大型結構件刀口及惠勒密封重復密封性能研究*

王 群 劉 梅 朱建平

(1.中國工程物理研究院機械制造工藝研究所 四川綿陽 621999;2.四川龍?zhí)炀た萍加邢薰?四川綿陽 621022)

對于高真空度內環(huán)境的大型裝置，其真空度除受限于技術條件外，出廠后的運輸及現(xiàn)場的裝調也會極大地影響整個裝置的總泄漏率。運輸過程的顛簸及溫度變化可能會造成真空度低于標準要求[1]，因此在現(xiàn)場的裝調過程中會進行二次真空密封及檢測。由于大型真空系統(tǒng)的容積大,所需持續(xù)施氦并監(jiān)測的時間往往很長[2]。因此裝置一旦發(fā)生泄漏，將會給裝置的使用或安裝調試過程造成巨大的影響。刀口密封[3]作為常用的密封方式被大量采用在某實驗裝置上,但現(xiàn)場的裝調發(fā)現(xiàn)部分密封結構在二次抽真空時無法實現(xiàn)有效密封，經(jīng)檢查發(fā)現(xiàn)其刀口經(jīng)過運輸后發(fā)生了塑性變形或結構破損。結合裝置的密封結構和刀口密封的方式，梳理發(fā)現(xiàn)了以下幾個問題：(1)實現(xiàn)有效密封的螺釘預緊力范圍較窄，螺釘預緊力偏小無法有效密封，而預緊力太大會破壞刀口，無法實現(xiàn)二次密封；(2)螺釘?shù)念A緊力受刀口半徑等因素的影響明顯，一致性差[4]；(3)擰緊螺釘時刀口處的應力集中比較明顯，容易發(fā)生塑性變形，并且密封面在運輸與安裝過程中容易因磕碰或摩擦使表面粗糙度增加而使密封性能下降[5]。

惠勒密封將端面處加工得到的20°錐面作為密封面，采用球面金屬墊，形成球面與錐面之間的線接觸密封，能夠自動適應上下法蘭安裝預緊過程中的偏移誤差，自位性好，并且線接觸處可得到較高密封比壓，密封可靠。采用此種密封結構的真空系統(tǒng)，經(jīng)過高溫烘烤后，可以得到極高的系統(tǒng)真空度。為探討惠勒密封在大型結構件密封上應用的可行性，本文作者采用試驗研究及有限元分析的方法比較惠勒密封和刀口密封在工程實際應用中的差異。試驗首先通過儀器測試確定了2種密封方式的最佳螺栓預緊力，然后按照實際密封結構分別對2種密封方式的首次及二次真空密封性能進行了檢測，并通過有限元方法分析其接觸面的應力和應變，為惠勒密封的應用提供參考依據(jù)。

1 試驗研究

1.1 刀口及惠勒密封方式

刀口密封結構如圖1所示，法蘭頂部預留有與氦質譜檢漏儀相連的接口，密封墊材料為無氧銅[6]，厚度2 mm，刀口半徑0.2 mm。法蘭邊緣均勻分布20顆M8的螺釘壓緊密封結構。

圖1 刀口密封結構

惠勒密封同樣使用無氧銅為密封圈材料，不過墊圈為O形圈，截面直徑為2 mm。壓緊后墊圈產(chǎn)生塑性變形擠滿左側空間，多余部分從右側擠出，從而形成可靠密封[7]。為了保證試驗的可信度，控制無關變量，惠勒密封的法蘭結構尺寸與圖1中刀口密封完全一致，如圖2所示。

圖 2 惠勒密封結構

1.2 螺釘擰緊力矩測量

螺釘?shù)臄Q緊力矩對密封性能有很大的影響[8]，在重復密封試驗開始前，為了確定2種密封方式合適的螺釘擰緊力矩，設計了試驗過程如圖3所示。首先根據(jù)經(jīng)驗值設定一遠小于實際擰緊力矩的初始力矩M0，文中試驗設置為10 N·m。在開始階段，真空漏率遠超檢漏儀精度，此時檢測會損壞真空檢漏儀，因此只能通過經(jīng)驗來判斷是否有效密封。當不能通過經(jīng)驗判斷是否有效密封時，使用儀器檢測漏率。試驗每次增加1 N·m力矩，直至達到有效密封，記錄扭矩值；更換墊片后繼續(xù)增加擰緊力矩，直至密封結構發(fā)生變形而不能實現(xiàn)有效密封，記錄扭矩值，測試結束。試驗時對每種密封方式進行3次測試來保證正確性[9]。

圖3 確定有效密封螺釘預緊力矩范圍試驗流程

如表1所示，刀口密封的初始有效密封所需的螺釘擰緊力矩略高于惠勒密封?；堇彰芊獾穆葆敂Q緊力矩最大值為40 N·m，這是根據(jù)螺釘?shù)膹姸仍O計的測試上限值。在測試中，惠勒密封在20～40 N·m擰緊力矩范圍內始終能實現(xiàn)有效密封，直至達到螺釘?shù)淖畲髷Q緊力矩；而刀口密封僅在21～24 N·m擰緊力矩范圍內能實現(xiàn)有效密封。

表1 兩種密封方式的螺釘有效預緊力矩范圍 單位：N·m

1.3 重復密封試驗

根據(jù)表1的試驗數(shù)據(jù)，取22、24 N·m分別作為刀口密封和惠勒密封的螺釘擰緊力矩,在裝配過程中使用恒扭矩扳手擰緊螺釘，經(jīng)檢漏儀測量記錄結果后，更換密封墊進行二次測量。刀口密封還需在更換密封墊前檢查修理刀口，而惠勒密封不需做額外的處理。圖4、5示出了2種密封墊圈的壓痕。表2、3示出了2種密封重復密封試驗結果。

圖4 刀口密封銅密封墊壓痕

圖5 惠勒密封銅密封墊壓痕

表2 刀口密封重復密封試驗結果

試驗結果表明一般情況下，刀口密封及惠勒密封均能實現(xiàn)首次有效密封及重復密封。為了模擬密封結構的損壞，用美工刀對惠勒密封方式的密封圈或接觸面劃出較淺的劃痕，如表3中試驗5、8?？梢?，當墊圈或接觸面出現(xiàn)破損時，惠勒密封僅需通過增加擰緊力矩的方式便可實現(xiàn)重復密封，而刀口密封則必須修理刀口或更換墊圈才能實現(xiàn)有效密封?？梢娀堇彰芊饨Y構具有更高的可靠性。

表3 惠勒密封重復密封試驗結果

惠勒密封試驗過程中有一次因密封圈未壓平而導致無法有效密封，如圖6所示。為了避免這種情況的再次發(fā)生，可加大下法蘭導向槽的倒角及增加導向長度[10-11]。

圖 6 未壓平密封圈形狀

2 數(shù)值分析

2.1 有限元模型的建立

根據(jù)密封結構的特點，采用二維軸對稱模型代替三維模型來減少計算量并保證計算精度[12]如圖7、圖8所示。

圖 7 刀口密封二維軸對稱模型

圖8 惠勒密封二維軸對稱模型

由于密封面相對于整個密封結構來說尺寸較小，模型進一步簡化為如圖9、圖10所示。

圖9 刀口密封面有限元模型

圖10 惠勒密封有限元模型

M8螺釘?shù)臄Q緊力與軸向預緊力的比例關系確定為1∶657.5 N，即20顆螺釘在擰緊力矩為1 N時，產(chǎn)生的預緊力為13.15 kN。因此有限元分析時的軸向預緊力根據(jù)試驗確定的擰緊力矩計算可得出。密封結構的接觸類型設置為frictional，摩擦因數(shù)為0.15[13]。表4給出了材料的基本屬性。

表4 材料基本性能

2.2 計算結果與分析

刀口密封采用的螺釘擰緊力矩為22 N·m，總的螺釘預緊力為289.3 kN，施加到刀口密封的有限元模型上，計算得到刀口密封結構的應力和變形如圖11、12、13所示。

圖11 刀口密封應力及應變整體分析

可見，擰緊力矩22 N·m下，刀口密封面的最大變形0.152 mm，刀口的最大應力189.7 MPa，密封墊的最大應力94.77 MPa。

圖12 刀口密封銅墊應力及應變分析

圖13 刀口密封刀口應力及應變分析

惠勒密封采用的螺釘擰緊力矩為24 N·m，總的螺釘預緊力為315.6 kN，施加到惠勒密封的有限元模型上，計算得到惠勒密封結構、銅圈及法蘭的應力和變形分別如圖14、15、16所示。

圖14 惠勒密封結構應力及應變整體分析

可見，24 N·m擰緊力矩下，惠勒密封密封圈的最大變形為0.145 mm，刀口面的最大應力為76.97 MPa，密封圈的最大應力為96.01 MPa。

圖15 惠勒密封結構銅圈應力及應變分析

圖16 惠勒密封結構法蘭應力及應變分析

刀口密封結構中刀口的最大應力(189.7 MPa)大于密封墊的最大應力(94.77 MPa)，十分接近刀口材料(不銹鋼)的屈服極限(207 MPa)，繼續(xù)增加螺釘預緊力會導致刀口發(fā)生屈服，影響重復密封；而惠勒密封結構法蘭面的最大應力(76.97 MPa)小于密封圈的最大應力(96.01 MPa)，遠未達到其屈服極限(207 MPa)，密封圈已發(fā)生塑性變形，繼續(xù)增加螺釘預緊力刀口面與密封圈的接觸面進一步增加，使得法蘭面的應力增加緩慢，不易發(fā)生屈服[15]。

因此在裝配過程中刀口容易發(fā)生破壞，必須嚴格控制螺釘擰緊力矩的范圍；而惠勒密封的法蘭面不會因為螺釘預緊力過大而破壞，且在法蘭面或密封圈存在小的缺陷的情況下可以在不超過螺釘強度的前提下繼續(xù)加大螺釘?shù)念A緊力，增加密封圈的變形封閉這些小的缺陷[16]，實現(xiàn)有效密封效果。

3 結論

(1)通過實驗確定刀口密封和惠勒密封能實現(xiàn)重復有效密封的螺釘擰緊力矩范圍，結果表明，刀口密封的初始有效密封所需的螺釘擰緊力矩略高于惠勒密封，但惠勒密封的有效密封螺釘預緊力矩范圍更大。

(2)通過重復密封實驗對2種密封結構的重復性進行對比，發(fā)現(xiàn)刀口密封結構容易受到刀口或密封墊缺陷、刀口塑性變形等因素的影響而不能實現(xiàn)有效密封，而惠勒密封結構可以通過適當加大螺釘擰緊力矩從而增加密封圈的變形量來封閉法蘭面或密封圈的小缺陷，實現(xiàn)有效密封，具有更高的可靠性。

(3)對2種密封結構進行有限元計算，從受力狀態(tài)上分析刀口密封實現(xiàn)有效密封的螺釘擰緊力矩范圍較小，而惠勒密封結構能在較大的螺釘擰緊力矩范圍內實現(xiàn)有效密封且密封結構不易發(fā)生失效的原因。