快开容器组合啮合度下齿块强度的有限元分析

丛湘纯，张 颖，王 兵，刘延雷，高 晗

(1.东北石油大学 机械科学与工程学院，黑龙江 大庆 163318； 2.杭州市特种设备检测院，浙江 杭州 310003；3.中国石油石油化工研究院 大庆化工研究中心，黑龙江 大庆 163318)



快开容器组合啮合度下齿块强度的有限元分析

丛湘纯1，张 颖1，王 兵2，刘延雷2，高 晗3

(1.东北石油大学 机械科学与工程学院，黑龙江 大庆 163318； 2.杭州市特种设备检测院，浙江 杭州 310003；3.中国石油石油化工研究院 大庆化工研究中心，黑龙江 大庆 163318)

齿啮式快开容器使用广泛，其快开结构是实现容器开关门操作的重要部分，而齿块的啮合程度决定容器的运行安全。以一台齿啮式蒸压釜为例，采用有限元分析方法，针对周向未完全啮合、径向未完全啮合、周向和径向均未完全啮合即组合式未啮合工况，对齿块受载状态进行了数值模拟，并对其危险路径进行了强度校核。分析结果可知，随着齿块周向或径向啮合度的降低，齿间所受应力均呈增大趋势。在组合式未啮合工况(周向啮合度为80%、径向错动量3.0 mm)下出现应力最大的危险情况。经强度校核发现，其一次局部薄膜应力超过许用值，不能满足强度要求。分析结果表明，齿啮式快开容器应尽量避免齿块在未完全啮合的情况下工作，以保证其安全使用。

组合啮合度； 快开容器； 有限元分析； 强度校核

齿啮式快开压力容器广泛用于很多工业领域，其快开结构是实现容器开关门操作的重要部分。当顶盖法兰旋转某一角度，沿快开装置圆周方向加工出均布的齿(即顶盖法兰齿与筒体法兰齿)，将完全啮合或错开，从而达到快速开启和闭合的目的[1-2]。近年来，发生了多起因快开容器齿块未啮合到位而导致的快开容器安全事故[3-4]。可见，齿块的啮合程度是影响容器运行安全的重要因素[5]。

齿块啮合不到位一般有三种情况。一是齿块周向未完全啮合，此种情况下的升压运行会导致啮合受力发生偏移，造成局部应力升髙而导致事故；二是齿块径向未完全啮合，加工精度和工况变化等因素的作用，会导致法兰失圆，使某个或若干个齿在径向方向上啮合不到位；三是齿块在周向及径向两个方向均未完全啮合(组合式未啮合，下同)，此种情况的危险程度较高，易产生事故。

针对周向或径向的单方向错位对快开容器强度产生的影响，已进行了相关的研究[6]。本文以一台实际齿啮式蒸压釜为例，设定齿块完全啮合为理想啮合状态即标准工况，在此条件下建立一套有限元分析流程，针对周向未完全啮合、径向未完全啮合以及组合式未啮合工况，对齿块受载状态进行数值模拟，并对其危险路径进行了强度校核，分析了齿块啮合度对快开容器齿块强度的影响。研究结果可为工程中类似的快开容器分析提供一定的参考依据。

1 蒸压釜的基本参数

蒸压釜为一轴对称薄壳受内压结构，由釜体、釜体法兰和釜盖、釜盖法兰组成。釜体与釜盖的连接是通过法兰上的釜齿相互啮合，釜齿沿圆周均匀分布，齿数n=40。釜体内径为2 850 mm，壁厚为20 mm，其材料为Q345R锻件；釜盖壁厚为22 mm，其材料为Q345锻件；法兰为一圆环形块状结构，其材料为Q345锻件。设计压力为1.6 MPa，设计温度为210 ℃，设计疲劳寿命为1×105次；设计温度下釜体和釜盖部分的设计应力强度为168.0 MPa，法兰的设计应力强度为142.0 MPa。

2 标准工况下齿块强度的有限元分析

以理想啮合状态下的齿啮式快开结构为例，对其齿块强度进行了有限元分析，有限元分析流程如图1所示。

图1 有限元分析流程

2.1 模型的建立

蒸压釜釜体的接触面为40对啮合齿，在圆周方向均匀分布。由于其结构和载荷均具有对称性，可处理为广义轴对称问题。为了减少计算量，取一个法兰齿及两侧相邻半个齿间隙作为研究对象，相邻齿之间中心夹角为9°，截取局部子结构建立计算模型，通过Solidworks建立三维模型导入ANSYS，从而建立齿啮式快开结构有限元模型。齿啮式快开结构有限元模型见图2，局部有限元模型见图3。

图2 齿啮式快开结构有限元模型

图3 局部有限元模型

2.2 网格划分及边界条件的确定

选用实体单元SOLID186进行网格划分，选择六面体单元进行Sweep扫掠划分，且在两个法兰的接触面执行网格细化操作，对划分网格的模型施加边界条件。载荷条件：在模型结构的内表面施加均匀载荷1.6 MPa；位移边界条件：在蒸压釜快开装置结构对称面和釜头切面上施加轴对称约束，在齿啮式快开结构的几何对称中心处施加径向位移约束。

2.3 接触分析

在实际操作中，釜体法兰和釜盖法兰通过啮合齿之间的接触来实现力的传递和彼此之间的约束[7]，故采用单元TARGET170和CONTAT174，分别以釜体法兰齿下表面为目标面、釜盖法兰齿上表面为接触面创建接触对。

2.4 求解

对蒸压釜实体模型加载后，进行了应力计算。标准工况下的应力云图如图4所示。

图4 标准工况下的应力云图

从图4可以看出，在釜体法兰齿与釜盖齿的啮合区域即上下齿的搭接部位，以及釜体和釜盖齿根部位出现高应力集中现象。前者是由于釜齿接触面之间的啮合力使齿间处于较高的应力状态，后者主要是由于结构的不连续从而产生应力集中现象。

2.5 应力线性化处理

评定强度前，需要对应力进行线性化处理。根据应力计算结果，可确定齿根部位为危险截面，设置应力线性化路径。路径的选择原则是：选取截面应力强度最大点沿壁厚方向的最短距离[8]，因此选择釜体和釜盖齿周围的4条路径进行分析，4条路径分别为路径a_a、b_b、c_c及d_d。啮合部位4条路径如图5所示。

图5 啮合部位4条路径

2.6 强度评定

对危险截面进行线性化处理后，将线性化部分归类为弯曲应力，非线性部分归类为峰值应力，应力集中系数K取1，规定其限制条件为[9]：

一次局部薄膜应力强度(SⅡ)：

PL≤1.5KSm

一次加二次应力强度(SⅣ)：

PL+Pb+Q≤3.0KSm

式中，PL为一次局部薄膜应力强度，MPa；Pb为一次弯曲应力强度，MPa；Sm为材料的设计应力强度，MPa；Q为二次应力强度，MPa。提取危险路径a_a、b_b、c_c及d_d的应力强度(应力，下同)并进行强度评定，结果见表1。

由表1可知，对每一条危险路径(路径，下同)，SⅣ均比SⅡ大；对比4条路径的应力，路径b_b的SⅡ及SⅣ应力最大，路径a_a的SⅡ及SⅣ应力最小，这与齿侧易产生裂纹的实际情况相符。同时，各路径的应力均小于许用值，说明结构强度满足设计要求。

表1 标准工况下各危险路径的应力及强度评定结果 MPa

3 不同啮合度下齿块强度的有限元分析

3.1 统计分析

2007年4月某厂蒸压釜工作时釜盖未旋转到位，啮合齿在周向未完全啮合下就进行升压操作而导致釜盖飞出[10]；2006年3月某厂灭菌罐的啮合齿之间未完全啮合便加注带压蒸汽导致罐门崩开爆炸[11]；江西某市建材厂的蒸压釜发生一起事故，现场勘查发现，釜体和釜盖齿圈的部分啮合齿损伤压痕宽度达5 mm，深度达3 mm，最大损伤面积达35 mm2，其釜体相互啮合的齿圈啮合不到位从而引发爆炸[12]。可见，啮合齿块无论是哪个方向未啮合完全，都会削弱强度，从而引发事故。为此，本文采用有限元计算方法，通过改变参数大小，对不同径向啮合度、周向啮合度及组合啮合度的齿块强度进行数值模拟，得到了啮合齿块在不同啮合度下的应力状态，分析了啮合度对齿块强度的影响。

3.2 不同径向啮合度下齿块强度的有限元分析

引入径向错动的具体尺寸表示径向啮合度，故径向啮合度又称为径向错动量。针对径向错动量为1.0、2.0、3.0 mm的3种工况，采用有限元计算方法计算了不同路径的应力。不同径向啮合度下各路径应力的计算结果见表2。

表2 不同径向啮合度下各路径应力的计算结果 MPa

注：J表示径向错动量。

由表2可知，对于每一条路径，随着径向错动量的增加，齿间应力均有增大趋势，且SⅣ均比SⅡ大，说明弯曲应力也对齿块产生一定的影响。对比4条路径的应力可见，釜体齿根处路径b_b的应力最大，但不超过许用值，符合强度要求。

3.3 不同周向啮合度下齿块强度的有限元分析

周向啮合度用齿块搭接周向弧长与单个齿块周向弧长之比表示。对周向啮合度为95%、90%、80%的3种工况分别进行了研究。不同周向啮合度下各路径应力的计算结果见表3。

表3 不同周向啮合度下各路径应力的计算结果 MPa

注：95%、90%、80%为周向啮合度。

由表3可知，对于每一条路径，随着周向啮合度的减小，应力均有增大趋势，且SⅣ均比SⅡ大。对比4条路径的应力可知，釜体齿根处路径b_b的应力最大，但不超过许用值，符合强度要求。

3.4 不同组合啮合度下齿间最大应力有限元分析

采用叠加处理方法，对不同组合啮合度的齿块强度进行有限元分析。通过调整参数值使啮合齿径向啮合度减小，再调整参数值使啮合齿周向啮合度减小，从而改变齿块组合啮合度。在不同组合啮合度下，进行了有限元分析。不同组合啮合度下的齿间应力(即Mises等效应力)的最大值计算结果见表4。

由表4可知，快开结构在不同组合啮合度下的齿间应力变化情况比较复杂。在本文的模拟范围内，数据呈现以下规律：在径向错动量一定时，随着周向啮合度的减小，齿间应力最大值呈增大趋势；在周向啮合度不变时，随着径向错动量的增大，齿间应力最大值先增大后减小。在周向啮合度为80%、径向错动量为3.0 mm时，齿间应力最大值达到一个峰值，此时的工况可视为最危险组合啮合度工况。为确定此种工况下的齿块强度是否满足要求，需要进行强度评定。

表4 不同组合啮合度下的齿间应力最大值计算结果

注：100%、95%、90%、80%为周向啮合度。

3.5 最危险组合啮合度工况下的强度评定

通过上述分析，确定当周向啮合度为80%、径向错动量为3.0 mm时，齿间出现最大应力，此工况确定为最危险的组合啮合度工况。对此工况进行强度校核，提取各路径下的SⅡ及SⅣ的计算结果进行了强度评定，评定结果见表5。

表5 最危险组合啮合度下各危险路径的强度评定结果 MPa

由表5可知，路径a_a和路径c_c的一次局部薄膜应力(SⅡ)接近许用值；路径b_b和路径d_d的SⅡ超过许用值，不能满足强度要求。可见，在此最危险组合啮合度工况下啮合齿块强度已经不能满足强度要求。

4 结 论

(1)对不同径向啮合度及周向啮合度下的齿间应力进行了有限元分析，结果发现随着啮合度的减小，各危险路径下的齿间应力均呈增大趋势，其中路径b_b的齿间应力最大。

(2)啮合齿块在不同组合啮合度下的齿间应力变化比较复杂，当径向错动量一定时，随着周向啮合度的减小，齿间应力呈增大趋势；当周向啮合度一定时，随着径向错动量的增大，齿间应力先增大后减小。

(3)针对最危险的组合啮合度工况(即周向啮合度为80%、径向错动量为3.0 mm的工况)进行了强度校核，结果发现路径b_b和路径d_d的齿间应力已超过许用值，不能满足强度要求。

由分析结果可知，齿啮式快开容器应避免齿块在组合啮合度的工况下工作，以保证其安全使用。

[1] 张妍，杜四宏，袁振伟，等.齿啮式快开门法兰的接触分析[J].压力容器，2010，27(3)：26-29.

[2] 常佩琛，蔡永梅，谢禹钧.烧结炉端盖齿啮式连接快开结构优化[J].辽宁石油化工大学学报，2015，35(4)：44-47.

[3] 陈家尧，叶剑文.蒸压釜快开门釜盖限制转动机构技术改进[J].机械工程师，2012(3)：156-157.

[4] 韩树新，盛水平，刘延雷，等.快开门式压力容器余压开门爆炸危害研究[J].压力容器，2010，27(2)：50-54.

[5] 叶剑文，向小勇，彭泰援，等.蒸压釜快开门联锁装置强制检验的必要性[J].中国特种设备安全，2016，32(7)：30-34.

[6] 杨薇，韩树新，刘延雷，等. 基于有限元方法分析不同啮合度下快开门式压力容器的力学性能[J].机械管理开发，2013，131(1)： 6-9.

[7] 杨刚，经树栋.齿啮式快开压力容器的接触分析[J].化工设备与管道，2006，43(3)：19-23.

[8] 钟文飞，魏安安.汽爆罐快开齿啮法兰结构的有限元分析[J].化工机械，2011，38(1)：66-69.

[9] 全国锅炉压力容器标准化技术委员会.JB 4732—1995(2005年确认版) 钢制压力容器—分析设计标准[S].北京：新华出版社，1995：17-19.

[10] 沈建民，竺国荣，黄宏彪，等.蒸压釜爆炸事故分析[J].化工机械,2011，38(4)：486-488.

[11] 盛水平，刘延雷，陈海云，等.典型快开门式压力容器爆炸失效规律研究[J].化工设备与管道,2010，47(5)：15-18.

[12] 胡兆吉，黄克敏，刘兴林.在用快开门式压力容器的失效事故分析及其预防对策[J].化工装备技术，2000，21(6)：15-18.

(编辑 宋锦玉)

Finite Element Strength Analysis of the Quick-Opening Container's Meshing Tooth with Combined Meshing Degree

Cong Xiangchun1，Zhang Ying1，Wang Bing2，Liu Yanlei2，Gao Han3

(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering，NortheastPetroleumUniversity，DaqingHeilongjiang163318，China；2.HangzhouSpecialEquipmentInspectionInstitute，HangzhouZhejiang310003，China；3.DaqingChemicalResearchCenter，PetroChinaPetrochemicalResearchInstitute，DaqingHeilongjiang163318，China)

Tooth-locked quick-opening pressure vessel is widely used. The fast opening structure was an important part of the pressure vessel door opening and closing operation and the meshing degree of the tooth determined the safe of the container's operation. A tooth-meshing autoclave was taken as an example and the finite element analysis was used as a method to carry on the numerical simulation to its meshing tooth in load condition and the strength check to its dangerous path. In the case of the incomplete meshing in the circumferential direction, the incomplete meshing in the radial direction and the combined operation in which the two directions were not fully meshed. According to the analysis results, it could be seen that with the decrease of meshing tooth circumferential or radial meshing degree, the stress increased. Under the dangerous working condition of combined meshing (i.e.circumferential meshing degree was 80%, radial dislocation was 3.0 mm)，the tooth's stress reached the maximum. After the strength check, the primary local membrane stress exceeded the allowable value, so the stress didn't meet the requirements. According to the analysis results, the quick-opening container should be avoided to working with incomplete meshing tooth to ensure the safe use.

Combined meshing degree； Quick-opening container； Finite element analysis； Strength check

1672-6952(2017)03-0046-05 投稿网址：http://journal.lnpu.edu.cn

2017-01-14

2017-03-27

国家质量监督检验检疫总局科技计划项目(2015QK085)。

丛湘纯(1995-)，女，本科生，过程装备与控制工程专业；E-mail：18345969524@163.com。

张颖(1972-)，男，博士，教授，从事过程设备安全检测及完整性评价方面的研究；E-mail：aezy163@163.com。

TH49

A

10.3969/j.issn.1672-6952.2017.03.010