板密封圈寬度比閥座寬度小，并且瞬間碰撞時，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，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 最大接觸壓力時程曲線

5.2 沖擊速度對快關(guān)蝶閥密封副的影響

通過對快關(guān)蝶閥進行不同快關(guān)時間(0.3 s、0.4 s、0.5 s、0.7 s、1 s)工況下的瞬態(tài)動力學(xué)分析，得到不同快關(guān)時間對應(yīng)的應(yīng)力時程曲線及不同關(guān)閉時間對應(yīng)的接觸壓力變化曲線如圖15、16所示。

圖15 不同快關(guān)時間下沖擊應(yīng)力時程曲線

圖16 不同快關(guān)時間下接觸壓力時程曲線

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)力超過材料的許用應(yīng)力。可見，不同快關(guān)時間內(nèi)快關(guān)蝶閥的沖擊應(yīng)力變化趨勢基本一致，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，不同快關(guān)時間內(nèi)快關(guān)蝶閥的接觸壓力變化趨勢基本一致，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)時間的增大而減小，隨著時間的推移在0.1 s內(nèi)波動達(dá)到穩(wěn)定值。快關(guān)時間越短，密封面上的瞬間峰值接觸壓力越大。

5.3 碰撞面積對快關(guān)蝶閥密封副的影響

為研究不同撞擊面積對快關(guān)蝶閥沖擊行為的影響程度，選取1 mm、3 mm和7 mm共3個不同沖擊面積方案，分別對三種方案的蝶閥密封副沖擊進行對比研究，得到不同密封面寬度對應(yīng)的最大沖擊應(yīng)力云圖、應(yīng)力時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)定所需時間越長，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，升溫速率越大，趨勢越明顯，熱應(yīng)力及接觸壓力越大。升溫過快時，峰值熱應(yīng)力與接觸壓力及最終熱應(yīng)力與接觸壓力均會超過材料的屈服極限。針對文章研究的PN16、DN200高溫快關(guān)蝶閥，當(dāng)閥門內(nèi)壁升溫速率小于0.225 ℃/s時，閥門的結(jié)構(gòu)強度及密封均可滿足要求。

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

(3) 快關(guān)過程中，蝶板密封面處的應(yīng)力變化趨勢在碰撞時刻應(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)計提供參考。