金屬石墨纏繞墊片蠕變對法蘭接頭密封性能的影響*

沈偉明 章蘭珠 李 科

(1.華東理工大學機械與動力工程學院 上海 200237；2.江蘇省特種設(shè)備安全監(jiān)督檢驗研究院張家港分院 江蘇張家港 215600)

螺栓法蘭接頭具有經(jīng)濟、安全、易于拆裝、密封性能優(yōu)良的特點，廣泛應(yīng)用于石油、化工、航空航天等領(lǐng)域。螺栓法蘭接頭在工作過程中，很少有因強度不足引起的失效，更多的失效是由于法蘭接頭的泄漏引起的。特別是當法蘭接頭在高溫環(huán)境中工作時，高溫不僅會加速墊片的老化和蠕變松弛[1-2]，降低其彈性，還會加劇螺栓和法蘭的變形。此時，如果出現(xiàn)溫度波動，就會引起墊片的熱棘輪效應(yīng)，從而進一步降低墊片上的密封比壓，最終導致密封不滿足要求而發(fā)生泄漏。墊片是法蘭連接系統(tǒng)中最關(guān)鍵的密封元件，其力學性能和密封性能直接影響整個法蘭接頭，而密封墊片的蠕變松弛失效通常是法蘭連接失效的主要原因[3-4]。因此，研究密封墊片的密封性能及力學性能，尤其是蠕變松弛性能就顯得尤為重要。

目前，學者們已對墊片的蠕變松弛性能進行了深入研究。SAWA等[5-8]詳細介紹了密封墊片試驗所采用的高溫試驗裝置和試驗方法，并研究了溫度對墊片蠕變性能的影響以及其對法蘭接頭密封性能的影響。NECHACHE、BOUZID[9-12]通過理論方法及有限元仿真方法綜合分析了蘭接頭各部分的蠕變、溫度，并研究了法蘭接頭蠕變對密封性能的影響。顧伯勤等[13-14]研制了墊片高溫性能試驗裝置，成功地解決了在高溫條件下墊片泄漏率精確測量等技術(shù)難題，并提出了高溫螺栓法蘭連接緊密性的概念。在之前研究的基礎(chǔ)上，陸曉峰和沈軼[15]提出了高溫法蘭接頭的可靠性算法和壽命預測方法，考慮了墊片蠕變、螺栓應(yīng)力松弛和法蘭的密封性要求。

雖然墊片的蠕變松弛對法蘭接頭載荷的影響已得到公認，但在對法蘭接頭的研究中，目前大多沒有考慮墊片的蠕變松弛；另外國內(nèi)外在研究法蘭接頭方面大多還是采用數(shù)值模擬方法，也有一些學者采用程序來評估螺栓載荷的損失[16]，其中墊片的蠕變量是通過理論計算的方式來獲得的。章蘭珠和畢樂文[17]研究了法蘭蠕變速率大于或小于螺栓蠕變速率時對密封性能的影響，其中也忽略了墊片蠕變。本文作者通過對金屬石墨纏繞墊片的蠕變松弛試驗結(jié)果進行擬合，得到金屬石墨纏繞墊片蠕變量的表征方法，并結(jié)合法蘭接頭的變形協(xié)調(diào)方程，通過理論計算獲得法蘭接頭的螺栓殘余預緊力；同時建立了法蘭接頭幾何模型，通過有限元分析驗證了理論計算結(jié)果的準確性。

1 墊片蠕變性能的表征方法

1.1 墊片蠕變松弛試驗

蠕變松弛性能表征了材料的尺寸穩(wěn)定性。一種復合材料，尤其是用于制造精密零件的材料，應(yīng)具有在即定載荷的持續(xù)作用下長期保持其尺寸和形狀的能力。由于不同的分子結(jié)構(gòu)或不同的加工和使用條件，各種復合材料的蠕變性能可能會有很大差異，因此有必要對其蠕變松弛能力進行表征。

文中采用浙江某公司生產(chǎn)的DN100金屬石墨纏繞墊片進行試驗，試驗依照EN13555[18]標準進行，加載速率為0.5 MPa/s，升溫速率為2 K/s。試驗分為兩組，第一組保持初始密封比壓Sk=110 MPa不變，試驗溫度分別為100、200、300、400 ℃；第二組保持試驗溫度400 ℃不變，初始密封比壓分別為Sk=70、110、120 MPa。

1.2 墊片蠕變松弛性能的表征

在初始密封比壓為110 MPa，測試溫度分別為100、200、300、400 ℃時，墊片蠕變松弛試驗結(jié)果如圖1所示。在試驗溫度為400 ℃，初始密封比壓分別為70、110、120 MPa時，墊片蠕變松弛試驗結(jié)果如圖2所示。

圖1 不同溫度下墊片蠕變量及擬合曲線(Sk=110 MPa)Fig.1 Gasket creep and fitting curves at different temperatures (Sk=110 MPa)

圖2 不同初始密封比壓下墊片蠕變量及擬合曲線(T=400 ℃)Fig.2 Gasket creep and fitting curves at different initial sealing pressure(T=400 ℃)

由圖1與圖2可知，墊片蠕變與工作溫度、服役時間以及初始密封比壓有關(guān)。如圖1所示，在初始密封比壓相同的情況下，墊片蠕變量會隨著工作溫度的增加而增加，且在溫度較低的區(qū)間內(nèi)(如100～300 ℃)，溫度升高所造成的墊片蠕變量增幅較大，而在溫度較高的區(qū)間內(nèi)(如300～400 ℃)，溫度升高所造成的墊片蠕變量增幅較小。如圖2所示，在試驗溫度相同的情況下，墊片的蠕變量會隨著初始密封比壓的增加而增加。

在試驗剛開始的較短時間內(nèi)，墊片會產(chǎn)生一個瞬時蠕變效應(yīng)，在這段時間內(nèi)墊片的蠕變速率較快，大部分的墊片蠕變量都在這個時間段內(nèi)產(chǎn)生，經(jīng)過1～2 h之后墊片蠕變速率逐漸趨于緩慢。這是由于試驗剛開始的階段是升溫階段，溫度的升高導致墊片蠕變量迅速增大，經(jīng)過升溫階段進入保溫階段時，墊片蠕變速率就會較為平緩。

通過對試驗數(shù)據(jù)進行分析擬合，可以得到墊片的蠕變量隨時間的變化規(guī)律如式(1)所示。

Δ(t)=Δ(0)+Δ(0)(C1-C2e-C3t+C4lnt)

(1)

式中：t為蠕變時間，h；Δ(t)為墊片在t時間的厚度，mm；Δ(0)為墊片的初始壓縮量，mm；C1、C2、C3、C4為擬合參數(shù)，C1=2.042×10-2lnT-6.381×10-2，C2=1.975×10-2lnT-6.135×10-2，C3=4.743-6.108×10-1lnT，C4=5.00×10-6+5.15×10-6T，其中T為溫度，℃。

2 法蘭接頭的理論計算

2.1 變形協(xié)調(diào)分析

法蘭接頭是一個預應(yīng)力靜不定系統(tǒng)，預緊時各元件發(fā)生一定的變形。法蘭接頭在工作時，介質(zhì)壓力會在法蘭接頭處產(chǎn)生軸向靜壓載荷，尤其是在高溫情況下更是會加劇法蘭、螺栓和墊片的蠕變松弛，此時，法蘭軸向位移、螺栓伸長量以及墊片的壓縮量與預緊時相比都發(fā)生了變化，這些變化量符合法蘭接頭的變形協(xié)調(diào)方程，其具體表現(xiàn)形式如式(2)所示[9]。

(2)

式中：hG為螺栓圓中心到墊片作用力的長度，mm；Mf為法蘭力矩，N/mm；p為內(nèi)壓，MPa；Kfm為法蘭對力矩的剛度，N·mm；Kfp為法蘭對內(nèi)壓的剛度，N/mm2；Fb為螺栓力，N；Kb為螺栓剛度，N/mm；Fg為墊片壓力，N；Kg為墊片剛度，N/mm；Ap為墊片反力直徑所包圍的受壓區(qū)域面積，mm2；hp為從螺栓中心到法蘭內(nèi)徑的徑向距離，mm。

由以上各式可將式(2)化簡為

(3)

2.2 蠕變量的計算

由式(3)可知，計算螺栓預緊力還需要知道各個部分的蠕變量，對于法蘭，其蠕變主要造成法蘭的偏轉(zhuǎn)角產(chǎn)生變化：

(4)

于是，法蘭蠕變造成的軸向位移為

(5)

對于螺栓，由于文中使用的螺栓蠕變本構(gòu)模型為Norton模型，可表示如下：

(6)

由式(6)可以得到螺栓的蠕變量為

(7)

式中：Ab為螺栓截面積；lb為螺栓有效長度。

對于墊片，則由式(1)得

(8)

2.3 高溫對法蘭接頭的影響

高溫工況下，由于法蘭螺栓接頭不均勻的溫度分布和各部件熱膨脹系數(shù)的不同，常溫下達成的變形協(xié)調(diào)關(guān)系會被破壞，螺栓法蘭接頭因為高溫引起的軸向位移由兩部分組成，一部分是由法蘭、螺栓和墊片3個部件軸向方向熱膨脹的相互作用產(chǎn)生的，另一部分是由高溫導致法蘭偏轉(zhuǎn)引起的軸向位移，即：

wT=αbΔTblb-αgΔTgtg-2αfΔTftf+2hGθfT

(9)

式中：α為熱膨脹系數(shù)，1/K；ΔT為溫差，K；tg為墊片厚度，mm；θfT為由于溫度而導致的法蘭偏轉(zhuǎn)角，rad，根據(jù)文獻[20]可查找計算。

3 法蘭接頭有限元仿真

3.1 法蘭接頭的尺寸及材料性能

為了驗證所得到的墊片蠕變松弛模型，文中選用DN100-PN63的帶頸對焊法蘭進行分析，接頭所使用的螺栓型號為M24，數(shù)量為8個，使用金屬石墨纏繞式墊片。法蘭及墊片的具體尺寸如圖3所示。

圖3 模型幾何尺寸(mm)Fig.3 Dimensions of model(mm)：(a)dimension of flange：(b)dimension of gasket

由于法蘭接頭的結(jié)構(gòu)和所受載荷具有周期對稱的特點，故可以沿圓周方向取1/8建立模型，并對模型進行多次分割，以便于劃分網(wǎng)格。法蘭接頭的網(wǎng)格圖如圖4所示。由于ANSYS軟件中的墊片單元不支持蠕變分析，為了模擬墊片的蠕變效應(yīng)，在法蘭模型中加入了一塊虛擬剛性板，虛擬板位于墊片中間，厚度為墊片的1/2。加入虛擬板后對法蘭接頭整體的剛度沒有太大影響，在虛擬板蠕變時，由于變形協(xié)調(diào)，墊片厚度也會產(chǎn)生相應(yīng)的變化[9，21]。

圖4 法蘭接頭有限元計算模型Fig.4 Flange joint finite element calculation model

文中法蘭材料使用2.25Cr1Mo，螺栓材料使用A193 B16，其材料性能分別如表1、表2所示。法蘭和螺栓材料的蠕變本構(gòu)關(guān)系均采用Norton方程，分別如式(10)和式(11)所示。

表1 法蘭材料(2.25Cr1Mo)的物理性能Table 1 Physical properties of flange material (2.25Cr1Mo)

表2 螺栓材料(A193 B16)的物理性能Table 2 Physical properties of bolt materials (A193 B16)

(10)

(11)

3.2 法蘭接頭溫度場分析

在法蘭內(nèi)壁面分別施加100、200、300、400 ℃的均勻溫度載荷，并將所有節(jié)點的初始溫度設(shè)置為25 ℃。在模型兩側(cè)施加絕熱邊界條件，將法蘭、螺栓與螺母裸露在空氣中的表面的對流換熱系數(shù)設(shè)置為3.2×10-5W/(mm2·℃)，兩法蘭之間以及墊片外側(cè)散熱較差，故將其對流換熱系數(shù)設(shè)置為1×10-5W/(mm2·℃)，法蘭接頭周圍環(huán)境設(shè)置為25 ℃。

法蘭接頭溫度分布如圖5所示。可知，內(nèi)壁面溫度為100、200、300、400 ℃的法蘭接頭溫度變化趨勢基本一致，都是內(nèi)壁面的溫度最高，螺栓末端溫度最低，并由內(nèi)壁面往外逐漸降低；且內(nèi)壁面溫度越高，則接頭的整體溫差就越大，其中內(nèi)壁面溫度為400 ℃時溫差最大為127.87 ℃，內(nèi)壁面溫度為100 ℃時溫差最小為25.213 ℃。

圖5 法蘭接頭溫度場分布Fig.5 Temperature field distribution of flange joint：(a)100 ℃：(b)200 ℃；(c)300 ℃；(d)400 ℃

3.3 法蘭接頭熱固耦合分析

圖6 法蘭接頭載荷及邊界條件Fig.6 Loads and boundary conditionsof flange joint

由于螺栓法蘭接頭主要受預緊、內(nèi)壓、溫度、蠕變4個因素的影響，故參考實際法蘭工作過程，對法蘭接頭的加載順序設(shè)置為：(1)施加螺栓預緊力；(2)鎖定螺栓力，施加內(nèi)壓載荷；(3)施加溫度載荷；(4)打開蠕變設(shè)置，進行蠕變計算。

4 解析計算與有限元結(jié)果的分析

文中針對考慮墊片法蘭螺栓三者蠕變、僅考慮墊片蠕變以及僅考慮法蘭螺栓蠕變3種情況，對DN100-PN63的帶頸對焊法蘭進行100、200、300、400 ℃下的理論計算與有限元仿真，并將蠕變2年的理論計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果進行對比，結(jié)果如圖7—10所示。

圖7 工作溫度為100 ℃時螺栓力變化(預緊力50 kN，內(nèi)壓2 MPa)Fig.7 Change of bolt force at working temperature of 100 ℃(pre-tightening force of 50 kN，internal pressure of 2 MPa)

圖8 工作溫度為200 ℃時螺栓力變化(預緊力50 kN，內(nèi)壓2 MPa)Fig.8 Change of bolt force at working temperature of 200 ℃(pre-tightening force of 50 kN，internal pressure of 2 MPa)

圖9 工作溫度為300 ℃時螺栓力變化(預緊力50 kN，內(nèi)壓2 MPa)Fig.9 Change of bolt force at working temperature of 300 ℃ (pre-tightening force of 50 kN，internal pressure of 2 MPa)

圖10 工作溫度為400 ℃時螺栓力變化(預緊力50 kN，內(nèi)壓2 MPa)Fig.10 Change of bolt force at working temperature of 400 ℃(pre-tightening force of 50 kN，internal pressure of 2 MPa)

由圖7—10可知，墊片的蠕變松弛所引起的螺栓力減小是較為顯著的。工作溫度為400 ℃且考慮三者蠕變的情況下，有限元分析結(jié)果和由式(3)計算所得的結(jié)果都表明，法蘭接頭在經(jīng)過了2年的蠕變之后螺栓力的損失超過了40%，且其中大部分的螺栓力減小發(fā)生在法蘭接頭剛工作時的幾十個小時之內(nèi)。從螺栓力減小曲線來看，理論計算結(jié)果與有限元結(jié)果較為吻合，這表明建立的理論模型較好地反映了實際情況下螺栓法蘭墊片蠕變所造成的螺栓力的松弛，使用理論計算式來計算螺栓殘余預緊力是較為合理的。

表3中給出了工作溫度為100、200、300、400 ℃時，蠕變2年后，考慮三者蠕變、僅考慮墊片蠕變以及僅考慮法蘭螺栓蠕變3種情況下理論與有限元計算所得到的螺栓力松弛量百分比。

表3 蠕變引起的螺栓力松弛百分比Table 3 The percentage of bolt force relaxation caused by creep

由表3可知，螺栓力的減小量隨著溫度增加而增加，這是由于溫度的升高導致了墊片、法蘭與螺栓蠕變速率的增大，進而導致了螺栓力減小量的增加。且在溫度較低的區(qū)間內(nèi)(如100～200 ℃)，溫度升高所造成的螺栓力的減小量較大，在溫度較高的區(qū)間內(nèi)(如300～400 ℃)，溫度升高所造成的螺栓力的減小量較小，這與前面所提到的墊片蠕變量隨溫度的變化規(guī)律一致。僅考慮墊片蠕變時所產(chǎn)生的螺栓力的減小量與考慮墊片、法蘭和螺栓的蠕變時所產(chǎn)生的螺栓力的減小量相差不多，原因是法蘭與螺栓所采用的材料都具有較好的抗蠕變性能。在工作溫度400 ℃的情況下，僅考慮法蘭與螺栓蠕變時，理論計算結(jié)果顯示螺栓預緊力僅發(fā)生了0.39%的減小，有限元計算結(jié)果顯示螺栓預緊力僅產(chǎn)生了1.04%的減小。在工作溫度為100、200、300 ℃的情況下，法蘭和螺栓的蠕變速率比400 ℃時更低，理論計算結(jié)果顯示該3個溫度下螺栓力的減小量為0，基本可以忽略不計，有限元計算結(jié)果也僅分別為0.87%、0.91%、1.03%。這也說明了在文中模型中墊片蠕變?yōu)橐鹇菟ο陆档闹饕蛩亍?/p>

僅考慮墊片蠕變時，100、200、300、400 ℃下模型未開始蠕變和開始蠕變2年后的墊片應(yīng)力云圖如圖11—14所示。

圖11 100 ℃時的墊片應(yīng)力云圖(MPa)Fig.11 Gasket stress nephogram at 100 ℃(MPa)：(a)creep not started；(b)creep after 2 years

圖12 工作溫度為200 ℃時墊片應(yīng)力云圖(MPa)Fig.12 Gasket stress nephogram at 200 ℃(MPa)：(a)creep not started；(b)creep after 2 years

圖13 工作溫度為300 ℃時墊片應(yīng)力云圖(MPa)Fig.13 Gasket stress nephogram at 300 ℃(MPa)：(a)creep not started；(b)creep after 2 years

圖14 工作溫度為400 ℃時墊片應(yīng)力云圖(MPa)Fig.14 Gasket stress nephogram at 400 ℃(MPa)：(a)creep not started；(b)creep after 2 years

由圖11—14可知，墊片蠕變未開始時，在4種工作溫度下墊片的受力都很均勻，墊片外側(cè)壓力稍大于內(nèi)側(cè)壓力；且在幾種工作溫度下墊片的最大應(yīng)力相差不大，如400 ℃時墊片最大應(yīng)力為92.414 MPa，100 ℃時墊片最大應(yīng)力為92.912 MPa。在墊片蠕變2年后，工作溫度為100、200、300、400 ℃時蠕變后的最大應(yīng)力與蠕變前的最大應(yīng)力的比值分別為75.38%、71.55%、62.80%、57.04%，可以看出，墊片的工作溫度越高，墊片的最大應(yīng)力就越小，且工作溫度越高，蠕變后墊片的應(yīng)力分布就越不均勻。

5 結(jié)論與展望

對金屬石墨纏繞式墊片進行蠕變松弛試驗，對試驗結(jié)果進行擬合，得到其蠕變量的表征方法，將其代入法蘭接頭變形協(xié)調(diào)方程中得到螺栓力的減小情況；建立了有限元分析模型，并將理論計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果進行了對比。主要結(jié)論如下：

(1)在初始密封比壓相同的情況下，溫度越大，則墊片的蠕變量越大；在溫度相同的情況下，初始密封比壓越大則墊片的蠕變量越大，且墊片的蠕變主要發(fā)生在試驗剛開始的幾個小時內(nèi)。

(2)墊片蠕變對接頭蠕變的影響主要發(fā)生在前幾十個小時，這段時間內(nèi)螺栓力會產(chǎn)生明顯下降。墊片蠕變在接頭蠕變中是很重要的一部分，不能忽略墊片的蠕變，某些工況下僅由于墊片的蠕變就可以導致40%以上的螺栓力松弛。

(3)理論計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果較為吻合，表明建立的理論計算模型可用于評估法蘭接頭螺栓力損失。

然而文中雖證明了墊片蠕變在接頭蠕變中是不可忽略的一部分，但在研究過程中存在著以下不足：

(1)在實際情況下，不只法蘭、螺栓、墊片的蠕變會對螺栓力產(chǎn)生影響，溫度的波動、接頭內(nèi)流體的壓力變化等也會對其造成影響，在理論計算和有限元仿真中忽略掉了這些因素的影響。

(2)在法蘭接頭的理論計算中，忽略了法蘭輪轂的蠕變效應(yīng)，并認為接頭各部分只在螺栓軸向方向上存在蠕變，這導致理論計算結(jié)果與實際情況相比偏小。