李樹勛 尹會全 趙敏捷 楊玲霞 劉太雨

(1.蘭州理工大學(xué) 石油化工學(xué)院∥機(jī)械工業(yè)泵及特殊閥門工程研究中心，甘肅 蘭州 730050；2.上海高中壓閥門股份有限公司，上海 201401)

隨著經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展和能源需求的逐漸增大，液化天然氣(LNG)作為一種清潔能源被廣泛應(yīng)用于工業(yè)生產(chǎn)和居民生活。超低溫球閥是LNG管線運輸過程中的主要截流裝置之一，設(shè)備使用溫度最低可達(dá)到-196 ℃，受溫度載荷的影響，常溫環(huán)境對螺栓施加的預(yù)緊力在低溫工況運行時將會發(fā)生變化[1]。同時，法蘭結(jié)構(gòu)各組件發(fā)生熱變形，使得墊片的應(yīng)力分布不均勻，嚴(yán)重時將導(dǎo)致密封失效，進(jìn)而引發(fā)泄漏，因此對低溫下的螺栓預(yù)緊力進(jìn)行研究顯得尤為重要。

李操等[2]通過有限元分析研究了螺栓預(yù)緊力、法蘭厚度、螺栓分布狀態(tài)等因素對箭體結(jié)構(gòu)艙段對接面連接剛度的影響；Yan等[3]通過有限元仿真分析驗證了預(yù)緊力預(yù)測公式在計算低溫環(huán)境下螺栓預(yù)緊力變化的可行性和準(zhǔn)確性；楊陳等[4]研究了溫度載荷對發(fā)動機(jī)各零部件應(yīng)力分布和密封性能的影響；杜靜等[5]利用有限元方法分析了螺栓預(yù)緊力對軸承載荷分布的影響；Yang等[6]借助有限元接觸模型分析了螺栓在承受預(yù)緊載荷時的應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)；Nelson等[7]利用有限元方法研究了不同工況下單墊片和雙墊片法蘭接頭的接觸應(yīng)力。以上研究只分析了螺栓預(yù)緊力變化對法蘭結(jié)構(gòu)各組件的應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)以及密封性能的影響，針對線膨脹系數(shù)不同的螺栓材料在低溫下的預(yù)緊力變化趨勢的研究鮮有報道。本文以LNG超低溫球閥為載體，利用ANSYS有限元軟件，分析了LNG超低溫球閥中法蘭不同材料的螺栓在低溫下的預(yù)緊力變化以及密封性能。

1 螺栓預(yù)緊力理論分析

螺栓預(yù)緊力是保證法蘭具備良好密封性能的關(guān)鍵因素，而螺栓預(yù)緊力也由于受到不同因素的影響，在緊固期間以及閥門正常使用過程中，均有可能出現(xiàn)預(yù)緊力變化的情況。因此，需要針對螺栓預(yù)緊力變化的主要影響因素進(jìn)行討論。

當(dāng)法蘭螺栓分布數(shù)量較多且負(fù)載較大時，沿順時針(或逆時針)方向依次緊固的裝配方式不再適用，在緊固過程中將會導(dǎo)致先前緊固好的螺栓出現(xiàn)預(yù)緊力不足的現(xiàn)象。對于LNG超低溫球閥，應(yīng)嚴(yán)格按照對稱緊固的方式裝配螺栓，首先將所有螺栓預(yù)緊力從0增加到計算值的一半，然后逐步均勻增加預(yù)緊力，直至完全緊固[8]。

在螺栓裝配期間以及裝配之后，螺栓、螺母和法蘭的接觸區(qū)域會出現(xiàn)局部塑性變形，進(jìn)而導(dǎo)致螺栓連接件發(fā)生松弛。同時，由于螺栓材料的粘彈性效應(yīng)，隨著球閥運行時間的積累，螺栓將發(fā)生蠕變導(dǎo)致預(yù)緊力損失[9]。

LNG超低溫球閥的裝配工作是在常溫環(huán)境下完成的，低溫試驗工況下其溫度將達(dá)到-196 ℃。在此溫度下，法蘭螺栓系統(tǒng)的各個組件均會發(fā)生變形。假設(shè)因溫度變化而引起的螺栓和中法蘭的熱變形，均在其材料的彈性范圍內(nèi)，遵循胡克定律。

當(dāng)螺栓和閥體、閥蓋材料的熱膨脹系數(shù)不同時，螺栓和閥體、閥蓋的熱彈性變形量分別如下[10]：

δLB=αB(t-t0)lB

(1)

δLFB=αF(t-t0)lFB

(2)

δLFC=αF(t-t0)lFC

(3)

閥體和閥蓋選用同種材料，線膨脹系數(shù)相同，閥體和閥蓋的熱彈性變形量可總體表示為中法蘭的熱彈性變形量，即

δLF=αF(t-t0)(lFB+lFC)

(4)

則中法蘭相對于螺栓的熱彈性變形量為

δL=δLF-δLB

(5)

式中，t0為球閥初始預(yù)緊時的環(huán)境溫度，t為球閥工作溫度，αB為螺栓材料的線膨脹系數(shù)，αF為閥體、閥蓋材料的線膨脹系數(shù)，lB為螺栓的有效長度，lFB和lFC分別為閥體中法蘭和閥蓋的厚度。

結(jié)構(gòu)的剛度k是指彈性體抵抗變形拉伸的能力，螺栓和中法蘭結(jié)構(gòu)的剛度分別為

圖1 溫度對預(yù)緊力及變形的影響

(6)

(7)

因此，螺栓預(yù)緊力的變化量ΔFP可表示為

(8)

(9)

綜合上述分析，影響螺栓預(yù)緊力的因素主要有螺栓緊固順序、材料松弛現(xiàn)象以及溫度，本文就溫度對螺栓預(yù)緊力的影響進(jìn)行下一步有限元分析。

2 LNG超低溫球閥有限元模型

2.1 材料屬性

閥體、閥蓋材料選用FXM- 19，螺栓材料分別選用B8M、XM- 19、Inconel 625。通過查閱相關(guān)文獻(xiàn)資料，上述材料的物理性能參數(shù)如表1所示。

表1 材料的物理性能參數(shù)

LNG超低溫球閥墊片密封的準(zhǔn)確計算需要考慮到墊片材料的非線性[13- 15]。金屬纏繞墊片為多層纏繞式多材料彈性體，響應(yīng)存在高度非線性，完整的墊片特性通過應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表示，其加載、卸載曲線呈非線性，金屬纏繞墊片的回彈性曲線如圖2所示。

圖2 金屬纏繞墊片的回彈性曲線

2.2 網(wǎng)格劃分

由于本研究只考慮溫度載荷對球閥中法蘭螺栓預(yù)緊力和密封性能的影響，因此對球閥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了適當(dāng)簡化，在建立幾何模型時忽略閥桿、球體以及閥體下部的密封結(jié)構(gòu)。對球閥模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，采用自適應(yīng)網(wǎng)格劃分和局部網(wǎng)格控制技術(shù)，金屬纏繞墊片采用特殊的界面單元劃分網(wǎng)格，并進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證(當(dāng)單元數(shù)為473 611、561 748、613 354時，最大應(yīng)力分別為299.61、316.24、317.09 MPa)，最終確定網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為917 003，網(wǎng)格單元數(shù)為561 748，網(wǎng)格模型如圖3所示。

2.3 載荷與約束施加

為了真實模擬低溫下的螺栓預(yù)緊過程，本分析將設(shè)置7個載荷步。第一個載荷步在螺栓與閥蓋接觸面施加螺栓預(yù)緊力238 722.3 N，并在第二個載荷步中鎖定該載荷產(chǎn)生的形變，而后幾個載荷步逐步施加溫度載荷至-196 ℃。

圖3 球閥的網(wǎng)格模型

2.4 接觸設(shè)置

采用非對稱綁定接觸模擬螺母和螺栓的連接，采用非對稱摩擦接觸模擬螺母與閥蓋以及閥蓋、閥體與金屬纏繞墊片間的連接，摩擦系數(shù)取0.15，采用多個載荷步施加螺栓預(yù)緊力的加載方式來模擬螺栓的擰緊過程[16- 17]。按接觸設(shè)置規(guī)則，設(shè)置金屬纏繞墊片密封面為接觸面，閥體、閥蓋密封面為目標(biāo)面，設(shè)置非對稱接觸行為，選取增廣拉格朗日算法進(jìn)行計算[18]。

3 有限元分析結(jié)果

3.1 螺栓預(yù)緊力分析

為了使分析結(jié)果清晰有序，按照空間位置沿閥蓋從靠近閥體左側(cè)法蘭螺栓開始，順時針依次編號為1#-16#?？紤]到螺栓法蘭系統(tǒng)是周期對稱結(jié)構(gòu)，并且所受載荷和約束也是周期對稱分布的，有限元分析時只選用1#-4#螺栓進(jìn)行計算。不同螺栓材料的預(yù)緊力變化趨勢如圖4所示。

從圖4可以看出，1#、2#螺栓在低溫下的平均預(yù)緊力均大于3#、4#螺栓，1#、2#螺栓分布在靠近管法蘭一側(cè)，法蘭螺栓系統(tǒng)各組件發(fā)生熱變形，中法蘭在與流道平行兩側(cè)的變形程度大于與流道垂直兩側(cè)的變形，使得分布在靠近管法蘭兩側(cè)的螺栓受到的拉應(yīng)力大于其他位置的螺栓。

由圖4(a)可知，螺栓預(yù)緊力先隨著溫度的降低緩慢增加，在-120 ℃以后增長趨勢較為明顯，-196 ℃時平均預(yù)緊力為293 360 N，較常溫下的螺栓預(yù)緊力增加了24.93%。由于螺栓材料B8M的線膨脹系數(shù)大于閥體和閥蓋材料FXM- 19的線膨脹系數(shù)，在低溫環(huán)境下螺栓材料的軸向收縮程度比閥體、閥蓋大，金屬纏繞墊片被進(jìn)一步壓緊，能夠更好地保證密封。當(dāng)螺栓預(yù)緊力過大時，即使在非螺紋區(qū)域的總拉伸應(yīng)力是安全的，但在螺栓根部會發(fā)生應(yīng)力集中，增加產(chǎn)生裂紋的風(fēng)險。同時，預(yù)緊力過大將導(dǎo)致墊片被壓潰而發(fā)生泄漏。

圖4 不同螺栓材料的預(yù)緊力變化

由圖4(b)可知，螺栓預(yù)緊力隨溫度的降低均勻增加，近似呈線性增長趨勢，-196 ℃時平均預(yù)緊力為253 725 N，較常溫下的螺栓預(yù)緊力增加了6.28%。螺栓材料XM- 19的線膨脹系數(shù)與閥體、閥蓋材料FXM- 19的線膨脹系數(shù)相同，隨著溫度的降低，螺栓與閥體、閥蓋在軸向的收縮程度也相同，但由于材料的彈性模量會隨溫度的降低而增大，使得預(yù)緊力也相應(yīng)地隨溫度的降低略微增加。

由圖4(c)可知，螺栓預(yù)緊力隨溫度的降低而急劇減小，-196 ℃時平均預(yù)緊力為175 735 N，較常溫下的螺栓預(yù)緊力減小了26.39%。螺栓材料Inconel 625的線膨脹系數(shù)小于閥體和閥蓋材料FXM- 19的線膨脹系數(shù)，在低溫環(huán)境下螺栓材料的軸向收縮程度比閥體、閥蓋小，密封效果與常溫相比有所下降。如果預(yù)緊力過小將使墊片無法獲得足夠的壓緊應(yīng)力，進(jìn)而引發(fā)泄漏，因此還需要對中法蘭結(jié)構(gòu)的密封性能做進(jìn)一步分析。

3.2 金屬纏繞墊片密封比壓分析

為簡化計算，選取1/4模型分別模擬3種線膨脹系數(shù)不同的螺栓材料與閥體、閥蓋組合在常溫和低溫下的墊片密封比壓，結(jié)果如圖5所示。

由圖5可以看出，金屬纏繞墊片的應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，沿徑向由內(nèi)而外逐漸增大，這是因為墊片的受力不是直接施加在墊片表面，而是在螺栓預(yù)緊力的作用下以墊片反作用力為支點發(fā)生偏轉(zhuǎn)，產(chǎn)生軸向位移，造成墊片預(yù)緊比壓沿徑向分布不均，形成外緊內(nèi)松的分布狀態(tài)。低溫工況下的墊片內(nèi)外側(cè)密封比壓差值比常溫工況下的密封比壓小。

當(dāng)螺栓材料選用B8M時，隨溫度的降低，墊片密封比壓顯著提高，最大密封比壓由常溫下的95.119 MPa增大到103.410 MPa，較常溫時增大了8.72%；當(dāng)螺栓材料選用XM- 19時，隨溫度的降低，墊片密封比壓略微增大，最大密封比壓由常溫下的95.144 MPa增大到97.356 MPa，較常溫時增大了2.33%；當(dāng)螺栓材料選用Inconel 625時，隨溫度的降低，墊片密封比壓減小，最大密封比壓由常溫下的94.600 MPa減小到83.603 MPa，較常溫時減小了11.63%。

經(jīng)計算，金屬纏繞墊片最小預(yù)緊比壓為69 MPa，螺栓選用線膨脹系數(shù)不同的3種材料時，墊片平均密封比壓均大于其最小預(yù)緊比壓，能夠形成有效密封環(huán)帶，從而保證墊片密封而不發(fā)生泄漏。由于墊片密封受多種因素的影響，如溫度、壓力等，當(dāng)螺栓法蘭結(jié)構(gòu)受到介質(zhì)壓力時，墊片會發(fā)生回彈，導(dǎo)致密封比壓減小，密封性能下降。考慮到實際工況閥體內(nèi)部有介質(zhì)壓力的存在，當(dāng)螺栓材料的線膨脹系數(shù)小于閥體和閥蓋材料的線膨脹系數(shù)時，隨著溫度的降低，中法蘭的密封性能會大幅下降。

圖5 不同螺栓材料下金屬纏繞墊片的應(yīng)力分布

4 結(jié)論

(1)當(dāng)螺栓材料的線膨脹系數(shù)大于法蘭材料的線膨脹系數(shù)時，預(yù)緊力隨溫度的降低而增大，且增長趨勢逐漸明顯；當(dāng)螺栓材料的線膨脹系數(shù)等于法蘭材料的線膨脹系數(shù)時，預(yù)緊力隨溫度的降低而略微增大，近似呈線性增長趨勢；當(dāng)螺栓材料的線膨脹系數(shù)小于法蘭材料的線膨脹系數(shù)時，預(yù)緊力隨溫度的降低而急劇減小。同時，在低溫環(huán)境下，靠近管法蘭兩側(cè)螺栓的預(yù)緊力均大于其他位置螺栓的預(yù)緊力。

(2)金屬纏繞墊片應(yīng)力分布沿徑向由內(nèi)而外逐漸增大，形成內(nèi)緊外松的分布狀態(tài)，且低溫下墊片內(nèi)外側(cè)密封比壓差值比常溫時小。螺栓選用線膨脹系數(shù)不同的3種材料時，隨溫度的降低，金屬纏繞墊片的密封比壓呈現(xiàn)出與預(yù)緊力相同的變化趨勢。墊片的平均密封比壓均大于其最小預(yù)緊比壓，能夠保證密封。

(3)在LNG超低溫球閥的中法蘭結(jié)構(gòu)中，應(yīng)避免螺栓材料的線膨脹系數(shù)小于閥體和閥蓋材料的線膨脹系數(shù)，以免實際運行過程中墊片密封比壓驟減而造成泄漏。同時，對于LNG其他閥門，LNG泵、管道等其他低溫設(shè)備的法蘭結(jié)構(gòu)也應(yīng)避免螺栓材料的線膨脹系數(shù)小于法蘭材料的線膨脹系數(shù)。