罩式退火爐爐臺(tái)密封圈的有限元分析

祁衛(wèi)東，宋錦春

(1.東北大學(xué)機(jī)械工程與自動(dòng)化學(xué)院，遼寧 沈陽 110004;2.寶鋼集團(tuán)有限公司，上海 201900)

0 引言

罩式退火爐是冷軋薄板特別是一些高性能的產(chǎn)品進(jìn)行退火生產(chǎn)的主要設(shè)備之一。寶鋼在80年代引進(jìn)的氮?dú)湔质綘t結(jié)構(gòu)比較簡(jiǎn)單，技術(shù)水平相對(duì)比較落后。近年來，隨著爐臺(tái)設(shè)備的老化，鋼卷的氧化色缺陷和出爐氧化問題日趨增加。通過分析，發(fā)現(xiàn)氮?dú)浔Ｗo(hù)氣體中的O2、CO2及H2O等氧化性介質(zhì)含量較大時(shí)，鋼卷退火就會(huì)發(fā)生表面氧化，而爐臺(tái)密封失效是造成這一結(jié)果的主要原因之一。現(xiàn)場(chǎng)檢查的結(jié)果表明，爐臺(tái)密封圈處產(chǎn)生氣體滲漏成為外部空氣滲入爐內(nèi)的唯一途徑。由于罩式退火爐的工作溫度較高，退火時(shí)間較長(zhǎng)，溫差較大，且密封圈承受的壓力較大，密封圈在熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力的作用下很容易發(fā)生疲勞失效。目前寶鋼罩式退火爐采用國(guó)產(chǎn)密封圈，對(duì)密封圈的使用更換完全依靠經(jīng)驗(yàn)，因此有必要對(duì)爐臺(tái)密封圈的更換制定一定的標(biāo)準(zhǔn)。另外，即使?fàn)t臺(tái)密封圈未失效，如果因密封圈的材料性能不夠好，密封效果不理想的話，當(dāng)爐內(nèi)產(chǎn)生負(fù)壓區(qū)時(shí)，也會(huì)造成爐外氣體滲入爐內(nèi)［1-2］。

鑒于以上分析，本文采用有限元分析軟件ANSYS對(duì)爐臺(tái)密封圈進(jìn)行有限元分析，找出密封圈老化失效的原因機(jī)理，以便選用更合適的密封材質(zhì)或改進(jìn)密封圈的結(jié)構(gòu)，達(dá)到強(qiáng)化密封效果的目的［3］。

1 有限元模型的建立

罩式爐的爐臺(tái)環(huán)形密封圈的幾何形狀、熱力學(xué)邊界條件都是對(duì)稱于中心軸的，同時(shí)物理系數(shù)是各向同性的。在理想情況下，密封圈沿軸線方向的載荷也是軸對(duì)稱的。因此，可以把對(duì)密封圈的研究由三維問題簡(jiǎn)化為二維問題，只需研究坐標(biāo)平面XOY上的截面部分。

爐臺(tái)環(huán)形密封圈的失效主要發(fā)生在密封圈與內(nèi)罩的接觸面以及密封圈與安裝槽的接觸面上。由于密封圈相對(duì)內(nèi)罩和安裝槽來說是柔性體，其它的都是剛性體，而密封圈在被施加載荷之前已經(jīng)在安裝槽內(nèi)有一定的壓縮量，為了方便計(jì)算，可僅對(duì)環(huán)形密封圈進(jìn)行分析。

環(huán)形密封圈的截面外徑大于密封圈槽的直徑，故密封圈安裝之后會(huì)有一定的壓縮量，且密封圈與安裝槽接觸的部分近似不可動(dòng)，故為計(jì)算方便可設(shè)置該部分密封圈的邊緣部分為全約束;同時(shí)，密封圈的上表面L2和L3則與內(nèi)罩剛體L1相接觸，且接觸面隨L1的位移其面積發(fā)生變化，該問題屬于接觸問題，故需設(shè)置L2和L3與L1為一個(gè)接觸對(duì)。據(jù)此可建立環(huán)形密封圈的有限元分析模型如圖1所示，經(jīng)過網(wǎng)格劃分后的模型如圖2 所示［4-8］。

圖1 環(huán)形密封圈模型Fig.1 Model of round seal ring

2 有限元分析

根據(jù)爐臺(tái)密封圈的實(shí)際工作條件，在對(duì)其進(jìn)行熱－應(yīng)力耦合分析時(shí)，按照載荷的加載順序，可把載荷分為三個(gè)載荷步:(1)密封圈首先由于內(nèi)罩的壓力作用而受到5 mm的位移載荷，同時(shí)還受到密封圈中心的空腔里的空氣作用在密封圈截面內(nèi)徑上的0.1 MPa的壓力載荷。該載荷步所用的時(shí)間為0.01 h。(2)密封圈左側(cè)邊緣L2受到內(nèi)罩外的0.1 MPa氣體壓力作用，而L3上承受的保護(hù)氣體壓力相對(duì)較小，可忽略不計(jì)。該載荷步所用的時(shí)間為0.01 h。(3)在前兩步的基礎(chǔ)上，密封圈底部L4因受到冷卻水冷卻而作用有30℃的溫度載荷，密封圈上沿L2和L3的溫度載荷與內(nèi)罩的溫度變化一致，如圖3所示。

圖3 密封圈上沿的溫度變化Fig.3 Temperature variation of seal ring's top edge

對(duì)橡膠一類的超彈性體進(jìn)行非線性分析，目前應(yīng)用比較普遍和行之有效的方法是Mooney-Rivlin理論，對(duì)于罩式退火爐的爐臺(tái)密封圈的有限元分析，可選取基于統(tǒng)計(jì)熱力學(xué)的Neo-Hookean應(yīng)變能函數(shù)，它是當(dāng)Mooney-Rivlin模型的兩個(gè)主要材料常數(shù)C1和C2中的C2為0時(shí)的一種特殊類型。該模型和材料的應(yīng)變能偏量部分有關(guān)的材料常數(shù)可由從實(shí)驗(yàn)獲得的經(jīng)驗(yàn)公式中根據(jù)橡膠材料的硬度 (或彈性模量)計(jì)算得出［9-10］。本文中對(duì)爐臺(tái)環(huán)形密封圈進(jìn)行分析所選的密封圈參數(shù)見表1，其材料常數(shù)是見2和見3。其他參數(shù):橡膠泊松比為0.499 99，密度為1 106 kg/m3，摩擦系數(shù)為0.2，比熱為1 785 J/kg.K，導(dǎo)熱系數(shù)為0.359 W/m.K。

表1 爐臺(tái)環(huán)形密封圈參數(shù)Tab.1 Parameters of round seal ring for coil base

表2 橡膠在不同溫度下的線脹系數(shù)Tab.2 Linear expansion efficient of rubber under different temperatures

表3 橡膠在不同溫度下的Neo-Hookean常數(shù)Tab.3 Neo-Hookean constants of rubber under different temperatures

下面分四種模型進(jìn)行熱－應(yīng)力耦合有限元分析，模型1的密封圈截面內(nèi)徑為8 mm，模型2的密封圈截面內(nèi)徑為10 mm，模型3改變模型2的材料Neo-Hookean常數(shù)見表4，模型4的密封圈截面內(nèi)徑為6 mm，材料的Neo-Hookean常數(shù)見表4。

表4 橡膠在不同溫度下的Neo-Hookean常數(shù)Tab.4 Neo-Hookean constants of rubber under different temperatures

根據(jù)以上分析和參數(shù)的設(shè)定，對(duì)模型1的爐臺(tái)環(huán)形密封圈進(jìn)行軸對(duì)稱問題熱－應(yīng)力耦合非線性有限元分析的結(jié)果如圖4～9所示。(限于文章篇幅，對(duì)模型2～4不再給出具體分析過程)

圖4 密封圈von Mises應(yīng)力分布圖Fig.4 Von Mises stress distribution of seal ring

圖5 密封圈X方向的位移Fig.5 Displacement of seal ring in X direction

圖6 密封圈Y方向的位移Fig.6 Displacement of seal ring in Y direction

圖7 密封圈總位移矢量Fig.7 Total displacement vector of seal ring

圖8 密封圈綜合剪應(yīng)力Fig.8 Comprehensive shear stress of seal ring

圖9 密封圈接觸壓力Fig.9 Contact pressure of seal ring

3 結(jié)果分析

通過對(duì)模型1～4進(jìn)行有限元分析，得到各模型分析結(jié)果的主要參數(shù)對(duì)比見表5。

表5 各模型的主要參數(shù)對(duì)比Tab.5 main parameter contrast of each model

通分析以上結(jié)果可得:

(1)由圖4可見，爐臺(tái)環(huán)形密封圈在熱、位移及壓力載荷的共同作用下，其內(nèi)部的應(yīng)力分布不均勻，密封圈上半部分應(yīng)力較大，而下半部分應(yīng)力較小。同時(shí)，在密封圈與內(nèi)罩接觸的面上出現(xiàn)應(yīng)力集中區(qū)，此處的應(yīng)力值達(dá)到0.701 072 MPa，其周圍的應(yīng)力值也達(dá)到0.576 218 MPa。最大應(yīng)力值出現(xiàn)在環(huán)形密封圈的中心孔的左右兩個(gè)大變形區(qū)，該處應(yīng)力值達(dá)到1.2 MPa。由于密封圈左邊L2上受到大氣壓力的作用，使得密封圈左右兩邊承受的應(yīng)力并不對(duì)稱。

(2)由圖5可見，由于L2上的大氣壓力的作用，密封圈上各處的X方向的位移差別也很大。最大位移發(fā)生在密封圈與內(nèi)罩接觸面上的最左端，此處的位移區(qū)域較大，幾乎達(dá)到密封圈的對(duì)稱中心。而接觸面的最右端則由于不受氣體壓力作用而位移幾乎為零。另外，在密封圈的中心孔左右兩邊，位移量的差別也很大，中心孔右邊由于受到因L2上的大氣壓力的作用而引起的密封圈內(nèi)部的擠壓作用而發(fā)生較大位移，同時(shí)位移量向密封圈右邊的全約束邊界的邊緣延伸，使得該處密封圈向外部延伸。

(3)由圖6可見，由于受到內(nèi)罩的壓縮和L2上大氣壓力的作用，密封圈左右兩邊的Y方向位移量并不均勻，右側(cè)邊緣部分的位移量較小。整個(gè)密封圈的Y方向位移量從上往下逐漸減小，這與L4上的全約束條件是一致的。

(4)由圖7可見，爐臺(tái)密封圈的位移矢量是沿Y方向的，其圖像與密封圈Y方向的位移大致相同，說明密封圈的位移主要發(fā)生在Y方向，這與實(shí)際情況是一致的。

(5)由圖8可見，密封圈左右兩邊承受的剪應(yīng)力差別很大，右邊的剪應(yīng)力較大，最大值達(dá)到0.402 003 MPa。

(6)由圖9可見，密封圈的最大接觸壓力為0.829 603 MPa，主要分布在中心線偏右側(cè)。

(7)根據(jù)模型1的分析結(jié)果可見，密封圈與內(nèi)罩的接觸面上出現(xiàn)相對(duì)較大的應(yīng)力集中，且接觸面左側(cè)因受到氣體壓力的作用而出現(xiàn)較大的位移量，該位移量引起密封圈內(nèi)部應(yīng)力和剪應(yīng)力的分布都不均勻，密封圈右側(cè)的X方向變形量、應(yīng)力、剪應(yīng)力都較大，而最易出現(xiàn)破壞的地方在于接觸面上應(yīng)力集中的區(qū)域和密封圈右側(cè)與安裝槽相接觸的端點(diǎn)處，而又?jǐn)?shù)前者的危險(xiǎn)最大。

(8)通過模型2與模型1的分析結(jié)果對(duì)比可見，模型2與模型1的應(yīng)力分布等基本一致，模型1的密封圈X方向的位移量較小，而接觸壓力較大，從而密封性能更好;但其最大剪應(yīng)力也較大，更易于破壞。

(9)通過模型3與模型2的分析結(jié)果對(duì)比可見，模型3的最大剪應(yīng)力較小，不易于發(fā)生破壞;由于彈性增加而造成最大X方向位移較大、最大接觸壓力較小，不利于密封，這一點(diǎn)可以通過增大密封圈的壓縮量，即增大L1的位移來解決。

(10)由表5可見，模型4的最大接觸壓力最大，而最大X方向位移最小，最大剪應(yīng)力也相對(duì)較小，最大接觸應(yīng)力增加不大。其中，最大接觸壓力和最大X方向位移是對(duì)密封性能影響較大的參數(shù)。因此，模型4密封圈綜合密封性能是以上四個(gè)模型中最好的。

4 結(jié)論

綜合考慮以上4個(gè)模型的分析結(jié)果，得出如下結(jié)論:

(1)爐臺(tái)密封圈內(nèi)部應(yīng)力分布不均勻，在密封圈與內(nèi)罩接觸處有應(yīng)力集中;

(2)密封圈沿X方向的變形量較大，幾乎達(dá)到密封圈的中心線處;

(3)密封圈與內(nèi)罩接觸處的左側(cè)邊緣處，以及密封圈右側(cè)與安裝槽的接觸點(diǎn)處較易發(fā)生破壞而影響密封質(zhì)量;

(4)密封圈的截面內(nèi)徑越小、材料彈性越好，則其綜合密封性能越好，但是限于工藝需求，密封圈截面內(nèi)徑不能太小，材料彈性也不能過高;

(5)模型4的密封圈密封效果較好，建議現(xiàn)場(chǎng)采用這種截面內(nèi)徑較小而彈性較好的密封圈，以提高爐臺(tái)密封質(zhì)量。

［1］王長(zhǎng)周.LOI氮?dú)湔质酵嘶馉t鋼卷氧化原因研究［D］，沈陽:東北大學(xué)，2006.

［2］Ho E，Nau B S.Gas emission by permeation through elastomeric seals ［J］. Tribology Transactions，1996，39(1):180－186.

［3］張振秀，聶軍，沈梅，等.ANSYS中超彈性模型及其在橡膠工程中的應(yīng)用 ［J］.橡塑技術(shù)與裝備，2005，31(9):1－5.

［4］彭向和，高芝暉，曾祥國(guó).O形密封環(huán)的彈塑性大變形和循環(huán)松弛分析 ［J］.重慶大學(xué)學(xué)報(bào)，1998，21(2):47－50.

［5］陳國(guó)定，Haiser H，Haas W，Lechner G..O形密封圈的有限元力學(xué)分析 ［J］.機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2000，19(5):740－744.

［6］廖日東，左正興，鄒文勝.O形圈軸對(duì)稱超彈性接觸問題的有限元分析 ［J］.潤(rùn)滑與密封，1996(5):30－33.

［7］陳宏，左正興，廖日東.橡膠密封圈三維接觸問題的有限元分析［J］.兵工學(xué)報(bào)坦克裝甲車與發(fā)動(dòng)機(jī)分冊(cè)，1999，(4):30－32.

［8］劉溪涓，劉承宗，林鈞毅，等.一種含超彈性接觸問題的密封結(jié)構(gòu)的有限元求解方法 ［J］.中國(guó)機(jī)械工程，2001，12(11):1211－1213.

［9］王偉，鄧濤，趙樹高.橡膠Mooney－Rivlin模型中材料常數(shù)的確定 ［J］.特種橡膠制品，2004，25(4):8－10.

［10］趙林.О形密封圈的合理使用 ［J］.機(jī)械工程師，2004(5):85－86.