CC BY
11
УДК 620.17: 62-762
DOI: 10.24412/2071-6168-2023-9-338-339
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ГРАФИТОВОЙ ФОЛЬГИ
В.М. Волгин, А.А. Потапов, П.Э. Калиш, А.П. Малахо
Широкое применение уплотнений из терморасширенного графита требует точного определения комплекса физико-механических свойств, используемых при расчетах уплотняемых узлов. Производители уплотни-тельных материалов и изделий приводят некоторые данные по характеристикам графитовой фольги и уплотнений на ее основе, однако указанные данные достаточно малочисленные и не позволяют корректно рассчитать поведение уплотняемого фланцевого соединения в статическом, и тем, более в динамическом режиме эксплуатации. Зачастую, физико-механические характеристики, указанные для материалов не связаны напрямую с параметрами, необходимыми для расчета фланцевых соединений. Настоящая работа посвящена экспериментальному исследованию физико-механических свойств графитовой фольги при циклическом нагружении и определению аналитических аппроксимаций зависимостей напряжение-деформация при нагружении и разгружении.
Ключевые слова: графитовая фольга, физико-механические свойства, циклическое нагружение, экспериментальное исследование, аналитическая аппроксимация.
Введение. Надежная работа оборудования, находящегося под давлением рабочей среды, во многом определяется герметичностью его разъемных соединений. При потере герметичности нарушается технологический процесс, снижается безопасность эксплуатации при работе на токсичных, взрыво- и пожароопасных средах, а окружающая среда загрязняется вредными выбросами, нарушение герметичности снижает и экономичность производства [1 -6]. Анализ причин аварий и загрязнения окружающей среды показывает, что значительное их количество происходит из-за неудовлетворительного технического состояния разъемных герметичных соединений (РГС) промышленного оборудования. Такое состояние может быть объяснено отсутствием соответствующих технологий разработки, сборки и эксплуатации соединений.
Герметичность разъемных соединений зависит от их конструкций, от физико-механических свойств материалов сопрягаемых элементов, состояния их уплотняющих поверхностей, давления и температуры уплотняемой среды и ее агрегатного состояния (газ или жидкость), качества изготовления, технического обслуживания и оснастки, необходимой для этого обслуживания и др. Существующие нормативные документы не регламентирует оценку технического состояния и порядок подготовки разъемных соединений к эксплуатации, в результате элементы соединения накапливают значительные дефекты, теряют свою форму и размеры, что приводит к разгерметизации.
Существуют различные конструкции неподвижных разъемных соединений, среди которых наибольшее распространение получили фланцевые соединения, уплотнение которых достигается за счет обжатия плоской прокладки [1, 7] (рис. 1). Разъемное фланцевое соединение - достаточно сложная конструкция. На его поведение влияет так много переменных, что его эффективность в обслуживании трудно предсказать или объяснить. Эти проблемы возникают по нескольким причинам [7].
дЩ
I
тгж:
N
ТЩ1
гк,
Рис. 1. Схема фланцевого соединения с плоской прокладкой: (1) герметизируемая среда; (2) фланцы; (3) болт; (4) гайка; (5) прокладка; (6) утечки по контактным поверхностям; (7) утечки через пористую прокладку
Во-первых, болты и гайки работают должным образом только в том случае, если силы трения противодействуют относительному движению между ними. Многочисленные факторы, такие как состояние и изношенность резьбы, тип и наличие смазки, температура воздуха и др. могут повлиять на силу трения между болтом и гайкой, поэтому возникающие в результате напряжения и деформации сложно прогнозировать. Прямое измерение коэффициентов трения резьбовых соединений на практике проводится крайне редко. Дополнительным фактором является нестабильность значений моментов затяжки, которая даже при использовании калиброванных динамометрических ключей составляет 10-20%.
Во-вторых, на поведение соединения сильно влияет эластичность его частей - гаек, болтов, фланцев и уплотняющих элементов. Поэтому при анализе поведения фланцевого соединения в рабочих условиях необходимо учитывать упругость всех элементов соединений. Трудности значительно возрастают, если соединение содержит прокладку, потому что в этом случае нужно учитывать характеристики этого элемента, который в общем случае не является ни жестким, ни упругим, но является упруго-вязко-пластичным [7].
По механическим свойствам материала уплотнителя все фланцевые соединения могут быть отнесены к РГС [4, 8]: (а) с упругой прокладкой; (б) с пластичной прокладкой.
В соединениях с упругим уплотнителем предел текучести материала прокладки близок по значению к пределу текучести материала фланцев, а при отсутствии прокладки герметичность обеспечивается за счет упругого контакта торцевых соприкасающихся поверхностей фланцев. Так как в этих соединениях уплотняющие поверхности не доводятся до пластического состояния, а работают упруго, то для обеспечения герметичности требуется высокая точность изготовления и качество сопрягаемых поверхностей, что отражается на стоимости. Материалы соединения имеют примерно одинаковое значение коэффициента термического расширения и малочувствительны к колебаниям температуры рабочей среды.
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 требования 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 этих соединений следует также отнести и однократность применения таких прокладок.
Упругие прокладки обычно изготавливают меди, серебра, стали и сплавов титана. Основные высокотехнологичные отрасли, такие как полупроводниковые и аэрокосмические, требуют использования легких металлических уплотнительных материалов, в качестве которых наиболее распространен алюминий. Металлические уплотнения характеризуются малой проницаемостью и чаще всего применяются при температуре выше 250 oC, также их используют при больших давлениях герметизируемой среды. Одним из главных недостатков металлических уплотнений является низкая упругость, что значительно затрудняет их использование, т.к. требуется большая сила поджа-тия для того, чтобы материал заполнял дефекты и неровности уплотняемых поверхностей, а также очень высокая цена и сложность производства.
Пластичные прокладки изготавливаются из полимерных материалов, которые могут использоваться в качестве уплотнений сами по себе, а также в сочетании с различными наполнителями. При этом проницаемость полимеров значительно выше, чем металлов. Полимерные уплотнительные материалы обладают такими преимуществами, как простота в использовании, упругость, способность заполнять неровности герметизируемых поверхностей, небольшая величина поджатия. Самым существенным недостатком данных материалов является низкая химическая устойчивость в присутствии углеводородов и их паров. Также данные материалы обладают низкой термической устойчивостью, и их использование ограничено в температурном пределе до 200-300 oC.
Пластичные прокладки также могут быть изготовлены из графитовой фольги [8] является уникальным уплотнительным материалом, обладающим такими свойствами как высокая стабильность при температурах от - 270 до 450oC на воздухе и при давлении до 200 МПа, химическая устойчивость в присутствии органических растворителей, неокисляющих кислот и оснований в диапазоне pH от 0 до 14, механическая прочность и упругость. Несмотря на высокие герметизирующие свойства, терморасширенный графит является пористым материалом и остается таковым даже при сильном сжатии.
Прокладки из полимерных материалов обладают упруго-вязко-пластичными свойствами, что необходимо учитывать при определении условий обеспечения заданной степени герметичности фланцевых соединений [9]:
- нелинейная зависимость напряжений от перемещений (деформации);
- наличие пластических деформаций, в результате которых после снятия нагрузки толщина прокладки не восстанавливается до первоначального значения;
- существенное различие упругих свойств материала прокладки при нагружении и при разгружении прокладки.
В общем случае утечки уплотняемой среды через фланцевое соединение обусловлены двумя причинами:
- утечки по зазорам между контактирующими поверхностями фланцев и герметизирующей прокладки;
- утечки через поры в материале герметизирующей прокладки.
Утечки по контактирующим поверхностям зависят от точности и качества поверхностей фланцев и свойств прокладки, а также от контактного давления между фланцем и поверхностью прокладки. В свою очередь контактное давление зависит от начального натяжения болтов и его ослабления в результате давления герметизирующей среды, внешних сил, действующих на фланцевое соединение, а также от изменения температуры. Минимальное контактное давление, обеспечивающее минимальные утечки по контактирующим поверхностям и прокладочный коэффициент указываются производителем прокладок, а порядок расчетов фланцевых соединений с использованием этих параметров регламентируется стандартами ГОСТ и ASME.
Утечки через герметизирующую прокладку зависят от ее геометрических размеров и пористости материала прокладки, которая зависит от величины сжимающих напряжений.
Таким образом, физико-механические характеристики материала герметизирующей прокладки являются критически важными при проектировании фланцевых соединений, так как они в значительной степени определяет поведение соединения и его герметичность.
Целью настоящей работы является установление закономерностей упруго-пластического деформирования терморасширенного графита, используемого в качестве уплотнений.
Экспериментальное исследование физико-механических свойств графитовой фольги. Определение физико-механических свойств графитовой фольги осуществлялось с помощью многофункционального испытательного стенда AMTEC TEMESfl.ail (рис. 2), основные характеристики которого приведены в табл. 1.
Из образцов графитовой фольги толщиной 1.5 мм и плотностью 1 г/см3 вырезались прокладки в виде кольца с внутренним диаметром 49 мм и внешним диаметром 92 мм. Прокладка помещалась между гладкими фланцами по центру испытательной камеры. Испытание проводили при комнатной температуре 23±5 °С в соответствии с требованиями стандарта EN 13555:2014 [10] при давлениях сжатия до 240 МПа. Испытания проводились в автоматическом режиме, результаты испытаний записывались в файл для их последующей обработки.
На рис. 3 представлены зависимости сжимающего давления на прокладку ст и толщины прокладки h от времени в процессе испытаний графитовой фольги на сжатие с разгружением. С использованием экспериментальных данных (рис. 3) были построены зависимости сжимающих напряжений от величины сжатия прокладки, которая определялась как разница начальной толщины прокладки при предварительной нагрузке и толщины прокладки при нагружении. Вид полученной зависимости свидетельствует, что для графитовой фольги при одноосном сжатии характерна упругопластическая деформация и кривая сжатия схожа с аналогичными зависимостями для металлических и полимерных пен.
Начальный (гуковский) участок зависимости ü(Ah) достаточно небольшой и характеризуется модулем упругости 35 МПа. Следует отметить, что измерения деформаций в данном диапазоне затруднены вследствие нерав-
номерности поверхности графитовой фольги. Для целей сопоставимости результатов и обеспечения равномерности контакта пластин с поверхностью в дальнейшем все эксперименты проводились и рассчитывались исходя из пред-нагружения 1 МПа с корректировкой плотности на высоту прокладки в преднагруженном состоянии.
Рис. 2. Многофункциональный испытательный стенд
Таблица 1
Основные характеристики испытательного стенда_
Максимальное усилие поджатия 1000 кН
Максимальная температура испытания 600 °С
Максимальное рабочее давление газа 20 МПа
Максимальная толщина прокладки 8 мм
Максимальный диаметр прокладки 173 мм
Диапазон измерения скорости утечки газа
Азот от 101 до 10-4 мг/м/с
Гелий от 101 до 10-10 мг/м/с
Для получения информации о закономерностях деформирования графитовой фольги в наиболее общем виде, не зависящем от толщины испытываемого образца, была получена зависимость напряжения от деформации 8 (рис. 4), которая определялась с использованием следующего соотношения:
е = 1п(Л0/Л) = 1п(Л0/(Ло - АЛ)) (1)
где Л0 - начальная толщина прокладки (толщина прокладки в преднагруженном состоянии); Л - текущая толщина прокладки.
Зависимость а(8) при нагружении является существенно нелинейной. На участках разгружения наблюдается гистерезис (особенно в области небольших деформаций) и достигаются более высокие упругие свойства. Для более детального анализа зависимости а(8) рассмотрим отдельно ее части, соответствующие нагружению и разгру-жению прокладки.
с
Рис. 3. Зависимости сжимающего давления на прокладку аи толщины прокладки А от времени
в процессе испытаний
Рис. 4. Зависимость напряжения от деформации прокладки из графитовой фольги
345
Результаты и обсуждение. Для практического использования удобно использовать аналитические аппроксимации экспериментальных данных. На рис. 5 представлены экспериментальные данные, соответствующие участкам нагружения и ее аналитическая аппроксимация с использованием следующего соотношения:
а = а0+Аех р(е/г) (2)
где а0 = 3.806 МПа, Л=0.07419 МПа, т=0.09478.
250
200
150
к —
е юо
50
о
0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 £
Рис. 5. Зависимость напряжения от деформации прокладки из графитовой фольги при нагружении: (1) кривая нагружения, построенная по экспериментальным данным; (2) аналитическая аппроксимация кривой
нагружения
Используя зависимость (2) можно получить аналитическое выражение для эффективного модуля упругости при нагружении:
Ен = да/де = А1 •ехр(е/г) (3)
где А1 =А/т.
Из соотношений (2) и (3) следует, что Ен «10(7. Эти соотношения можно использовать при определении величины начальной затяжки болтов фланцевого соединения.
Поведение графитовой фольги при разгружении оказывается более сложным (рис. 6). Предполагается, что при разгружении происходит только упругая деформация. Заметно, что при давлениях сжатия до 40 МПа включительно зависимость нелинейная, при повышении давления сжатия вид кривой близок к линейному. Отдельно стоит отметить, что на графиках в области 50-70 МПа наблюдается аномальное изменение зависимости, характеризуемое локальным увеличением модуля упругости.
250
200
150
«ti с
b 100 ан
50
0
0.50 0.55 0 60 0.65 8Н 0.70 0.75
Е
Рис. 6. Зависимость напряжения от деформации прокладки из графитовой фольги при разгружении: о - обозначают начальные точки линий разгружения с координатами (Ен, Он); пунктирная линия, проходящая через точки (Ен, Он) представляет собой кривую нагружения
Для анализа полученных результатов и удобства их представления результатов рассмотрим каждый цикл разгружения отдельно и использованием относительных значений деформаций Ен - s и напряжений Он - о. На рис. 7 - 9 представлены результаты для первых трех циклов разгружения при Он =20 МПа, 30 МПа и 40 МПа. Для аппроксимации кривых разгружения и оценки модуля упругости было использовано три метода:
(1) аппроксимация прямой, проходящей через крайние точки кривой разгружения (рис. 7-9, кривая 2), что соответствует методу определения модуля упругости по стандарту EN 13555:2014 [10];
(2) аппроксимация прямой, касательной к начальному участку кривой разгружения (рис. 7-9 кривая 3), что соответствует линейной аппроксимации кривых разгружения в Ansys;
(3) аппроксимация аналитической зависимостью по методу наименьших квадратов (рис. 7-9, кривая 4).
346
=
Моли ЬрочлЫ
у.^ + АЧчКЙО-ж)
ОиЗчг Р 1«16
И Йдиан 0 »4-21
ЗиМл'йЕп'м
М 20(140) 052207
М А •20 »34« 01»Ш
м 1*0 г» я 16} 6 4)
о.ооо ооо: 0.004 о.ооб оооз о от 0.012 е - е
в
Рис. 8. Кривая разгружения при ан =30 МПа (1) и ее аппроксимации (2 - 4)
Для первого цикла разгружения (рис. 7) были получены следующие аппроксимации кривой разгружения:
о-ср = ОН + 822.6 • (е - £н)
= стн + 2700 • (е - £н)
(4)
(5)
о-ан = ан + 13.8342 - 13.3078 • ехр(-158.0574 • (£- £н)) (6)
где аср, акас и аан - аппроксимации кривой разгружения по методам (1), (2) и (3), соответственно; ан = 20 МПа, £н = 0.50345.
Рис. 9. Кривая разгружения при ан =40 МПа (1) и ее аппроксимации (2 - 4).
Дифференцируя соотношения (4) - (6) по £н получаем следующие соотношения для модулей упругости:
£ср = 3сгср/5е = 822.6 МПа (7)
347
£кас = 5сткас/5е = 2700 Мпа (8)
Еан^°ан = 2103.4 • ехр(-158.0574 • (е - £н)) (9)
Модули упругости, полученные при линейной аппроксимации кривой разгружения отличаются более, чем в три раза. Модуль упругости при аппроксимации аналитической зависимостью изменяется от 2103.4 МПа в начале кривой разгружения до 164 МПа в конце кривой разгружения.
Для второго цикла разгружения (рис. 8) были получены следующие аппроксимации кривой разгружения и модуля упругости:
^ср = ^н + 1619.3- (£- £н) ^кас = ^н+4285.7 • (£- £н) н = ан + 20.619 - 20.9348 • ехр(-236.0116 • (£- £н)) £ср = 5стср/5£ = 1819.3 Мпа £кас = 5(Гкас/5£ = 4285.7 Мпа £ан = 5сган/5е = 4940.8 • ехр(-236.0116 • (£- £н))
(10) (11) (12)
(13)
(14)
(15)
где ан = 30 МПа, £н = 0.55755.
Модули упругости, полученные при линейной аппроксимации кривой разгружения отличаются более, чем в два раза. Модуль упругости при аппроксимации аналитической зависимостью изменяется от 4940.8 МПа в начале кривой разгружения до 269.2 МПа в конце кривой разгружения. Значения модулей упругости при ан = 30 МПа в среднем приблизительно в два раза больше, чем при ан = 20 МПа.
Для третьего цикла разгружения (рис. 9) были получены следующие аппроксимации кривой разгружения и модуля упругости:
аср = °н + 3060.2- (£- £н)
= он + 6358 • (£- £н)
(16) (17)
^ан = ^н + 31.765 - 31.5698 • ехр(—216.9913 • (£- £н)) (18)
£ср = 5сгср/5£ = 3060.2 Мпа (19)
£кас = дсгкас/д£ = 6358 Мпа (20)
£ан = 5(Ган/а£ = 6850.4 • ехр(-236.0116 • (£- £н)) (21)
где ан = 40 МПа, £н = 0.59078.
При аналитической аппроксимации кривой разгружения модуль упругости для третьего цикла разгружения изменяется от 6850.4 МПа в начале разгружения до 1033.1 МПа в конце разгружения.
При увеличении давления кривые разгружения приближаются к прямым линиям, так что отличия физико-механических характеристик, полученных с использованием различных методов быстро уменьшаются и можно ограничиться только линейными аппроксимациями. Так при ан = 220 МПа, £н = 0.742142 (рис. 10) получаем следующие аппроксимации кривой разгружения и модуля упругости:
Оср = ^н + 10925.4 •(е-ен) (22)
^кас = ^н + 1114Ь(£-£н) (23)
£ср = дстср/д£ = 10925.4 Мпа (24)
£кас = д<гкас/д£ = 11141 Мпа (25)
0.000 0.002 0.004 0 006 0 008 0 010 0 012 0.014
е - е
Рис. 10. Кривая разгружения при он =220МПа (1) и ее аппроксимации (2,3).
Результаты расчетов показывают, что предложенные в европейских стандартах и программном обеспечении ANSYS методы определения модуля упругости методом линейной аппроксимации не позволяют корректно описать свойства материала при разгружении для диапазона начального сжатия до 40 -60 МПа. При этом следует учитывать, что на практике данный диапазон давления сжатия используется для герметизации фланцевых соединений аппаратов и трубопроводов работающих при давлениям менее 10 МПа, которые являются наиболее многочисленными в промышленности.
Полученные результаты могут быть использованы при проектировании герметизирующих уплотнений неподвижных фланцевых соединений, обеспечивающих допустимую величину утечек газа.
Работа была выполнена в рамках государственного задания по молодежной лаборатории. Тематика: Исследование газопроницаемости и физико-химических свойств уплотнительных композиционных и углеродных материалов (FEWG-2021-0014).
Список литературы
1. Кондаков Л.А., Голубев А.И., Овандер В.Б. Уплотнения и уплотнительная техника: Справочник. М.: Машиностроение. 1986. 464 с.
2. Bickford J. An introduction to the design and behavior of bolted joints. CRC press: Boca Raton. 1995.
3. Погодин В.К. Разъемные соединения и герметизация в оборудовании высокого давления. Иркутск, 2001. 406 с.
4. Божко Г.В. Разъемные герметичные соединения. Вестник Тамбовского государственного технического университета. 2010. 16(2). С. 404-420.
5. Продан В.Д. Божко Г.В. Герметичность оборудования. М.: Университет машиностроения. 2014. 109 с.
6. Кушнир А.П., Асадова Ю.С. Герметизация неподвижных соединений // Российский технологический журнал. 2020. Т.8(5). С.78-90.
7. Bickford J.H. Gaskets and gasketed joints. CRC press: Boca Raton. 2014.
8. Aibada N., Manickam R., Gupta K.K., Raichurkar P. Review on various gaskets based on the materials, their characteristics and applications // International Journal on Textile Engineering and Processe. 2017. V.3(1). P.12-18.
9. Krishna M.M., Shunmugam M.S., Prasad N.S. A study on the sealing performance of bolted flange joints with gaskets using finite element analysis // International Journal of Pressure Vessels and Piping. 2007. V.84(6). P.349-357.
10. EN 13555:2014. Flanges and their joints - Gasket parameters and test procedures relevant to the design rules for gasketed circular flange connections.
Волгин Владимир Мирович, д-р техн. наук, профессор, [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Потапов Андрей Алексеевич, аспирант, potapov-kristall@mail. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Калиш Павел Эдуардович, студент, [email protected]. Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Малахо Артем Петрович, канд. хим. наук, доцент, [email protected], Россия, Тула, Тульский государственный университет; Москва, Московский государственный университет им. М.В. Ломоносова, УНИХИМТЕК
DETERMINATION OF PHYSICAL AND MECHANICAL PROPERTIES OF GRAPHITE FOIL V.M. Volgin, A.A. Potapov, P.E. Kalish, A.P. Malakho
The widespread use of thermally expanded graphite gaskets requires an accurate determination of the complex of physical and mechanical properties used in the calculations of the sealing units. Manufacturers of sealing materials and products provide some data on the characteristics of graphite foil and gaskets based on it, however, these data are quite small and do not allow us to correctly calculate the behavior of the gasketed flange joints in static, and even more in dynamic operating mode. Often, the physical and mechanical characteristics specified for materials are not directly related to the parameters necessary for the calculation offlange joints. This work is devoted to the experimental study of the physical and mechanical properties of graphite foil under cyclic loading and the determination of analytical approximations of the stressstrain relationships during loading and unloading.
Key words: graphite foil, physical and mechanical properties, cyclic loading, experimental study, analytical approximation.
Volgin Vladimir Mirovich, doctor of technical sciences, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State
University,
Potapov Andrey Alekseevich, postgraduate, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Kalish Pavel Eduardovich, student, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Malakho Artem Petrovich, candidate of chemical sciences, docent, [email protected], Russia, Tula, Tula State University; Moscow, Lomonosov Moscow State University, UNICHIMTEK
