Содержание к диссертации
Введение
1. Обзор экспериментальных и теоретических работ по накидным фланцевым сочинениям 7
1.1. Конструктивные особенности накидных фланцевых соединений л 7
1.2. Анализ геометрии контактных поверхностей сопрягаемых элементов бугельного и клинового фланцевых соединений 16
1.3. Задачи исследования 24
2. Экспериментальное определение напряженного состояния бугельного фланцевого соединения 26
2.1. Использование методики планирования экспери мента при изучении напряженного состояния.бугельного соединения 26
2.2. Методика измерения нагрузки болтов и- суммарных напряжений в.элементах.бугельного соединения 28
2.3. Методика измерения контактных напряжений, возникающих в сопрягаемых элементах бугельного соединения 32
2.4. Экспериментальное изучение бугельного фланцевого соединения при работе трубопровода на изгиб и действие внутреннего давления 40
3. Статический расчет накидных фланцевых соединений на действие.нагрузки болтов и внутреннего давления
3.1. Выбор расчетной нагрузки болтов 53
3.2. Обоснование расчетной схемы бугельного соединения . 55
3.3. Расчет бугельного соединения на действие нагрузки болтов . 57
3.4. Результаты расчета бугельного соединения на действие нагрузки болтов 75
3.5. Расчет бугельного соединения на.действие внутреннего давления . 96
3.6. Рекомендации по конструированию.бугельного фланцевого соединения 98
3.7. Статический расчет бугельного соединения,, подкрепленного продольными ребрами 100
3.8. Определение напряженного состояния клинового фланцевого соединения 113
Заключение 124
Литература 126
Приложения 134
- Анализ геометрии контактных поверхностей сопрягаемых элементов бугельного и клинового фланцевых соединений
- Методика измерения нагрузки болтов и- суммарных напряжений в.элементах.бугельного соединения
- Методика измерения контактных напряжений, возникающих в сопрягаемых элементах бугельного соединения
- Статический расчет бугельного соединения,, подкрепленного продольными ребрами
Введение к работе
На У-Всесоюзном съезде по теоретической и прикладной механике в г.Алма-Ате, конкретизируя поставленные ХХУІ съездом КПСС задачи, академик И.Ф.Образцов наряду с проблемами динамической прочности ядерных энергетических систем назвал проблему динамики и прочности трубопроводных систем, имеющих важное народнохозяйственное значение [ 1,2].
Как известно, трубопроводные системы соединяются с помощью фланцевых соединений, поэтому внутри комплексной проблемы прочности трубопроводов находится и проблема прочности фланцевых соединений.
Фланцевое соединение представляет собой разъемное прочно-плотное соединение трубопроводов, сосудов и аппаратов. В различных отраслях промышленности применяются более сорока типов фланцев. Многие из них нормализованы и стандартизированы.
Методы расчета фланцевых соединений освещены в известных работах С.П.Тимошенко [3] , А.А.Волошина и Г.Г.Григорьева [4, 5,6] , А.А.Захарова [7] , П.А.Павлова ІЗ 3 , Е.А.Иванова, А.В.Шепелева и Т.В.Лялина [9] , Д.Ф.Гуревича [Ю] , А.У.Буго-ва [ Ц] , Е.Уотерса [11] и др. [ Ц 14, 15,16, IT, i8\.
Но в ряде случаев возникает необходимость конструировать и рассчитывать фланцевые соединения специального назначения, не освещенные в технической литературе. Как известно, задача расчета фланцевых соединений относится к общей проблеме прочности пластин и оболочек. Но при расчете любого фланцевого соединения возникает много специальных вопросов, на которые общая теория расчета оболочек еще не может ответить.
В настоящей работе исследуются накидные (или быстроразъ 5 емные) фланцевые соединения футерованных трубопроводов. Эти соединения относятся к специальным видам фланцевых соединений, по которым комплексных исследований пока нет. Накидные фланцевые соединения имеют ряд преимуществ по сравнению с применяемыми в настоящее время для футерованных труб так называемыми свободными фланцами: меньший вес, удобство монтажа и транспортировки.
В связи со сказанным исследования по накидным фланцевым соединениям представляются актуальными. В основу исследований был положен метод идентификации, который, включает в себя три этапа: экспериментальное изучение поведения объекта, построение математической модели на основе результатов экспериментальных исследований и проверка соответствия поведения объекта и модели. Такой подход к решению задачи определил цель и этапы исследований.
В работе приведены результаты исследований двух типов накидных фланцевых соединений: бугельного и клинового. Натурные экспериментальные исследования были проведены на бугельных фланцевых соединениях. На основе результатов экспериментальных исследований была выбрана расчетная схема бугельного фланцевого соединения и разработана методика его расчета, проведено сравнение результатов экспериментальных и теоретических исследований.
Научная новизна работы заключается в том, что впервые проведены комплексные экспериментально-теоретические исследования бугельного фланцевого соединения. Разработана методика расчета бугельного фланцевого соединения на действие нагрузки болтов, внутреннего давления и изгиба трубопровода.
На основе исследования геометрии контакта сопрягаемых элементов бугельного фланцевого соединения разработана новая конструкция накидного фланцевого соединения - клиновое фланцевое соединение, - признанное изобретением с присвоением номера 655871 [19].
Реализация работы. В настоящее время изготовлен и опробован штамп на Первоуральском новотрубном заводе для изготовления бугельных фланцевых соединений. Результаты проведенных исследований будут использованы при разработке новых технических условий по применению накидных фланцевых соединений вместо свободных фланцев.
Диссертация состоит из трех глав. В первой главе приводится обзор экспериментальных и теоретических работ по накидным фланцевым соединениям, а также анализ геометрии, контактирующих поверхностей в элементах накидных фланцевых соединений. Вторая глава посвящена экспериментальному исследованию бугельного соединения на действие нагрузки болтов, внутреннего давления и действия изгиба трубопровода. В третьей главе приводятся результаты теоретического определения напряженного состояния бугельного и клинового фланцевых соединений.
Работа выполнена в Уральском политехническом институте им.С.М.Кирова на кафедре "Строительная механика" под руководством профессора д.т.н. В.й.Климанова и научного консультанта доцента к.т.н. В.К.Сисьмекова.
Анализ геометрии контактных поверхностей сопрягаемых элементов бугельного и клинового фланцевых соединений
В бугельном фланцевом соединении (рис.1.3) контакт сопрягаемых деталей (бугелей и наконечников) происходит по коническим поверхностям.
Рассмотрим геометрию контактной поверхности бугельного .... соединения на примере фланца, предназначенного для трубопровода с условным диаметром IOO мм и условным давлением I МПа (ЧМТТ -3-271-69).
Полное сопряжение двух конических поверхностей.возможно при совпадении центров окружностей охватывающего (бугелей) и охватываемого (наконечников труб) конусов. В начале посадки (при несжатой прокладке и незатянутых болтах) центр окружности бугеля 0А и центр окружности наконечности трубы 02 не совпадают (рис. 1.5). Совпадение центров окружностей достигается в процессе посадки путем затяжки болтов и сжатия прокладки. При посадке ширина охватывающего конуса остается постоянной, а ширина охватываемого конуса (наконечника) меняется вследствие сжатия прокладки. При достижении совпадения центров окружностей сопрягаемых деталей ширина охватываемого и охватывающего конусов одинакова на всех диаметрах сопрягаемых деталей. Исходя из конструктивных размеров наконечника трубы, толщины футерующего слоя и деформации прокладки, максимальная ширина фланца должна составлять 44 мм. Эта ширина соответствует диаметру конуса 124 мм при наружном диаметре трубы 114 мм, то есть на случай отклонения деформации прокладки от расчетной сохраняется гарантированный зазор между трубой и бугелем. В начале посадки, когда центры окружностей 0( и 02 не совпадают ширина 44 мм на наконечнике трубы соответствует диаметру конуса наконечника 134 мм. При дальнейшем сжатии прокладки размер 44 мм на наконечнике оказывается на меньших диаметрах, достигая в конечном положении диаметра 124 мм. Из рис. 1.5 видно, что при удалении от линии А-А влево или вправо одному и тому же диаметру бугеля (0 124 мм) соответствуют уменьшающиеся радиусы наконечника трубы: Тл 1Ъ tz Zi . Меньшим же радиусам наконечника трубы соответствуют большие значения его ширины: б4 63 62 6j. Следовательно, ширина 64 = 44 мм на радиусе Z4 является первым препятствием для насаживаемого бугеля, т.е. первоначальный контакт сопрягаемых деталей осуществляется в точках В и С. Далее в процессе сжатия прокладки контакт распространяется на всю сопрягаемую поверхность. Полный контакт двух конических поверхностей возможен при совпадении центров окружностей охватываемого и охватывающего конусов О, и 02, точка G, бугеля совпадает при этом с точкой Gz наконечника. Из сказанного следует, что бугельное соединение для идеального контакта требует точной посадки. При отклонении от идеального положения будут создаваться менее благоприятные условия работы фланцевого соединения.
Приведем результаты экспериментальных исследований, подтверждающие процесс контакта сопрягаемых деталей во время посадки фланцевого соединения. Для экспериментального исследования бугеля были использованы тензорезисторы. С целью исследования характера контакта в процессе посадки нагрузка болтов создавалась ступенями: ступень нагрузки соответствовала напряжению в болтах 7,5 МПа. Тензорезисторы I и 2 были расположены на линии А-А, тензорезисторы 5 и б - по краям (рис. 1.6). В первоначальной стадии посадки нормальные напряжения в точках 5 и 6 превышают напряжения в точках I и 2. Например, при напряжении в болтах 7,5 МПа напряжение в точке I равно 9,9 МПа, а в это же время напряжение в точке 5 равно 15 МПа. При дальнейшей посадке, когда напряжение в болтах доходит до 30 МПа, наоборот -в точке I напряжение составляет 18 МПа, а в точке 5 - только 2,7 МПа (табл. I.I). При этом знаки напряжений снаружи бугеля и внутри бугеля разные: в точках I и 3 напряжение сжимающие, в точках 2 и 6 - растягивающие.
Таким образом, в процессе посадки происходит изменение напряженного состояния бугеля вследствие перемещения пятна контакта между сопрягаемыми деталями. На рис. 1.7 показаны графики изменения напряжений бх в точках 1,2,5,6 бугеля в зависимости от напряжений в болтах в начальный момент посадки.
При достижении болтовой нагрузкой ее расчетной величины (соответствующей напряжению в болтах 50 МПа), когда центры окружностей бугеля и наконечника трубы совпадут, произойдет полное сопряжение двух конусов и выравнивание напряжений по длине окружности бугеля. Размеры фланцевого соединения запроектированы таким образом, что между наибольшим диаметром наконечника трубы и наименьшим диаметром бугеля остается гарантированный зазор для создания клинового пресса (рисЛ.8,а).
Методика измерения нагрузки болтов и- суммарных напряжений в.элементах.бугельного соединения
Для экспериментального изучения напряженного состояния бугельного фланцевого соединения использовались тензорезис.торы типа ФЖА-5-50 (с базой 5 мм и номинальным сопротивлением 500м). Эти тензорезисторы на сравнительно коротком участке измерений обладают значительно большей чувствительностью, чем малобазные тензорезисторы [44,45]. При тарировке болтов использовались тензорезисторы типа ЖБ-20-200 ИГ с базой 20 мм и номинальным сопротивлением 200 Ом. Наклейка тензорезисторов на фланцы и болты производилась по предварительной разметке клеем БФ-2. Сушка клея происходила в естественных лабораторных условиях в течение 72 f 100 часов. При проведении исследований использовалась измерительная аппаратура типа.ВСТ-4. Погрешность измерения деформаций с помощью тензорезисторов зависит от большого количества факторов Г AS AT ] . Определение суммарной погрешности измерения дефор-мации может быть произведено при определении цены деления прибора. Если определение цены деления прибора производить в тех же температурных условиях и при помощи тех же соединительных проводов и переключателей, то суммарная погрешность измерения будет определяться, в основном, погрешностью определения цены деления прибора і AS].
В работе цена деления прибора определялась на группе из четырех тензорезисторов, взятых из той же партии, которая применялась при проведении исследований. Для определения цены деления прибора использовалась балка равного сопротивления. Статическая обработка результатов измерений произведена по методике, изложенной в работе L 49 J , причем для контроля правильности вычислений за исходную величину Л0 принято два его значения из результатов измерений (табл.2.2): Х0 - 20 и л"о =17, где X - произвольное число, близкое к X среднему арифметическому(см.приложение 4). По результатам измерений вычислены следующие величины. Среднее арифметическое: где ft - количество измерений. Генеральная дисперсия б вычисляется как статистический предел выборочной дисперсии 6Z = ttm Sn = /,8 . Средняя квадратичная ошибка 6 « у (У =1,35. Относительная величина средней квадратичной ошибки, выраженная в процентах и называемая коэффициентом вариации, равна СО - -=--/00% =7,3%. Доверительная вероятность равна 0,95 при доверительном интервале 2 б .. При этих условиях цена деления прибора равнялась 0,81 МПа/дел. Для контроля предварительной нагрузки болтов были изготовлены специальные измерительные [50] болты (рис.2.1), ко- торые выполнялись следующим образом. Тело болта протачивалось размером, равным внутреннему диаметру резьбы. На проточенный участок наклеивались три тензорезистора с угловым рассточнием между ними 120 .Тензорезисторы соединялись между собой последовательно. Такая схема соединения тензорезисторов позволяла исключить вдияние изгиба болта на его показания. В головке болта просверливалось отверстие, через которое пропускались провода для соединения с тензорезисторами.
Тензорезисторы и места припайки тщательно изолировались от внешних воздействий. После этого болты тарировались на испытательной машине ИМ-4Р. При тарировке разных болтов расхождение в показаниях прибора не превышало двух делений на ступень нагрузки дР = 2 кн поэтому для всех болтов была принята одна и та же цена деления прибора. Цена деления определялась по методике, изложенной выше для тензорезисторов бугельных фланцев и равнялась где б = 13 МПа - напряжение в болте М 16 на ступень нагрузки АР - 2 кй ; ft = 14 - количество делений прибора, соответствующее напряжению б . Исходя из полученной цены деления К =0,93 МПа/дел определялись показания прибора для создания определенной нагрузки болтов. Например, для создания в болте M.I6 нагрузки, соответствующей напряжению в нем 50 МПа, число делений прибора равнялось 54. Таким образом, притарировке тензорезисторов цена деления прибора выражалась через величину напряжений в болтах. По напряжениям в болтах определялась нагрузка болтов по формуле: где э - диаметр болта. При напряжении в болтах 50 МПа нагрузка болтов в экспериментальных исследованиях равнялась 7,85 кн. Напряженно-деформированное состояние бугельного фланцевого соединения создается, главным образом, за счет контактного давления между бугелем и наконечником трубы от действия нагрузки болтов (рис.2.2). Для расчета фланцевого соединения необходимо определять напряжения, возникающие от давления между сопрягаемыми деталями[51, 52,53;54,55] . Коротко остановимся на обзоре методов измерения контактных напряжений. Существуют методы непосредственного определения контактных напряжений. Это методы, основывающиеся на использовании точечных, (штифтовых) измерителей, и поляризационно-оптичес-кий метод. Идея изучения нормальных напряжений с помощью штифтов, опирающихся на так называемые месдозы, состоит в следующем [5б] . в рабочем валке просверливается отверстие, в которое помещается поршень, выходящий на поверхность контакта, а отверстие заполняется жидкостью. Контактное давление через поршень воздействует на жидкость и фиксируется специальным манометром. По показаниям манометра судят о величине нормальных давлений в очаге контакта. В последующем вместо емкостных приборов исследователями применялись угольные месдозы.
Методика измерения контактных напряжений, возникающих в сопрягаемых элементах бугельного соединения
Контактное давление через поршень воздействует на жидкость и фиксируется специальным манометром. По показаниям манометра судят о величине нормальных давлений в очаге контакта. В последующем вместо емкостных приборов исследователями применялись угольные месдозы.
Изучение контактных напряжений с помощью месдоз связано с затеканием металла в отверстие, что приводит к большим погрешностям измерения. По мнению многих исследователей, более приемлемым является поляризационно-оптический метод, но он требует изготовления исследуемых деталей из оптически активного материала.
Кроме способов непосредственного измерения, существуют косвенные методы определения контактных напряжений. Из косвенных методов можно отметить метод сдвига, предложенный в работе [5б] . Этот способ заключается в том,, что деформируемый образец принудительно перемещается по бойку с помощью винтового механизма. В процессе осадки пробы и ее сдвига одновременно фиксируются нормальные нагрузки, действующие на образец, а также сопротивление смещению. Интегральное значение контактных напряжений при этом определяется из условия равновесия сил.
На основе анализа методов измерения контактных напряжений наиболее простым и приемлемым для исследования бугельного соединения оказался метод косвенного определения контактных напряжений. Для этого были использованы тензорезисторы. Метод заключался в следующем. Возникающее контактное давление между бугелем и наконечником трубы (между охватываемым и охватывающим конусами) передается непосредственно на секторы бугельного соединения. Секторы.же в,бугельном соединении, будучи контактирующей поверхностью, сочленены с цилиндрической оболочкой. Под действием контактных давлений (на рис.2.3,6 показана равнодействующая контактных давлений Р ) цилиндрическая оболочка испытывает деформацию из плоскости кривизны. Напряжения в цилиндрической оболочке могут быть измерены. Схема расположения тензорезисторов для одного бугеля показана на рис.2.4,а. На каждом бугеле размещалось по 12 тензорезисторов, а из одного опыта получали удвоенное количество данных, т.к. фданцевое соединение состоит из двух бугелей. Наружные пары тензорезисторов обозначены I, 3, 5. В каждой из этих точек имеем по два взаимно-перпендикулярных тензорезистора в соответствии с плоским напряженным состоянием бугеля. Внутренние пары тензорезисторов обозначены 2,4, б - они располагались непосредственно под наружными. Для удобства изображения внутренние тензорезисторы одного и того же бугеля показаны слева (рис.2.4). В действительности тензорезистор 2 расположен под тензорезистором I (рис2.4,6, тензорезистор 4 - под 3, тензорезистор б - под 5). На втором бугеле, работающем в паре с первым, имеем аналогичное расположение тензорезисторов.
Экспериментальным путем были получены от действия нагрузки болтов суммарные напряжения бл/ -б , 6х3 и &х4] х5а гсе-Напряжения на наружной поверхности бугелей в точках I, 3, 5 оказались сжимающими, а напряжения на внутренней поверхности в точках 2, 4, 6 растягивающими. Объясним физическую природу этих напряжений. Контактное давление CL можно привести к равнодействующей спиле Р, которая создает изгибающий момент М[ относительно торца оболочки и растягивающую силу Т{ (рис.2.4,в) Слздовательно, напряжение 6 1С.1 на внешней поверхности бугеля представляет собой сумму сжимающего напряжения от изгиба и растягивающего напряжения от продольной силы ТІ .
Статический расчет бугельного соединения,, подкрепленного продольными ребрами
В результате экспериментального и теоретического исследования напряженного состояния бугельного фланцевого соединения установлено, что наибольшими в бугельном фланце являются изгиб-йые напряжения вдоль образующей цилиндра 6 . Для уменьшения величины изгибных напряжений можно ставить на цилиндрической части соединения продольные ребра. Ниже дается методика расчета бугельного соединения с. продольными призматическими ребрами, расчет выполнен на основе метода перемещений. Предполагается, что продольные ребра сечением 2 с & введеныпо узловым линиям 1,3,5 (рис. 3.15,а,б) и расположены симметрично относительно срединной поверхности цилиндрической оболочки фланца. Введение продольных ребер, вносит некоторые изменения в методику определения реактивных усилий в распределенных связях от обобщенных поворотов Z-i - f Sitt и обобщенных смещений. Так при повороте распределенных связей (рис. 3.16,а) на величину Z\ = Z{ Sin— — при Zi =7 реакции на продольных краях элемента АВ возникают не только от поворота, но и от линейного смещения кромки пластинки на величину Д=С , вызванного жесткой вставкой (рис. 3.16,а). Следовательно, распределенный реактивный момент на опорной линии В будет складываться из трех составляющих:
В случае деформации пластинки в ее плоскости при наличии ребер определение реакций в распределенных связях тоже имеет свои особенности. В этом слкчае появление дополнительных членов в выражениях реактивных усилий связано с тем, что поперечные сме щения пластинок вызывают дополнительные продольные смещения. Из рис. 3.17,а видно, что смещение связей по синусоиде с ампли тудой Z1 — f Sin—p— вызывает добавочные продольные переме- щения, равные - . Поэтому реакциям кромке.пластинки, ко- торой она примыкает к ребру, определится как сумма реакций от поперечного.смещения и от продольного смещения. Причем при оп ределении реакций в продольных связях типа Z8 (рис. 3.15,а) учитывается жесткость ребра при растяжении с помощью слагаемо го Sy- z Р F , где Effy - жесткость ребра. Кроме того, касательные напряжения, действующие вдоль реб ра в месте примыкания к нему пластинки, вызывают реакцию в свя зях I с амплитудой П , = — -ТІЇ , где Zd - амплитуда каса тельного усилия (рис. 3.17,6). С учетом указанных особенностей применительно к рис.3.17,в запишем следующие формулы для определения реакций: в коэффициентах в связи с введением ребер. Остальная часть матрицы формируется в программе с помощью операторов цикла. Б расчетах ширина ребра принималась 2с=: 5 мм, высота ребра - о = 18 мм, ширина пластинки - = 34 мм, толщина пластинки - h = 7 мм, отношение Eplp/DS- 5. Некоторые данные расчетов фланцевых соединений с ребрами и без ребер приведены в табл. 3.14. В указанной таблице приведены данные проги-бов ( W х 10" см) и изгибных напряжений (МПа). Прогибы и напряжения определены по узловым линиям оболочки в сечении 3C = yZ, причем точки 1,3,5 относятся к линиям, на которых расположены продольные ребра, точки 2,4,6,7 расположены между ребрами.
Более подробные данные расчета бугельного соединения с ребрами приведены в приложении 2. Как видно из таблицы, подкрепление оболочки ребрами приводит к уменьшению прогибов и изгибных напряжений,в точках, расположенных на ребрах и между ребрами. В узлах 1,3,5, расположенных на ребрах, прогибы составили от 28$ до 33$ от величины прогибов в аналогичных узлах фланцевого соединения без ребер. В узлах 2 и 4, расположенных между ребрами, указанные прогибы составили от 23$ до 27$ по сравнению с прогибами для соединения без ребер. У крайней точки 7 расхождение между прогибами соста- # вило примерно 50$. Аналогичные расхождения между результатами наблюдаются и при сравнении изгибных напряжений. Таким образом, с помощью ребер можно добиться существенного уменьшения прогибов и изгибных напряжений в бугельном соединении и, следовательно, уменьшить толщину оболочки фланцевого соединения.
