張繼偉，雷 艷，王 劍，黃 健，靳淑軍，彭 林，范宜霖

（合肥通用機(jī)械研究院，安徽 合肥 230000）

1 前言

大口徑蝶閥作為埋地管線的截流、調(diào)節(jié)裝置被廣泛應(yīng)用于化工、石化、冶煉及給水排水等行業(yè)。對埋地管線大口徑蝶閥而言，其強(qiáng)度、剛度及密封等性能需滿足內(nèi)部介質(zhì)、復(fù)雜環(huán)境，如地基沉降、地震等附加載荷的特殊要求［1，2］。API 6D規(guī)定，當(dāng)管道因彎曲載荷破壞時，要求閥門具有足夠的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、密封性和動作性能［3］。針對某閥門廠DN2800埋地大口徑蝶閥在服役過程中發(fā)生泄漏案例，本文利用有限元方法對其剛度、密封性進(jìn)行分析研究，同時對處于復(fù)雜環(huán)境中埋地大口徑蝶閥可承受彎曲載荷與剛度、密封性能之間的關(guān)系進(jìn)行研究，最終得到同時滿足大口徑蝶閥剛度、密封性能的可承受最大彎曲載荷，為大口徑蝶閥實際可承受最大彎曲載荷性能的研究提供一種參考依據(jù)。MPa時，彈性變形結(jié)束進(jìn)入塑性變形階段。

2 分析參數(shù)及工況的確定

2.1 模型的確定

考慮嚴(yán)苛工況，在土體作用力、內(nèi)壓和外部彎曲載荷作用下，以有力矩理論和彎曲應(yīng)力理論為依據(jù)建立管-閥承受彎矩模型［4，5］。以PN10、DN2800大口徑蝶閥為例，將均布載荷轉(zhuǎn)化為等值集中載荷作用在以蝶閥為中心的管道上，左右管長均為8000 mm，對稱集中載荷離兩側(cè)約束距離相等，集中載荷間管道與閥承受的彎矩值相同，通過不斷優(yōu)化集中載荷的大小，確定蝶閥剛度和密封同時有效的最大彎矩值。簡化模型如圖1所示。

圖1 埋地大口徑蝶閥抗彎曲載荷簡化模型

計算時作如下假設(shè)：

（1）假設(shè)管道具有足夠的強(qiáng)度、剛度，不考慮管道初始橢圓度、初始缺陷、結(jié)構(gòu)突變及閥與管道的連接形式；

（2）不考慮摩擦力矩；由于跨度遠(yuǎn)大于截面高度，不考慮剪力對彎曲變形影響；

2.2 材料力學(xué)性能參數(shù)

閥體、閥座等主要部件的材料力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

表1 材料基本力學(xué)性能

閥體材料QT500-7是一種高強(qiáng)度鑄鐵材料，因其綜合力學(xué)性能接近于鋼，有較高的強(qiáng)度、韌性和耐磨性，且常溫下延伸率為10.8%，故彈塑性力學(xué)的理論和假設(shè)基本適用于QT500-7［6］，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。從圖中可看出，QT500-7有著明顯的彈性直線段，在進(jìn)入屈服后，應(yīng)力應(yīng)變呈非線性直線，但近似于直線；應(yīng)力-應(yīng)變的彈性范圍以屈服點σ0.2為界，當(dāng)應(yīng)力值超過σ0.2=365

圖2 常溫下QT500-7應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.3 土體作用載荷的確定

長期埋地管道和蝶閥直接或間接承受多方面載荷作用，主要有自重、上部覆土等恒載荷、交通壓力等引起的靜載荷Ws，以及路面動車、溫度等因素引起的動載荷Wd［7］。假設(shè)地基的剛性約束對計算影響甚小，結(jié)合實際工況，本文中主要考慮外部永久作用載荷（自重、土體作用力和介質(zhì)壓力）。

土體對管道作用力有豎向和側(cè)向作用力，其值均按照標(biāo)準(zhǔn)值計算。根據(jù)文獻(xiàn)［8］中的規(guī)定：管頂豎向土體壓力標(biāo)準(zhǔn)值和側(cè)向土體壓力標(biāo)準(zhǔn)值計算式分別為：

式中 Ffv—— 每米沿管道上的管頂豎向土體壓力，kN/m

CC——土壓力系數(shù)，CC=1.2

γ——回填土的重力密度，kN/m3，γ=18 kN/m3

H—— 管頂至設(shè)計地面的覆土高度，m，H=2.5 m

D——圓管外直徑，m，D=3.2 m

Fep—— 管頂側(cè)向土體壓力，kN/m2

kα—— 主動土壓力系數(shù)，kα=1/3

Z—— 自地面至計算截面處的深度，m，Z=4.1 m

將以上數(shù)據(jù)代入式（1）、（2）計算得到：Ffv=172.8 kN/m，F(xiàn)ep=24.6 kN/m2。

3 蝶閥剛度及剛度極限彎曲載荷分析

有限元法認(rèn)為內(nèi)力或外力均由結(jié)點傳遞，在整體剛度方程中的載荷項均為結(jié)點載荷。當(dāng)單元受均布載荷或其他非結(jié)點載荷時，必須將其向結(jié)點移置，即將非結(jié)點載荷換算成作用在結(jié)點效果相當(dāng)?shù)募休d荷［9］。

3.1 蝶閥閥體剛度分析

考慮在蝶板、閥座和閥桿等構(gòu)件共同作用時，蝶閥剛度必然增強(qiáng)，故選取單一管道閥體模型研究大口徑蝶閥抗彎剛度性能。借鑒ASME QME-1核電廠能動機(jī)械設(shè)備鑒定中對彎矩施加需通過閥桿中心平面的規(guī)定，在管道閥模型重心處施加垂直載荷200，400，600，800，1000，1200N，通過輸出閥在不同載荷下的撓度變形計算出其抗彎剛度。

閥體承受外載荷200，400，600，800，1000，1200 N時的撓度值及加載方向的抗彎剛度值如表2所示，隨著外力的增大，閥體撓度變形逐漸增大，但閥體自身抗彎剛度基本不變，其值為3.435 ×1018N·mm2。

表2 閥體結(jié)構(gòu)載荷加載方向上位移及抗彎剛度

3.2 剛度有效極限彎曲載荷的確定

3.2.1 載荷及約束

對關(guān)閉狀態(tài)下的閥施加介質(zhì)壓力1 MPa；對管道施加內(nèi)部介質(zhì)壓力和土體作用力；對整體模型施加自身重力作用；距管道左、右兩端面4000 mm處各施加集中力F。管道入、出口端施加約束；模型沿中心線的剖面位置施加對稱約束。

3.2.2 數(shù)值模擬分析

將大口徑蝶閥作為分析目標(biāo)，通過不斷地尋優(yōu)驗證計算，得到閥體應(yīng)力值不大于屈服強(qiáng)度σ0.2的極限外載荷F剛。如圖3，4所示，在F剛作用下，閥體最大等效應(yīng)力值為365 MPa，最大變形值為0.468 mm，最大應(yīng)力值等于對應(yīng)溫度下材料的屈服強(qiáng)度，此時閥體處于彈性變形與塑性變形的臨界點，即在不考慮安全系數(shù)的情況下，DN2800埋地大口徑蝶閥臨界剛度有效時可承受極限外載荷F剛=7.495×106N，剛度有效極限彎曲載荷M剛=2.998×1010N·mm。

圖3 閥體等效應(yīng)力分布云圖

圖4 閥體變形分布云圖

4 密封有效臨界彎曲載荷的確定

蝶閥閥座與密封圈接觸屬于金屬與非金屬的非線性接觸，其中涉及材料非線性、結(jié)構(gòu)非線性等復(fù)雜問題。蝶閥關(guān)閉時，通過碟板的轉(zhuǎn)動，密封圈與閥座相互接觸并擠壓產(chǎn)生接觸力，同時發(fā)生接觸變形，當(dāng)接觸面上形成有效密封環(huán)帶，接觸應(yīng)力值大于介質(zhì)壓力和必需比壓，小于許用比壓時達(dá)到有效密封。若接觸面上任何一處密封環(huán)帶上的接觸應(yīng)力小于介質(zhì)壓力或必需比壓，則密封失效。

4.1 材料參數(shù)及載荷約束

采用Mooney-Rivlin 2個材料參數(shù)模型，EPDM應(yīng)變能偏量部分有關(guān)參數(shù)C10=0.738 MPa，C01=0.185 MPa［12～14］，其中邵氏硬度 70。

管道、閥座和密封圈等規(guī)則部件采取六面體網(wǎng)格類型，蝶板、閥體等不規(guī)則部件采用四面體網(wǎng)格類型。整個分析模型中包含4對非線性接觸對：密封圈與蝶板、密封圈與密封壓板、密封圈與閥座；為了減小非線性接觸迭代的計算量和接觸的穩(wěn)定建立，將接觸關(guān)系定義為綁定約束與庫倫摩擦［15～17］。

考慮自重，施加內(nèi)部介質(zhì)壓力1.0 MPa；對管道施加內(nèi)部介質(zhì)壓力和土體作用力；距管道左、右側(cè)4000 mm處施加臨界外載荷F剛。

4.2 數(shù)值模擬分析

計算極限外載荷F剛作用下蝶閥閥座與密封圈的接觸力，結(jié)果如圖5所示，F(xiàn)剛作用下最大接觸力5.523 MPa，其值超過密封圈材料EPDM許用比壓［q］=4 MPa，此時密封圈由于接觸力過大導(dǎo)致密封面發(fā)生損壞，密封性能失效影響蝶閥使用性能和壽命。

圖5 閥座、密封圈接觸應(yīng)力云圖

通過尋找最優(yōu)，得到同時滿足剛度、密封性能的臨界彎曲載荷M密=2.594×1010N·mm，此時閥座與密封圈最大接觸力為3.327 MPa。截取閥座、密封圈接觸應(yīng)力部分云圖如圖6所示，閥座密封圈接觸面上形成了有效密封環(huán)帶，接觸應(yīng)力值大于介質(zhì)壓力且小于EPDM許用比壓，滿足密封圈密封性能判斷標(biāo)準(zhǔn)。

圖6 閥座、密封圈接觸應(yīng)力部分云圖

通過以上對PN10、DN2800埋地大口徑蝶閥進(jìn)行剛度及密封性能的數(shù)值模擬分析，得到剛度有效極限彎曲載荷M剛、密封有效臨界彎曲載荷M密，M剛明顯大于M密，則同時滿足剛度、密封性能要求的蝶閥可承受最大彎曲載荷為密封有效臨界彎曲載荷M密。

綜上所述，某閥門廠大口徑蝶閥發(fā)生泄漏的原因為蝶閥因承受外在彎曲載荷時，閥體剛度發(fā)生變化、截面產(chǎn)生橢圓化引起主密封面接觸不良，但此時蝶閥剛度依然有效。本文分析結(jié)果與實際大口徑蝶閥失效情況相一致，進(jìn)一步驗證了文中分析方法與結(jié)果的正確性。

5 系列產(chǎn)品性能及彎曲載荷研究

運用以上方法對公稱通徑DN＞1000 mm，系列大口徑蝶閥進(jìn)行同一壓力等級蝶閥抗彎剛度、可承受最大彎曲載荷的分析研究。選取DN1000、DN1400、DN1800、DN2000、DN2400、DN2800六個尺寸系列，其最小壁厚t、實際壁厚t1、抗彎剛度K、剛度有效臨界彎曲載荷M1和密封有效臨界彎曲載荷M2等計算結(jié)果如表3所示。

表3 系列蝶閥模擬計算數(shù)據(jù)

同一壓力PN10、DN1000～DN2800同類型大口徑蝶閥最小壁厚t與抗彎剛度K之間的函數(shù)關(guān)

系如下：

抗彎剛度與最小壁厚的關(guān)系曲線如圖7所示。從圖中可看出，抗彎剛度與壁厚呈二次函數(shù)關(guān)系，隨著壁厚的增大，抗彎剛度值也逐漸增大，即抵抗變形的能力逐漸增強(qiáng)。

圖7 抗彎剛度與最小壁厚關(guān)系曲線

大口徑蝶閥公稱直徑d與剛度有效臨界彎曲載荷M1、密封有效臨界彎曲載荷M2之間的函數(shù)關(guān)系式為：

根據(jù)式（4）擬合得到的曲線如圖8所示。從圖中可看出，公稱直徑d與剛度有效臨界彎曲載荷M1、密封有效臨界彎曲載荷M2均呈二次函數(shù)關(guān)系；隨著公稱直徑的增大，M1，M2逐漸增大，且隨著口徑的增大，M1，M2間差值逐漸增大。

圖8 公稱直徑d、最小壁厚t與M1，M2的關(guān)系曲線

由以上分析可知，壓力為PN10、公稱直徑為DN1000～DN2800的同類型系列大口徑蝶閥，其最小壁厚t、公稱直徑d與抗彎剛度K、剛度有效臨界彎曲載荷M1及密封有效臨界彎曲載荷M2均呈二次函數(shù)關(guān)系。蝶閥剛度與閥體的截面慣性矩有關(guān)，隨著壁厚的增大，蝶閥抗彎剛度增大，蝶閥抵抗變形的能力逐漸增強(qiáng)；蝶閥口徑增大時，壁厚增加，蝶閥可承受外在彎曲載荷也逐漸增大。綜上所述，公稱通徑DN＞1000 mm系列大口徑蝶閥所能承受的剛度有效臨界彎曲載荷M1明顯大于密封有效臨界彎曲載荷M2，即大口徑蝶閥密封失效先于剛度失效。從安全及要求滿足剛度、密封性能有效的角度出發(fā)，系列大口徑蝶閥所能承受的最大彎曲載荷為閥門密封有效臨界彎曲載荷M2。

6 結(jié)論

（1）針對某廠DN2800埋地大口徑蝶閥發(fā)生泄漏案例，本文對埋地大口徑蝶閥剛度、密封性能進(jìn)行分析，對DN2800埋地大口徑蝶閥和系列產(chǎn)品進(jìn)行了同時滿足剛度、密封性能時蝶閥可承受最大彎曲載荷的研究。建議在蝶閥設(shè)計過程中可通過增加截面慣性矩、優(yōu)化加強(qiáng)筋位置和改變閥體受力狀態(tài)等方式增強(qiáng)閥體剛度；同時考慮埋地大口徑蝶閥安裝方式，應(yīng)盡量減小外在彎曲載荷對其性能的影響，可使用法蘭短節(jié)-閥-伸縮節(jié)-法蘭短節(jié)整體安裝調(diào)入閥井的安裝方式。

（2）長期承受土體等永久作用載荷的PN10、DN2800埋地大口徑蝶閥自身抗彎剛度值為3.435×1018N·mm2，剛度有效極限彎曲載荷M剛=2.998×1010N·mm。

（3）長期承受土體等永久作用載荷的PN10、DN2800埋地大口徑蝶閥密封失效先于剛度失效，即DN2800埋地大口徑蝶閥所能承受的最大彎曲載荷為閥門密封有效臨界彎曲載荷M密=2.594×1010N·mm；

（4）DN＞1000 mm同一壓力、同類型和加強(qiáng)筋特定結(jié)構(gòu)的系列大口徑蝶閥，其最小壁厚t、公稱直徑d與抗彎剛度K、彎曲載荷M1，M2間呈二次函數(shù)關(guān)系；

（5）DN＞1000 mm的系列大口徑蝶閥同時滿足剛度、密封性能時可承受最大彎曲載荷為閥門密封有效臨界彎曲載荷。

［1］ 李振東，肖武.大口徑蝶閥零件的剛度對性能的影響［J］.閥門，1994（2）：15-21.

［2］ 趙玉龍.大口徑蝶閥閥體設(shè)計［J］.流體機(jī)械，1996（4）：36-39.

［3］ ANSI/API 6D—2008，Specification for pipeline valve［S］.2008.

［4］ 范欽珊，王波，殷雅俊.材料力學(xué)［M］.北京：高等教育出版社，2000.

［5］ 徐芝綸.彈性力學(xué)［M］.北京：人民教育出版社，1982.

［6］ 商全義，弓金霞.球墨鑄鐵高溫彈塑性力學(xué)性能的實驗研究［J］.熱加工工藝，2000（2）：19-21.

［7］ 王直民，張土喬，吳小剛.埋地管道管土相對剛度的分析［J］.水利水電技術(shù)，2006，37（3）：48-54.

［8］ GB 50332-2002 給排水工程管道結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［S］.2002.

［9］ 劉靈芝，黃智勇.基于ANSYS 的車架強(qiáng)度和剛度分析［J］.宿州學(xué)院學(xué)報，2008，23（3）：92-95.

［10］ 甄志強(qiáng)，龍華，王彩虹.橢圓形人孔強(qiáng)度和剛度的有限元分析［J］.機(jī)械，2009，36（4）：28-30.

［11］ 張功學(xué)，張寧寧，呂玉清.基于Workbench靜剛分析的DVC850立柱優(yōu)化設(shè)計［J］.機(jī)床與液壓，2011，39（1）：62-65.

［12］ 王偉，鄧濤，趙樹高.橡膠Mooney-Rivlin模型中材料常數(shù)的確定［J］.特種橡膠制品，2004，25（4）：8-10.

［13］ 余家泉，陳雄，周長省，等.EPDM薄膜橡膠包覆材料的粘-超彈本構(gòu)模型研究［J］.推進(jìn)技術(shù)，2015，36（3）：465-470.

［14］ Jing Jiang，Jin-sheng Xu，Zhong-shui Zhang，et al.Rate-dependent compressive behavior of EPDM insulation：Experimental and constitutive analysis ［J］.Mechanics of Materials，2016，96：30-38.

［15］ 胡殿印，王榮橋，任全彬，等.橡膠O形圈密封結(jié)構(gòu)的有限元分析［J］.北京航空航天大學(xué)學(xué)報，2005，31（2）：255-260.

［16］ 王財生，秦瑤，安琦.機(jī)械密封O形橡膠密封圈力學(xué)行為的有限元分析［J］.華東理工大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2013，39（6）：761-767

［17］ Chuanjun Han，Dabin Li，Yang Liu.The strength and analysis of high pressure ball valve for natural gas［J］.Advanced Materials Research Vols，2011，（233-235）：2816-2819.