矩形蒸汽灭菌器强度数值模拟与试验研究

所谓灭菌是指将微生物, 包括病原微生物、细菌 芽胞等全部杀死或清除的过程[ 1] 。目前主要的几种   灭菌技术为:压力蒸汽灭菌、干热灭菌、等离子体灭 菌 环氧乙烷灭菌和甲醛灭菌等[ 2] 。 在上述灭菌技 、           灭菌可靠 效 术中 压力蒸汽灭菌具有下列优点[ 3]   ,   在 133 时     : 、 果好时间短     5 min 即可杀灭所有微生 、,   ℃ ,     物;蒸汽生产成本低 ,获取方法简单 ;适应性广泛, 一般可用于器械、织物、液体、食品的消毒;无污染, 对操作人员和环境没有影响 ;能量利用率高。
 
以蒸汽为介质的灭菌器在各种灭菌设备中占有主导地位。根据灭菌器内冷空气的排放方式不同 , 压力蒸汽灭菌器分为下排气式和真空式两种。下排气式灭菌器是利用重力自然置换将冷空气从下排气孔排除,但难以彻底排尽 ,常存有死腔、死角, 妨碍了蒸汽的穿透性, 影响灭菌效果。相比,真空式灭菌器则利用负压强行排出冷空气, 使蒸汽能迅速穿透物品内部,灭菌彻底,工作效率高 ,便于自动运行 ,已逐渐取代下排气式灭菌器, 成为主导设备[ 4] 。
 
目前,真空灭菌器主要有圆形和矩形两大类。尽管圆形容器制造简单、用材少、强度高, 但矩形容器因内部可利用空间大、占据空间小,在医用压力蒸汽灭菌器中占更大比例。单层矩形蒸汽灭菌器是一种外加强带圆角的矩形截面容器 ,加强筋设置在容器外表面宽度方向上 ,且垂直于容器轴线的平面内 , 同平面的加强筋连成一圈。
GB 150 —1998 中明确规定了几种适用的容器截面形式 ,但对于加强筋连成一圈的带圆角矩形截面容器的应力计算没有作出规定 , 同时单层矩形蒸汽灭菌器又尚未建立相关行业标准 ,因此**进行受力分析。考虑到采用解析方法进行应力求解比较困难,本文通过数值和试验的方法对这种特殊结构容器进行受力分析 ,获得内压载荷下容器各部分的应力分布 ,为指导和规范灭菌器设计制造提供理论参考。
 
1 灭菌器结构和有限元建模
 
1.1 灭菌器结构
 
单层矩形蒸汽灭菌器的结构如图 1 所示 , 该结构主要由筒体、门框和大门组成。其中筒体由不锈钢矩形薄板经折弯后焊接而成 ,折弯处为圆角区, 其他部分经焊接组装完成, 门框和大门之间通过侧齿接触, 采用耐热硅橡胶圈密封。在筒体和大门外表面设置 U 型加强筋 ,同时为保证门框和筒体的连接安全 ,在门框与附近加强筋之间设置多块加强板。
 
灭菌器结构筒体部分长为1500 mm ,宽 762 mm ,
 
高1062 mm ,名义壁厚 6 mm ;门框座高 1250 mm , 宽
 
980 mm ,厚度 25 mm ,门框两边分布着 15 个侧齿牙 ,
 
齿宽 33 mm , 齿厚 18 mm ;大门高 1118 mm , 宽 848

mm ,中间厚度为 10 mm , 两侧厚度为 18 mm ,门体侧齿与门框侧齿一致;筒体部分 U 型加强筋截面长 90 mm , 高40 mm ,厚度8 mm ,大门部分U 型加强筋截面长 130 mm , 高65 mm ,厚度 10 mm 。设计参数和条件如表1 所示。
   1.2 有限元模型
 
有限元建模过程中作了以下简化和假设:(1)接管直径相对于容器侧板尺寸而言很小, 模型忽略接管对容器强度的削弱作用 ,但由于试验时容器上部平板布置有测点, 为和试验情况一致 ,考虑了容器上部平板的接管;(2)对加强筋的连接方式进行简化处理 ,直接将加强筋和加强部分连成一体;(3)假设门框侧齿和大门侧齿之间的摩擦系数为 0.25 ;(4)不考虑工作温度下产生的热应力作用;(5)不考虑焊缝的影响 ;(6)只进行弹性分析。
 
容器主要受压部件材料为 SUS304 ,其他部件为 Q235 -B 。两种材料均采用线弹性特性 , 弹性模量和泊松比均相同:E =2.0 ×105 MPa , μ=0.25 。使用三维实体建模软件 Solid edge 在卡氏坐标系下建立三维几何模型 , 再导入到有限元软件 ANSYS 中[ 5] 。由于灭菌器结构和载荷分布具有对称性 , 选择灭菌器的1/2 建立有限元模型。考虑到门和门框之间的

接触关系, 在其接触表面设置接触单元。网格单元
采用 Solid 45 , 接触单元采用 TARGE170 和 CON-
TA174 。将模型划分成六面体单元 ,筒体厚度方向划
分为三层, 模型单元数为 62470 , 节点数为 71770 。
有限元模型如图 2 所示。  

为了限制整体模型 X 和Y 方向平动, 将接管上表面的 X 及Y 向平动自由度约束为零 ;由于分析中采用 1/2 模型, 因此在模型的纵向对称面内施加对称边界约束;为了限制大门 X 和Y 方向自由度 , 将大门一条加强筋截面的 X 向位移约束为零 ,大门上表面 Y 向位移约束为零;对容器受压面加载 0.17 MPa 的压力载荷, 采用 25 个载荷步分级加载 , 并以力为标准的收敛准则, 确保计算结果的收敛性和具有较高的精度。有限元求解采用波前算法[ 6] 。
1.3 强度分析
 
在设计压力 P =0.17 MPa 作用下 ,灭菌器各部分的等效应力如图 3 所示, 模型**大应力点出现在圆角区的加强筋上, 大小为 340.12 MPa 。
连续区部分**大应力值均远低于许用应力 ,这些部
分可不进行应力评定。在圆角区域定义 6 条应力处
理线进行分析(如图 4 所示), 以校核危险截面。这
6 条处理线均位于边缘应力区 , 平均应力属于 PL ,
线性应力属于 Q , 故应力强度控制条件为:S Ⅱ ≤1.5
KSm ,S Ⅳ <3 KSm (其中 K 为载荷组合系数, 此处取K =1 ;Sm 为材料许用应力强度 ,SUS304 取 137 MPa ,
 
Q235 -B 取 113 MPa)。

2 试验研究
 
 
对灭菌器进行水压试验获得各压力载荷下**部位的应力数据, 进一步验证该灭菌器有限元计算结果与试验数据是否吻合。
2.1 试验方法和装置
 
采用电阻应变测量原理进行测量, 通过在容器表面粘贴电阻应变片组成测量电桥, 通过电阻应变仪进行数据采集。试验在相应的单层蒸汽灭菌器上进行,试验结构如图 5 所示
2.2 测点布置
 
根据有限元计算结果, **大应力可能出现在加强筋的不连续区 ,同时为了考查对简化加强筋连接方式后对模型的影响 ,按如下方案布置应变片 :在筒体上部平板两加强筋之间位置设置 9 个布片点(1#~ 9#测点), 以比较实际情况下各测点应变与计算模型中简化加强筋连接方式时各测点应变之间的误差,其中 3 个测点为 1 组, 3 组测点到两边加强筋的距离分别为20 ,40 ,60 mm ;在加强筋不连续区的3 个不连续点设置 3 个布片点(10# ~ 12#测点), 因为该区域可能出现**大应力 ;在筒体过渡区部分 R 区域,选择具有代表性的位置设置 5 个布片点(13# ~17#测点),各测点的布置方位见图 6(图中 ,1 ~ 17 为测点)。所有测点均设置在容器和加强筋外壁。
 
试验中 ,应变测试系统为 UCAM -60A , 电阻应变片为 BX120 -2CA 。
验压力进行读数。由于该灭菌器的设计压力为 0.17 MPa 。试验压力为设计压力的 1.25 P 和 P + 0.1MPa 两者较大值 , 本文实际试验压力取 0.27 MPa 。试验时, 加载按 0.12 ,0.15 , 0.17 , 0.27 MPa 四
 
级逐级增加 ,测试各级载荷下所有测点的应变值。
 
 
3 结果对比与分析讨论
 
参照试验研究时的测点位置 ,在灭菌器外壁选取相应的计算点, 通过比较同一位置计算值与试验数据之间的误差, 验证模型的有效性。
 
图 7 所示为灭菌器各测点等效应力随内压载荷变化的关系曲线。从图 7 中可以看出, 灭菌器各部分的受力状况相差较大。对整体结构强度而言, 加强筋不连续点区域(10#~ 12#测点)的应力**大 ,将**早进入屈服状态 ,成为整体结构的薄弱点。筒体上部平板(1#~ 9#测点)区域的应力**小 ,在水压试验压力下,**大应力也低于 60 MPa 。在分级加载过程中,各测点应力随内压载荷基本呈线性增加, 试验测量区域处于弹性状态。
图 7  等效应力的计算值与试验结果的比较
 
除 12# ,17#测点外 , 加载过程中所得到的各测点计算值与相应的试验数据都有较好的一致性。当压力载荷较大时(P ≥0.15 MPa), 计算值与试验数据非常接近, **大误差小于 10 %;当压力 P ≤0.15 MPa 时,计算值与试验数据的相对误差较大 ,其**大值为 29 %。造成这种误差的原因, 一方面可能是试验时实际试验压力值小于需要的分级压力值, 因为
 
在 P ≤0.15 MPa 时 ,试验所得各测点的应力值都小于计算值 ,这种误差可能来源 :试验时所用压力表量程为 1 MPa , 精度为 0.02 MPa , 在读取 0.12 MPa 和 0.15 MPa 压力时人为误差较大 ;另一方面可能是因为相对误差较大点的应力值**大为 11.6 MPa (即应变在 50 με以内),使得试验固有的误差对结果的影响较大。尽管有些测点相对误差较大, 但这些点的**误差不超过 5 MPa , 这相对于材料屈服极限 (δ0.2 =205 MPa)来说 ,所占比例很小 ,对考查灭菌器的整体结构强度而言可以忽略其影响。
 
4 结论
 
(1)对一种单层矩形蒸汽灭菌器建立了具有精度较高的有限元模型 , 获得了内压载荷下灭菌器的应力分布情况 ,结果表明**大应力出现在加强筋的不连续区域 ;
 
(2)对灭菌器进行试验研究,将试验数据与计算结果进行比较表明, 计算结果与试验数据吻合得较好 ,证实了分析模型的可靠性和计算方法的适用性,可适用于该系列单层矩形蒸汽灭菌器的结构分析,为灭菌器结构的进一步研究和工程设计提供参考。
 
致谢:在矩形蒸汽灭菌器试验过程中得到浙江大学化机承压设备研究室邓贵德博士、陈勇军博士的帮助, 在此表示衷心感谢。