Дається обґрунтування запропонованих змін в конструкції аварійного клапана хімічного реактора високого тиску. Чисельними методами теорії пружності проведено аналіз напружено-деформованого стану деталей, що сполучаються клапана. Параметричними дослідженнями отримано варіант сполучення елементів клапана, що забезпечує герметизацію хімічного реактора.

Анотація наукової статті з механіки і машинобудування, автор наукової роботи - Люкшин Б. А., Люкшин П. А., Матолигіна Н. Ю., Липівка М. В.


Область наук:
  • Механіка і машинобудування
  • Рік видавництва: 2004
    Журнал: Известия Томського політехнічного університету. Інжиніринг ГЕОРЕСУРСИ

    Наукова стаття на тему 'Аналіз напружено-деформованого стану елементів клапана хімічного реактора'

    Текст наукової роботи на тему «Аналіз напружено-деформованого стану елементів клапана хімічного реактора»

    ?формальні втрати маси шихти, пов'язані з виділенням вуглекислого газу. Отримані результати вказують на зрослу хімічну активність шихт на стадії силикатообразования.

    Вивчення активності шихт на стадії стеклооб-разования здійснювали за результатами порівняльних лабораторних варок з використанням рентгенофазового методу аналізу. Варіння компакти-рова скляних шихт для виробництва тарного скла, приготованих з традиційних сировинних матеріалів і на основі Туганского піску, проводили в електричній печі. Швидкість нагріву печі становила 5 град / хв. Проби скломаси для РФА відбирали в інтервалі температур 900 .. .1200 ° С. Про швидкість процесу стеклообразованія судили по зміні інтенсивності максимумів відображення, відповідних кварцу (й = 3,34 А).

    Як видно з рис. 3, в інтервалі температур 900.1000 ° С не спостерігається помітного відмінності інтенсивності максимумів відображення кварцу для обох шихт. При температурі 1100.1200 ° С значення абсолютних інтенсивностей максимумів відображення зменшуються, причому більш значне

    (Приблизно в 1,5 рази) зменшення відповідає зразкам скла, звареного з шихти на основі Туганского піску.

    Результати проведених досліджень показали, що використання збагаченого піску Туганс-кого родовища призводить до збільшення хімічної активності шихт на стадії сілікато- і стеклообразованія, що обумовлено не тільки тонкодисперсні піску і особливостями будови його зерен, але і тісним контактом реагуючих компонентів, який досягається при ком- пактірованіі скляної шихти методом безперервного пресування на валковому пресі.

    Лабораторні зразки тарного скла, звареного з шихт на основі Туганского піску, за фізико-хімічними властивостями не відрізняються від властивостей стекол, вироблених на основі традиційних сировинних матеріалів.

    Таким чином, експериментально встановлено, що збагачений Туганскій пісок може бути використаний в якості кварцсодержащіх сировини в технології тарного скла.

    СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ

    1. Парюшіна О.В., Мамина Н.А., Панкова М.О., Матвєєв Г.М. Скляне сировину Росії. - М .: Вища школа, 1995. - 84 с.

    2. Полляк В.В., Саркісов П.Д., Соліна В.Ф., Царицин М.А. Технологія будівельного і технічного скла і шлакосі-Таллі. - М .: Стройиздат, 1993. - 183 с.

    3. Ліпін Н.Г., Орлова Л.А., Панкова М.О. Оцінка окисно-відновних потенціалів скляних шихт // Скло і кераміка. -1993. -№ 11-12. -З. 12-13.

    УДК 539.3

    АНАЛІЗ НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ЕЛЕМЕНТІВ клапана ХІМІЧНОГО реактора

    Б.А. Люкшин *, П.А. Люкшин, Н.Ю. Матолигіна, М.В. Липівка **

    Інститут фізики міцності і матеріалознавства СО РАН. Томськ

    E-mail: Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її. * Томський університет систем управління та радіоелектроніки E-mail: Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її. ** Томський нафтохімічний комбінат

    Дається обґрунтування запропонованих змін в конструкції аварійного клапана хімічного реактора високого тиску. Чисельними методами теорії пружності проведено аналіз напружено-деформованого стану деталей, що сполучаються клапана. Параметричними дослідженнями отримано варіант сполучення елементів клапана, що забезпечує герметизацію хімічного реактора.

    Вступ

    Під час роботи хімічного реактора робочий тиск газу в ньому досягає 200 МПа. Аварійний клапан повинен герметично закупорювати реактор до тих пір, поки тиск в ньому не перевищує певної межі, і скидати надлишки тиску в атмосферу, якщо робочий тиск перевищує допустимий. Природно, що аварійний клапан

    повинен мати конструктивні особливості, які виключають витік газу при штатному робочому тиску. У діючій конструкції аварійного клапана між двома сполучаються металевими поверхнями вставлялася срібна дріт (кільце), яка повинна була служити герметиком (ущільненням) і запобігати витоку газу через зазор між сполучаються поверхнями-

    ми. Недоліком такої конструкції є наявність додаткової сполучається деталі у вузлі, яка за регламентом підлягає заміні при кожному ремонті або розборі клапана.

    1 ц ц

    1 -ц 1 -ц

    а "Л ц 1 ц

    а 22 Е (1 -ц) 1 -ц 1 -ц

    а ст а ") (1 + ц) (1 - 2ц) ц 1 -ц ц 1 -ц 1

    о о о

    о о о

    1 - 2ц

    2 (1-ц)

    або в компактній формі:

    (А) = [?] {В}.

    ред.,

    Мал. 1. Схема аварійного скидного клапана: 1) штуцер; 2) нажімной фланець; 3) конусное сідло; 4) корпус; 5) канал; суцільною стрілкою показано напрямок руху газу в робочому режимі, штриховий при скиданні тиску; 6) плунжер, стрілкою показані напрямки його руху

    Поряд з діючою пропонується більш проста конструкція клапана (рис. 1), в якій сполучаються металеві поверхні мають вигляд усіченого конуса. Перевага такого технічного рішення полягає в усуненні додаткової деталі у вузлі сполучення і спрощення процедури складання клапана при його ремонті. Якщо кут конусності сідла клапана і підстави клапана (корпусу) збігаються, напруги в зоні контакту рівномірно розподілені по всій площі усіченого конуса. Якщо ж кут розточення сідла клапана і його заснування відрізняються на один або кілька градусів, то напруги в зоні контакту зростають, а сама зона контакту при розбіжності кутів конусності зменшується.

    Величина зони контакту і параметри напружено-деформованого стану (НДС) сідла і підстави клапана розраховуються виходячи з співвідношень теорії пружності.

    Основні співвідношення теорії пружності.

    метод рішення

    У осесиметричної задачі теорії пружності кручення відсутня, компонента переміщень V вздовж координати в дорівнює нулю, компоненти і і ^ не залежить від в (рис. 2) [1].

    Деформації уздовж осей г, в, г, а також деформація зсуву в площині рр рівні:

    = Їй = і. = Ді ДК Егг ~~ д7 'ЕВВ ~ ~' Ег2 д '

    Ненульові компоненти тензора напружень пов'язані з компонентами тензора деформацій наступними співвідношеннями:

    0, V

    г, і

    Мал. 2. Осі і переміщення уздовж осей циліндричної системи координат

    Осесиметрична завдання теорії пружності в даній роботі вирішується методом скінченних елементів (МСЕ) [2]. Компоненти переміщень і, Ж аппроксимируются всередині трикутного кінцевого елемента лінійною функцією. Співвідношення між деформаціями і переміщеннями в матричної формі мають вигляд:

    (?) = [В] (і}. [В] - матриця градієнтів - має вигляд:

    [В] = 2А

    Ь. 0 Ь} 0 Ьк 0

    0 з '0 С} 0 Ск

    2 М '0 2 №} 0 2 АИк 0

    г г г

    з 'Ь С} Ь} Ск Ьк

    де

    а = -; ь1 = 2} - 2к; з = ДК- г;

    N. = ^ - (а + Ьг + з 2); А = 1

    '2 А' '' Л 2

    г

    }

    гк

    Коефіцієнти а, b, с, ак, Ьк, ск функції форми N Ік виходять кругової перестановкою індексів?,], До.

    Після того, як визначені матриці і [В], неважко визначити матрицю жорсткості кінцевого елемента для осесиметричної задачі теорії пружності у вигляді:

    [К "] = | [В] [ЩВ] Йу; (1)

    де Йу = 2пгйЛ елементарний обсяг тора, отриманого обертанням перетину йл навколо осі.

    Якщо у формулі (1) матриці [Д і [В] містять тільки постійні величини, то вони можуть бути винесені з під знака інтеграла. Однак матриця [В] містить коефіцієнти, є функціями координат. Замінимо змінні величини г і г їх середніми значеннями - і-кожному кінцевому елементі, тоді матриця жорсткості для кінцевих елементів в осесімметріч-ної задачі теорії пружності набуде вигляду [2]:

    [Ке] = | [В] • [Б] • [В] • 2п • г Л,

    V

    де [В] - матриця коефіцієнтів, в якій замість змінних величин г, г використовуються їх середні значення по елементу.

    Матричне рівняння для ансамблю елементів має вигляд:

    [К] | {і} =}

    де [К] - глобальна матриця жорсткості, яка збирається з матриць жорсткості елементів окремих елементів [К], {У} - глобальний вектор-стовпець навантаження.

    Вектор-стовпець навантаження {У} для ансамблю елементів формується таким чином. Нехай на тіло обертання впливає поверхневе навантаження рг і р. Тоді вектор вузлових навантажень

    [(2а ,. + я]) Р;

    (2Я1 + Я 1) Р; (Я, + 2ЯJ) рг (Я + 2я,) Р; 0 0

    де ^ - довжина сторони між вузлами I і /

    Якщо розглядається горизонтальна поверхня, то і тоді на найбільш віддалений від осі обертання вузол буде припадати більша частина навантаження, ніж на вузол, розташований ближче до осі обертання. Якщо розглядається вертикальна поверхню, то і компоненти навантаження порівну розподілені між вузлами кінцевого елемента.

    Для отримання роздільною системи рівнянь МСЕ проводиться процес ансамблірованія кінцевих елементів по всій розрахунковій області і виходить глобальна матриця жорсткості і глобальний вектор навантаження для всієї області.

    Система лінійних алгебраїчних рівнянь, що виходить в результаті застосування процедури МСЕ, симетрична, містить 938 рівнянь, має стрічкову структуру (ширина стрічки дорівнює 40), вирішується методом Гаусса [3].

    Реалізація методу покрокового навантаження

    Розрахункова область, яка включає в себе контактують поверхні аварійного клапана, зображена на рис. 3.

    2 ж1:

    (/} Е =

    На ділянках контура по нормалі до поверхні діють тиску: ст ^^ ЮОО МПа; оувс = 200 МПа; стд1ж = -330 МПа. Дотичні напруження на цих майданчиках приймаються рівними нулю.

    Переміщення на ділянках CG і GH дорівнюють нулю:

    ^ 1Се = 0, Че = 0, ~ Іея = 0, Чея = 0.

    Про

    Про

    Е 0 г Н

    V Р

    \ /

    I

    в с

    Мал. 3. Конфігурація розрахункової області. Багатокутник ABCDEF - сідло клапана, багатокутник CGHQP -підстави клапана, лінія ГО - вісь обертання

    На рис. 3 кут конусності сідла клапана дорівнює 28 °, кут конусності підстави клапана дорівнює 30 °, і кут неузгодженості становить 2 °.

    0,04

    0,00 -

    002 0,04 0,08 0,12

    Мал. 4. Сітка кінцевих елементів

    0,16

    г, м

    Сідло клапана і підстава клапана можуть мати різні кути конусності, тому сітка кінцевих елементів наноситься незалежно на сідло клапана і на підставу клапана (рис. 4).

    Особливий інтерес представляє зміна сітки в зоні контакту сідла клапана і підстави клапана в процесі навантаження. Нехай в початковий момент навантаження (рис. 5) площа контакту сідла і підстави клапана дорівнює довжині сторони одного елемента, помноженої на 2пг. Тоді в початковий момент прикладення навантаження вузли 86 і 85, 105 і 104 пов'язані (збігаються), а вузли 123 і 124 знаходяться на деякій відстані один від одного. У міру зростання стискаючого навантаження сідло і підстава клапана деформуються і вузли 123 і 124 поступово наближаються і зливаються в один. Після цього сідло і клапан мають загальну майданчик, розташований між вузлами 86-105-124 з одного боку на сідлі і вузлами 85-104-123 з іншого боку на підставі клапана.

    А

    Про

    V

    0,08

    106 124

    Мал. 5. Сітка кінцевих елементів в зоні контакту

    Завдання розрахунку клапана вирішується методом покрокового навантаження [4]. На кожному кроці процесу розраховується ПДВ сідла і підстави. Потім контролюється, наскільки близько підходить вузол на сідлі клапана (вузол 124) до відповідного вузла на підставі клапана (вузол 123). У процесі рішення на кожному кроці відбувається обчислення вузлів деформованої сітки кінцевих елементів. Якщо відстань між сусідніми вузлами сідла і підстави клапана менше наперед заданої малої величини, вузли зв'язуються в один. Процес навантаження може тривати далі, однак площа контакту на наступних кроках навантаження збільшується в порівнянні з початковою. Таким чином, площа контакту сідла і підстави клапана в міру розвитку процесу нагрів-

    вання буде змінюватися, що і враховується в алгоритмі послідовного навантаження.

    Процедура зв'язування вузлів полягає в наступному. Переміщення в пов'язаних вузлах рівні, отже, рядки і стовпці в глобальній матриці жорсткості, відповідні переміщенням пов'язують вузлів, не є незалежними. Один з пов'язують вузлів приймається за основний, другий за допоміжний, рядки і стовпці допоміжного вузла складаються з рядками і стовпцями основного вузла. Потім рядки і стовпці допоміжного вузла перетворюються в такий спосіб: діагональний член множиться на 106, а компоненти глобального вектора навантаження, відповідні допоміжному вузлу, прирівнюються нулю.

    Після рішення системи алгебраїчних рівнянь виходить, що переміщення в допоміжному вузлі дорівнюють нулю. Прирівнюючи їх переміщенням в основному вузлі, отримуємо реальну картину переміщень в пружному тілі.

    Розрахунок напружено-деформованого стану аварійного клапана при різних кутах конусности сідла

    Спочатку розраховується ПДВ вузла сідло-підставу клапана в разі, коли кут конусності сідла і підстави клапана збігаються і дорівнюють 30 °. Поверхні і лінії рівня інтенсивності напружень і деформацій у разі однакових кутів конусності

    ь, м

    ^ Ь)

    ь, м

    Мал. 6. Поверхні інтенсивності напружень <г1 (а) і інтенсивності деформацій б1 (с), лінії рівня інтенсивності напружень (Ь) і лінії рівня інтенсивності деформацій (d). Кути конусности сідла і підстави клапана збігаються (30 °)

    z, м

    ст ;, МПа

    400

    0 0,06

    0,06

    15

    0,03

    "0,10 0,05 г, м

    0,03

    z, м

    0,00 а)

    0,00 0,05 0,10 Ь)

    0,15

    г, м

    0,005

    0,000 0,06

    0,15

    z, м 0,06

    0,03

    z, м

    0,00

    с)

    0,00

    0,05

    0,10

    0,15

    г, м

    Мал. 7. Поверхні інтенсивності напружень (а) і інтенсивності деформацій е; (С), лінії рівня інтенсивності напружень (Ь) і лінії рівня інтенсивності деформацій (в). Кути конусности сідла (28 °) і підстави клапана (30 °) не збігаються

    наведені на рис. 6. Параметри ПДВ клапана в разі, коли кути конусності сідла (28 °) і підстави клапана (30 °) не збігаються, наведені на рис. 7.

    Слід зазначити, що параметри ПДВ, розраховані для зміни кутів конусності сідла в межах від 27 ° до 29 °, відрізняються незначно.

    На рис. 7 видно локалізація параметрів ПДВ на невеликій ділянці контактної поверхні при розбіжності кутів конусності сідла і підстави клапана. Кут конусності сідла клапана 28 ° забезпечує на поверхні контакту сідла і підстави клапана рівень напружень, який можна порівняти з рівнем напруги на поверхні контакту сідла і плунжера. Так як при цьому рівні напруг на конт-

    <-> М М Г

    ктной поверхні сідло-плунжер забезпечується герметизація, то і на поверхні "сідло-підставу клапана" забезпечується герметичність з'єднання.

    Таким чином, в конструкції аварійного клапана, в якому кут конусності сідла клапана і підстави відрізняються на 1 ... 3 °, забезпечується герметизація на поверхні "сідло-підставу клапана" за рахунок локалізації стискають напря-

    жений, порівнянних з напругою на контактної поверхні плунжер-сідло клапана.

    висновки

    1. В роботі наведено приклад чисельного рішення осесиметричної контактної задачі теорії пружності. Особливість постановки задачі і її реалізації полягає в тому, що область контакту заздалегідь невідома, а її розміри визначаються і уточнюються в ході рішення. Розроблений алгоритм, заснований на використанні МСЕ в поєднанні з процедурою покрокового прикладання навантаження, дозволяє отримати оцінки параметрів ПДВ в зоні контакту на кожному кроці навантаження і в остаточному робочому стані.

    2. Аналіз ПДВ сполучених елементів клапана в зоні контакту показує, що зміна геометрії сполучених елементів призводить до такого рівня напружень в зоні контакту, що це поєднання стає герметичним. У зв'язку з цим запропоновані спрощення в конструкції клапана є цілком обґрунтованими.

    СПИСОК ЛІТЕРАТУРИ

    1. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теорія пружності. Пер. з англ. - М .: Наука, 1975. -576 с.

    2. Сегерлінд Л. Застосування методу кінцевих елементів. Пер. з англ. - М .: Світ, 1979. -392 с.

    3. Зенкевич О. Метод кінцевих елементів в техніці. - М .: Світ, 1975. -541 с.

    4. Хофмейстера Л., Гринбаум Г., Івенса Д. упругопластические розрахунок великих деформацій методом кінцевих елементів // Ракетна техніка та космонавтика. - 1971. -Т. 9. -№ 7. - С. 42-51.


    Завантажити оригінал статті:

    Завантажити