承受配管弯曲力矩的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的力学特性评价华尔卡技术志Winter 2018 No 前言带密封垫片的管法兰连接件被广泛用于炼油工厂设备化学工厂设备和发电工厂设备等中过去在日本, 曾因其耐热性密封性高强度及使用上的简单方便性和低廉的价格, 而广泛采用石

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1 承受配管弯曲力矩的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的力学特性评价华尔卡技术志Winter 前言带密封垫片的管法兰连接件被广泛用于炼油工厂设备化学工厂设备和发电工厂设备等中过去在日本, 曾因其耐热性密封性高强度及使用上的简单方便性和低廉的价格, 而广泛采用石棉密封垫片, 其相关研究也曾非常盛 1)- 行 3) 但是, 因其对人体健康的危险, 自 2008 年起, 对石棉密封垫片的使用实施了管制 4) 石棉密封垫片可分为石棉填料带缠绕式密封垫片和石棉压缩板 2 大类在石棉管制后, 缠绕式密封垫片在更换为膨胀石墨填料后并未出现太大问题, 但压缩板却遇到了一些问题对于压缩板, 为了替代石棉纤维而开发了芳纶纤维的密封垫片, 但是因需要调配更多的橡胶成分, 故而在耐热性方面出现了一些问题此外, 虽膨胀石墨压缩板在耐热性方面没有问题, 但因材料较脆, 故存在表面容易划伤的难题因上述原因, 改良后的 PTFE(Poly-Tetra- Fluoro-Ethylene) 系列的密封垫片得到了广泛的应用改良后的 PTFE 系列密封垫片具有出色的耐化学品性和耐热性, 根据调配和制造方法, 可改善蠕变这一传统难题, 故而被用于众多的连接部 5) 但是, 带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的密封垫片接触应力分布密封性能法兰颈部应力及螺栓轴力变化等力学特性尚不明确笔者们对于常温及高温环境下的带 PTFE 的管法兰连接件的上述力学特性进行了大量研究, 发现它比石棉压缩 6), 板更加出色 7) 近年来, 日本先后于 1995 年发生了兵库县南部地震 2007 年发生了新泻县中越近海地震 2011 年发生了东北近海地震 2016 年发生了熊本地震等大地震再加上有一种说法认为在 10 年内可能会发生南海海沟大地震而震源地周边有着许许多多的工厂成套设备及建筑物, 因此人们非常担心会遭受莫大的灾害在发生兵库县南部地震时, 因地面液状化导致配管弯曲, 导致 LP 气体从法兰连接件泄漏, 造成了 7 万人被要求疏散避难因此工厂设备的地震对策也不可或缺泽等人对带缠绕式密封垫片的法兰连接件受到配管弯曲影响时的力学特性进行了研究 8)-10) 加拿大蒙特利尔工学院的 Tightness Testing and Research Laboratory 对带延伸 PTFE 的法兰连接件承受配管弯曲时的螺栓轴力的特性进行了研究 11), 而 Koves 等人则对配管弯曲的影响提出了通过等价内压进行评价的方法 12)-16) 但是遗憾的是, 并没有开展针对承受了配管弯曲和内压的带 PTFE 的密封垫片的管法兰连接件的研究在 PTFE 密封垫片被广泛使用的当今, 为了今后地震等灾害的应对, 对带 PTFE 的管法兰连接件的力学特性进行评价是非常重要的本研究的目的是通过 FEM 应力分析和实验, 弄清承受配管弯曲和内压的带 PTFE 的管法兰连接件的力学特性首先, 是根据 JIS B 2490 对密封垫片的基础特性进行调查通过有限元 (FEM) 应力分析计算出螺栓轴力法兰颈部应力及密封垫片接触应力分布, 并根据密封垫片接触应力分布和密封垫片基础特性推测出为了确认 FEM 应力分析的妥当性, 对螺栓轴力和法兰颈部应力与实验结果进行比较通过实验, 对从连接件的螺栓轴力及法兰颈部应力进行测定连接件尺寸为 ASME/ ANSI class300 4inch 本研究中使用的评价密封垫片为 No.GF300 No.GF300 完全不含橡胶成分, 且不存在基于热及时间的化学老化等问题, 故应可获得高精度的力学评价 2. 实验方法 Figure1(a) 为管法兰连接件配管弯曲实验装置的照片, Figure1(b) 是概要图它可通过四点弯曲的方式承受配管弯曲力矩, 并通过连接的氦气储气罐承受内压连接件的尺寸为 ASME/ANSI class300 4inch, 法兰及管的材料为 SUS304 17) 各管长度为 2m, 两者相加为约 4m 的装置为配合连接件, 密封垫片的直径尺寸定为 ASME/ ANSI class300 4inch, 厚度定为 1.5mm 7

技术论文使用应变仪测定法兰法兰颈部应力螺栓轴力, 使用氦气泄漏检测器通过 Sniffer 法测定此外, 初始的螺栓紧固根据 JIS B2251 法兰接头紧固方法进行紧固 18) 螺栓紧固后, 使负荷四点弯曲力矩和内压, 测定法兰法兰颈部应力螺栓轴力及作用弯曲力矩 M 通过 M=W/2 α 求得此外,α 为有效管长 (=1.

1kN, 作用内压定为 2MPa 3-2) 密封特性对于密封垫片的密封特性, 这里使用 Figure2 所示的装置根据 JISB 2490 进行了评价将从储气罐供给的氦气加压到 2MPa, 通过皂膜流量计对通过套管从密封垫片回收的进行测定 Figure4 所示为实验所得的和密封垫片接触应力的关系密封垫片接触应力最大负荷达约 40MPa, 但因 20MPa 以上时, 过小未能测得数值,

2 技术论文使用应变仪测定法兰法兰颈部应力螺栓轴力, 使用氦气泄漏检测器通过 Sniffer 法测定此外, 初始的螺栓紧固根据 JIS B2251 法兰接头紧固方法进行紧固 18) 螺栓紧固后, 使负荷四点弯曲力矩和内压, 测定法兰法兰颈部应力螺栓轴力及作用弯曲力矩 M 通过 M=W/2 α 求得此外,α 为有效管长 (=1.6m) 螺栓初始紧固力 : 使平均密封垫片应力为 10MPa, 每根螺栓 11.1kN, 作用内压定为 2MPa 3-2) 密封特性对于密封垫片的密封特性, 这里使用 Figure2 所示的装置根据 JISB 2490 进行了评价将从储气罐供给的氦气加压到 2MPa, 通过皂膜流量计对通过套管从密封垫片回收的进行测定 Figure4 所示为实验所得的和密封垫片接触应力的关系密封垫片接触应力最大负荷达约 40MPa, 但因 20MPa 以上时, 过小未能测得数值, 故在数据中没有显示密封垫片压缩橡胶 O 形圈皂膜流量计 (a) 装置照片压板套管 Figure2 密封垫片特性评价试验装置概要华尔卡技术志Winter 2018 (b) 装置概要应力 Figure1 承受四点弯曲力矩的管法兰连接件的力学特性测定实验装置 3. 密封垫片特性变形 Figure3 No.GF300 密封垫片的应力 - 变形特性因为是用于 FEM 应力分析, 所以对密封垫片的压缩特性及密封特性进行评价 3-1) 压缩特性对处于室温下的密封垫片的应力 - 变形特性进行评价 Figure2 所示为用于评价的实验装置概要 19) 法兰的凸面尺寸与 JIS 10K 50A 相当, 通过压缩试验机进行压缩 Figure3 是实验所得的 No.GF300 密封垫片的应力 - 变形关系变形值是由 3 个位移计的平均值所得的压缩量除以初始厚度所得的值密封垫片接触应力 Figure4 - 密封垫片接触应力关系 8

螺栓紧固则通过对各螺栓施加与轴力相当的拉力而实现四点弯曲为在固定配管端部的基础上, 使法兰附近的夹具承受 W/2 的负荷对于内压的影响, 则是使管法兰容器内侧负荷压力法兰及螺栓通过弹塑性元素密封垫片通过 ABAQUS 垫片元素进行建模通过 FEM 分析计算出螺栓轴力法兰法兰颈部应力和密封垫片接触应力分布 5.

#3 和 #4 却会下降其原因是, 当配管弯曲时,#1 #2 侧会因法兰接触面开口而致使螺栓受到拉拽, 从而导致轴力增加相反,#3 #4 侧则在配管弯曲时, 法兰接触面会紧闭, 故而螺栓收缩, 从而导致轴力下降 FEM 分析结果和实验结果完美一致, 充分说明了 FEM 应力分析的妥当性华尔卡技术志Winter 2018

密封垫片接触应力分布 Figure8 所示为从 FEM 应力分析所得的初始紧固时负荷 3500N m 的配管弯曲时及负荷 3500N m 的配管弯曲 + 内压时的密封垫片接触应力分布的等高线图密封垫片外缘的接触应力为零, 这是因为在凸面外侧没有与法兰接触从初始紧固时的密封垫片接触应力分布中我们可以看到, 因法兰旋转所致,

3 承受配管弯曲力矩的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的力学特性评价 4. 有限元 (FEM) 应力分析 Figure5 所示为 Figure1 中所示的承受四点弯曲及内压的带密封垫片的管法兰连接件的 FEM 模型考虑到对称性, 其为 1/4( 轴向 1/2 周向 1/2) 模型螺栓螺母的螺纹省略, 螺母也从六角形简化为相同截面积的圆 Figure6 所示为 FEM 应力分析的边界条件固定各对称面, 螺栓紧固则通过对各螺栓施加与轴力相当的拉力而实现四点弯曲为在固定配管端部的基础上, 使法兰附近的夹具承受 W/2 的负荷对于内压的影响, 则是使管法兰容器内侧负荷压力法兰及螺栓通过弹塑性元素密封垫片通过 ABAQUS 垫片元素进行建模通过 FEM 分析计算出螺栓轴力法兰法兰颈部应力和密封垫片接触应力分布 5. FEM 应力分析结果和实验结果 5-1) 螺栓轴力 Figure7 所示的是 Figure6 中所示的 4 根螺栓各自的轴力变化, 是通过 FEM 应力分析及实验所得的值横轴表示弯曲力矩 M 纵轴表示螺栓轴力实现表示实验结果, 虚线表示 FEM 应力分析结果 #1 和 #2 的螺栓, 当弯曲力矩增加时, 轴力也会随之增加, 但 #3 和 #4 却会下降其原因是, 当配管弯曲时,#1 #2 侧会因法兰接触面开口而致使螺栓受到拉拽, 从而导致轴力增加相反,#3 #4 侧则在配管弯曲时, 法兰接触面会紧闭, 故而螺栓收缩, 从而导致轴力下降 FEM 分析结果和实验结果完美一致, 充分说明了 FEM 应力分析的妥当性华尔卡技术志Winter 2018 螺栓轴力拉拽侧压缩侧螺栓 Figure5 紧固时 Figure6 W/2 管法兰密封垫片管法兰连接件的 FEM 模型螺栓 #4 压缩侧螺栓 #3 螺栓 #2 螺栓 #1 拉拽侧弯曲负荷时 FEM 应力分析的边界条件弯曲力矩 Figure7 从 FEM 应力分析和实验所得的, 承受配管弯曲是的螺栓轴力的变化 5-2) 密封垫片接触应力分布 Figure8 所示为从 FEM 应力分析所得的初始紧固时负荷 3500N m 的配管弯曲时及负荷 3500N m 的配管弯曲 + 内压时的密封垫片接触应力分布的等高线图密封垫片外缘的接触应力为零, 这是因为在凸面外侧没有与法兰接触从初始紧固时的密封垫片接触应力分布中我们可以看到, 因法兰旋转所致, 越是外径侧其接触应力就越高此外, 周向的接触应力倾斜基本没有负荷 3500N m 的弯曲力矩时, 部分 ( 图中为左侧 ) 密封垫片接触应力明显下降 ; 负荷内压时, 密封垫片接触应力进一步下降 Figure9 所示的是, 各阶段接触最外径部 (r=46.05mm) 周向的密封垫片接触应力分布从图中我们可以知道, 当负荷弯曲力矩时, 法兰接触面发生开口, 此时接触应力分布出现了巨大的变化此处, 通过该从 FEM 应力分析所得的密封垫片接触应力分布和 Figure4 中所示的密封特性的关系, 对密封垫片的进行推测 20)-21) Figure10 所示为推测而得的和实验所测得的的值随着弯曲力矩的增加, 9

技术论文也会慢慢增加, 当弯曲力矩超过约 3000N m 时, 会明显增加其原因如 Figure8 所示, 弯曲力矩导致一部分的密封垫片接触应力变为了零的推测值和实验值完美一致, 显示了 FEM 分析及推测方法的妥当性密封垫片接触应力 5-3) 法兰法兰颈部应力 Figure11 显示了产生于法兰颈部的轴向最大主应力和弯曲力矩之间的关系该图中同时记载了根据 ASME 提出的方法计算的值

4 技术论文也会慢慢增加, 当弯曲力矩超过约 3000N m 时, 会明显增加其原因如 Figure8 所示, 弯曲力矩导致一部分的密封垫片接触应力变为了零的推测值和实验值完美一致, 显示了 FEM 分析及推测方法的妥当性密封垫片接触应力 5-3) 法兰法兰颈部应力 Figure11 显示了产生于法兰颈部的轴向最大主应力和弯曲力矩之间的关系该图中同时记载了根据 ASME 提出的方法计算的值 ( 但是,ASME 的值为当弯曲力矩为零时的值 ) 22) 从图中可以知道, 当弯曲力矩增加时, 由实验及 FEM 应力分析所得的法兰颈部应力值也在增加实验结果和 FEM 应力分析结果完美一致, 从而确认了本分析的妥当性初始紧固时拉拽侧压缩测配管弯曲承受配管弯曲时承受内压时 Figure8 由 FEM 应力分析所得的密封垫片接触应力分布法兰法兰颈部应力华弯曲力矩 Figure11 弯曲力矩对法兰颈部应力造成的影响尔卡技术志Winter 考察密封垫片接触应力紧固配管弯曲配管弯曲 + 内压 6-1) 连接件公称直径对螺栓轴力特性造成的影响使用 FEM 应力分析, 对连接件的公称直径对螺栓轴力特性带来的影响进行调查 Figure12 显示的是当装入了 No.GF300 密封垫片的管法兰连接件负荷了弯曲力矩时, 周向角度增加最多的和减少最多的螺栓轴力的变化公称直径定 Figure9 各阶段的接触应力分布为 inch, 条件定为不承受内压纵横为初始螺栓紧固时的螺栓轴力比, 横轴为每根螺栓承受的弯曲力矩紧固时的密封垫片接触应力为 10MPa 承受的最大弯曲力矩 M 定为 3500N m 也就是说, 公称直径越大, 螺栓数 N 越大, 因此 M/N 的最大值就会变小因弯曲力矩而承受拉拽的螺栓的数据以实线表示, 承受压缩 ( 收缩 ) 的螺栓的数据以虚线表示从 Figure12 中我们可以知道, 公称直径越小, 螺栓轴力受到弯曲力矩的影响越大也就是说, 假设承受相同的弯曲力矩时, 则公称直径越小其密封性就越可靠安全 Figure10 弯曲力矩配管弯曲作用下的连接件的比较 10

承受配管弯曲力矩的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的力学特性评价螺栓轴力变化般采用的在垂直方向两侧配置螺栓的条件 ( 模式 A) Figure14(b) 所示的是在垂直位置配置了螺栓的条件 ( 模式 B) Figure15 是各模式下的和弯曲力矩的关系图结果显示, 模式 A 的比模式 B 的小弯曲载荷弯曲载荷 Figure12 每根螺栓的弯曲力矩

5 承受配管弯曲力矩的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的力学特性评价螺栓轴力变化般采用的在垂直方向两侧配置螺栓的条件 ( 模式 A) Figure14(b) 所示的是在垂直位置配置了螺栓的条件 ( 模式 B) Figure15 是各模式下的和弯曲力矩的关系图结果显示, 模式 A 的比模式 B 的小弯曲载荷弯曲载荷 Figure12 每根螺栓的弯曲力矩公称直径对承受弯曲力矩的管法兰连接件的螺栓轴力特性造成的影响华尔卡技术志Winter ) 弯曲力矩和内压承受顺序的影响 Figure13 显示了弯曲力矩和内压的承受顺序对造成的影响分别按 step1 : 紧固 step2 : 承受弯曲力矩 step3 : 承受内压 ( 红色实线 ) 和按 step1 : 紧固 step2 : 承受内压 step3: 负荷弯曲力矩 ( 蓝色实线 ) 的 2 中顺序执行泄漏实验, 其结果如 Figure13 所示纵轴表示, 横轴表示承受的弯曲力矩在弯曲力矩为 3000N m 以上时, 当采用 step2 : 承受内压 step3 : 承受弯曲力矩的顺序时, 虽有些许增加, 但基本上在误差范围以内, 其的差异极小故在本实验中, 未发现弯曲力矩和内压的承受顺序会对造成明显影响模式 A 模式 B Figure14 弯曲力矩作用位置弯曲力矩 Figure15 弯曲力矩作用位置对密封性的影响 7. 结语 Figure13 弯曲力矩弯曲力矩和内压的承受顺序对密封性的影响 6-3) 弯曲力矩作用位置的影响如 Figure14 所示, 针对螺栓配置问题, 对在不同位置承受弯曲力矩时的情况进行研究 Figure14(a) 所示的是一本报通过实验及 FEM 应力分析对承受配管弯曲的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的螺栓轴力法兰颈部应力密封性等的力学特性进行了研究, 并得出了以下结论 (1) 使用 FEM 应力分析, 计算出了承受配管弯曲和内压的 4inch 管法兰连接件的密封垫片接触应力承受配管弯曲时, 接触面的一部分的密封垫片接触应力会下降, 当达到约 3500N m 时, 接触应力将变为零, 将会急剧增大 (2) 通过实验和 FEM 应力分析对承受弯曲力矩时的紧固螺栓轴力进行了评价,FEM 应力分析结果与实验结 11

6 技术论文果完美一致再者, 按每根螺栓的弯曲力矩 M/N 整理后发现, 公称直径越大, 对配管弯曲的抗性越高 (3) 通过由 FEM 应力分析所得的密封垫片接触应力分布和由实验所得的密封垫片的 - 接触应力分布, 对进行了预测其预测结果与实验值基本一致, 因此证明了 FEM 应力分析方法及预测方法的妥当性 (4) 通过对弯曲力矩和内压的承受顺序对密封性的影响进行调查, 发现承受顺序对于并无太大影响 (5) 通过对弯曲力矩作用位置对密封性的影响进行调查, 发现一般采用的螺栓位置 ( 模式 A) 与将螺栓配置在垂直位置的模式 B 相比, 其对于配管弯曲的抗性更好 8. 参考文献 1) T. TAKAKI, K. SATO, Y. YAMANAKA, T. FUKUOKA, Effects of Flange Rotation on the Sealing Performance of Pipe Flange Connections, ASME PVP Vol.478, (2004), pp ) T. SAWA, N. OGATA, T. NISHIDA, Stress Analysis and Determination of Bolted Preload in Pipe Flange Connections with Gasket under Internal pressure, Transactions of the ASME, Journal of Pressure Vessel Technology, Vol.124, (2002), pp ) T. KOBAYASHI, T. NISHIDA, Y. YAMANAKA, Effect of Creep-Relaxation Characteristics of Gaskets on the Bolt Loads of Gasketed Joints, ASME PVP Vol.457, (2003), pp ) 厚生劳动省劳动安全卫生法施行令等的部分修正法令, 政令第 349 号,(2008). 5) 日本华尔卡工业株式会社, 密封垫片, 产品目录 No.YC08,(2016) 6)K. SATO, A. MURAMATSU, T. KOBAYASHI, T. SAWA, FEM Stress Analysis and Sealing Performance of Bolted Flanged Connections using PTFE Blended Gaskets under Internal Pressure, PVP , Proceeding of ASME PVP 2015 Conference, (2015). 7)K. SATO, T. SAWA, T. KOBAYASHI, FEM STRESS ANALYSIS of Long-term Sealing Performance for Bolted Pipe Flange Connections with PTFE Blended Gaskets under Elevated Temperature, PVP , Proceeding of ASME PVP 2016 Conference, (2016). 8)T. SAWA, Y. TAKAGI, K. SATO, Y. OMIYA, H. DOI, Effects of scattered bolt preload on the sealing performance of pipe flange connection with gaskets under external bending moment and internal pressure, PVP , Proceeding of ASME PVP 2012 Conference, (2012). 9)Y. Takagi, H. Torii, T. Sawa, K. Funada, Evaluation of Sealing Performance of Pipe Flange Connection Subjected to External Bending Moments, PVP , Proceeding of ASME PVP 2009 Conference, (2009). 10)F. Ando, T. Sawa, M. Ikeda, and T. Furuya, Assessing Leakage of Bolted Flanged Joints under Internal Pressure and External Bending Moment, Proceeding of ASME PVP 1998 Conference, 376, pp.39-44, (1998). 华11)TTRL Tightness Testing and Research Laboratory, Room temperature external bending moment tightness test (ROBT)on the selco seal 4 cl 150 lb 316SS/GORE- TEX gasket style, )W. J. Koves, Analysis of Flange Joints Under External loads, Journal of Pressure Vessel Technology, Vol.118, pp59-63,(1996). 13)W. J. Koves, Design for Leakage in Flange Joints under External Loads PVP , Proceeding of ASME PVP 2005 Conference, (2005). 14)E. C. Rodabaugh, S. E. Moore, Evaluation of the Bolting and Flanges of ANSI B16.5 Flanged Joints ASME Part A Design Rules,(1976). 15)C. J. Dekker, H. J. Brink, External flange loads and Koves -method, International Journal of Pressure Vessels and Piping, Vol.79, pp , (2002). 16)W. Brown, Improved Analysis of External Loads on Flanged Joints PVP , Proceeding of ASME PVP 2013 Conference, (2013). 17)ANSI/ASME B 16.5, Pipe Flanges and Flanged Fittings, (1996). 18) 日本工业标准 JIS B 2251 法兰接头紧固方法,(2008). 19)Japanese Industrial Standards. JIS B 2490 Test method for sealing behavior of gaskets for pipe flanges, (2008). 20)Y. OMIYA, T. SAWA, Y. TAKAGI, Stress Analysis and Design of Bolted Flange Connections under Internal Pressure, PVP , Proceeding of ASME PVP 2014 Conference, (2014). 尔卡技术志Winter

7 承受配管弯曲力矩的带 PTFE 密封垫片的管法兰连接件的力学特性评价 21)Y. OMIYA, T. SAWA, Stress Analysis and Sealing Performance Evaluation of Bolted Pipe Flange Connections with Smaller and Larger Nominal Diameter under Repeated Temperature Changes, PVP , Proceeding of ASME PVP 2014 Conference, (2014). 22)ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section Ⅷ Division 1 Rules for construction of Pressure Vessels App.2, (2004). 佐藤广嗣研究开发本部第 1 商品开发部泽俊行广岛大学森本吏一三菱化学株式会社小林隆志沼津工业高等专科学校元野雄太商品开发部华研究开发本部第 1 尔卡技术志Winter

寄语日本华尔卡工业株式会社代表取缔役社长兼 CEO 泷泽利一值此 2018 年初春之际, 在此敬贺诸位新年快乐! 深深感谢各位读者长期以来对本刊物的爱戴与支持在多方的支持之下, 本公司的技术志也迎来了创刊 60 周年对于各位用户和读者长年以来的协助和帮助, 谨在此致以诚挚的谢意今后, 我们

寄语日本华尔卡工业株式会社代表取缔役社长兼 CEO 泷泽利一值此 2018 年初春之际, 在此敬贺诸位新年快乐! 深深感谢各位读者长期以来对本刊物的爱戴与支持在多方的支持之下, 本公司的技术志也迎来了创刊 60 周年对于各位用户和读者长年以来的协助和帮助, 谨在此致以诚挚的谢意今后, 我们寄语日本华尔卡工业株式会社代表取缔役社长兼 CEO 泷泽利一值此 2018 年初春之际, 在此敬贺诸位新年快乐! 深深感谢各位读者长期以来对本刊物的爱戴与支持在多方的支持之下, 本公司的技术志也迎来了创刊 60 周年对于各位用户和读者长年以来的协助和帮助, 谨在此致以诚挚的谢意今后, 我们还将继续以在过往积累的独创性技术基础上进一步发展出的密封工程服务为主轴, 通过本公司华尔卡技术志Winter