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        LNG聯(lián)運罐箱低溫安全閥的熱結構耦合分析及實驗研究

        2022-03-25 09:05:20周世豪張新奇
        化工技術與開發(fā) 2022年3期
        關鍵詞:閥桿閥體安全閥

        周世豪,李 成,張新奇,余 巍

        (中國船舶重工集團公司第725研究所,河南 洛陽 471000)

        液化天然氣罐式集裝箱能夠實現(xiàn)多式聯(lián)運,可整合各種水陸運輸方式,實現(xiàn)“一罐到底”,到達最終用戶,具有“宜儲易運、運輸方便”的特點。在國內,LNG罐箱多式聯(lián)運不僅可以實現(xiàn)低成本和規(guī)?;?,還可到達天然氣管網無法覆蓋的地區(qū)。作為一種對傳統(tǒng)LNG模式的創(chuàng)新,罐箱多式聯(lián)運在實現(xiàn)液化天然氣運輸方面具有靈活性強、效率高、周期短等明顯的優(yōu)點,對未來實現(xiàn)國際能源與國內終端客戶的互聯(lián)互通,推動節(jié)能減排,助力實現(xiàn)國家“雙碳”戰(zhàn)略目標具有十分重要的意義。目前,LNG集裝箱多式聯(lián)運受到各行業(yè)的廣泛關注,全國LNG產業(yè)鏈各環(huán)節(jié)的相關公司已開始著手布局相關業(yè)務[1]。

        考慮到LNG低溫、易燃易爆的特點,低溫安全閥作為LNG多式聯(lián)運儲罐的重要安全附件,在儲罐增壓時會自動排放內部介質,當壓力釋放時,安全閥自動關閉,這是確保儲罐安全穩(wěn)定運行的最后一道保障。根據工藝要求,液化天然氣罐箱需配備至少2臺低溫安全閥,同時在2臺閥門之間設置互鎖切換裝置,實現(xiàn)安全閥一備一用,以滿足安全閥快速切換、檢修等要求[2]。

        在海運或內陸運輸過程中,LNG多式聯(lián)運儲罐罐箱中的低溫安全閥經常受到復雜的交替循環(huán)載荷,包括罐箱加注及低溫介質氣化等引起的內部壓力波動、溫度變化等。低溫安全閥通常要能夠承受短時間內的溫度快速下降和頻繁的壓力變化等復雜交變載荷。儲罐內壓力的升高和下降,以及超低溫介質溫度的快速波動,會導致閥門承壓零部件內部產生較高的耦合熱應力。另外,閥門內部機械應力和溫度應力的交變,會導致承壓零部件產生機械疲勞,嚴重時甚至產生裂紋,從而誘發(fā)安全事故。因此,在設計LNG罐箱低溫安全閥時,不僅要考慮靜強度校核計算,還需進行熱應力校核,以確保低溫安全閥的安全、穩(wěn)定運行[3]。

        本文采用有限元分析方法,計算低溫安全閥在設計工況下的穩(wěn)態(tài)溫度場和熱結構耦合應力場分布,并對計算結果進行靜力學分析研究。在此基礎上,結合所研制樣機在低溫環(huán)境下實際測得的實驗數(shù)據,驗證了數(shù)值模擬方法的合理性及有效性,以期為低溫安全閥產品的結構優(yōu)化和產品開發(fā)提供數(shù)據參考。

        1 LNG聯(lián)運罐箱的低溫安全閥結構

        1.1 技術參數(shù)

        公稱通徑:DN25,公稱壓力:4.0MPa,整定壓力:0.64MPa,設計溫度:-196~+80℃,介質:LNG、液氮、液氧等;主體材質:CF8、06Cr19Ni10等。

        1.2 結構特點

        LNG聯(lián)運罐箱低溫安全閥主要由進口接管、閥座、閥體、緊定螺釘、閥頂、閥桿、彈簧、調節(jié)螺桿、鎖緊螺母、蓋帽、出口接管等部件組成(圖1)。安全閥采用常見的彈簧直接載荷式結構,利用壓縮彈簧使安全閥保持關閉狀態(tài)并在超壓時起跳、泄壓,具有結構緊湊,靈敏度高等優(yōu)點,同時安裝靈活,對振動的敏感性小,適合應用于移動式的壓力容器。另外,為防止安全閥調節(jié)彈簧壓縮量的機構松動或隨意改變已調整好的壓力值,該閥設有防松裝置并加以鉛封。

        圖1 低溫安全閥的結構示意圖

        2 建模及網格劃分

        采用建模軟件對安全閥進行三維建模。建模時要對安全閥的結構進行合理簡化,忽略對應力應變的影響很小的區(qū)域,如小孔、倒角、圓角、尖細面等部位,以便進行結構網格的劃分。網格劃分采用四面體/混合網格進行,為更準確地進行計算,對結構不連續(xù)處進行網格加密處理。具體劃分網格如圖2所示。

        圖2 低溫安全閥的網格圖

        根據表1的數(shù)據,網格單元數(shù)從11.6萬增加到14萬,最大應力值從283.18MPa增加到285.69MPa,最大應力值增加了1.2%;網格單元數(shù)從14萬增加到15.8萬,最大應力值從285.69MPa增加到286.56MPa,最大應力值增加了0.3%。綜合考慮到計算成本和計算精度,最終確定的網格單元數(shù)為14萬。

        表1 網格的無關性檢驗

        3 數(shù)值模擬計算及分析

        低溫安全閥閥體的材質為CF8,閥座、閥頂、彈簧等的材質為06Cr19Ni10,閥頂密封圈為PTFE,查詢后將安全閥主要材質的物性參數(shù)在分析軟件中進行設置[4]。在熱固耦合計算中,需同時考慮溫度應力和機械應力,具體包含穩(wěn)態(tài)溫度場的計算和耦合應力場的計算。

        進行溫度場的模擬計算時,要根據溫度的變化范圍,設置材料的導熱系數(shù)、比熱等溫度特性參數(shù),通過數(shù)值模擬,得到安全閥在超低溫工況下的穩(wěn)態(tài)溫度場分布。隨后根據順序耦合的分析方法,將溫度場的計算結果作為體載荷邊界條件,導入結構分析模型中。耦合分析時采用相同的網格模型,另外需施加介質壓力、密封力等機械載荷,計算安全閥在低溫工況下由熱應力和結構應力組成的耦合應力。

        3.1 邊界條件

        根據安全閥的設計參數(shù)和使用要求,在溫度場的模擬計算中,在低溫安全閥進口與低溫介質接觸的內表面處,施加邊界溫度-196℃,閥門外表面與大氣環(huán)境的接觸部位,設置成對流換熱,與空氣的對流傳熱系數(shù)設置為10W·m-2·K-1,大氣環(huán)境溫度及安全閥的初始溫度均取22℃[5]。

        首先對低溫安全閥的穩(wěn)態(tài)溫度場進行數(shù)值模擬計算,隨后將穩(wěn)態(tài)溫度場的模擬結果作為載荷邊界條件,導入安全閥的結構模型中,同時在閥門的進口端及閥座內表面接觸介質處,施加密封實驗壓力0.58MPa,通過等效法,將彈簧的預緊力均勻加載到閥瓣密封面上。

        3.2 溫度場的計算結果

        低溫安全閥的穩(wěn)態(tài)溫度場計算結果如圖3所示,要特別關注閥體、閥座、閥桿等主要部件的溫度分布情況。首先,從安全閥進口沿垂直方向向上,溫度的變化顯著,從底部-196℃升到頂部約-10.1℃,溫度差約為185.9℃,閥門進口處內壁在穩(wěn)態(tài)時與低溫介質的溫度保持一致。其次,對于安全閥承壓部件,在熱傳導與熱對流作用的影響下,閥體及閥座沿壁厚方向的溫度由內向外逐漸升高。閥體從內壁表面溫度-104.1℃逐漸升高到外壁表面的18.2℃,溫度差約為121.3℃,內外壁之間存在較大的徑向溫度差。閥體在垂直方向也存在較大的溫度變化,最大溫度差約為105.1℃;閥座從內壁表面溫度-196℃升高到外壁表面7.2℃,內外壁徑向的最大溫度差約為203.2℃,溫度變化范圍最大。

        圖3 安全閥溫度場的分布云圖

        對于閥桿,在閥桿前后的對稱面上,從端部沿頭部方向取一條路徑1→2。閥桿溫度場的分析路徑及云圖如圖4所示。從閥桿端部到頭部方向,溫度逐漸升高,從底部溫度-24.4℃升到頂部約13.25℃,溫度差約為37.65℃,軸向溫度變化明顯。關閉狀態(tài)下,由于閥桿與介質之間被閥頂及密封圈隔離開,穩(wěn)定狀態(tài)下閥桿的整體溫度相對偏高。閥桿沿路徑方向的溫度變化規(guī)律如圖5所示。閥桿端部由于直接與閥頂接觸,曲線初始段(0~14mm)呈快速上升趨勢,受安全閥頂端溫度的影響較大;14~108mm段,溫度基本趨于穩(wěn)定,因為此段閥桿在閥體中主要通過熱對流方式與空氣發(fā)生換熱,且此段受閥體及閥桿結構尺寸的均勻影響,閥桿溫度趨于穩(wěn)定。

        圖4 閥桿溫度場分析路徑及云圖

        圖5 沿閥桿長度方向溫度的變化曲線

        3.3 應力場的計算結果

        圖6為安全閥在低溫工況下的總應力分布云圖。在溫度和介質力的共同作用下,耦合熱應力集中分布在進口接管內壁及閥座內壁區(qū)域。閥門受力較大區(qū)域的耦合熱應力值約為58~148MPa,小于閥體材料的屈服強度205MPa,滿足強度要求。閥門最大應力出現(xiàn)在閥座外壁六角棱邊位置,最大應力值為285.69MPa。該區(qū)域屬于結構突變引起的局部熱應力集中,屬于正常情況,不會影響結構靜強度。另外,為防止低溫工況下局部集中應力過大,在設計時應盡量避免結構中存在尖角、凹槽等不連續(xù)過渡區(qū)域。

        圖6 安全閥耦合應力場的分布云圖

        從以上分析可知,低溫安全閥閥體、閥座等主要零部件沿壁厚方向,存在明顯的溫度梯度變化,會引起一定的總體熱應力,但從耦合應力的模擬計算結果可知,其總應力水平均較低,滿足安全閥對承壓部件的使用要求。對由溫度梯度引起二次熱應力的其它主要部件,其應力值雖然數(shù)值較大,但均符合PL+Pb+Q<3Sm的規(guī)定,滿足安全閥的靜強度要求。

        4 安全閥的低溫實驗

        按照GB/T 29026-2012標準中的低溫實驗程序[6],對研制的閥門樣機進行了低溫整定壓力和密封性能實驗,具體實驗裝置如圖7所示。在實驗容器的法蘭盤上安裝被測安全閥樣機,在實驗系統(tǒng)內不斷充入液氮,系統(tǒng)內的低溫液氮自然氣化,容器內的壓力不斷升高并促使被測安全閥起跳。低溫安全閥經過多次啟閉后,利用實驗前布置的各組熱電偶,監(jiān)測容器內及閥門進口等部位的溫度。待安全閥進口處的溫度穩(wěn)定且與容器內流體的溫度差小于30℃時,觀察并記錄安全閥的整定壓力。另外,在被測安全閥初始開啟時,暫不進行整定判定,同時被測安全閥的整定壓力實驗不得少于3次。安全閥起跳后,打開被測安全閥前端的低溫截止閥,當實驗容器內的壓力降到整定壓力的70%時,關閉該低溫截止閥,然后通過液氮氣閥,使實驗系統(tǒng)容器內的壓力維持在安全閥整定壓力的90%,觀察安全閥出口的泄漏情況。具體實驗結果如表2所示,實驗過程如圖8所示。

        圖7 低溫安全閥實驗裝置組成

        圖8 低溫安全閥實驗過程

        表2 低溫安全閥實驗結果

        整個實驗過程中,安全閥的動作穩(wěn)定,無頻跳、無振顫、無卡阻等。觀察閥門進口的熱電偶,低溫實驗時閥門進口溫度約為-176.5℃,達到了整定壓力下的氮氣臨界溫度,滿足低溫實驗標準要求。對比仿真計算結果和實際的低溫實驗結果后可知,安全閥的低溫實驗溫度較仿真結果偏高。由于液氮自蒸發(fā)增壓實驗方法的局限性以及實驗現(xiàn)場測試數(shù)據的單一性[7],且系統(tǒng)造價高、配套工裝復雜、實驗周期長等,因此引入仿真計算后,可以宏觀模擬閥門的低溫實驗工況或服役工況時的溫度場、結構場等,研究其分布及傳遞規(guī)律,從而提高研發(fā)效率。

        5 結論

        本文運用有限元軟件,對罐箱的低溫安全閥進行溫度場和熱結構耦合應力場計算,并結合研制樣機的實際低溫實驗測試數(shù)據進行分析,得到以下結論:

        1)采用數(shù)值模擬方法,對閥門在設計工況下的溫度場和熱應力場進行耦合計算,可了解溫度和熱應力的分布情況并獲取具體的數(shù)據。通過本次有限元的模擬計算,對安全閥的溫度場和應力場有了比較精確的了解,可為設計及結構優(yōu)化提供重要的實驗數(shù)據。

        2)根據有限元分析結果,對低溫安全閥進行了應力分析及靜強度校核,結果表明,閥門的溫度應力和機械應力組成的耦合應力滿足靜強度要求。

        3)對安全閥樣機進行低溫實驗,結果表明在低溫狀態(tài)下,樣機的整定、密封及動作等技術指標均滿足標準要求。有限元分析結果表明,引入仿真實驗,可以直觀分析低溫安全閥的溫度場、耦合應力場的分布規(guī)律,縮短產品的研發(fā)周期,提高研發(fā)效率。

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