加載方式對(duì)墊片應(yīng)力的影響及其泄漏率預(yù)測(cè)*

胡 康 姚炳洋 邵春雷 周劍鋒 孔 靖 張?jiān)坪?/p>

(南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院 江蘇南京 211816)

螺栓法蘭連接系統(tǒng)是一種常用的靜密封連接形式，由于其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、裝配方便，在石化裝置中得到了廣泛的應(yīng)用。目前石化企業(yè)所面臨的最重要、最困難的問題之一是防止螺栓法蘭連接系統(tǒng)泄漏的發(fā)生[1]。為了防止泄漏的發(fā)生，通常定期對(duì)螺栓法蘭連接系統(tǒng)中的墊片進(jìn)行更換，因此，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)其服役狀態(tài)下的泄漏率顯得尤為重要。

為了對(duì)螺栓法蘭連接系統(tǒng)的泄漏率進(jìn)行預(yù)測(cè)，眾多學(xué)者對(duì)螺栓法蘭連接系統(tǒng)的泄漏率計(jì)算模型[2-4]、密封泄漏失效預(yù)測(cè)模型[5-6]和影響螺栓法蘭連接系統(tǒng)的關(guān)鍵因素(如：墊片形式[7-8]、墊片應(yīng)力[9-11]、螺栓安裝載荷[12]、法蘭形式[13]、法蘭密封面[14])等方面開展了研究。其中，李國(guó)蒙[15]提出了基于時(shí)間的泄漏率計(jì)算模型，認(rèn)為泄漏率與時(shí)間成冪指數(shù)關(guān)系，并隨著時(shí)間增大而增大，最后會(huì)趨于一定水平。顧伯勤[16]提出了基于墊片平均應(yīng)力的泄漏率計(jì)算模型，將已知的工作壓力、介質(zhì)黏度等參數(shù)代入該方法中可便于得到泄漏率。但是，該方法并沒有考慮工作溫度和壓力變化對(duì)墊片性能的影響。

在泄漏率測(cè)試方面，目前以短時(shí)的密封性能試驗(yàn)居多，國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 12385—2008[17]就是采用集漏空腔增壓法對(duì)墊片的短時(shí)密封性能進(jìn)行測(cè)量。張斌等人[18]通過泄漏率測(cè)試平臺(tái)的剛性法蘭對(duì)墊片進(jìn)行了泄漏率測(cè)量，分析了密封介質(zhì)壓力、墊片尺寸效應(yīng)和預(yù)緊力等多種因素對(duì)泄漏率的影響，但這只是在常溫下對(duì)墊片的短時(shí)密封性能進(jìn)行測(cè)量。目前，雖沒有高溫下墊片泄漏率測(cè)量的標(biāo)準(zhǔn)，但已有相關(guān)高溫下墊片泄漏率測(cè)量的研究報(bào)道，如：GRINE和 BOUZID[19]對(duì)墊片進(jìn)行了短時(shí)的高溫試驗(yàn)，使用滑移流態(tài)分析模型預(yù)測(cè)了高溫下多孔墊片的泄漏率。在長(zhǎng)時(shí)密封性能研究方面，也有學(xué)者開展了相關(guān)研究。BARTONICEK等[20]研究了溫度對(duì)墊片壓縮特性的影響，發(fā)現(xiàn)在高溫長(zhǎng)時(shí)間的工作環(huán)境下大部分墊片材料的泄漏率會(huì)有所增加。孫振國(guó)[21]通過提高墊片失效應(yīng)力的方式在加速壽命試驗(yàn)裝置上對(duì)多個(gè)墊片進(jìn)行泄漏率測(cè)量，大大縮短了墊片長(zhǎng)時(shí)密封性能試驗(yàn)的時(shí)間。這些試驗(yàn)研究多采用剛性法蘭進(jìn)行均勻加載，而忽略了生產(chǎn)實(shí)際中螺栓加載方式對(duì)泄漏率的影響。喻健良等[22]對(duì)螺栓法蘭連接系統(tǒng)的加載方式進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，比較了LEGACY法加載和JISB2251法加載對(duì)法蘭密封的影響，但僅僅考慮了螺栓載荷及墊片應(yīng)力的分布情況，并未與泄漏率關(guān)聯(lián)起來進(jìn)行研究。

本文作者以螺栓法蘭連接系統(tǒng)為研究對(duì)象，采用數(shù)值模擬方法研究了3種加載方式(交叉加載、順次加載和ASME PCC-1-2013標(biāo)準(zhǔn)中傳統(tǒng)星形加載)對(duì)墊片應(yīng)力的影響，并將這3種加載方式與均勻加載方式進(jìn)行比較，考慮墊片應(yīng)力分布的不均勻性，對(duì)現(xiàn)有泄漏率預(yù)測(cè)公式進(jìn)行了修正，并通過試驗(yàn)對(duì)修正后的公式進(jìn)行了驗(yàn)證。研究結(jié)果對(duì)提高螺栓法蘭連接系統(tǒng)泄漏率預(yù)測(cè)的準(zhǔn)確性具有重要意義，可用于指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)中螺栓法蘭連接系統(tǒng)的運(yùn)行及密封墊片的更換。

1 有限元模型

1.1 幾何尺寸

文中建立的密封結(jié)構(gòu)幾何模型主要由法蘭、墊片、螺栓和筒體等組成，與下文螺栓法蘭連接系統(tǒng)長(zhǎng)時(shí)密封性能試驗(yàn)裝置上的密封結(jié)構(gòu)一致。法蘭選取HG/T 20615—2009標(biāo)準(zhǔn)中的DN80帶頸對(duì)焊突面管法蘭及相應(yīng)配件。法蘭及墊片的結(jié)構(gòu)尺寸如圖1和圖2所示，螺栓選用與法蘭匹配的標(biāo)準(zhǔn)尺寸。

圖1 法蘭結(jié)構(gòu)尺寸示意(mm)

圖2 墊片結(jié)構(gòu)尺寸示意(mm)

1.2 性能參數(shù)

為保證模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有可比性，在建模時(shí)所選用的材料均與試驗(yàn)裝置中的材料一致。法蘭材料為304不銹鋼(即0Cr18Ni9)；墊片為柔性石墨纏繞墊，其金屬骨架材料為304不銹鋼；與法蘭相匹配的8個(gè)M20的雙頭螺柱材料為25Cr2MoVA；螺母與螺柱的材料都為25Cr2MoVA；接管的材料為304不銹鋼。材料及墊片的物性參數(shù)如表1所示，墊片的壓縮回彈曲線[23]如圖3所示。

表1 法蘭和螺栓的材料參數(shù)

圖3 墊片的壓縮回彈曲線

在螺栓法蘭連接系統(tǒng)中，溫度對(duì)墊片蠕變變形的影響較為顯著，柔性石墨金屬纏繞墊片蠕變量隨時(shí)間的變化規(guī)律方程[24]為

DP/DK=1+(1.38×10-3+2×10-5T)lnt

(1)

式中：t為時(shí)間；T為溫度；DP為蠕變量；DK為墊片在預(yù)緊載荷下的初始變形量。

1.3 網(wǎng)格劃分

表2 網(wǎng)格數(shù)對(duì)墊片應(yīng)力和螺栓載荷的影響

圖4 螺栓法蘭連接系統(tǒng)網(wǎng)格劃分

1.4 分析步設(shè)置

考慮到試驗(yàn)條件下螺栓法蘭連接系統(tǒng)外部采用保溫罩進(jìn)行保溫，法蘭內(nèi)外及螺栓的溫度可以認(rèn)為差別不大，所以定義常溫(20 ℃)和高溫2個(gè)恒定溫度場(chǎng)。為使計(jì)算結(jié)果更加準(zhǔn)確，文中數(shù)值分析采用多分析步進(jìn)行求解，一共設(shè)置48個(gè)分析步，其中前47步采用STATIC分析步，后1步采用VISCO分析步，具體設(shè)置如表3所示。

表3 分析步設(shè)置

1.5 邊界條件

預(yù)緊工況下單根螺栓預(yù)緊力為30 kN，內(nèi)壓設(shè)為3 MPa。文中模型主要建立了2種類型的接觸，一種是螺母和上下法蘭之間的接觸(總共16個(gè))；另一種是法蘭和墊片之間的接觸。2種接觸的屬性相同，在切向行為中定義摩擦因數(shù)為0.2，用以消除剛體位移。對(duì)下法蘭端面施加固定約束，上法蘭端面自由。

1.6 數(shù)值模擬方法的驗(yàn)證

交叉加載(1→ 5→ 3→ 7→ 2→ 6→ 4→ 8)和順次加載(1→ 2→ 3→ 4→ 5→ 6→ 7→ 8)的加載順序如圖5所示，5輪加載的載荷情況分別為F1=3 kN，F(xiàn)2=6 kN，F(xiàn)3=10 kN，F(xiàn)4=15 kN，F(xiàn)5=20 kN。為了驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的正確性，將數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[22]中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖6所示。通過比較可知，模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)之間偏差在8%以內(nèi)，可以認(rèn)為模擬結(jié)果具有一定的準(zhǔn)確性。

圖5 螺栓交叉加載和順次加載順序

圖6 交叉加載和順次加載方式下各螺栓載荷模擬值和試驗(yàn)值對(duì)比

2 不同加載方式下的數(shù)值模擬分析

2.1 加載方案

螺栓法蘭連接系統(tǒng)安裝時(shí)螺栓的緊固方式主要包括交叉加載、順次加載和ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載，3種方式都加載5輪，每輪對(duì)全部螺栓施加相同目標(biāo)載荷Ft。加載方式如圖5所示，5輪加載的載荷情況分別為F1=5 kN，F(xiàn)2=10 kN，F(xiàn)3=16 kN，F(xiàn)4=23 kN，F(xiàn)5=30 kN。ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式如表4所示。

表4 ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式

2.2 螺栓載荷分析

當(dāng)螺栓采用交叉加載、順次加載和ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式時(shí)，各螺栓載荷隨加載輪次的變化情況如圖7所示。通過模擬的結(jié)果可以看出，在交叉加載情況下，螺栓載荷趨勢(shì)出現(xiàn)了W型周期的特點(diǎn)，螺栓載荷的分散性隨著載荷的增大而增大；在順次加載情況下，螺栓載荷的趨勢(shì)出現(xiàn)了N型的特點(diǎn)，螺栓載荷的分散性較小，但也隨著螺栓載荷的增大而增大；在傳統(tǒng)星形加載中，前三輪的加載不均勻程度逐漸加大，通過第四輪和第五輪的順次加載后，此時(shí)螺栓的載荷更加趨于目標(biāo)載荷，螺栓載荷的不均勻程度有了明顯的降低。從結(jié)果來看，交叉加載、順次加載和傳統(tǒng)星形加載3種不同方法下的螺栓平均載荷為目標(biāo)載荷的93.21%、93.29%和98.09%。

圖7 不同加載方式下各螺栓載荷分布

螺栓法蘭連接系統(tǒng)常用于高溫環(huán)境下，因此，對(duì)順次加載、交叉加載、傳統(tǒng)星形加載和均勻加載4種加載方式下的螺栓法蘭連接系統(tǒng)進(jìn)行高溫蠕變分析，其蠕變時(shí)間取為10 000 h。螺栓載荷的變化如圖8所示，不同螺栓加載方式下經(jīng)過蠕變之后，螺栓載荷由之前的不均勻狀態(tài)逐漸趨于均勻的狀態(tài)，此時(shí)順次加載、交叉加載和傳統(tǒng)星形加載3種加載方式下的螺栓平均載荷為目標(biāo)載荷的37.75%、38.18%和39.07%。在經(jīng)過蠕變之后，均勻加載下的螺栓載荷為目標(biāo)載荷的39.78%，此時(shí)傳統(tǒng)星形加載下的螺栓平均載荷最接近于均勻加載下的螺栓平均載荷。

圖8 不同加載方式下螺栓載荷隨時(shí)間的變化

2.3 墊片應(yīng)力分析

螺栓載荷加載完成時(shí)，順次加載、交叉加載、傳統(tǒng)星形加載和均勻加載4種不同方式下的墊片平均應(yīng)力分別為67.67、67.74、71.22、72.61 MPa。螺栓法蘭連接系統(tǒng)經(jīng)高溫長(zhǎng)時(shí)作用后，整體發(fā)生蠕變松弛，墊片上的應(yīng)力大幅度下降，對(duì)應(yīng)順次加載、交叉加載、傳統(tǒng)星形加載和均勻加載4種加載方式下的墊片平均應(yīng)力分別為27.41、27.72、28.86、29.15 MPa，具體趨勢(shì)如圖9所示。其中，傳統(tǒng)星形加載下的螺栓法蘭連接系統(tǒng)的墊片應(yīng)力大于順次加載和交叉加載，并且傳統(tǒng)星形加載與均勻加載下墊片應(yīng)力相差最小，所以在實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)，采用傳統(tǒng)星型加載方式進(jìn)行加載預(yù)緊效果更好。

圖9 4種加載方式下的墊片應(yīng)力隨時(shí)間變化

3 連接系統(tǒng)泄漏率預(yù)測(cè)公式修正

螺栓法蘭連接的緊密性評(píng)價(jià)方法[25]認(rèn)為，大多數(shù)非金屬墊片和復(fù)合墊片都可以近似認(rèn)為是由多孔介質(zhì)組成，墊片的泄漏可以認(rèn)為是氣體通過墊片中多孔介質(zhì)產(chǎn)生的。并以此為基礎(chǔ)提出了基于緊密性分析的連接系統(tǒng)壽命預(yù)測(cè)方法，其試驗(yàn)條件下墊片的密封性能公式[26]為

(2)

式中：L為連接系統(tǒng)的泄漏率；p為工作壓力；T為試驗(yàn)溫度；SG為墊片應(yīng)力；AL、ML和NL均為回歸系數(shù)，這些系數(shù)通過墊片性能試驗(yàn)機(jī)上所測(cè)得的數(shù)據(jù)擬合得到。

墊片性能試驗(yàn)機(jī)采用剛性法蘭進(jìn)行均勻加載，認(rèn)為墊片上的應(yīng)力SG是均勻分布的。考慮到實(shí)際螺栓法蘭加載時(shí)，墊片應(yīng)力并不能達(dá)到均勻加載時(shí)的情況，所以有必要對(duì)該密封性能公式進(jìn)行修正。

圖10 不同加載方法下墊片應(yīng)力之間的關(guān)系

(3)

因此，泄漏率預(yù)測(cè)公式可修正為

L=AL[(ax+b)SG]-NLTMLp

(4)

式中：a和b主要與加載方式有關(guān)。

由前文的模擬可知，傳統(tǒng)星形加載最接近于均勻加載的效果，后續(xù)的試驗(yàn)驗(yàn)證，主要對(duì)傳統(tǒng)星形加載方式進(jìn)行密封性能試驗(yàn)。

4 長(zhǎng)時(shí)密封性能試驗(yàn)及泄漏率預(yù)測(cè)公式驗(yàn)證

4.1 試驗(yàn)裝置

螺栓法蘭連接系統(tǒng)長(zhǎng)時(shí)密封性能試驗(yàn)裝置如圖11所示，包括介質(zhì)密封系統(tǒng)、介質(zhì)給定系統(tǒng)、保溫調(diào)溫系統(tǒng)、泄漏率測(cè)量系統(tǒng)。其中螺栓法蘭連接系統(tǒng)的上法蘭端口焊接上封頭、下法蘭焊接下接管，由此形成外罩體，內(nèi)、外罩體均設(shè)置在底座上，內(nèi)、外罩體和底座之間腔體形成密封試驗(yàn)腔。集漏罩設(shè)置在螺栓法蘭連接系統(tǒng)外側(cè)，固定安裝在集漏罩臺(tái)架上，集漏罩與集漏罩臺(tái)架以及出口管到出口閥及三通閥之間的管道容積組成了整個(gè)測(cè)漏腔體。

4.2 試驗(yàn)原理和方法

通過減壓閥將氣瓶中的氮?dú)鉁p壓后通入至密封試驗(yàn)腔，氮?dú)馔ㄟ^墊片漏入測(cè)漏腔體，分別采用U形管法和集漏空腔增壓法進(jìn)行泄漏率測(cè)量。

采用U形管法測(cè)量時(shí)。測(cè)漏前，三通閥調(diào)節(jié)閥芯堵住左出口，側(cè)出口保持打開狀態(tài)。當(dāng)三通閥調(diào)節(jié)閥芯堵住側(cè)出口，使左右相通，開始計(jì)時(shí)。觀察U形管兩側(cè)高度差，通過觀察U形管兩側(cè)液體高度差變化，進(jìn)行試驗(yàn)數(shù)據(jù)記錄，再計(jì)算得到單位時(shí)間內(nèi)介質(zhì)泄漏率的大小。

采用集漏空腔增壓法時(shí)，先對(duì)測(cè)漏腔體容積進(jìn)行標(biāo)定，再對(duì)測(cè)漏介質(zhì)的壓力和溫度進(jìn)行測(cè)量。將標(biāo)定的容積V、測(cè)量的溫度T和壓力p代入到理想氣體狀態(tài)方程中，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程計(jì)算測(cè)漏腔體內(nèi)介質(zhì)總的量，再將其換算成標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的體積，從而測(cè)得單位時(shí)間內(nèi)介質(zhì)泄漏率的大小。

4.3 修正后泄漏率預(yù)測(cè)公式試驗(yàn)驗(yàn)證

在高溫條件下，采用多功能全自動(dòng)墊片性能試驗(yàn)機(jī)，開展密封性能試驗(yàn)，得到的柔性石墨金屬纏繞墊片對(duì)應(yīng)的回歸系數(shù)AL=1.2×10-3，NL=0.670，ML=0.401[25]。將均勻加載下的墊片應(yīng)力SG，工作壓力p和試驗(yàn)溫度T分別代入公式(2)和(4)中，可以得到墊片應(yīng)力修正前后的泄漏率，其中p=3 MPa，T=300 ℃。將試驗(yàn)測(cè)得的泄漏率與計(jì)算的泄漏率進(jìn)行比較，如圖12所示。通過比較可知，未修正前計(jì)算得到的泄漏率與試驗(yàn)測(cè)得的泄漏率誤差約為15.2%，經(jīng)過修正后求得泄漏率誤差約為13.6%。由此可見，經(jīng)過修正后泄漏率預(yù)測(cè)公式更加準(zhǔn)確。

圖12 泄漏率比較

5 結(jié)論

(1)按順次加載、交叉加載和ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式預(yù)緊螺栓，由于受彈性交互作用的影響，螺栓載荷存在著的很大分散性，會(huì)使得各螺栓載荷呈現(xiàn)不均勻狀態(tài)。各種加載方式下的螺栓載荷，均由蠕變前的不均勻狀態(tài)逐漸趨于蠕變后的均勻狀態(tài)。蠕變前后，ASME PCC-1-2013中傳統(tǒng)星形加載方式下的螺栓法蘭連接系統(tǒng)的密封效果都優(yōu)于順次加載和交叉加載，最接近均勻加載時(shí)的密封效果。

(2)提出一種通過試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方式預(yù)測(cè)螺栓法蘭連接系統(tǒng)泄漏率。該方法通過剛性法蘭在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行試驗(yàn)，初步得到泄漏率預(yù)測(cè)公式，然后采用數(shù)值模擬的方法，考慮螺栓法蘭連接系統(tǒng)的實(shí)際工作狀況，對(duì)泄漏率公式中的墊片應(yīng)力進(jìn)行修正。

(3)考慮不同加載方式下墊片應(yīng)力對(duì)螺栓法蘭連接系統(tǒng)緊密性的影響，對(duì)現(xiàn)有泄漏預(yù)測(cè)公式進(jìn)行修正，得到了考慮螺栓加載方式的泄漏率預(yù)測(cè)修正公式，并通過試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證，結(jié)果表明，修正后的公式計(jì)算得到的泄漏率與試驗(yàn)測(cè)得泄漏率更為接近。