密封墊片加速壽命試驗裝置檢測段結構分析

黃家棟，陳 曄

（南京工業(yè)大學 機械與動力工程學院，江蘇 南京 211816）

螺栓法蘭連接中，密封元件會隨著服役時間的延長發(fā)生蠕變松弛及性能劣化，系統(tǒng)的密封性能因此不斷下降，直至密封失效。密封元件研究中，墊片的研究涉及壽命評價方法、性能試驗、綜合性能測試系統(tǒng)等多方面。Mihaela P［1］在常溫下對墊片安全工作的周期進行研究，并在振動載荷下以緊密性為判據(jù)對其分析。Sassoulas H［2］應用力學原理對金屬墊片長期蠕變松弛現(xiàn)象進行分析，得到了墊片殘余應力與溫度、時間的關系。Huang Z D等［3］研制出了墊片熱時效試驗裝置和熱緊密性裝置。顧伯勤等［4］參照1985年研制的墊片常溫性能試驗機，自行設計出墊片高溫性能試驗裝置。黃星路等［5］成功研制了高溫密封墊片泄漏率測試方法及采用低壓區(qū)作為測漏空腔的測試裝置。馬翔［6］對高溫密封墊片及其性能測試裝置的工作原理進行了詳細的闡述。劉麟［7］等成功研制了高溫密封墊片綜合性能試驗裝置。李群松等［8］研制出了一套簡單的密封性能測試裝置。墊片性能研究的不斷深入推動了墊片性能試驗裝置的持續(xù)改進［9-12］。

文中基于高溫、高壓密封元件加速試驗及壽命預測方法研究角度，設計并搭建一臺高溫高壓多試件墊片加速壽命試驗裝置，對其檢測段結構進行分析［13-15］?；贏BAQUS和COMSOL有限元軟件，對裝置檢測段結構進行傳熱、穩(wěn)定性、熱應力等方面分析，以分析結果對裝置安全、穩(wěn)定運行提供技術基礎。

1 密封墊片加速壽命試驗裝置設計

1.1 結構與功能

1.1.1 總體介紹

高溫、高壓多試件墊片加速壽命試驗裝置（以下簡稱試驗裝置）包括7個主要部分，分別是墊片加載系統(tǒng)、介質(zhì)給定系統(tǒng)、介質(zhì)密封系統(tǒng)、泄漏率測量系統(tǒng)、溫度控制與測量系統(tǒng)、冷卻隔熱系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集與控制系統(tǒng)。試驗墊片由加熱與溫度控制系統(tǒng)保證試驗溫度，經(jīng)墊片加載系統(tǒng)預緊后，試驗介質(zhì)從介質(zhì)給定系統(tǒng)進入介質(zhì)密封系統(tǒng)，部分介質(zhì)從介質(zhì)密封系統(tǒng)進入泄漏測量系統(tǒng)，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)對溫度、壓力和壓差等信號進行采集和反饋。冷卻隔熱系統(tǒng)兼具減少試驗腔內(nèi)熱量流失、降低傳感器工作溫度功能，是試驗裝置安全可靠運行的保障。試驗裝置預定功能參數(shù)為，①內(nèi)部最高溫度（工作溫度）900℃、溫控誤差±0.5%。②內(nèi)部最高氣壓（工作壓力）20 MPa、精度小于等于 1%。③泄漏率檢測范圍10-2～10-11Pa·m3/s。④試件數(shù)量6個。⑤最大載荷300 kN。

1.1.2 主機結構

文中研究的檢測段位于試驗裝置的主機部分。試驗裝置主機結構見圖1。

圖1 試驗裝置主機結構圖

試驗裝置主機主要由加熱爐、墊片壓盤、底座、冷卻水槽、立柱、上橫梁組成。加熱爐主要由加熱爐保溫層、加熱絲、熱電偶構成。墊片壓盤由7塊法蘭盤組成，可同時進行6個墊片的試驗，遵循墊片密封的基本原理，將多個螺栓和螺母等效為一個中心受力，通過外部加載實現(xiàn)載荷施加。立柱由上隔熱柱、下隔熱柱組成。法蘭盤通過上隔熱柱與上部加載裝置接觸，通過下隔熱柱與底座接觸，此連接可減少加熱爐上下兩側(cè)的散熱。

1.2 檢測段選材

本文中，檢測段特指試驗裝置主機結構中加熱爐內(nèi)的法蘭盤和墊片試件（以下簡稱試件）。試件材料為既定屬性，檢測段的選材因此只涉及法蘭盤。

考慮到試驗裝置900℃、300 kN的高溫、高壓工況，選擇鎳基合金作為法蘭盤材料?？蛇x法蘭盤鎳基合金材料及其力學性能見表1。表1中，熱導率、抗拉強度、彈性模量、泊松比數(shù)據(jù)的溫度條件均為900℃。

表1中，K409為沉淀硬化型鎳基鑄造高溫合金，高溫強度較高，抗氧化性、耐腐蝕性能較好，在850～950℃時效近萬小時，沒有σ相析出，適合于制造950℃以下長期工作的航空發(fā)動機和工業(yè)燃氣輪機葉片及其他高溫用零件。經(jīng)過優(yōu)選，確定為試驗裝置檢測段法蘭盤鎳基合金材料。

表1 可選法蘭盤鎳基合金材料及其力學性能［16］

2 法蘭盤厚度對試驗墊片密封面翹曲影響有限元研究

試驗裝置設計包含了一個假設，即檢測段加熱爐內(nèi)法蘭盤具有理想剛性屬性。此假設忽略了試驗時法蘭在高溫、高壓工況下的變形對墊片壽命測試結果的影響。獲取更準確的測試結果，需要研究墊片密封面翹曲變形特征及其與法蘭盤結構尺寸的關系，并通過對法蘭盤尺寸的限制將影響控制在可忽略的范圍內(nèi)。厚度是法蘭盤的主要結構參數(shù)，與墊片密封面翹曲變形關系密切，是本研究首選的法蘭盤結構參數(shù)選項。

2.1 面對稱建模與網(wǎng)格劃分

試驗裝置檢測段法蘭盤與墊片三維幾何模型見圖 2。

圖2 試驗裝置檢測段法蘭盤與墊片三維幾何模型

為了便于計算，模型采用面對稱的方式建立，簡化了法蘭盤中的入氣孔、出氣孔、熱電偶插孔等結構。模型主要分為4個部分，分別為壓盤、法蘭、墊片和底座。對有限元計算模型進行適當切分，采用結構化網(wǎng)格劃分技術對模型進行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型為C3D8R。

2.2 邊界條件設置

根據(jù)試驗裝置運行的實際情況施加邊界條件。在對稱軸上施加對稱邊界，上法蘭頂部施加豎直向下的載荷，下法蘭底部限制軸向位移。試驗裝置要求的最大荷為300 kN、最高溫度為900℃，以理想彈塑性材料為前提，對模型施加300 kN的軸向力，材料屬性取表1中K409鎳基合金的力學屬性。

2.3 有限元計算結果

設置法蘭盤厚度，初始值為60 mm，初始值為最大值。設置密封面監(jiān)測點，見圖3和圖4。

圖3 試驗裝置檢測段法蘭盤密封面位移檢測點位置示圖

圖4 試驗裝置檢測段墊片密封面位移檢測點位置示圖

模擬不同法蘭盤厚度、900℃、300 kN軸向力工況下法蘭盤和墊片的應力、應變分布，從中提取密封面監(jiān)測點的位移，并計算①法蘭盤密封面的位移偏差,即墊片和法蘭接觸面中心位置與法蘭中心位置的軸向位移的差值。②墊片密封面位移偏差，即墊片密封面上最大軸向位移與最小軸向位移的差值。將所得數(shù)據(jù)繪制成法蘭密封面軸向偏差與法蘭厚度關系曲線、墊片密封面軸向偏差與法蘭厚度關系曲線，見圖5和圖6。

圖5 法蘭密封面軸向偏差與法蘭厚度關系曲線

圖6 墊片密封面軸向偏差與法蘭厚度關系曲線圖

由圖5可知，當法蘭盤厚度在50～60 mm時，隨法蘭盤厚度的減小，法蘭盤密封面處的軸向位移偏差變化不大，曲線趨于平緩。當法蘭盤厚度減小到50 mm以下時，隨法蘭盤厚度的減小，法蘭盤密封面處的軸向位移偏差的增加速率大幅度提升，曲線斜率發(fā)生突變。

2.4 最小厚度確定

2.4.1 初步確定

三維模型結構中，法蘭盤簡化為一個圓柱與一個凸緣的組合。其中，圓柱的高度顯著大于凸緣的高度，凸緣用于連接進氣以及出氣管道，其厚度為確定值。模擬過程中，法蘭盤厚度的減小等于圓柱厚度的減小。根據(jù)材料力學相關理論可知，當法蘭盤的厚度減小到其圓柱高度與凸緣高度十分接近時，就會存在圓柱面直徑擴大的可能，產(chǎn)生明顯的翹曲變形。

從圖5和圖6可知，隨著法蘭盤厚度的逐漸減小，法蘭密封面所產(chǎn)生的位移偏差逐漸變大。由圖5可知，當法蘭盤厚度小于50 mm后，法蘭密封面所產(chǎn)生的位移偏差量隨法蘭盤厚度的減小而明顯變大。由圖6可知，當法蘭厚度為50 mm時，墊片密封面的位移偏差低于1μm，符合偏差要求。綜合圖5和圖6確定的法蘭最小厚度為50 mm。

2.4.2 準確驗證

法蘭盤厚度50 mm、軸向力300 kN、工作溫度900℃工況下，試驗裝置檢測段法蘭盤與墊片應力及應變云圖見圖7和圖8。根據(jù)圖7和圖8的模擬結果計算的位移偏差為4.43μm，均在可接受的位移偏差范圍內(nèi)。因此，確定滿足要求的試驗裝置檢測段法蘭盤最小厚度為50 mm。

圖7 法蘭盤厚度50 mm、軸向力300 kN時試驗裝置檢測段法蘭盤應力云圖

圖8 法蘭盤厚度50 mm、軸向力300 kN時試驗裝置檢測段法蘭盤應變云圖

3 加熱系統(tǒng)加熱功率排布方案及比選有限元研究

3.1 結構模型及熱損失分析

試驗裝置檢測段加熱爐及試件爐內(nèi)測溫示圖見圖 9。

圖9 加熱爐及試件爐內(nèi)測溫示圖

加熱爐的外形為圓筒形對開結構，爐體高度800 mm，爐體外徑為350 mm。爐膛內(nèi)部空間高度為700 mm，爐膛內(nèi)徑為250 mm。加熱爐側(cè)面保溫層厚為50 mm，上、下兩端保溫層厚度為50 mm。爐內(nèi)試件總高為610 mm。隔熱柱由6根立柱組成，每根立柱直徑為20 mm。加熱爐爐體主要由耐火纖維組成，加熱方式為電阻式，最高加熱溫度可超過1 000℃。發(fā)熱元件為電熱絲，電熱絲在筒壁內(nèi)均勻排布。測試時，試件放入加熱爐內(nèi)，上、下兩端通過隔熱柱與加載裝置連接。

測試過程熱損失主要是加熱爐筒體表面散熱及加熱爐端部散熱。加熱爐表面為完全封閉結構，其散熱對于均溫區(qū)，即爐內(nèi)試件段的溫度均勻性的影響較小。加熱爐端部為非完全封閉狀態(tài)，其散熱會導致加熱爐內(nèi)均溫區(qū)的溫度波動。試驗時，通過改變加熱爐內(nèi)電熱絲排布調(diào)節(jié)加熱功率保證均溫區(qū)的溫度穩(wěn)定。

3.2 模型建立及網(wǎng)格劃分

加熱爐有限元計算模型為結構性網(wǎng)格，采用掃略畫法進行劃分，見圖10。

圖10 加熱爐有限元計算模型及其網(wǎng)格劃分

3.3 模擬方法

3.3.1 數(shù)學模型

按照工作溫度，電阻加熱爐劃分為低溫爐（650 ℃以下）、中溫爐（650～1 000 ℃）、高溫爐（1 000℃以上）3類。文中研究的加熱爐以高溫爐和中溫爐為主，加熱爐加熱方式以輻射為主。對加熱爐傳熱數(shù)學模型作如下設定簡化，①加熱爐外部與空氣接觸，處于自然對流狀態(tài)，無外界干擾。②內(nèi)表面的黑度為材料的綜合黑度，輻射率及接收率皆為定值。③加熱爐內(nèi)通過面對面輻射對試件進行加熱。④加熱爐處于穩(wěn)定狀態(tài)。

熱輻射是熱量以電磁波的方式在物體間相互傳遞的過程，在這個過程中間，相互傳遞熱量的物體之間不需要直接的接觸，也不需要借助任何中間介質(zhì)。在工程中通常考慮兩個或兩個以上物體之間的輻射，系統(tǒng)中每個物體同時輻射并吸收熱量。它們之間的凈熱量傳遞可以用斯蒂芬-玻爾茲曼方程來計算：

式中，q 為輻射傳熱的熱流率，W/（m2·K）；σ 為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，約為 5.67×10-8W/（m2·K4）；A1為輻射面 1的面積，m3；F12為由輻射面1到輻射面2的形狀系數(shù)；T1為輻射面1的絕對溫度，T2為輻射面2的絕對溫度，K。

3.3.2 加熱系統(tǒng)方案

設計2套加熱系統(tǒng)方案。方案一，加熱爐內(nèi)側(cè)面施加均勻輻射熱源，總功率為11 950 W，見圖11。方案二，加熱爐內(nèi)側(cè)面熱源分為5段，功率分別為 2 500 W、2 500 W、2 100 W、2 300 W、2 550 W，總功率為11 950 W，見圖 12。

圖11 加熱爐加熱系統(tǒng)方案一模型示圖

圖12 加熱爐加熱系統(tǒng)方案二模型示圖

3.4 結果與討論

3.4.1 總體溫度分布

通過COMSOL軟件進行三維瞬態(tài)傳熱模擬，得到2種方案試件在6 500 s時刻的溫度云圖，見圖13和圖14。由圖13和圖14可以看出，在6 500 s時2種方案的試件中心部分的溫度都已到達900℃，2種方案中均勻溫度部分都受到兩端支撐件散熱的影響而存在溫度波動。

圖13 方案一試件6 500 s時溫度云圖

圖14 方案二試件6 500 s時溫度云圖

3.4.2 內(nèi)部溫度分布

在試件內(nèi)部建立4條與軸線平行的監(jiān)測二維直線，分別命名為線 a、線 b、線 c以及線 d，見圖15。線 a、線 b、線 c、線 d分別距離試件軸線向0 mm、20 mm、40 mm、60 mm。

圖15 試件內(nèi)4條監(jiān)測直線位置示圖

按照加熱系統(tǒng)方案一和方案二分別進行試件升溫過程溫度場模擬，提取加熱時間65 00 s時各自試件內(nèi)部線a、線b、線c以及線d的溫度分布曲線，見圖16和圖17。圖中y坐標原點位于模型軸向中心。

圖16 加熱65 00 s時方案一試件內(nèi)部各條監(jiān)測線溫度分布曲線

圖17 加熱65 00 s時方案二試件內(nèi)部各條監(jiān)測線溫度分布曲線

由圖16可以看出，4條監(jiān)測線均呈現(xiàn)出兩端低中間高的趨勢，且最大溫度偏差在15℃左右。由圖17可以看出，4條監(jiān)測線均呈現(xiàn)出兩端低中間高的趨勢，但在中間部分均溫段處有一定溫度波動，總體保持900℃左右。對比圖16和圖17可初步判斷出，方案二5段式加熱功率對工件加熱的均勻性更好。

由圖16和圖17還可以看出，無論方案一還是方案二，4條溫度曲線上相同y坐標對應的溫度由高到低的排序均為線d、線c、線b、線a，即試件外表面溫度高于內(nèi)部溫度，這與加熱爐通過其壁面的加熱絲加熱，主要通過輻射傳熱的形式對其內(nèi)部試件進行加熱的過程機理是一致的。

3.4.3 溫度場方差分析

使用方差分析進一步驗證加熱方案比較結果。加熱爐內(nèi)試件溫度場均勻性用試件溫度監(jiān)測點的溫度值方差表示。按照試驗裝置要求，當溫度方差大于25時，均勻性為過差；方差在5～25，均勻性為良好；方差小于5時，均勻性為優(yōu)。應用式（2）分別計算8條曲線溫度值方差S2。

式中，x為某一點的模擬溫度的數(shù)值，m為多個監(jiān)測點的模擬溫度評價值，n為溫度監(jiān)測點的個數(shù)。從圖16和圖17中采集2種方案試件監(jiān)測線上最高溫度、最低溫度，計算最大溫差和平均溫度，結果見表2。應用式（2）計算各監(jiān)測線溫度方差，結果見表3。

表2 方案一和方案二監(jiān)測線特征溫度數(shù)據(jù)

表3 方案一和方案二監(jiān)測線溫度方差計算結果

比較表3中每條監(jiān)測線溫度方差可知，方案二中工件的均溫段的溫度均勻性顯著優(yōu)于方案一中工件的溫度均勻性，且方案二中的溫度方差值均小于2，滿足試驗對溫度均勻性的要求。

4 結語

設計了一套可同時對6個試驗墊片進行測量，最高工作溫度可達900℃，最高工作載荷可達300 kN，最高工作壓力20 MPa的密封墊片加速壽命試驗裝置。通過數(shù)值模擬和方差分析，研究了裝置主機檢測段法蘭盤厚度取值和加熱系統(tǒng)熱功率的配置。主要研究結論如下：

（1）在300 kN的載荷下，隨法蘭厚度的減小，法蘭產(chǎn)生的翹曲變形增大。當法蘭的厚度小于50 mm時，法蘭翹曲變形產(chǎn)生突變，因此取50 mm為最小法蘭厚度。

（2）由于加熱爐上下兩端熱損失的影響，導致其內(nèi)部試件均溫段產(chǎn)生較大溫度偏差。將加熱爐的加熱功率分為5段式，分別進行測溫和控制，能保證加熱爐內(nèi)部試件均溫段溫度的均勻性。