姜 峰 趙維樂 吳晨輝

（蘭州理工大學石油化工學院）

墊片的密封性能對法蘭密封起決定性作用。目前，工程實際中使用較普遍的為柔性石墨纏繞墊片與柔性石墨金屬齒形墊片，但這兩種墊片的性能和適用環(huán)境差異較大，為了在不同工況下，更加準確地使用這兩種墊片，筆者結合正交試驗與有限元模擬對比研究螺栓預緊力、壓力和溫度對墊片密封性的影響。 在此基礎上，通過有限元模擬對比分析兩種墊片可使用螺栓預緊力范圍的大小，同時，對比分析高溫壓力波動工況下兩種墊片的應力和變形趨勢，在保證密封的前提下，為更加合理使用此兩種墊片提供依據(jù)和參考。

1 兩種墊片基本性能介紹及其密封影響因素正交試驗

利用Design Model 建立法蘭三維有限元模型，并結合正交試驗與有限元參數(shù)化模擬來分析溫度、壓力和螺栓預緊力對這兩種墊片密封性的影響程度。

柔性石墨纏繞墊片是目前應用較廣泛的墊片之一，其型號較齊全，具有壓縮回彈性能好、多道密封、可自緊和易拆卸的優(yōu)點［1，2］。 在高溫、高壓、超低溫和真空條件下均適用。 缺點是易散架、鋼帶邊緣易損傷法蘭。 柔性石墨金屬齒形墊片（以下簡稱為金屬齒形墊片） 是由金屬不銹鋼平墊片經(jīng)過緊密的車床制作成兩面均為同心溝槽的墊片， 之后將PTFE 等非金屬材料充填在兩個面內(nèi)［3］。金屬齒形墊片所需密封比壓不高，密封性能好， 且能適用于壓力波動和高溫高壓工況，在大口徑法蘭中可以替換柔性石墨纏繞墊片［4］。 但相對于柔性石墨纏繞墊片其壓縮回彈性能較差，且無法利用流體自預緊。

1.1法蘭有限元模型建立

1.1.1法蘭幾何模型與三維模型建立

選取帶法蘭蓋的鑄造法蘭，法蘭公稱壓力為6.3MPa， 公稱直徑為 600mm， 適用溫度為-29~425℃。

法蘭密封面結構形式為榫槽型。 螺柱規(guī)格為M33mm×235mm（GB/T 901—1998），數(shù)量 28 個；螺母選用M33mm （GB 55—1976）。 墊片尺寸為φ680mm×φ720mm×4.5mm。 法蘭幾何結構如圖1所示。

圖1 法蘭幾何結構

圖中，D1=880mm；D2=815mm；D3=680mm；D4=719.4mm；D5=650mm；D6=20mm；D7=5mm；H1=70mm；H2=270.5mm；Φ=36mm；R=15mm。

所研究法蘭有28 個螺栓且屬于軸對稱結構，在此以其子結構即1/28 法蘭接頭作為研究對象，可減少計算量從而提高計算精度和速度。 運用Design Model 三維建模工具建立法蘭整體模型，并取其 1/28 模型（圖2）。

圖2 1/28 法蘭接頭模型

1.1.2材料參數(shù)

法蘭各元件材料性能數(shù)據(jù)均來源于 《壓力容器材料使用手冊》［5］。 法蘭材料選用 A216 WCB，密度7 850kg/m3，性能數(shù)據(jù)見表1。 螺栓、螺母材料為35CrMoA，密度 7 820kg/m3，性能數(shù)據(jù)見表2。 金屬齒形墊片與柔性石墨纏繞墊片所用金屬304 鋼的物理性能參數(shù)見表3，柔性石墨纏繞墊片壓縮回彈性參考顧伯勤和陳曄的研究成果［6］，金屬齒形墊片壓縮回彈具體數(shù)據(jù)來源于筆者所在實驗室。

表1 法蘭材料性能數(shù)據(jù)

表2 螺栓、螺母材料性能數(shù)據(jù)

表3 墊片材料物理性能參數(shù)

1.1.3網(wǎng)格劃分

對法蘭子結構進行網(wǎng)格劃分，均采用六面體網(wǎng)格劃分方式。 法蘭和法蘭蓋部分網(wǎng)格大小經(jīng)過參數(shù)化優(yōu)選為13mm， 螺栓螺母部分優(yōu)選網(wǎng)格大小設為8mm，墊片部分通過body Sizing 控制網(wǎng)格大小為4mm，法蘭整體網(wǎng)格劃分如圖3 所示。

圖3 法蘭整體網(wǎng)格劃分

1.1.4載荷與邊界條件

邊界條件。 根據(jù)工程實際經(jīng)驗來設置法蘭邊界條件：法蘭蓋端面自由，下法蘭設置軸向固定約束， 子結構兩側對稱面施加法向位移約束，以防止法蘭環(huán)在徑向和軸向發(fā)生偏轉，同時防止法蘭環(huán)產(chǎn)生偏離對稱面的位移。

載荷。 外部載荷施加螺栓預緊力，在法蘭內(nèi)壁施加內(nèi)壓載荷與溫度載荷。 操作工況下預緊力Wp的計算參考《化工容器設計》中螺栓預緊力大小計算方法，計算可得操作工況下的螺栓預緊力為91 113N。

1.2兩種墊片密封影響因素正交試驗及對比

分別將柔性石墨纏繞墊片與金屬齒形墊片安裝于法蘭上，并通過有限元模擬方法，對溫度、壓力、螺栓預緊力分別進行參數(shù)化，將模擬結果進行正交試驗來分析說明這3 種因素對這兩種墊片密封性能的影響。

1.2.1正交試驗設計

選取操作條件下的溫度、壓力、螺栓預緊力3個因素作為試驗參數(shù)，試驗指標為墊片徑向中點處節(jié)點應力大小。正交試驗表選取L9（33），溫度在實際操作工況溫度范圍內(nèi)選取100、200、300℃；壓力在法蘭可以承受的壓力范圍內(nèi)選取2、4、6MPa；螺栓預緊力在操作工況螺栓預緊力范圍內(nèi)選取 45 000、60 000、91 113N， 這樣可以保證整個試驗過程中法蘭均處于密封狀態(tài)，不會發(fā)生泄漏。

1.2.2兩種墊片正交試驗結果及分析

柔性石墨纏繞墊片的試驗一共進行9 次，正交試驗分析結果見表4。

表4 正交試驗分析結果

如表4 正交試驗結果可得，極差大小順序為：螺栓預緊力>壓力>溫度； 偏差平方和大小順序為： 螺栓預緊力>壓力>溫度；F值大小順序為：螺栓預緊力>壓力>溫度，因此可判斷螺栓預緊力對柔性石墨纏繞墊片應力的影響最為顯著， 其次是壓力，最后是溫度。

同樣，金屬齒形墊片的試驗也是9 次，正交試驗分析結果見表5。

表5 正交試驗分析結果

如表5 分析結果可得，極差大小順序為：螺栓預緊力>溫度>壓力；偏差平方和大小順序為：螺栓預緊力>溫度>壓力；F值大小順序為： 螺栓預緊力>溫度>壓力， 因此可判斷螺栓預緊力對墊片應力的影響最為顯著，其次是溫度，最后是壓力。

由以上兩組正交試驗結果可知， 螺栓預緊力對兩種墊片密封性能的影響均最為顯著。 對于柔性石墨纏繞墊片除螺栓預緊力外， 壓力對其影響較為明顯，溫度次之；對于金屬齒形墊片除螺栓預緊力外，溫度對其影響較為明顯，壓力次之。 由此可初步判斷，柔性石墨纏繞墊片對溫度敏感度相對較低， 更加適用于溫度較高且容易出現(xiàn)波動的工況下； 金屬齒形墊片對壓力敏感度相對較低， 更加適用于較容易發(fā)生壓力波動的工況下。

2 兩種墊片在高溫工況下可承受的預緊力范圍模擬對比

由上節(jié)可知，螺栓預緊力的選取對兩種墊片的密封性能影響均最為顯著，本節(jié)研究對比柔性石墨纏繞墊片與金屬齒形墊片所能承受的螺栓預緊力范圍，同時對比其密封性能的差異。 在此選用工況為350℃高溫、6.3MPa 內(nèi)壓，分析兩種墊片可承受的螺栓預緊力范圍。

由于GB 150.1—2011 壓力容器設計規(guī)范和ASME 法蘭設計規(guī)范中， 均未對墊片密封作出準確的規(guī)定。 由于EN 13445-3 附錄G 中對墊片性能參數(shù)的定義與模擬結果相近， 因此借鑒EN 13445-3 附錄G 對墊片密封進行評定， 具體評定方法為：墊片上最大應力不能超過其最大允許壓縮應力Qmax， 墊片上最小應力不得小于預緊工況時的最小壓應力Q（0，min）。 兩種墊片的 Q（0，min）與 Qmax值見表6。

表6 金屬齒形墊片與柔性石墨纏繞墊片能保證密封的Q（0，min）與Qmax 值

2.1金屬齒形墊片數(shù)值模擬

根據(jù)工程實際所施加的螺栓預緊力范圍，分別取螺栓屈服強度的10%、20%、64%、75%作為螺栓預緊應力，并換算成大小為45 906、91 113、293 800、344 297N 的螺栓預緊力施加在螺栓的光桿部分。

施加不同大小的螺栓預緊力時墊片應力分布如圖4 所示。

圖4 金屬齒形墊片在不同螺栓預緊力下墊片應力分布

由圖4a 可知， 當施加屈服強度的10%預緊力時，金屬齒形墊片的最大、最小壓應力分別為28.83、25.40MPa，均 介 于 表6 中Qmax與 Q（0，min）之間，能保持密封性。 當施加螺栓屈服強度的20%預緊力時， 最大、 最小壓應力分別為 54.5、52.9MPa，由表6 可知此時墊片能保證密封性，最大墊片應力出現(xiàn)在墊片內(nèi)側， 內(nèi)外應力差約為3.0MPa，密封性能良好。 其原因是介質(zhì)壓力對墊片內(nèi)側的壓緊程度超過了螺栓預緊力對墊片外側的壓緊程度。 同樣結合表6 與圖4d 可以看出螺栓預緊力增加到螺栓屈服強度的75%時，墊片仍可以保證密封而不被壓潰。 綜上，金屬齒形墊片在螺栓屈服強度的10%~75%作為螺栓預緊力時均可保證良好密封。

2.2柔性石墨纏繞墊片數(shù)值模擬

將中法蘭墊片更換為柔性石墨纏繞墊片，分別施加螺栓屈服強度的10%、20%、64%、75%作為螺栓預緊力，并進行模擬，可得墊片應力分布如圖5a~d 所示。

由圖5a 可知， 施加螺栓屈服強度的10%螺栓預緊力時，柔性石墨纏繞墊片最大、最小壓應力分別為 25.956、23.590MPa， 結合表6 可知，此時僅達到了基礎密封。 當施加屈服強度的64%作為螺栓預緊力時，此時墊片最大、最小壓應力分別為 196.80、172.06MPa，結合表6 可知，此時墊片應力遠大于保證密封所需要的最大壓應力（Qmax）95MPa，墊片已經(jīng)被壓潰，無法滿足密封要求。

2.3數(shù)值模擬對比

將金屬齒形墊片與柔性石墨纏繞墊片在不同螺栓預緊力下的最大、最小墊片應力進行對比分析，結果如圖6 所示，其中橫坐標代表的是螺栓預緊力大小分別取螺栓屈服強度的10%、20%、64%、75%。

圖5 柔性石墨纏繞墊片不同螺栓預緊力下墊片壓應力

圖6 柔性石墨纏繞墊片與金屬齒形墊片內(nèi)外側壓應力對比

由圖6 可知，隨著預緊力的增加，墊片最大、最小壓應力均增大， 且墊片內(nèi)外壓差呈增大趨勢， 金屬齒形墊片內(nèi)外側壓差由3MPa 增加到18MPa， 柔性石墨纏繞墊片內(nèi)外側壓差由2MPa增加到29MPa。 相比于柔性石墨纏繞墊片，金屬齒形墊片在使用過程中受力相對較均勻，在法蘭接頭安裝過程中可使用的預緊力范圍較大，且不容易被壓潰失效，大幅降低了安裝難度。

3 高溫壓力波動下兩種墊片密封性模擬對比

本節(jié)模擬通過ANSYS Workbench 來模擬350℃下介質(zhì)壓力波動時兩種墊片密封性的變化，并進行對比。 為更加明顯地觀察壓力波動對墊片密性的影響，在此采取壓力連續(xù)兩次發(fā)生不同程度的波動。 具體模擬方案為：溫度恒定為350℃，內(nèi)壓在 40s 內(nèi)的變化為 6.3MPa →3.0MPa →6.3MPa→4.0MPa→6.3MPa，如圖7 所示。

圖7 介質(zhì)壓力波動曲線

金屬齒形墊片與柔性石墨纏繞墊片經(jīng)過連續(xù)兩次壓力波動后，墊片的最大、最小應力變化曲線如圖8 所示。

圖8 兩種墊片的最大、最小應力隨壓力波動變化曲線

由圖8 可知，金屬齒形墊片應力隨著壓力的降低而增大，隨著壓力的增加而降低，相同時間內(nèi)，下降幅度大于上升幅度，經(jīng)過兩次壓力波動，墊片最大、最小應力平均下降了1.5MPa；柔性石墨纏繞墊片應力隨壓力變化趨勢與金屬齒形墊片相同，但經(jīng)過兩次壓力波動后，柔性石墨纏繞墊片最大、最小應力平均下降了3.5MPa。

發(fā)生上述現(xiàn)象的原因是， 在內(nèi)壓降低過程中，螺栓受到的拉應力減小，這是由于螺栓預緊力設置為定值，此時墊片處于壓縮階段，因此墊片上應力呈現(xiàn)出上升趨勢；當壓力逐漸恢復上升時，墊片處于卸載過程，由于壓縮產(chǎn)生塑性變形的影響和墊片本身壓縮回彈性能特征，造成回彈過程中墊片應力下降的速率較大，且壓縮量越大應力減小越明顯。

選取墊片徑向中部節(jié)點作為監(jiān)控點，提取該點隨壓力變化的變形量，圖9 為金屬齒形墊片與柔性石墨纏繞墊片上所選節(jié)點隨壓力波動變形量曲線。

由圖9 可得，金屬齒形墊片隨著壓力的降低其變形量減小， 壓力升高變形量會逐漸增大，在經(jīng)過兩次壓力波動后墊片上所選節(jié)點的變形量增大，但其變形量相對于柔性石墨纏繞墊片增大不明顯。

圖9 墊片節(jié)點變形量曲線

對比柔性石墨纏繞墊片與金屬齒形墊片在分別經(jīng)歷壓力波動后的應力變化可得，柔性石墨纏繞墊片經(jīng)過兩次波動后，墊片的應力降低幅度和變形量明顯大于金屬齒形墊片的。 結合上一小節(jié)正交試驗及對比結果可知，介質(zhì)壓力變化對柔性石墨纏繞墊片的影響較大，而對金屬齒形墊片的影響相對較小，故金屬齒形墊片更適合于壓力波動工況。

4 結論

4.13 種因素對柔性石墨纏繞墊片應力的影響程度為：螺栓預緊力＞壓力＞溫度，3 種因素對金屬齒形墊片應力的影響程度為：螺栓預緊力＞溫度＞壓力。

4.2高溫工況下，相比柔性石墨纏繞墊片，金屬齒形墊片的螺栓預緊力在螺栓屈服強度的10%~75%范圍內(nèi)均可以達到良好密封而不被壓潰，更容易達到密封要求，在一定程度上降低了螺栓安裝難度。

4.3高溫工況下，壓力波動對柔性石墨纏繞墊片密封性的影響大于對金屬齒形墊片密封性的影響，金屬齒形墊片更適用于壓力波動工況。