諸士春，陸曉峰，鞏建鳴

(南京工業(yè)大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，南京 211816)

0 引言

法蘭密封連接是核動力裝置、深海裝備、空間設(shè)施和火箭技術(shù)等領(lǐng)域常見的可拆卸連接形式。提高密封效果不僅要考慮結(jié)構(gòu)設(shè)計，還要注重新型密封材料的應(yīng)用。形狀記憶合金具有超彈性性能，比普通金屬墊片彈性模量小，回彈率高，同時有比非金屬材料墊片抗老化性能好的優(yōu)點，是近年來備受關(guān)注的新型密封材料。Efremov于2007～2009年期間提出了系列專利［1－3］，將形狀記憶合金的形狀記憶效應(yīng)引入到法蘭密封連接中［4］，但未見相關(guān)密封墊片的性能研究或應(yīng)用研究報道。Takagi［5－6］等通過試驗研究了 NiTi合金平墊片的密封性能，發(fā)現(xiàn)NiTi平墊在密封性能上優(yōu)于鋁質(zhì)平墊片和SUS304平墊片。然而，NiTi合金的超彈性能和形狀記憶效應(yīng)需通過一定熱處理制度才能獲得，這些熱處理制度同時也提高了NiTi合金的硬度，Adharapurapu 等人［7］發(fā)現(xiàn)，Ti-55(at.%)Ni合金經(jīng)過一定處理后，硬度會達到50HRC以上。直接將NiTi合金制成的墊片用于法蘭密封連接，較低的螺栓預(yù)緊力不足以消除密封接觸面之間由于粗糙度引起的泄漏;而較高的螺栓預(yù)緊力會使法蘭密封面受到傷害。因此，使用Al-NiTi復(fù)合墊片，既利用了NiTi合金的超彈性性能，同時又利用Al較柔軟的特性來提高密封性能和保護法蘭密封面。

本文基于試驗獲得的NiTi形狀記憶合金薄板材壓縮-回彈性能數(shù)據(jù)，以及A1050鋁材壓縮性能數(shù)據(jù)，利用有限元方法分析了在內(nèi)壓力和彎矩作用下，Al包覆層厚度對墊片密封面壓緊力的影響，并與同規(guī)格的金屬石墨纏繞墊片、NiTi合金墊片進行了比較。

1 模型的建立及計算參數(shù)

1.1 法蘭、螺栓、墊片的選用

本文選用ASME B16.5標準中NPS3 Class300帶頸對焊法蘭?？紤]邊界的影響，模型管體長度取大于為管體半徑;t為管壁厚)。螺栓為8×M20。墊片為Al-NiTi復(fù)合墊片(以下簡稱Al-NiTi)、NiTi平墊片(以下簡稱NiTi)和金屬石墨纏繞墊片(以下簡稱SW)。金屬石墨纏繞墊片尺寸根據(jù)所選法蘭，按ASME B16.20標準確定。3種墊片橫截面如圖1所示(取厚度方向的一半)，其中Al-NiTi包覆層厚度δ分別為 0.2、0.4、0.6、0.8、1.0 mm。

1.2 法蘭和螺栓的材料性能

有限元分析采用ABAQUS軟件，法蘭和螺栓材料性能可視為均勻、各向同性且線彈性。法蘭材質(zhì)為A105，楊氏彈性模量 E=195 GPa，泊松比 ν=0.3;螺栓材質(zhì)為25Cr2MoV，楊氏彈性模量E=210 GPa，泊松比ν =0.3。

1.3 墊片性能

NiTi形狀記憶合金具有超彈性性能，其壓縮-回彈曲線和金屬石墨纏繞墊片的壓縮-回彈曲線同為非線性，如圖2(a)、(b)所示。包覆層選用A1050純鋁，楊氏彈性模量 E=70.3 GPa，泊松比 ν=0.34，壓縮狀態(tài)下真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖2(c)。

1.4 模型、接觸屬性與分析步

法蘭密封連接分為上下對稱，考慮彎矩作用，選擇建立上半部分的1/2模型，墊片厚度與螺栓長度取實際尺寸的一半。模型及所在坐標系如圖3所示。模型建立過程中，法蘭、螺栓、A1050包覆層采用C3D8R單元，NiTi、金屬石墨纏繞墊片采用GK3D8單元。在接觸屬性中，輸入法蘭與螺母的摩擦系數(shù)為0.15;法蘭、A1050、NiTi合金之間互相摩擦系數(shù)為0.17;法蘭與金屬石墨纏繞墊片的摩擦系數(shù)為0.3。分析步依次為:(1)預(yù)接觸分析步，對每根螺栓施加20 N螺栓力，建立接觸;(2)螺栓預(yù)緊力分析步，施加螺栓載荷至預(yù)緊力水平;(3)內(nèi)壓力分析步，施加操作壓力;(4)彎矩分析步，施加彎矩載荷。

1.5 載荷與邊界條件

載荷包括螺栓預(yù)緊力、內(nèi)壓力和彎矩。螺栓預(yù)緊力按照ASME VIII第二分卷相關(guān)公式，對采用金屬石墨纏繞墊片的法蘭連接進行計算，單根螺栓預(yù)緊力為17 406 N。由于NiTi合金墊片、Al-NiTi復(fù)合墊片與金屬石墨纏繞墊片的基本尺寸相同，因此螺栓預(yù)緊力均取17 406 N，內(nèi)壓力為5 MPa，彎矩為700 N·m，彎矩作用方向見圖4(d)。

模型的邊界條件設(shè)置見圖4。圖4中，P為內(nèi)壓力，M為彎矩。對稱面上的法蘭截面、螺栓截面和墊片截面在所有分析步中Z方向約束(UZ=0)，如圖4(a)所示;墊片模型下端(實際墊片中面)在所有分析步中Y方向約束(UY=0)，如圖4(b)～(d)所示;螺栓模型下端面(實際螺栓中面)在螺栓力加載過程及以后分析步中，約束Y方向(UY=0)，并在螺栓力加載完成后，調(diào)整螺栓力“加載”狀態(tài)為“保持當前長度”狀態(tài)，如圖4(c)、(d)所示。

2 結(jié)果與分析

2.1 不承受彎矩載荷狀態(tài)時壓緊力分布

法蘭連接在不承受彎矩載荷時，墊片密封面沿徑向壓緊力分布如圖5所示。由于螺栓力和內(nèi)壓力作用，法蘭發(fā)生轉(zhuǎn)動，因此墊片密封面上整體呈現(xiàn)出內(nèi)側(cè)壓緊力低于外側(cè)。NiTi合金墊片密封面上整體壓緊力(AB區(qū)域內(nèi))要高于金屬石墨纏繞墊片和Al-NiTi復(fù)合墊片。

如圖5所示，包覆層厚度增加，降低了密封面整體壓緊力水平，且沿徑向呈現(xiàn)波紋狀。從壓緊力數(shù)值來看，A1050包覆層沿徑向的分布有局部區(qū)域超過了材料的壓縮屈服強度(σ0.2=30 MPa)。這些區(qū)域的存在，導(dǎo)致材料沿徑向有“流動”的趨勢，在法蘭密封面和A1050包覆層表面摩擦屬性的影響下，形成沿徑向的應(yīng)力，這些徑向應(yīng)力改變了垂直于包覆層表面的壓緊力數(shù)值，從而形成波紋現(xiàn)象。隨著包覆層厚度從0.2 mm增加到1 mm，不僅密封面壓緊力在數(shù)值上整體呈現(xiàn)下降趨勢，而且在徑向上的波動幅度增加。對NiTi墊片包覆0.2 mm鋁層后，密封面壓緊力相對無包覆層略有下降(約5 MPa)，與金屬石墨纏繞墊片相近。

由于Al-NiTi復(fù)合墊片兩側(cè)有δ厚度的Al包覆層(AB區(qū)域外側(cè))，這部分鋁材不受NiTi合金的支撐，因此在螺栓力和內(nèi)壓力作用下，表現(xiàn)出極為明顯的邊緣效應(yīng)。A線左側(cè)，隨包覆層厚度增加，密封壓緊力升高，0.2 mm厚包覆層在這一區(qū)域內(nèi)的密封壓緊力數(shù)值較低。隨r值增加，不同厚度包覆層的密封壓緊力在A線附近交匯，0.2 mm厚Al-NiTi墊片在距A線右側(cè)約0.3 mm附近出現(xiàn)一個較大峰值，達到了38.11MPa，比NiTi墊片還要高出約1 MPa，這一現(xiàn)象有利于提高密封效果。

這種邊緣效應(yīng)的產(chǎn)生源于在δ區(qū)域內(nèi)，僅A1050材料承受來自于法蘭密封面的載荷，使得這一區(qū)域的材料表現(xiàn)出圖2(c)A1050的受壓性能。然而，這種邊緣效應(yīng)在實際墊片使用中，受包覆工藝影響將會比較大。因為在本文計算模擬中，未考慮法蘭密封面載荷作用下δ區(qū)域在厚度方向上受載會有沿徑向壓縮“失穩(wěn)”現(xiàn)象產(chǎn)生的可能:當包覆層與NiTi合金墊片側(cè)面(墊片環(huán)內(nèi)側(cè)面或外側(cè)面)貼合較好，受載后不分開時，這種邊緣效應(yīng)會表現(xiàn)出較好效果;然而，當包覆工藝不能保證較好的貼合效果，δ區(qū)域受載后可能出現(xiàn)“壓潰”現(xiàn)象，不出現(xiàn)邊緣效應(yīng)。

2.2 承受彎矩載荷狀態(tài)時受拉側(cè)壓緊力分布

在彎矩作用下，法蘭一側(cè)受拉，另一側(cè)受壓，墊片密封面壓緊力隨之也發(fā)生改變。圖6(a)為彎矩作用下法蘭受拉側(cè)墊片密封面壓緊力沿徑向分布圖。在不考慮Al-NiTi復(fù)合墊片內(nèi)外兩側(cè)密封壓緊力突變的情況下，所有墊片受拉側(cè)密封面壓緊力比不承受彎矩時略有下降。Al-NiTi復(fù)合墊片在CD區(qū)域，隨包覆層厚度增加，密封壓緊力波動幅度增加現(xiàn)象變?yōu)槠骄彛绕湟?.0 mm_Al-NiTi復(fù)合墊片表現(xiàn)極為明顯，這應(yīng)與受拉側(cè)法蘭對墊片密封面壓緊力下降引起Al包覆層壓緊力再分配有關(guān)。

在承受彎矩作用后，Al-NiTi復(fù)合墊片包覆層的邊緣效應(yīng)同樣明顯。隨包覆層厚度減小，這種邊緣效應(yīng)造成的密封壓緊力突變峰值也增大。在A線和B線內(nèi)側(cè)約0.7 mm左右，出現(xiàn)的密封面壓緊力峰值甚至高達約46 MPa，這不僅比NiTi合金和金屬石墨纏繞墊在此處的密封壓緊力要高，而且比不承受彎矩時還要大。這一現(xiàn)象應(yīng)與彎矩作用下包覆層塑性變形有關(guān)，包覆層厚度越小，在同樣的NiTi合金回彈量作用下引起的應(yīng)力越大，從而造成此處密封壓緊力迅速上升。

在AB區(qū)域外側(cè)，受拉側(cè)Al-NiTi復(fù)合墊片密封面壓緊力迅速下降直至為0。這說明在彎矩作用下，受拉側(cè)墊片密封面壓緊力取決于NiTi合金的回彈性能，在無NiTi合金支撐區(qū)域，包覆層對密封壓緊力的貢獻很小。

2.3 承受彎矩載荷狀態(tài)時受壓側(cè)壓緊力分布

承受彎矩載荷時，法蘭受壓側(cè)墊片密封面壓緊力分布如圖6(b)所示。NiTi墊片和金屬石墨纏繞墊片密封面壓緊力上升，Al-NiTi復(fù)合墊片在AB區(qū)域內(nèi)，隨包覆層厚度減少，壓緊力上升幅度增加，但仍呈現(xiàn)波紋狀。0.2 mm_Al-NiTi復(fù)合墊片AB區(qū)域近右側(cè)密封面壓緊力甚至超過金屬石墨纏繞墊片，逼近NiTi墊片密封面壓緊力水平，達到42 MPa。1.0 mm_NiTi復(fù)合墊片在AB區(qū)域內(nèi)壓緊力略有上升，但低峰值(20 MPa)上升幅度很小?？梢?，較厚的包覆層對NiTi合金超彈性負面影響程度增加，削弱了NiTi合金作為良好彈性體對密封壓緊力的貢獻。

對于Al-NiTi復(fù)合墊片，在承受彎矩作用的受壓側(cè)，墊片密封面AB區(qū)域外側(cè)，邊緣效應(yīng)同樣明顯。由于僅為Al承受來自法蘭密封面的壓應(yīng)力，A線左側(cè)和B線外側(cè)，密封壓緊快速上升，甚至接近77 MPa。

2.4 載荷作用對壓緊力分布的影響

圖7顯示了彎矩作用對Al包覆層厚度分別為0.2 mm和1.0 mm的Al-NiTi復(fù)合墊片密封面壓緊力分布的影響。從圖7(a)可看出，在CD區(qū)域，也就是NiTi合金支撐有效區(qū)域，密封壓緊力分布在35 MPa附近呈現(xiàn)明顯規(guī)則波紋狀，波紋幅度約為±3 MPa;在彎矩作用下，相對無彎矩作用，法蘭受拉側(cè)墊片密封壓緊力下降約 2.5 MPa，而受壓側(cè)上升約 2.5 MPa。

如圖7(a)所示，在Al-NiTi復(fù)合墊片兩側(cè)存在約1 mm寬左右的AC和BD區(qū)域，這一區(qū)域雖然有NiTi合金的支撐，但在彎矩作用下，墊片密封面壓緊力受到影響較大。結(jié)合前文，這種影響隨包覆層厚度減小，影響程度變大，不過這種影響提高了密封面局部區(qū)域的壓緊力數(shù)值，有利于提高密封效果。

彎矩作用后，法蘭出現(xiàn)受拉側(cè)和受壓側(cè)，墊片邊緣處密封壓緊力表現(xiàn)出極為明顯的受拉或受壓現(xiàn)象，受拉一側(cè)密封壓緊力下降，邊緣處甚至到0;而受壓一側(cè)則快速上升。這一現(xiàn)象在圖7(a)和(b)中都有出現(xiàn)。

從圖7(b)中可看出，較厚的包覆層不僅使得墊片密封面壓緊力數(shù)值下降，起伏也較大。在AB區(qū)域內(nèi)，這種波動甚至超過10 MPa。

3 結(jié)論

(1)NiTi合金包覆Al層后，墊片密封面壓緊力數(shù)值下降，且呈現(xiàn)波紋狀起伏;隨包覆層厚度增加，密封壓緊力數(shù)值降幅增大，且波動幅度也隨之增大。

(2)包覆層厚度為0.2 mm時，NiTi支撐有效區(qū)域內(nèi)，墊片密封面壓緊力數(shù)值與NiTi墊片相比下降不大，即便在彎矩作用受壓側(cè)仍有超過30 MPa的密封壓緊力，比金屬石墨纏繞墊片要高。

(3)當包覆工藝較為理想時，Al-NiTi復(fù)合墊片內(nèi)外側(cè)邊緣處在法蘭密封面壓應(yīng)力作用下有明顯的邊緣效應(yīng)，密封壓緊力快速升高;包覆層厚度越薄，效應(yīng)越明顯，這有利于提高密封效果。

［1］Efremov Anatoly.Negative creep gasket with core of shape memory alloy［P］.US，Appl.No.11/405 722，2007.

［2］Efremov Anatoly.Method to limit a creep of bolts and gaskets of bolted flanged connections［P］.US，Appl.No.12/148 800，2008.

［3］Efremov Anatoly.High temperature negative creep gasket and manufacturing same［P］.US，Appl.No.12/319 206，2009.

［4］Efremov Anatoly.Bolted flanged connection for critical engineering application［C］//Proceedings of ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference.Canada，2006.

［5］Takagi Yoshio，Tatsuoka Teruhisa，Sawa Toshiyuki.The effect of the thermal expansion coefficient on the sealing performance of pipe flange connections with Ni-Ti shape memory alloy gaskets［C］//Proceedings of ASME Pressure Vessels and Piping Division Conference.Canada，2006.

［6］Tatsuoka Teruhis，Takagi Yoshio，Sawa Toshiyuki.Sealing performance of pipe flange connections with shape memory alloy gaskets under internal pressure［C］//ASME/JSME Pressure Vessels and Piping Conference.US，2004.

［7］Adharapurapu Raghavendra R，Jiang Feng-chun，Vecchio Kenneth S.Aging effects on hardness and dynamic compressive behavior of Ti-55Ni(at.%)alloy［J］.Materials Science and Engineering A，2010:527.