加氢反应器非标八角垫密封性能有限元分析

陈　松， 刘金纯， 杨宇峰， 景鹏飞， 谢禹钧

(1.辽宁石油化工大学 研究生学院，辽宁 抚顺 113001； 2.中国寰球工程公司 辽宁分公司，辽宁 沈阳 110167)



加氢反应器非标八角垫密封性能有限元分析

陈松1， 刘金纯2， 杨宇峰2， 景鹏飞2， 谢禹钧1

(1.辽宁石油化工大学 研究生学院，辽宁 抚顺 113001； 2.中国寰球工程公司 辽宁分公司，辽宁 沈阳 110167)

针对加氢反应器顶部人孔法兰处所使用的非标八角垫，利用Ansys有限元分析软件计算了其密封面在反应器进行液压试验过程中的接触应力，分析了各个密封面上的不同接触应力的产生原因。结果表明，接触应力在试验压力达到峰值的时刻降至低谷，垫片内侧两面应力最大点出现在远离垫片中心一侧，外侧情况则与之相反。分析所得垫片密封面接触应力的变化规律为同种非标密封结构的分析评定提供了参考依据。

非标；八角垫；有限元分析；接触应力

八角截面的金属垫片具有半自紧式密封、高温环境下材料的弹性模量降低的特点，有利于高温高压条件下的密封，而加氢反应器通常在高温高压下工作，操作条件苛刻；更重要的是在同等使用要求下，其它金属垫片的加工制造更为复杂，质量不稳定，因此金属八角垫通常是加氢反应器首选的法兰密封件[1]。

加氢反应器的密封设计至关重要，任何泄露都会导致灾难性事故和严重的次生灾害。通常在升降压过程中垫片密封面与法兰密封面的接触应力将产生较大波动。该应力的大小不仅影响密封效果，也影响设备法兰密封面的完整性。在操作工况下，接触应力要维持垫片比压在安全线以上，满足密封条件。由于加氢反应器封头法兰密封面镀有不锈钢堆焊层，如果接触应力过大，也会伤及法兰密封面的堆焊层，破坏密封。尽管设计中用垫片材料与法兰密封面材料的硬度差来保护法兰密封面，但也要特别注意避免过大的接触应力对法兰密封面造成永久的伤害。因此，该类设备中对密封件的设计、制造和使用操作提出了更高的要求，尤其是出厂前的液压试验等环节[2-3]。

液压试验用于检验容器内部缺陷是否会迅速发展造成破坏或开裂引发泄漏，并检验密封处的密封性能，是制造过程中安全检验的重要环节。液压试验一般采用水或其它不会导致发生危险的液体作为介质，对低合金钢制容器进行液压试验时，液体温度不得低于15 ℃，本文所用的材料性能参数都以20 ℃时为准[4]。

本文研究的加氢反应器所需的液压试验压力为16.9 MPa、垫片的中径为1 070 mm，远远超出了国内外现行标准中所提供的尺寸最大值。对于此类非标八角垫，目前并没有完善的理论分析，也没有可供参考的经验数据、经验公式和设计经验。作为特种设备，每个关键设计环节必须有可靠的数据支撑。研究该类工程结构模拟实际工况的力学模型，对获得准确数据具有重要意义。

1　结构模型与参数

计算所涉及的加氢反应器为国内一大型联合加氢项目中的设备，其中八角垫位于反应器顶部人孔法兰处，见图1(a)，其中详细结构尺寸见图1(b)。紧固件选择M95双头螺柱及六角螺母，材料选用25Cr2MoV。

图1　分析结构位置及八角垫整体结构尺寸

2　计算模型与载荷分析

计算过程中所涉及的载荷包括螺栓预紧载荷及内压载荷。结构具有对称性，因此对附带一组螺栓的1/24结构进行建模计算，模型两侧施加对称边界条件，同时约束筒体下端轴向位移，以消除结构的刚体位移[5]。在八角垫与垫片槽间建立四个接触对，螺母与法兰间建立两个接触对(螺栓为一整体结构)。根据工程实际，各接触对间的摩擦系数取为0.25。

计算过程共分为4个载荷步：第一步施加螺栓载荷，第二步固定其位移，达到预紧目的，前两步为预紧过程；第三步升压，由0 MPa升至16.9 MPa，第四步降压，由16.9 MPa降至0 MPa。实际上由于八角垫硬度低于垫片槽，这会使得垫片部分区域产生屈服。为了更好地模拟屈服现象，运用非线性手段对八角垫进行分析，相关参数设置见下文。

计算过程中需要重点关注时间点和模型部位。时间点是反应器在试验工况下试验压力达到峰值的时刻，此时结构在多种载荷的作用下会发生变形，使得垫片密封面比压降至最低，容易出现泄漏问题。模型部位是垫片密封面及垫片槽与其接触面，此处网格划分数目过少会导致计算结果远小于实际值，而划分数目过多既不会进一步提升计算结果的精确程度，又将大幅降低计算效率。因此，划分数目应控制在一适中程度，经反复试算，划分为30份最为合适，这也决定了整个模型网格划分的疏密分布情况[6]。

分析使用SOLID185八节点实体单元，为施加螺栓载荷使用PRETS179预紧单元，目标单元与接触单元分别采用TARGE170单元和CONTA174单元。模型采用映射划分方式，共产生26 880个单元，32 673个节点。网格划分见图2。

图2　总体网格划分

3　螺栓载荷计算与材料性能参数

预紧状态下需要的最小螺栓载荷按式(1)计算[7]：

(1)

其中b=5.56 mm，y=179.3 MPa。向上取整后得Wa=3 351 111 N。

试验状态下需要的最小螺栓载荷按式(2)计算：

(2)

本计算所用最小螺栓载荷W应取Wa、Wp二者中的较大值，并除以螺栓总数:

W=max(Wa,Wp)/n

其中n=24。向上取整后得W=804 254 N。

分析所用的材料性能参数如下：八角垫及堆焊层材料的弹性模量为195 000 MPa,法兰及螺栓材料的弹性模量为204 000 MPa,泊松比均为0.3[8]。

另外，八角垫在外载作用下接触面局部区域会出现不同程度的屈服现象，为保证计算结果更加符合真实情况，计算中垫片部分采用弹塑性分析，应力应变曲线如图3所示[9]。

图3　八角垫材料应力应变曲线

4　载荷工况与结果分析

对于模拟工况所涉及节点的选取原则如下：各密封面的接触应力梯度出现在径向，既接触应力沿环向近似均匀分布，偏差不超过6%。偏于保守估计，首先选取各密封面应力较小点，然后即可确定通过该点的经线平面与此密封面的交线，最后从该线上选取全部31个节点，编号为1至31，分析对象选取及编号排列情况见图4[10]。对于预紧工况接触应力分布(见图6)涉及的节点分别为图4所示面1、2的31号节点与面3、4的2号节点，共计4个。

图4　分析对象示意图

分析工况选取情况：接触应力与时间的关系可以呈现结构在不同载荷下不同的密封状态，从中可以了解密封状态较差的时刻，从而对该时刻进行重点分析[11-12]。图5反映了整个试验过程中接触应力随不同载荷步的变化情况。预紧工况，即螺栓预紧力施加完毕的时刻；操作工况，即试验压力达到峰值的时刻；图6、图7分别反映了在上述时刻4个密封面上接触应力的分布情况。

图5　不同载荷步接触应力变化图

图6　预紧工况接触应力分布

图7　操作工况接触应力分布

由图5可知，接触应力与预紧力呈近似线性关系，随预紧力的增加而增加，在预紧结束后迅速趋于稳定；在容器升压过程中接触应力随内压的升高而减小，降压过程中接触应力的变化与升压过程相反，最后重新上升至升压前的水平，因此内压达到最大值时垫片的密封性能相对较差[13]。

由图6、7可以看出，在垫片内侧面1、3上，接触应力最大值分别位于远离垫片中心一端，而垫片外侧面2、4上则分别位于靠近垫片中心一端；这符合结构的变形影响：在内压与螺栓载荷作用下，结构会外张，即产生翘曲变形。另由图5可知，面2应力受内压载荷变化的影响微小，可见内压对平盖边缘变形影响相对较小。

八角垫在内外表面边缘并不存在过渡圆角，这会引起较大的应力集中现象，因而在各密封面的1号节点附近接触应力急剧增大(见图6、7)。但在实际情况中，应力集中现象仅仅出现在棱角附近极小的区域，会使得棱角产生钝化现象，从而减缓应力集中，并不会对密封面产生破坏；因此在下面的分析中均忽略了节点1附近的应力集中现象。由于垫片外侧受螺栓载荷的影响相对较强，同时容器内压对八角垫产生一个向外的推力，理论上这会使得垫片外侧应力大于内侧；但考虑到螺栓预紧力的不均匀性会使结构产生不规则形变，从而进一步影响到垫片，使其发生扭转，这样从平均水平来看，应力大小的实际情况是面1大于面2、面4大于面3。

经图6数据计算面1、2的平均接触应力分别为392.76、318.90 MPa，面3、4分别为327.53、379.02 MPa；由数据可知，八角垫的扭转趋势为上侧向内，下侧向外，具体方向如图4中T所示。

不计应力集中，考虑每个面节点间应力的波动，4个面的波动幅度分别为273.16、351.62、420.49、274.46 MPa，这反映了面1、4的相对弯曲变形较小，因而接触应力较大，宏观上看贴合更为紧密，从这点来看面1、4所起的密封作用相对较大。另外，预紧结束时，在4个密封面上共计有67.08%的区域进入了屈服状态，这些区域均处于密封面两侧，这对于紧密密封意义很大。

5　结论

(1) 接触应力在预紧结束后达到峰值，然后在试验压力达到峰值的时刻降至低谷，应重点关注此时的密封状态。加压后受到结构外张变形的影响，垫片内侧两面应力最大点出现在远离垫片中心一侧，外侧情况则与之相反。

(2) 在八角垫内外表面边缘处出现应力集中现象，使得模拟所得接触应力虚高，但在实际情况中棱角将会钝化，从而保证密封面不会受损。

(3) 螺栓载荷并不均匀致使八角垫发生扭转，从上半部分来看，扭转方向由外向内，扭转使得外侧下密封面与内侧上密封面接触应力值较大。

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Ren Jianmin,Yang Jun.Experimental research on tightening properties for flexible graphite spiral wound gasket[J].Journal of Petrochemical Universities,2001,14(2):82-85.

(编辑王亚新)

Finite Element Analysis of Sealing Performance of Non-Standard Octagonal Gasket on Hydrotreating Reactor

Chen Song1, Liu Jinchun2, Yang Yufeng2, Jing Pengfei2, Xie Yujun1

(1.GraduateSchool,LiaoningShihuaUniversity,FushunLiaoning113001,China;2.LiaoningCompany,ChinaHuanqiuContracting&EngineeringCo.,ShenyangLiaoning110167,China)

Aiming at non-standard octagonal gasket used in hydrotreating reactor. Ansys was used to calculate the contact stress on the sealing surface during the hydrostatic pressure test, and the causes of the different contact stress on each sealing surface were analyzed. The results showed that the contact stress down to the trough when the test pressure was the highest, the maximum stress on the inner side of gasket was away from the center of gasket, and the outer situation was in contrast to it. Variation of gasket sealing surface contact stress provides a reference to the analysis and evaluation of other non-standard seal structure.

Non-standard; Octagonal gasket; Finite element analysis; Contact stress

1006-396X(2016)01-0072-04

投稿网址：http://journal.lnpu.edu.cn

2015-08-28

2015-10-21

辽宁省自然基金资助(LS2010100)。

陈松(1991-)，男，硕士研究生，从事化工过程机械研究；E-mail:cs1194039411@163.com。

谢禹钧(1960-)，男，博士，教授，博士生导师，从事化工过程机械、安全工程、工程力学等领域研究；E-mail:yjxie@lnpu.edu.cn。

TE951

Adoi:10.3969/j.issn.1006-396X.2016.01.014