摘要： 介绍一种新型锁紧环式天然气过滤器快开盲板密封结构及密封原理，该结构采用具有特定浮动功能的新型鞍形密封圈，使得结构快开功能及密封性能得到更好保证。基于GB 150—2011《压力容器》，推荐了快开盲板结构，包括门盖、高颈法兰、锁紧环整体强度计算方法，采用有限元分析软件进行了橡胶密封圈密封性能分析。结合实际工程案例进行了新型快开盲板的结构设计和分析，并完成了样机试制。试验测试和有限元分析结果均表明新型鞍形密封圈快开盲板结构合理可靠，具有良好的工程应用前景。
关键词： 鞍形密封圈； 快开盲板； 结构设计； 有限元分析
符 号 说 明
A1～A3——高颈法兰纵向截面面积，mm2
C2 ——腐蚀裕量，mm
Dc1——高颈法兰截面c-c外直径，mm
Dc2——高颈法兰截面c-c内直径，mm
Dc3——高颈法兰截面c-c中径，mm
Dfb——高颈法兰截面b-b直径，mm
Dfi ——高颈法兰内直径，mm
Dfn——高颈法兰中径，mm
Dfo——高颈法兰端部外径，mm
Dg——密封圈外径，mm
Di——筒体内径，mm
Dla——门盖a-a截面直径，mm
Dlb——门盖b-b截面直径，mm
Dln——接触面平均直径，mm
Dlo——门盖外径，mm
Ds1～Ds4——锁紧环各直径，mm
Hg——筒体端部法兰轴向总长度，mm
hfb——筒体端部法兰b-b截面高度，mm
L1、L2——筒体端部法兰c-c截面力臂，mm
Ic——筒体端部法兰总截面惯性矩，mm4
Jc——筒体端部法兰总截面形心坐标，mm
K——接触压力传递系数
F——内压引起的总轴向力，N
FD——内压引起的轴向力，N
pc——工作压力，MPa
δ——筒体壁厚，mm
δc——门盖厚度，mm
δs——锁紧环a-a截面高度，mm
δfa——高颈法兰截面a-a厚度，mm
δfb——高颈法兰截面b-b厚度，mm
δfc——高颈法兰截面c-c厚度，mm
δlo——盖边缘厚度，mm
δlp——门盖中心厚度，mm
δla——门盖a-a截面厚度，mm
δlb——门盖b-b截面厚度，mm
δn——筒体厚度，mm
σ——名义应力，MPa
σm——弯曲应力，MPa
σo——等效应力，MPa
σa——拉伸应力，MPa
盖材料许用应力，MPa
高颈法兰材料许用应力，MPa
锁紧环材料许用应力，MPa
τ——切应力，MPa
φ——焊接接头系数
天然气过滤器是天然气长输管线上的必要设备之一，为了方便清洗和更换内部滤芯，一般在过滤器的端部均安装有快开式盲板。随着国内“西气东输”等工程的大规模建设，天然气过滤器快开盲板的需求量将越来越大，且朝着大直径、高压力方向发展。目前此类产品大部分由国外进口，但最近几年国产化步伐正在加快。
目前，国内天然气管网应用最多的是英国GD工程公司开发的直径可收缩、形状为锥形的锁紧环式快开盲板[1]，法国PT型剖分环式快开盲板以及德国KEMLOCK型快开盲板也有少量应用[2]。国内开发制造天然气快开盲板较早的有江苏盛伟过滤器设备公司等单位[3，4]，其产品也成功应用于国内天然气管线。但在各类进口和国产快开盲板实际使用后拆卸过程中，普遍存在锁紧环被卡在锁紧环槽中的现象，导致门盖启闭困难，无法实现要求的快开设计功能。研究表明，现有密封圈密封面间隙窄、工作环境较差(风沙和雨水腐蚀作用)、使用维护不到位等因素是上述问题发生的主要原因。随着天然气管线直径和设计压力的增大，盲板结构将更加庞大，其设计及制造难度也在增大，尤其是拆卸问题将面临更大考验。
2012年开始，北京化工大学和江苏盛伟过滤器设备有限公司联合参与了国内某大型石油天然气公司进行的大型锁紧环式快开盲板国产化的试制研发，笔者针对现有快开盲板主要结构存在的问题，在比较优化的基础上，提出采用一种具有特殊浮动功能的鞍形密封圈替代目前应用最多的C形环等密封圈，旨在改善快开盲板结构的拆卸性能，提高密封可靠性等。
1 新型锁紧环式快开盲板结构原理
1.1结构
新型锁紧环式快开盲板主要包括高颈法兰、门盖、锁紧环、鞍形橡胶密封圈、锁紧机构、安全联锁机构和门铰链等部件，见图1。与传统锁紧环快开盲板相比，主要区别是采用鞍形橡胶圈替代了C形密封圈[5-11]。
传统C形橡胶密封圈通常要求高颈法兰和门盖之间的密封面间隙为1～2 mm，间隙过大容易导致橡胶挤出，卸载后不易回复，造成锁紧环处卸载后仍处于压紧状态，间歇太小也会增加锁紧环开闭阻力。由于目前精加工完成的盲板部件后续还要与过滤器筒体对接焊，因此实际间隙大小受焊接变形影响，沿周向会出现大小不均现象，密封圈使用后间隙大的部位橡胶容易被挤出，间隙小的部位橡胶又会压紧压实。另外，使用过程中C形密封圈腔体内部一般会有粉尘堆积堵塞，最终造成C形环不易回弹，卸载后门盖和高颈法兰密封圈仍处于挤紧状态。如果锁紧环处还受风、砂、雨水侵蚀等因素作用，就会造成卸载时转动锁紧环所需的力过大，无法正常采用机构上设置的扳手将锁紧环收缩移动到指定位置，导致开门困难。
图1 新型快开盲板结构示图
鞍形密封圈是一种完全自紧式密封圈，防橡胶挤出部分可以是内置钢制弹簧圈或外嵌金属环，其截面形状见图2。
图2 内置弹簧圈橡胶密封圈
使用该密封圈后，密封面间距允许比C形圈间距增大1倍，即间隙达到3～4 mm。采用鞍形密封圈可以实现在介质内压建立的初期，借助内压作用将密封圈顶向门盖，达到完全自紧密封，卸载过程中，无需多大反向力作用，密封圈即可回复原位，锁紧环就能在无阻力下打开，可以有效避免现有锁紧环使用后开门困难的问题。
1.2 浮动密封原理
鞍形密封圈浮动密封原理见图3。
图3 鞍形密封圈密封原理
步骤A：进行初次装配时，首先将鞍形密封圈安装至密封槽内，密封圈外侧翘脚紧贴密封槽的外侧，当门盖板关闭到位之后，密封圈上侧翘脚部分贴在门盖底面，锁紧环旋至闭合状态，升压即可实现初始密封。
步骤B：在密封槽的底部沿周向方向均布有3～4个通气孔，内压加载初始，通过通气孔密封圈的内腔也得到升压。在压力轴向力的作用下，在平衡了两侧面的摩擦力之后,鞍形密封圈整体向上移动，最终紧贴在门盖底面，从而实现任意压力状态下的可靠密封。
步骤C和步骤D：内压卸载后，一般锁紧环可直接打开。为增加使用可靠性，可在高颈法兰上设计一组下压螺钉，使锁紧环、门盖和密封圈同时沿轴向向内移动1～2 mm。
步骤E和步骤F：此时锁紧环已经与筒体端部法兰分离，可以实现无阻力收紧锁紧环，进而顺利打开门盖。
2 新型锁紧环式快开盲板的结构强度计算[12-14]
2.1 门盖
门盖的相关尺寸及危险截面见图4，对3个危险截面进行应力计算。
图4 门盖基本尺寸及危险截面
门盖厚度δc：
δc=Dc3
内压引起的轴向力：
F=
πDg2pc
纵向截面弯曲应力：
σm=
a-a截面弯曲应力、切应力和等效应力分别按以下公式进行计算：
σma=
τa=
σoa=
b-b截面弯曲应力、切应力和等效应力分别按以下公式进行计算：
σmb=
τb=
σob=
门盖纵向截面弯曲应力、a-a截面等效应力及b-b截面等效应力需满足的强度条件分别为
及
2.2 高颈法兰
高颈法兰相关尺寸及4个危险截面见图5，对4个危险截面进行应力计算。图5d中O1为A1截面形心，O2为A2截面形心，O3为A3截面形心，O为法兰截面形心。
图5 高颈法兰尺寸模型
a-a截面的拉伸应力、弯曲应力和等效应力分别按照以下公式计算：
σa=
σma=
σoa=σma+σa
b-b截面的弯曲应力、切应力和等效应力分别按照以下公式计算：
σmb=
τb=
σob=
c-c截面的弯曲应力、拉伸应力、切应力和等效应力分别按照以下公式计算：
σmc=
σc=
τb=
σoc=
纵向截面因子Zg、纵向截面模量M和纵向截面弯曲应力σm为：
Zg=
σm=
高颈法兰a-a、b-b、c-c截面的等效应力以及纵向截面弯曲应力强度校核条件分别为
及
2.3 锁紧环
锁紧环相关尺寸见图6。
图6 锁紧环尺寸模型
锁紧环压应力：
σ=
a-a截面的切应力、弯曲应力和等效应力分别按照以下公式进行计算：
τa=
σma=
σoa=
锁紧环压应力和a-a截面等效应力校核条件为
3 工程应用设计案例
国内某拟建大型高参数天然气长输管网设计压力12.6 MPa，工作压力范围 0～12.6 MPa，设计温度-35～60 ℃，水压试验压力 19 MPa，筒体内径1 550 mm。因直径大、压力高，故选用新型快开盲板。盲板门盖和法兰材料为16MnDⅢ，锁紧环材料为S22253，密封圈材料为丁晴橡胶，部分部件材料参数见表1。
表1 快开盲板部分部件材料参数
按文中规则进行设计计算，并采用JB 4732—1995《钢制压力容器——分析设计标准(2005年确认)》[15]进行有限元校核。
3.1 规则设计
采用文中基于GB 150—2011得到的公式进行危险截面的应力计算，按满足各部件所有强度要求计算得到的快开盲板基本尺寸见图7。
图7 快开盲板结构计算尺寸
3.2 有限元分析
由于快开盲板整体结构及受力情况可近似为轴对称，所以建立了一个简化的1/36模型，网格划分见图8。
图8 快开盲板有限元网格划分
对于远离高颈法兰端部的筒体下端轴向位移进行约束，在锥形锁紧环接触处建立2个面接触对，接触处摩擦因数取0.2。腔体内部作用12.6 MPa的内压力。
采用有限元分析软件ABAQUS计算得到快开盲板的应力、应变及位移大小和分布状态，其中应力强度等值线见图9。为了校核强度，在危险截面处设置线性化路径，见图10。基于文献[15]的应力分类进行强度校核，结果表明，所有路径的强度均能满足要求。
图9 快开盲板应力强度等值线云图
图10 快开盲板应力强度线性化路径
3.3 鞍形橡胶密封圈密封性能仿真分析
鞍形密封圈材料丁腈橡胶为超弹性材料，其弹性变形最高可达1 000%，能很好地填充密封间隙，阻止密封介质通过。为防止橡胶在间隙处过度挤出，在密封圈拐角处内置弹簧钢圈以增加局部刚度，弹簧钢材料选06Cr19Ni10。
密封面的接触压力必须足够大，以防止内部介质泄漏。目前一般使用的橡胶圈密封失效准则是最大接触压力理论，即如果密封面处的接触压力比密封介质压力大，则可以保证密封，否则密封失效。橡胶材料一般承受拉应力和剪切应力能力较弱，而承受压应力及其变形能力相对较好。在新型快开盲板结构中，鞍形密封圈主要承受的应力是压缩应力。
利用ABAQUS软件对鞍形密封圈的密封性能进行详细的仿真分析，具体分析建模等参考文献[10]，有限元模型简化为对称的1/240模型(图11)，分析中采用目前较为常用的Mooney-Rivlin分析模型。仿真分析计算过程分3个加载步：①加载使组件B向右移动，挤压鞍形密封圈侧面翘脚，以模拟密封圈初始安装于密封槽的过程。②加载使组件A向下移动，挤压鞍形密封圈上方的翘脚，用来模拟门的关闭过程。③加压到工作压力12.6 MPa及水压试验压力19 MPa。
图11 鞍形密封圈有限元模型
鞍形密封圈接触应力分布云图见图12。可以看出，鞍形密封圈最大接触应力大于介质压力，鞍形密封圈的密封可以得到良好保证。
图12 鞍形密封圈应力计算云图
3.4 样机试制和密封性能试验
基于理论分析与设计，1台内径1 550 mm的鞍形密封圈快开盲板样机由江苏盛伟过滤器设备有限公司加工完成，并进行了工作压力下的密封性能试验和水压试验，试验全过程进行了应力、应变测试。试验测试结果验证了鞍形密封圈的浮动性是有效的，门盖装拆容易，试压过程没有发生泄漏，鞍形密封圈密封性能良好。
设计压力和水压试验压力下快开盲板应力对比见表2，可见实测应力数据与有限元计算结果比较吻合，相对误差在15%内，表明快开盲板使用新的鞍形密封圈是合理可行的。
表2 设计压力和水压试验压力下快开盲板应力对比
4 结语
介绍了一种新型鞍形密封圈锁紧环式快开盲板结构，对快开盲板关键部件的强度计算，推荐采用基于GB 150建立的设计方法。经内径1 550 mm、设计压力12.6 MPa工程样机的测试表明，新型鞍形密封圈具有有效的浮动特性，有利于锁紧环式盲板门盖的快速启闭，有效防止使用后卡死现象发生，密封圈密封性能良好。采用ABQUAS软件对密封圈密封性能进行了仿真分析，试验验证和有限元分析均表明采用新型鞍形密封圈的快开盲板结构合理可靠，在天然气等工程中将有良好的应用前景。
