Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Основы герметичности разъемных соединений 19
1.1. Герметичность разъемных соединений 19
1.2. Конструкции разъемных герметичных соединений
1.2.1. Неподвижные разъемные соединения 24
1.2.2. Сальниковые разъемные соединения 34
1.3. Уплотняющие элементы 40
1.3.1. Типы уплотняющих элементов 40
1.3.2. Материалы, применяемые для уплотнительных элементов 45
1.3.3. Физико-механические свойства фторопластов, применяемых в качестве конструкционного и уплотнительного материала 48
1.4. Методы расчета разъемных соединений на герметичность 65
1.5. Выводы по главе 1 77
ГЛАВА П. Анализ влияния условий эксплуатации на физико-механические характеристики прокладочных материалов на примере фторопласта
2.1. Стандартное определение модуля упругости полимерных материалов и его зависимость от температуры для фторопласта-4 78
2.2 Влияние удельной нагрузки (напряжения) на значение деформационных характеристик прокладочных материалов 81
2.2.1 Сжатие образца 84
2.2.2. Растяжение образца 94
2.3. Ползучесть прокладочных материалов 95
2.3.1. Напряженно-деформированное состояние прокладки и выбор теории пластичности для описания этого состояния
2.3.2. Определение коэффициента и показателя ползучести для фторопласта-4 105
2.3.2.1. Образцы сжаты постоянной нагрузкой q, время выдержки доЮОООчасов 106
2.3.2.2. Образцы растянуты под действием определенного (постоянного) напряжения ст, время выдержки до 10000 часов 112
2.4. Влияние цикличности нагружения на остаточную деформацию прокладки 117
2.5. Диффузионная проницаемость фторполимеров 128
2.6. Выводы по главе 2 133
ГЛАВА III. Условие герметичности сопрягаемых фторопластовых поверхностей 136
3.1. Осевая деформация микровыступов сопрягаемых поверхностей 138
3.1.1. Сопряжение стальной и фторопластовой поверхностей 146
3.1.2. Сопряжение двух фторопластовых поверхностей 148
3.2. Исследование условий герметичности сопряжения двух поверхностей 151
3.2.1. Аналитические исследования на принятых моделях 151
3.2.1.1. Фильтрационная модель 152
3.2.1.2. Модель сопряжения двух одинаковых плоских поверхностей
3.2.2. Экспериментальное исследование условий герметичности соединений с уплотнениями, выполненными из фторопласта-4 163
3.3. Течение газовых сред в малых зазорах 172
3.4. Экспериментальное исследование влияния кольцевых канавок на величину утечки уплотняемой среды 175
3.5. Оценка влияния структуры фторопласта для уплотнительного элемента на герметичность соединения 179
3.6. Выводы по главе 3 182
ГЛАВА IV. Особенности расчета и конструирования разъемных соединений с у плотните льными элементами из прокладочных материалов и влияние условий эксплуатации на их работу 185
4.1. Воібор конструктивных параметров уплотнительных элементов и их влияние на работу соединения 187
4.1.1. Выбор ширины прокладки 188
4.1.2. Применение ограничительных колец и их влияние на работу соединения 193
4.2. Учет переменных значений модулей сжатия и восстановления при расчете отдельных параметров герметичных разъемных соединений 205
4.2.1. Определение силы затяжки крепежных элементов герметичного разъемного соединения 207
4.2.2. Расчет режимов затяжки резьбовых крепежных элементов разъемных герметичных соединений 210
4.2.2.1. Однообходньтй режим затяжки 211
4.2.2.2. Пообходно-уравнительный режим затяжки 213
4.3. Оценка влияния релаксации напряжения в элементах
разъемного соединения на величину их нагружения 215
4.4. Оценка влияния изменения температуры уплотняемой среды на работу разъемного герметичного соединения 219
4.5. Оценка влияния цикличности изменения нагрузки на работу разъемного герметичного соединения 221
4.5.1. Влияние колебания давления уплотняемой среды 222
4.5.2. Влияние колебания рабочей температуры уплотняемой среды 224
4.6. Выводы по главе 4 226
ГЛАВА V. Узлы герметизации сальниковых соединений с фторопластовыми уплотнительными элементами 229
5.1. Соотношение удельных нагрузок на внешнем и внутреннем контурах кольцевого элемента, нагруженного осевой силой 230
5.2. Сальниковые уплотнения 238
5.3. Сальниковые уплотнения с «мягкой» набивкой 245
5.4. Экспериментальная оценка коэффициента бокового давления сальниковой набивки 255
5.5. Определение деформации сальниковых набивок при их сжатии и восстановлении 266
5.6. Утечка уплотняемой среды
через сальниковые набивки 271
5.7. Выводы по главе 5 279
ГЛАВА VI. Применение фторопласта-4 при создании технологического оборудования 283
6.1. Разработка и исследование уплотнительных узлов шарового крана 283
0.1.1. Выбор материалов для уплотнительных узлов шарового крана 283
6.1.2. Силовой анализ шарового крана 284
6.1.3. Обеспечение постоянного крутящего момента при повороте шаровой пробки крана 297
6.2. Сальниковое уплотнение центробежного насоса 300
6.3. Особенности силового анализа разъемных герметичных соединений оборудования, выполненного из фторопласта 307
6.3.1. Осевая податливость фторопластовой крышки аппарата, работающего под давлением 309
6.3.2. Фторопластовый аппарат, выполненный из царг с индивидуальными крепежными элементами (рис. 6.10,6) 312
6.3.3. Фторопластовый аппарат, выполненный из царг, скрепленных сквозными стяжками (рис. 6.10, а) 314
6.3.4. Влияние температуры рабочей среды на изменение нагрузки в элементах фторопластового аппарата 315
6.4. Разъемный штуцер для фторопластовой аппаратуры 316
6.4.1. Силовой анализ штуцерного соединения 318
6.4.2. Экспериментальное исследование работы штуцерного соединения 324
6.5. Конструирование бугельного
герметичного соединения 327
6.6. Выводы по главе 6 333
Основные выьоды и рекомендации 335
Список литературы
- Конструкции разъемных герметичных соединений
- Влияние удельной нагрузки (напряжения) на значение деформационных характеристик прокладочных материалов
- Экспериментальное исследование условий герметичности соединений с уплотнениями, выполненными из фторопласта-4
- Определение деформации сальниковых набивок при их сжатии и восстановлении
Введение к работе
Актуальность работы. В герметичных системах уплотнений, применяемых в оборудовании химической и ряда других отраслей промышленности, используются разъемные соединения, от работоспособности которых зависят предельные значения рабочих давлений и качество работы оборудования в целом. При выходе из строя узла или системы уплотнения агрегат перестает быть работоспособным, увеличивается опасность возникновения аварии, которая может привести к человеческим жертвам и к экологическим катастрофам. Нарушение герметичности ведет к нарушению технологии процесса, снижению качества получаемого продукта, к потере сырья и удорожанию выпускаемой продукции.
Однако до сих пор при расчете узлов уплотнений оборудования на герметичность не учитывается ряд важных факторов. Это относится, прежде всего, ко всем уплотнениям, выполненным из материалов, у которых модуль упругости зависит от величины и вида нагружения, а при расчетах принимается как постоянная величина. К таким материалам относятся фторопласты, терморасширенный графит и др. К ним можно отнести и металлические прокладки, работающие за пределами упругости.
Изложенное делает вопросы совершенствования конструкций и методов расчета уплотнений актуальными в практическом и в научном плане.
Совокупность излагаемых в работе научных положений, идей и практических результатов составляют новое направление в области теоретических и практических методов обеспечения герметичности разъемных соединений по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с уплотнением из материалов с зависящими от нагрузки физико-механическими свойствами как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации.
Выполненные исследования направлены на решение общей проблемы совершенствования узлов уплотнений и методов их расчета на герметичность.
В настоящей работе изложены полученные автором в рамках этой проблемы научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с учетом указанных особенностей материалов уплотнительных элементов (прежде всего, на примере наиболее распространенного фторопласта-4).
Цель работы - обосновать теоретически и подтвердить практически
полученные рекомендации по расчету и конструированию разъемных
герметичных соединений оборудования с уплотнителями из материалов, деформационные характеристики которых зависят от нагрузки.
Для достижения этой цели необходимо было решить следующие задачи:
- определить группу материалов, деформационные характеристики которых зависят от величины и вида нагружения: сжатия или восстановления;
учесть интенсивность изменения деформации этой группы материалов от нагрузки при сжатии и при восстановлении введением специальных мгновенных модуля сжатия и модуля восстановления;
установить зависимость модулей сжатия и восстановления, а также нагрузки на прокладку и на крепежные элементы от условия размещения прокладки в соединении;
сформулировать физическое представление о механизме ползучести указанных прокладочных материалов;
исследовать влияние цикличности изменения нагрузки на работоспособность герметичного соединения с пластичной прокладкой;
- аналитически определить и экспериментально подтвердить условия
герметичности сопрягаемых уплотняющих поверхностей (выражение для
определения утечки среды) в зависимости от давления среды, удельной
нагрузки на уплотняющие поверхности и ширины их зоны контакта;
разработать математическую модель работы уплотнения и установить рациональную, исходя из герметичности и материалоемкости соединения, ширину уплотнительной прокладки и зону ее размещения между фланцами;
установить условия деформации кольцевого уплотнительного элемента при различных способах его размещения между фланцами;
создать экспериментальный комплекс для исследования деформационных характеристик сальниковых набивок (коэффициента бокового давления, модулей сжатия и восстановления, коэффициента трения), получить уравнения для определения этих параметров для отдельных типов набивок;
разработать методику и создать экспериментальную установку для оценки проницаемости сальниковых набивок, и экспериментально получить значения коэффициентов проницаемости для отдельных типов набивок;
- разработать методики расчета для различных разъемных герметичных
соединений на основании результатов исследований.
Научная новизна:
впервые установлена группа материалов, для которых интенсивность изменения деформации от нагрузки зависит от величины и характера нагружения;
впервые предложено оценивать эту интенсивность модулями (мгновенными) сжатия и восстановления. Установлено, что модули и, следовательно, нагрузка на прокладку и на крепежные элементы, зависят от условия размещения прокладки в соединении. Для фторопласта-4 получены выражения для оценки модулей сжатия и восстановления в зависимости от температуры, величины и характера нагружения. Впервые разработаны методы расчета отдельных параметров герметичных разъемных соединений с учетом модулей сжатия и восстановления;
- впервые предложена математическая модель уплотнения для определения
рациональной с точки зрения герметичности и материалоемкости ширины
уплотнительной прокладки и зоны ее размещения;
- впервые разработаны расчетные выражения для оценки условий
деформации сальниковой набивки, нагруженной осевой силой. Установлено, что
при осевом сжатии набивки радиальная деформация ее происходит в
основном по наружному контуру. В замкнутом объеме значение радиальной
нагрузки на внутреннем контуре элемента превышает ее значение на наружном
контуре в зависимости от величины коэффициента Пуассона материала набивки;
- впервые проведено исследование условий герметичности разъемных
соединений с сопрягаемыми уплотняющими поверхностями. Получено
выражение для оценки герметичности разъемных соединений с пластичной
прокладкой. Установлено, что дисперсность фторопласта влияет на
герметизирующую способность уплотнителя;
- разработана методика расчета и конструирования фланцевого соединения
с опорным элементом, установленным параллельно уплотнительной прокладке,
осевая жесткость которого превышает осевую жесткость самой прокладки;
- впервые установлено, что часть толщины сопрягаемых уплотняющих
элементов разъемного герметичного соединения в рабочих условиях частично
нагружается и частично разгружается. Получены выражения для оценки
изменения нагрузок на уплотняющих элементах.
Практическая значимость. Разработаны методы оценки деформационных характеристик, зависящих от величины и вида нагружения для материалов, обладающих такими свойствами.
Установлена зависимость модулей сжатия и восстановления, а также нагрузок на прокладку и на крепежные элементы от способа размещения прокладки в соединении.
Получены уравнения для определения влияния циклического изменения нагрузки на значение остаточной деформации и высоту прокладки.
Получено выражение для определения рациональной ширины прокладки и рекомендации по ее размещению для снижения материалоемкости и повышения эффективности (долговечности) соединения.
Разработан узел фланцевого соединения с размещенным параллельно прокладке опорным элементом, выполненным из более жесткого, чем прокладка материала, повыщающий срок службы соединения. Получены уравнения для расчета соединения.
Установлено, что радиальная деформация кольцевого уплотняющего элемента, находящегося под осевой нагрузкой и без радиального ограничения происходит в основном по наружному его контуру.
Получены расчетные выражения для определения модулей сжатия и восстановления фторопласта-4 в зависимости от температуры, величины, продолжительности и вида нагружения.
Получено выражение для расчета влияния ползучести на работу разъемного соединения с пластичным уплотнительным элементом. Для фторопласта-4 определено значение параметров, входящих в это выражение.
Получено уравнение для оценки утечки уплотняемой среды в зависимости от удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления среды. По результатам экспериментальных исследований получено выражение для определения утечки на уплотняющих фторопластовых поверхностях.
Получено уравнение для определения изменения осевой нагрузки по высоте набивки. Установлено, что значение радиальной нагрузки на внутреннем контуре сальниковой набивки превышает ее значение на наружном контуре на величину, зависящую от коэффициента Пуассона. Разработаны методики исследования для определения коэффициентов бокового давления и проницаемости набивок.
Получены выражения для расчета узлов соединения царг составного аппарата во фторопластовом исполнении.
Разработаны эффективные конструкции сальниковых уплотнений.
Разработаны методики расчета и конструирования шарового крана, бугельного соединения, разъемного штуцера для крышки фторопластового оборудования, повышающие эффективность соединений с точки зрения увеличения срока службы до ремонта.
Реализация результатов работы. В 1998 году в ЗАО «МЕТАФЛОН», занимающимся изготовлением изделий из фторопластов в г. Кирово-Чепецк, было внедрено производство центробежного консольного фторопластового насоса ФК-8/18/14П, оболочка сальниковой камеры которого выполнена двухслойной.
Конструкция герметичного фланцевого соединения с фторопластовой прокладкой и дополнительным опорным кольцом вместе с методикой его расчета и проектирования была внедрена в 2000 году в ООО «ЭНЕРГОНАЛАДКА С+», занимающимся монтажом трубопроводной арматуры и котельного оборудования.
Методика «Расчет и проектирование шарового крана, работающего под повышенным давлением» была внедрена в 2001 году в ООО «ИК Энерпред-Ярдос», занимающимся разработкой, изготовлением и поставкой шаровых кранов в широком диапазоне по диаметру условного прохода и давлению;
Конструкция разъемного штуцера для оборудования, выполненного из фторопласта-4, работающего под повышенным давлением, внедрена на «Казанском заводе малотоннажной химии» в 2004 году.
Технические условия ТУ 2248-009-22955745-2009 «Узлы трубопроводов, футерованные фторопластом» внедрены в производство в ООО ПКП "МИТО" г. Кирово-Чепецк в 2009 г., содержащие методику расчета футерованных фторопластом-4 фланцевых соединений труб на герметичность с учетом модулей сжатия и восстановления материала, зависящих от величины и вида нагружения.
Методика «Расчет силовых и геометрических параметров бугельного герметичного соединения» внедрена на предприятии ОАО ИркутскНИИхиммаш в 2010 г.
Автор защищает:
- научно обоснованные технические решения по совершенствованию узлов уплотнений и методики их расчета на герметичность с учетом переменности
физико-механических свойств материалов уплотнительных элементов (прежде всего, на примере наиболее распространенного фторопласта-4) как на стадии их конструирования, так и в процессе эксплуатации;
- методики и результаты исследований физико-механических характеристик
уплотнительных элементов, выполненных из материалов, у которых эти
характеристики зависят от вида и величины нагружения;
условие деформации кольцевого уплотнительного элемента под действием осевой нагрузки;
методику и результаты исследований условий герметичности сопрягаемых фторопластовых поверхностей;
методику определения коэффициентов бокового давления и проницаемости сальниковых набивок;
новые технические решения при конструировании сальниковых уплотнений и уравнения для расчета двухслойной сальниковой коробки, обеспечивающую заданное усилие нагружения набивки сальника;
методики расчета и конструирования новых видов шарового крана, бугельного соединения и разъемного штуцера для оборудования из низкомодульных материалов;
условие деформаций двух сопрягаемых уплотняющих элементов разъемного герметичного соединения и выражения для оценки их коэффициентов осевой податливости.
Апробация работы. Результаты работы докладывались на Всесоюзной конференции «Повышение качества герметизирующих соединений», г. Пенза, 1989 г.; на Всесоюзном совещании «Повышение эффективности и надежности машин и аппаратов в основной химии», г. Сумы, 1989 г.; на конференции «Управление качеством уплотнений и метрологическое обеспечение процессов механообработки», г. Пенза, 1991 г.; на семинаре Международной выставки «БЕЛХИМИЯ-94» «Применение фторопластов в различных отраслях промышленности», г. Минск, 1994 г; на X конференции по химии высокочистых веществ, г. Нижний Новгород, 1995г.; на второй Всероссийской конференции Уплотнительная Техника, г. Москва, 2007г.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 24 работы; сделано 7 докладов с их изданием в трудах конференций; получено 7 патентов РФ и авторских свидетельств СССР. В изданиях, учитываемых ВАК представлено 26 публикаций.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов, списка литературных источников и приложения. Работа изложена на 353 страницах основного текста, содержит 115 рисунков, 38 таблиц, список литературы из 225 наименований.
Конструкции разъемных герметичных соединений
Разъемное герметичное соединение (РГС), в общем случае, используется для того, чтобы при наличии двух разделенных объемов исключить возможность перемещения вещества из одного объема в другой или обеспечить количество перетекаемого вещества, не превышающего заданную величину.
Многообразие видов оборудования, условий их работы, различие в рабочих параметрах (давление, температура, цикличность) и свойствах уплотняемой среды (жидкости, газы) привело к возникновению множества различных типов и конструкций РГС, т.к. для каждого конкретного случая требуется определенная конструкция уплотнительного узла, соответствующая требованиям, предъявляемым к оборудованию.
В. связи с Э1ям полной стандартизованной классификации РГС, устанавливающей их иерархическую зависимость, системы индексации кодирования пока не создано. Однако сложилась определенная система понятий и терминов, используемых в научно-технической литературе, технической документации и производственной сфере. Существует определенная структура кодирования лишь некоторых видов уплотнений.
Основное общепринятое деление РГС — на неподвижные и подвижные соединения, г. к. условия их работы принципиально различны. Если неподвижные соединения можно считать статическими, то при наличии относительного движения элементов соединения существенным фактором, определяющим их работоспособность, является сила трения. На основании анализа существующих в научно-технической литературе рекомендаций по і яассификации РГС, а также наших специальных исследований, нами было сформулировано предложение по классификации подвижных и неподвижных РГС. Однако основное направление наших исследований — это неподвижные РГС.
Требования к разъемным герметичным соединениям связаны со спецификой работы аппарата и экономическими соображениями. Они должны обеспечивать: простоту конструкции, удобство и легкость монтажа и демонтажа, технологичность изготовления деталей соединения и многократность их использования, минимальное влияние агрессивных свойств рабочей среды на его герметичность.
Наиболее широкое применение в промышленности получили неподвижные РГС. И хотя в силу статики их работы они обеспечивают высокий уровень герметичности, основную долю утечек (около 90%) в общий баланс вносят из-за их массовости именно неподвижные РГС. Например, в единичном агрегате получения синтетического аммиака производительностью 1360 т/сут. содержится около 15000 единиц неподвижных РГС. Количество подвижных - у насосов и компрессоров исчисляется единицами. Поэтому повышенное внимание необходимо уделять неподвижным соединениям, схема классификации которых представлена на рис. 1.3 /30/. По механическим свойствам материала уплотнителя все неподвижные РГС могут быть отнесены к РГС с пластичным уплотнителем или с упругим уплотнением. По Неподвижные разъемные герметичные соединения
В соединениях с пластичным уплотнителем используют прокладку, выполненную из материала, предел текучести которого значительно меньше предела текучести материала замыкающих ее деталей. При сборке соединения (при затяжке крепежных деталей) прокладка доводится до пластического состояния и, деформируясь пластически, заполняет все макро- и микронеровности на замыкающих ее поверхностях. Применение мягкой прокладки снижает гребования к точности изготовления и шероховатости замыкающих ее поверхностей, что существенно повышает герметичность соединения и снижает его стоимость. Однако при колебаниях температуры вследствие различия коэффициентов линейного расширения материалов прокладки и сопрягаемых с ней деталей возможно нарушение герметичности соединения. К недостаткам таких соединений следует также отнести и однократность применения прокладки.
При использовании прокладки важен способ ее установки между фланцами. На рис. 1.4 представлены условия размещения прокладки между фланцами и основные конструктивные формы их уплотнительных поверхностей. На рис. 1.4 а прокладка установлена между плоскими ушютнительными поверхностями фланцев без радиальных ограничений, на рис. 1.4 б - с внешним радиальным ограничением между выступом и впадиной фланцев и на рис. 1.4 в - в замкнутом объеме между шипом и пазом фланцев.
У неподвижных РГС с упругим уплотнением предел текучести материала уплотнителя близок по значению к пределу текучести материала замыкающих уплотнитель фланцев или уплотнитель оте) гствует и герметичность обеспечивается за счет упругого контакта торцевых соприкасающихся поверхностей фланцев.
Т.к. в этих соединениях уплотняющие поверхности не доводятся до пластического состояния, а работают упруго, то, для обеспечения герметичности требуется высокая точность изготовления и чистота обработки сопрягаемых (герметизирующих) поверхностей РГС, что отражается на стоимости оборудования. Материалы уплотнительного узла имеют примерно одинаковое значение коэффициента термического расширения и эти соединения мало чувствительны к колебаниям температуры рабочей среды. В результате упругого контакта уплотняющих поверхностей отсутствуют заметные остаточные деформации, что позволяет многократно использовать эти соединения без дополнительной доводки.
Для уменьшения предварительной нагрузки на крепежные детали уплотняющие поверхности дел, нот коническими (рис. 1.5 а). В этом случае требуемая для герметизации нормальная нагрузка на сопрягаемые поверхности обеспечивается при меньшей осевой силе (см. схему силового равновесия на рис. 1.5 б). Если сравнить соединения с одинаковыми расчетными параметрами (с коническим и плоским упругим уплотнением), то при значении угла конуса Р = 10 и угле трения в коническом сопряжении р = 7 для конического уплотнения потребуется сила предварительного нагружения уплотняющих поверхностей в 3,6 раза меньшая, чем для плоского уплотнения.
По конструкции неподвижные РГС отличаются силовыми узлами, обеспечивающими предварительное обжатие уплотнительного элемента и прочность РГС при максимальной нагрузке.
Фланцевые соединения широко применяют в технике во всех отраслях промышленности - в оборудовании и для соединения трубопроводных магистралей. Они состоят из фланцев, стяжных резьбовых деталей, достигающих в диаметре 200 мм и более в зависимости от размеров фланцев. В большинстве случаев эти соединения включают уплотнительный элемент, который помещается между фланцами и может быть как пластичным (рис. 1.4 а, б, в), так и упругим (рис. 1.4 г). Отдельные конструкции этих соединений обеспечивают герметичность и в случае небольших угловых перекосов фланцев или при несоосных соединениях стыкуемых элементов, например, за счет применения уплотнительных поверхностей типа конус-сфера и гаек со сферическими опорными поверхностями (рис. 1.6 а) или с помощью комплекта прокладок, имеющих скос уплотнительных поверхностей (рис. 1.6 в). Для соединений трубопровода при высоких давлениях применяют /129/ соединение с упругим линзовым кольцом (рис. 1.6 6), обеспечивающим одновременно с компенсацией углового
Влияние удельной нагрузки (напряжения) на значение деформационных характеристик прокладочных материалов
Модуль упругости определяется как мера жесткости материала, характеризующаяся сопротивлением развитию упругих деформаций /127/. Стандартное определение модуля упругости при сжатии или растяжении для полимерных материалов по ГОСТ 9550-81 /127/ заключается в определении его как отношения приращения напряжения к соответствующему приращению относительной деформации сжатия или растяжения.
Для проведения испытаний применяют образцы, база измерения деформации которых должна составлять не менее 10 мм и не более 2/3 высоты образца при измерении прибором, установленным на образце. Исследуют три образца, для анизотропных материалов — по три образца в каждом из выбранных направлений.
Перед испытаниями образцы выдерживают в стандартной атмосфере не менее 16 часов, замеряют геометрические размеры и устанавливают в машину для проведения испытаний на опорных площадках так, чтобы продольная ось образца совпадала с направлением действия силы. Устанавливают прибор для замера деформации, имеющий погрешность измерения не более 0,002 мм. Деформацию при сжатии определяют измерением расстояния между площадками. Испытания проводят при температуре (23 ± 2)С и относительной влажности (50 ± 5)%.
Образец нагружают со скоростью схождения площадок испытательной машины, обеспечивающей скорость деформации образца (1,0 ± 0,5)% в минуту, до деформации 0,5%. Если образец разрушается до достижения остаточной деформации, нагрузка осуществляется до меньшей величины деформации.
Для обработки результатов строят диаграмму, по которой определяют значение нагрузки, соответствующей величинам относительной деформации 0,1 и 0,3%. Допускается меньшее значение относительной деформации образца. Модуль упругости при сжатии Ес в МПа вычисляют по формуле: (F2 - F,)h0 Ее = Ао (Ah2 - Ah,) , где Fi и FT - нагрузки, соответствующие величинам относительной деформации 0,1 и 0,3% соответственно, ho и Ао — начальные значения высоты и площади поперечного сечения образца, мм и мм соответственно, Ah, и Ah2 — изменение высоты образцов, соответствующие нагрузкам Fi и F2 соответственно, мм.
За результат испытания берут среднее арифметическое значение всех параллельных определений.
Если принять, что Fj/ Ао = qi и F2/ Ао = (\ї, Ahi/ ho = є, и Ah2/ ho = s2. то выражение для определения модуля упругости будет выглядеть следующим образом: 42 Ф А Ч Ес = = є2 - Єї А Є Таким образом, для определения модуля упругости по ГОСТ 9550-81 /127/ берется интервал нагружения со значительной разницей величины между началом и концом интервала A q и соответствующая им разница относительной деформации А є. Полученное по расчету среднеарифметическое значение трех определений модуля упругости считается как постоянная величина для данного материала. Подобным образом определяется и модуль упругости при растяжении. Такое определение модуля упругости довольно приближенное для полимерных материалов, у которых зависимость удельной нагрузки от относительной деформации имеет явно выраженный криволинейный характер.
Существенное влияние на модуль упругости оказывает температура /75, 126, 131/. Нарис. 2.1. (кривая 1) представлена зависимость модуля упругости при сжатии. Эту зависимость с достаточной для практического применения точностью можно выразить уравнениями: Е, МПам -50 0 50 100 t,C Рис. 2.1. Зависимость модуля упругости фторопласта-4 от температуры. 0,667 при t 0и С при t 0 С Есж= 1100 -48,3 t Есж= 928,1 ехр (-0,017 t) (2.1) (2.2) Зависимость 2 (рис.2.1) получена для оценки значения модуля упругости при изгибе от температуры. Эта зависимость с приемлемой точностью может быть выражена уравнениями: при t 0 С Е„ = 800 - 8,3 t (2.3) при t 0 С E„ = 699exp(-0,015t) (2.4) В выражениях (2.1) - (2.4) Есж и Еи в МПа и температура t в С. Эти выражения справедливы в интервале температур t = — 60 — + 120 С.
Уравнения (2.1) и (2.2) получены для незакаленных образцов, уравнения (2.3) и (2.4) - для закаленных. Связь между модулями упругости (при растяжении) закаленного Езк и незакаленного ЕНЗк образцов представлена их отношением /91/ Езк / Е„зк = 1,14 + 0,0049 (Т - 273). Здесь Т - абсолютная температура.
Влияние удельной нагрузки (напряжения) на значение деформационных характеристик прокладочных материалов. Из анализа литературных источников было установлено, что группа материалов, таких как резина, графіїг, терморасширенный графит (ТРГ), фторошгаст-4, композиции на его основе и другие, имеют нелинейную зависимость относительной деформации от удельной нагрузки. Следовательно их модули упругости также нелинейны и зависят от величины нагрузки. На рис. 2.2, 2.4, 2.5 и 2.6 представлены указанные зависимости для некоторых материалов.
На рис. 2.2 приведена зависимость удельного давления обжатия резинового кольца от степени сжатия /151/. Для опрекделения этой зависимости были испытаны резиновые кольца круглого сечения с внутренними диаметрами 104 10" , 56 10" и 52 10" м, диаметры поперечного сечения были соответственно 14 10" , 4 10" и 7,5 10" м. Кольца изготовлялись из резин с твердостью 40, 45, 50, 55 и 60 ед. Из полученных результатов /151/ следует, что зависимость удельного давления на резиновое кольцо от степени его относительной деформации нелинейна и характерна для колец различных размеров, изготовленных из резни
Экспериментальное исследование условий герметичности соединений с уплотнениями, выполненными из фторопласта-4
Цикличность изменения нагрузки влияет на герметичность разъемных соединений особенно при использовании уплотнительных элементов (прокладок, сальниковых набивок), выполненных из полимерных материалов и, в частности, из фторопласта-4. Под действием приложенной к рассматриваемому элементу нагрузки происходит его деформация. Значение этой деформации зависит от величины нагрузки и физико-механических свойств материала элемента. В общем виде (на примере стального нагружаемого элемента) зависимость деформации от нагрузки (напряжения) при растяжении элемента имеет два ярко выраженных участка: упругой деформации и пластической (упруго-пластичесхой) деформации. Уменьшение напряжения ст в этом случае при разгрузке пропорционально снижению относительной деформации є, причём коэффициент пропорциональности тот же, что и в начальной стадии нагружения /102/. При вторичном нагружении растяжением после разгрузки диаграмма растяжения совпадает с диаграммой разгрузки на всем её протяжении, а затем она сливается с диаграммой первичной нагрузки в зоне упруго-пластических деформаций.
Характер изменения деформации от нагрузки для рассматриваемых материалов существенно отличается, т.к. имеет свои особенности: кривые зависимости при нагружении и разгрузке практически не имеют прямолинейного участка (см. рис. 2.6).
Основной объем известной информации посвящен, как правило, условиям растяжения. Это связано с тем, что экспериментальное осуществление одноосного сжатия более сложно, чем одноосного растяжения/96, 97/.
В герметичном разъемном соединении прокладка нагружена до пластической деформации и, следовательно, при разгрузке имеет остаточную деформацию. Цикличность нагружения соединения сопровождается увеличением и уменьшением нагрузки на прокладку и при завершении каждого цикла возникает своя остаточная деформация. Увеличение остаточной деформации приводит к уменьшению прокладки по толщине, что при работе может быть причиной нарушения герметичности соединения.
Рассмотрим общий случай цикличного изменения нагрузки на уплотгительный элемент, когда каждому циклу нагружения соответствует своя величина нагрузки.
Различие в характере зависимостей q = f(e) при сжатии и восстановлении элементов, выполненных из рассматриваемых материалов, является основной причиной возникновения остаточной деформации.
Высота элемента после первого нагружения hi =h(l — qi /Есж) Высота элемента после первой разгрузки до q = О Ьцо) = hi + hi (qi / Евс) = h (1 + q, / EBC)(1 - qi /Есж) Остаточная деформация элемента после первой разгрузки до q = О Ah1 = h-h1(0) = h[l-(l+q,/EBC)(l-q1/Ec I()]
При повторных нагружениях (см. рис. 2.6) деформация начинается с точки, характеризующей остаточную деформацию после предьщушего нагружения. В этом случае время между окончанием разгрузки и началом нового нагружения равно нулю. Принимаем, что характер зависимости деформации от нагрузки подчиняется общему закону нагружения и разгрузки (выражения 2.8 и 2.10).
Высота элемента после второго нагружения h2 = hUo) (1 - 42 / Есж) = h (1 - qi / Есж)(1 + qi / Евс) (1 - q2 / Есж) Высота элемента после второй разгрузки до q = 0 h2(0) = h2 (1 + q2 / Евс) = h (1 - qi / Есж ) (1 + qi / EBC)(1 - q2/ Есж) (1 + q2 / EBC) Остаточная деформация элемента после второй разгрузки до q = 0 Ah2 = h- h2(o) = h[l-(l-q,/EC5K)(l+qi/EBC)(l-q2/Ec K)(l+q2/EHC)] Высота элемента после третьего нагружения 119 пз = h2(o) (1 - Яз / Есж) = h (1- qi / Есж )(1 + qi / Евс)(1- q2 / Есж ) (1 + q2 /Евс )(1- q3 / Есж ) Высота элемента после третьей разгрузки до q = О Ьз(0)= h3 (1+ яз / Евс) = h (1 - qi /Есж)(1 + qi /EBC) (l-q2 / Есж )(1 +q2 /E8C ) (1- q3 / Есж )(1 +q3 / EBC) Остаточная деформация элемента после третьей разгрузки до q = О Ah3 = h [ 1 - ( 1 - qi / Есж )(1 + qi /Евс) ( 1 - 42 / Есж)(1 + q2/EBC) (1 - q3 / Есж)(1 + q3 / Евс)] Остаточная д, формация после N - ого нагружения (в общем виде) j = N ДЬ = h [І-ПСІ + сь/Евс) (1-Я,/ЕСЖ)] J = I Разделив правую и левую части полученного уравнения на исходную толщину h, получим относительную остаточную деформацию после завершения N циклов нагружения j=N єост = 1 - П (1 + qj / Евс) (1 - qj / Есж) (2.80) j = i При использовании в расчетах выражения (2.80) значения условных модулей следует принимать в соответствии с удельной нагрузкой. Здесь необходимо учесть, что, принимая во внимание переменную зависимость модулей от нагрузки, условные модули должны иметь среднеинтегральную величину между конечными значениями нагружения.
В качестве проверки корректности полученного выражения определяли значение остаточной деформации по данным, представленным на рис. 2.6, для четырех значениіі удельной нагрузки: 7,9; 13,5; 18,7 и 28 МПа. Модули сжатия для этих нагрузок (по выражению 2.12) соответственно 227,12; 115; 76,03 и 45,5 МПа и восстановления (выражение 2.13) соответственно 582,6; 843,4; 1056 и 1395.3 МПа.
Проведенные расчеты по выражению (2.80) показали, что значение остаточной деформации посуе четырех циклов нагружения составляет є0Ст= 0,262. Согласно рис. 2.2 - Єост = 0.25. Уравнение (2.80) приемлемо при любой температуре рабочей среды. От температуры зависят только значения модулей сжатия и восстановления. Уравнения (2.7) и (2.80) получены при условии, что нагрузка на элемент изменяется на полную амплитуду от q = 0 до q — qj. Если же колебание нагрузки 120 происходит не на полную амплитуду, а на величину Aq = q - q то уравнение (2.7) будет представлено как Ає = 0,0000135 Aq 2,8Э , (2.81) а в уравнение (2.80) вместо q, следует подставить Aq = q - qj. Используя эти выражения, можно определить изменение толщины фторопластового элемента при циклически изменяющейся деформации сжатия, что необходимо для оценки изменения нагрузки на рассматриваемый элемент и остаточной его деформации. Эта информация необходима при анализе работы разъемных герметичных соединений.
Нами также экспериментально исследовалась многоцикловая нагрузка — разгрузка элемен га из фторопласта-4 с постоянными конечными значениями напряжения сжатия ст в его сечении (а = 0 и а = ст) /29/.
Для проведения исследований была использована экспериментальная установка, представленная на рис. 2.7.
В качестве объекта исследования были использованы втулки D = 47 х 6,5 мм и высотой L =110 мм. Увеличенная высота опытных образцов по сравнению с реальными прокладками позволила повысить точность результатов исследования.
Испытуемая втулка помещалась в экспериментальную установку (рис. 2.7) и нагружалась гидродомкратом 1 до заданной величины напряжения сжатия а в сечении втулки. Через две минуты после нагружения фиксировалось значение осевой деформации AL образца по показаниям индикаторов 2 и давление в гидродомкрате сбрасывалось до нуля. Через две минуты после снятия нагрузки отмечалась величина остаточной деформации AL0CT и нагрузка повторялась. В таком порядке опыты проводились до совпадения значений деформации в последующих нагружениях. После завершения многоциклового нагружения процесс повторялся примерно через сутки. Повторные (малоцикловые) нагружения проводились до совпадения последующих и предыдущих значений деформации. После завершения малоциклового нагружения опытный образец (втулка) заменялся на новый и процесс испытания повторялся или при том же напряжении, или при новом его значении. Испытания проводили при трех значениях осевых напряжений а в сечении втулки: 11,33; 8,47 и 7,08 МПа.
Определение деформации сальниковых набивок при их сжатии и восстановлении
Применение мембранного пресса позволяет обеспечить равномерное нагружение исследуемой прокладки за счет повышенной угловой податливости мембранных элементов пресса при возможных перекосах уплотняющих поверхностей исследуемых фланцев. Кроме того, применение мембранного пресса позволяет обеспечить постоянство давления рабочей среды в его полос и, вне зависимости от отрезка времени нагружения. за счет исключения утечки рабочей жидкости в подвижных узлах уплотнения, присущих стандартным гидравлическим прессам. Применение мембранного пресса с упругой рабочей средой (воздух) исключает влияние жесткости отдельных деталей силового устройства на создаваемую прессом нагрузку на прокладку.
Воздух компрессором 1 по двум параллельным линиям поступает в емкости 2 и 11, в которых поддерживается максимальное давление. Из емкостей 2 и 11 воздух дозируется в буферные емкости 4 и 10 до давления, требуемого по условиям эксперимента: в емкости 4 — давление уплотняемого4 воздуха, в емкости 10 - давление, обеспечивающее заданную удельную нагрузку на прокладку. Применение буферных емкостей обеспечивает относительное постоянство заданного давления в газовых полостях экспериментального комплекса (вне зависимости от верхнего предела величины утечки уплотняемого воздуха из опытного образца и деформации прокладки). Давление воздуха в полостях мембранного пресса, опытной модели фланцевого соединения и всех емкостей экспериментального комплекса определяли по показаниям образцовых манометров.
Испытанию подвергались как узел сопряжения двух фторопластовых поверхностей, так и узел сопряжения фторопластовой прокладки с плоскими стальными поверхностями модели фланцевого соединения (рис. 3.12) при оценке влияния структуры фторопласта-4 на герметичность соединения (см. раздел 3.5). Модель устанавливалась в силовой раме между упорной плитой и мембранным прессом. Размещение прокладки 2 между плоскими поверхностями без ограничения ее радиальной деформации позволяет исключить возможность радиального самоуплотнения и оценить влияние на величину угечки, собираемой с помощью бандажа 3, только нормальной удельной нагрузки.
Нормальная удельная нагрузка q на зону сопряжения уплотняющих поверхностей при действии усилия затяжки и давления уплотняемой среды определяется по выражению q = [Q3-7cpD2cp/4]/F (3.42) Предварительное нагружение силой Q3 обеспечивается мембранным прессом за счет давления в нем рабочей среды рпр на площадь мембраны Fnp, т.е. Q3 = PnPFnp (3.43) С учетом выражений (3.42) и (3.43) получим q = [РпР Fnp- тс р D 2ср / 4] / F
Исследование условий герметизации заключалось в определении величины утечки воздуха в завися VIOCTH от его давления р и удельной нагрузки q на уплотняющих поверхностях. Воздух утечки накапливался в полости, образованной бандажом, охватывающим опытную модель, и подавался на расходомер.
Для оценки величины утечки W уплотняемого воздуха был разработай специальный расходомер - прибор (рис. 3.11, позиция 3) с дифференциальным манометром, снабженным калиброванным капилляром. Для оценки его показаний была проведена специальная тарировка прибора. Цена деления прибора - 5,7 10 мл/с, что по чувствительности превышает широко применяемый /140, 170/ пузырьковый метод оценки герметичности — 2 Ю-2 мл/с. Исследование условий герметичности сопряжения двух фторопластовых поверхностей проводили на специально разработанной модели (рис. 3.13). Опытная модель содержит нижний 1 и верхний 2 фторопластовые элементы, устанавливаемые в силовую раму 7 мембранного пресса 5 на специальной подставке 3. Сопрягаемые поверхности имели чистоту обработки Rz = 15 мкм. Выбор этого значения шероховатости обусловлен практическим опытом обработки уплотняющих фторопластовых поверхностей. Опытная модель нагружалась мембранным прессом заданным усилием, во внутреннюю камеру через штуцер 6 подавался воздух под заданным давлением, утечка которого собиралась в полости, образованной бандажом 4, и при установившемся значении утечки воздуха с помощью расходомера оценивалась ее величина. Ступенчато увеличивали (уменьшали) значения силы пресса и давления уплотняемого воздуха, фиксируя при этом значения утечки.
Исследования проводили при давлении уплотняемого воздуха р = 0,5 - 2,5 МПа, удельной нагрузке на уплотняющие фторопластовые поверхности до q = 8,0 МПа при ширине контакта b = 5,0 — 25 мм. Диаметр внутренней камеры d = 44 мм.
В качестве примера на рис. 3.14 представлены зависимости величины утечки уплотняемого воздуха на единицу длины периметра по внешнему диаметру уплотнения от его давления и удельной нагрузки на сопрягаемые уплотняющие фторопластовые поверхности. w/n (см /мин-см) 0,010 0,005 0,0032, 3,6 4,0 4,4 4,8 5,2 5,6 6,0 6,4 6,8 7,2 q (МПа) Рис. 3.14. Зависимость величины утечки уплотняемого воздуха на единицу длины периметра от его давления и удельной нагрузки на уплотняющие поверхности.
Значение величины утечки в зависимости от удельной нагрузки на уплотняющих поверхностях, их ширины и давления среды можно определить по полученному нами выражению: W/n= 1700e(bp-4 4b-Uq) (3.44)
Для сравнения на рис. 3.15 представлены кривая, построенная по аналитической зависимости, полученной для фильтрационной модели утечки (выражение 3.28) и экспериментальные точки. Данные представлены для одних и тех же фторопластовых образцов с внутренним диаметром 4,45 см, с одной шириной контакта b = 1,5 см, находящихся в одинаковых условиях нагружения (q и р).
