陳金明 霍海燕/西安陜鼓動力股份有限公司

0 引言

軸流壓縮機以其卓越的高效率、寬廣的運行范圍、可靠的安全性能，在各項領域中得到了廣泛應用[1-2]。壓縮機機殼作為壓縮機中重要的承壓構件以及結構支撐，其幾何尺寸十分龐大，缸壁相當厚實，其本身的功能要求有許多個壓力室，缸體結構非常復雜。以上因素導致實際運行中機殼產(chǎn)生很大的應力和變形，機殼法蘭中分面的水泄漏，正是變形過大導致的最常見的故障之一。

壓縮機機殼在交付使用前，需要進行水壓試驗，從而對機殼結構的密封性及承壓能力進行評判，并可同時檢驗機殼各處強度，是否在內壓力作用下存在變形，以及焊縫處有缺陷[3]。如何精確定量分析機殼的應力狀態(tài)和變形，以此指導結構設計和現(xiàn)場壓縮機運行，避免漏水的發(fā)生，具有十分重要的意義。文中就是針對某大型軸流壓縮機焊接機殼，采用兩種不同的試驗工藝，通過有限元法對其應力變形進行分析，從而為今后壓縮機機殼的設計提供理論數(shù)據(jù)。

1 水壓試驗及其典型工藝

機殼整體采用焊接結構，主要由中間機殼、兩側軸承密封體、進出風口及中分面法蘭構成，如圖1所示。為驗證機殼結構的密封性及承壓能力，在機殼結構焊接、整體熱處理后，對機殼進行密封，并進行相應的水壓試驗。水壓試驗的目的就是檢測中分面法蘭、進出風口、以及中間機殼在內壓的作用下產(chǎn)生變形的情況和應力值。

圖1 機殼接頭各腔體位置示意圖

本文采用分腔不等水壓加壓和整體等水壓加壓方式，進行相應的水壓試驗。具體工藝為：

工藝一：分腔加壓。對進氣端腔體進行密封，并對其施加水壓0.25MPa；對出氣端腔體密封，并施加0.45MPa的水壓；兩腔體分別保壓30min。

工藝二：整體加壓。對機殼內所有部分均施加0.45MPa 的水壓，并保壓30min，機殼內各腔相通。

本文假定水壓試驗時，采用在上下機殼間添加彈性密封層的方式，即機殼法蘭部位不進行加工，依靠彈性密封層進行連接與密封。因此法蘭在進行水壓試驗時及水壓試驗后將仍具有中心凸出狀態(tài)的變形。

2 水壓作用下機殼應力變形計算

2.1 分腔不等水壓作用下的應力變形

在機殼承受水壓情況下，因機殼內外壓力不均衡，且因分腔加壓，機殼各部位間壓力也不均衡，因此會使機殼各部位產(chǎn)生不均衡的變形，并引起接頭應力峰值的升高。

圖2表示在分腔加載作用下，機殼的各向變形狀態(tài)。從圖中可看出，兩側支撐板及端蓋均發(fā)生了向外的膨脹（Z 方向變形，也就是軸向的變形）。在受壓較大的出氣端，右側支撐板及右側端蓋向外膨脹的數(shù)值更大一些，相對軸向膨脹量約4mm（也就是機殼軸向伸長約4mm）。因此可知0.45MPa 的水壓載荷還是會對接頭產(chǎn)生一定的影響，會使加載中接頭相應腔體產(chǎn)生膨脹，且數(shù)值較大。

圖2 分腔水壓載荷下接頭的各向變形狀態(tài)圖

圖3為在分腔加載作用下，兩側支撐板組件中心圓環(huán)徑向變形示意圖（放大50 倍）。從圖3中可看出，在加載過程中，支撐板組件中心圓環(huán)頂部產(chǎn)生了向內的凹陷，這一方面是由于在焊接和熱處理過程中，殼板頂端由于剛度較小，在重力作用下，隨著焊縫收縮和蠕變而產(chǎn)生了向內的塌陷。另一方面是由于在承受內壓狀態(tài)下，機殼與法蘭結合面處向外膨脹的數(shù)值比機殼頂部更大，因此支撐板組件中心圓環(huán)產(chǎn)生了類似“壓扁”的變形狀態(tài)。右側（出氣端）支撐板組件中心圓環(huán)變形量大于左側，其中右側支撐板中心圓環(huán)頂部向內凹陷數(shù)值最大約為2mm。

圖4表示在分腔水壓載荷作用下，法蘭的變形示意圖（放大300倍）。從圖中可看出，在水壓載荷作用下，法蘭徑向發(fā)生了明顯的向外膨脹，尤其是右側腔體（出氣端）因壓力載荷較高，膨脹的更加厲害。右側腔體一側法蘭在承受0.45MPa水壓作用時，徑向向外膨脹量約比未承受水壓前大0.8mm。而法蘭底邊高度方向的變形比未承受水壓前要小，約1mm。

圖4 分腔不等水壓載荷下法蘭變形示意圖

2.2 分腔不等水壓卸載后應力變形

在水壓試驗保壓30min 后，可緩慢卸除壓力。如果機殼承受水壓實驗時壓力過大，導致材料產(chǎn)生塑性應變，則在水壓緩慢卸除后，機殼仍會產(chǎn)生因塑性應變而形成永久變形。如果機殼承受的水壓較小，則在水壓緩慢卸除后，因機殼所受彈性應變會隨這壓力的卸載而消失，因此機殼幾乎不會發(fā)生變形。為探討機殼在承受水壓試驗中，所加載試驗壓力大小對機殼的影響，本文對分腔水壓載荷卸載后機殼的應力變形狀態(tài)進行了計算。

圖5表示在分腔水壓卸載后，機殼的變形狀態(tài)。在水壓載荷逐漸卸除后，機殼相對向外伸長了約0.08mm，且機殼法蘭兩端發(fā)生了相對的徑向膨脹約0.1mm，而兩側支撐板組件中心圓環(huán)均發(fā)生了圓度的較大變化，主要為沿徑向“壓扁”，最大壓扁量約2mm，與未卸載前基本一致。因此如要保證最終裝配精度，在兩側支撐板組件中心圓環(huán)處因增加足夠的加工余量。

綜合以上分析可知，在采用0.45MPa 和0.25MPa 水壓進行分腔水壓試驗時，機殼接頭幾乎不會發(fā)生塑性應變，接頭最大變形發(fā)生在右側支撐板組件位置，接頭完全處在安全狀態(tài)下。在分腔水壓卸載后，接頭變形狀態(tài)幾乎會恢復到水壓實驗前的狀態(tài)。

2.3 整體等水壓作用下及卸載后的應力變形

在機殼內整體施加均布水壓后，機殼內部各組件因內外壓力平衡，不會再發(fā)生單向位移，而機殼外殼板因為剛度較小，在承受較大水壓作用下有可能產(chǎn)生變形。

圖5 分腔水壓卸載后接頭的各向變形狀態(tài)及最終狀態(tài)

圖6 整體水壓加載下機殼的變形狀態(tài)圖

圖6表示在整體等水壓載荷作用下，機殼的變形狀態(tài)。從圖中可以看出，經(jīng)過整體水壓載荷作用后，接頭變形最大部位比進試驗前約向外膨脹了0.01mm，其它部位變形狀態(tài)與未進行整體水壓試驗前幾乎是一致的。對機殼的Mises應力分布分析（如圖7所示）可得，機殼應力值比水壓試驗前略有提高，幾乎沒有額外影響。因此，施加0.45MPa 的整體水壓載荷，在加載狀態(tài)下，機殼上半部分接頭幾乎不會產(chǎn)生任何變化。機殼接頭在整體水壓載荷作用下沒有發(fā)生明顯的變形，而在整體水壓卸載后，變形進一步降低。

圖7 整體水壓加載下接頭的Mises應力分布圖

為具體說明法蘭部位在整體水壓卸載后的膨脹收縮狀態(tài)，對法蘭的變形進行了有限元計算。圖8 表示在整體水壓卸載后法蘭的徑向膨脹收縮變形。從圖中可看出，整體水壓卸載后，單獨從法蘭徑向方面看，其變形量確實要小于分腔水壓載荷卸載后的相應徑向變形狀態(tài)。其徑向膨脹收縮峰值約小0.1mm。

圖8 整體壓卸載后法蘭的徑向膨脹與收縮圖

圖9表示在整體水壓卸載后下，法蘭的徑向與橫向發(fā)生的變形示意圖（放大300 倍）。從圖中可看出，在整體水壓卸載后，法蘭的變形狀態(tài)與未施加水壓試驗以及整體水壓作用下的變形狀態(tài)幾乎一致。通過分析機殼的Mises應力分布可得，在0.45MPa 整體水壓卸載后，機殼接頭高應力分布區(qū)域基本沒有發(fā)生變化，應力峰值與未進行水壓試驗前幾乎完全一致。

圖9 整體水壓卸載后法蘭變形示意圖

通過對機殼接頭分腔不等水壓及整體等水壓過程的有限元計算，得出機殼接頭在承受不同水壓作用下的應力變形，見表1。

表1 不同水壓作用下接頭應力變形對比表

3 結論

通過對機殼接頭在進行水壓試驗過程的應力變形計算，比較了采用分腔不等水壓及整體等水壓加載的特點，分析了接頭采用整體等水壓試驗的可行性，可得出如下結論：

1）采用分腔不等水壓及整體等水壓試驗，在加載中接頭應力峰值會略有升高，而左右密封板位置會產(chǎn)生相對較大的軸向膨脹，但在卸載后，接頭應力會有所下降，而變形則幾乎會恢復到未進行水壓試驗前的狀態(tài)。

2）采用整體等水壓試驗的效果要好于分腔不等水壓試驗，因為左右支撐板組件部位相對而言剛度較小，在承受分腔水壓過程中會產(chǎn)生一定的軸向變形，有可能影響內部構件的安全。

[1]苗福源,肖繼明,袁啟龍.大型軸流壓縮機焊接機殼的靜態(tài)有限元分析[J].機械設計,2007,24(7):60-62.

[2]肖繼明,穆生.大型軸流壓縮機焊接機殼的動態(tài)特性分析[J].機械設計,2009,26(9):43-46.

[3]佘皖寧.壓縮機焊接機殼的水壓試驗分析與研究[D].沈陽:東北大學，2008.

[4]鄧凡平.ANSYS10.0 有限元分析自學手冊[M].北京:人民郵電出版社,2007.