Al包覆层厚度对Al-NiTi复合垫片密封面压紧力影响的有限元分析①

诸士春，陆晓峰，巩建鸣

(南京工业大学机械与动力工程学院，南京 211816)

0 引言

法兰密封连接是核动力装置、深海装备、空间设施和火箭技术等领域常见的可拆卸连接形式。提高密封效果不仅要考虑结构设计，还要注重新型密封材料的应用。形状记忆合金具有超弹性性能，比普通金属垫片弹性模量小，回弹率高，同时有比非金属材料垫片抗老化性能好的优点，是近年来备受关注的新型密封材料。Efremov于2007～2009年期间提出了系列专利［1－3］，将形状记忆合金的形状记忆效应引入到法兰密封连接中［4］，但未见相关密封垫片的性能研究或应用研究报道。Takagi［5－6］等通过试验研究了 NiTi合金平垫片的密封性能，发现NiTi平垫在密封性能上优于铝质平垫片和SUS304平垫片。然而，NiTi合金的超弹性能和形状记忆效应需通过一定热处理制度才能获得，这些热处理制度同时也提高了NiTi合金的硬度，Adharapurapu 等人［7］发现，Ti-55(at.%)Ni合金经过一定处理后，硬度会达到50HRC以上。直接将NiTi合金制成的垫片用于法兰密封连接，较低的螺栓预紧力不足以消除密封接触面之间由于粗糙度引起的泄漏;而较高的螺栓预紧力会使法兰密封面受到伤害。因此，使用Al-NiTi复合垫片，既利用了NiTi合金的超弹性性能，同时又利用Al较柔软的特性来提高密封性能和保护法兰密封面。

本文基于试验获得的NiTi形状记忆合金薄板材压缩-回弹性能数据，以及A1050铝材压缩性能数据，利用有限元方法分析了在内压力和弯矩作用下，Al包覆层厚度对垫片密封面压紧力的影响，并与同规格的金属石墨缠绕垫片、NiTi合金垫片进行了比较。

1 模型的建立及计算参数

1.1 法兰、螺栓、垫片的选用

本文选用ASME B16.5标准中NPS3 Class300带颈对焊法兰。考虑边界的影响，模型管体长度取大于为管体半径;t为管壁厚)。螺栓为8×M20。垫片为Al-NiTi复合垫片(以下简称Al-NiTi)、NiTi平垫片(以下简称NiTi)和金属石墨缠绕垫片(以下简称SW)。金属石墨缠绕垫片尺寸根据所选法兰，按ASME B16.20标准确定。3种垫片横截面如图1所示(取厚度方向的一半)，其中Al-NiTi包覆层厚度δ分别为 0.2、0.4、0.6、0.8、1.0 mm。

1.2 法兰和螺栓的材料性能

有限元分析采用ABAQUS软件，法兰和螺栓材料性能可视为均匀、各向同性且线弹性。法兰材质为A105，杨氏弹性模量 E=195 GPa，泊松比 ν=0.3;螺栓材质为25Cr2MoV，杨氏弹性模量E=210 GPa，泊松比ν =0.3。

1.3 垫片性能

NiTi形状记忆合金具有超弹性性能，其压缩-回弹曲线和金属石墨缠绕垫片的压缩-回弹曲线同为非线性，如图2(a)、(b)所示。包覆层选用A1050纯铝，杨氏弹性模量 E=70.3 GPa，泊松比 ν=0.34，压缩状态下真实应力-应变曲线见图2(c)。

1.4 模型、接触属性与分析步

法兰密封连接分为上下对称，考虑弯矩作用，选择建立上半部分的1/2模型，垫片厚度与螺栓长度取实际尺寸的一半。模型及所在坐标系如图3所示。模型建立过程中，法兰、螺栓、A1050包覆层采用C3D8R单元，NiTi、金属石墨缠绕垫片采用GK3D8单元。在接触属性中，输入法兰与螺母的摩擦系数为0.15;法兰、A1050、NiTi合金之间互相摩擦系数为0.17;法兰与金属石墨缠绕垫片的摩擦系数为0.3。分析步依次为:(1)预接触分析步，对每根螺栓施加20 N螺栓力，建立接触;(2)螺栓预紧力分析步，施加螺栓载荷至预紧力水平;(3)内压力分析步，施加操作压力;(4)弯矩分析步，施加弯矩载荷。

1.5 载荷与边界条件

载荷包括螺栓预紧力、内压力和弯矩。螺栓预紧力按照ASME VIII第二分卷相关公式，对采用金属石墨缠绕垫片的法兰连接进行计算，单根螺栓预紧力为17 406 N。由于NiTi合金垫片、Al-NiTi复合垫片与金属石墨缠绕垫片的基本尺寸相同，因此螺栓预紧力均取17 406 N，内压力为5 MPa，弯矩为700 N·m，弯矩作用方向见图4(d)。

模型的边界条件设置见图4。图4中，P为内压力，M为弯矩。对称面上的法兰截面、螺栓截面和垫片截面在所有分析步中Z方向约束(UZ=0)，如图4(a)所示;垫片模型下端(实际垫片中面)在所有分析步中Y方向约束(UY=0)，如图4(b)～(d)所示;螺栓模型下端面(实际螺栓中面)在螺栓力加载过程及以后分析步中，约束Y方向(UY=0)，并在螺栓力加载完成后，调整螺栓力“加载”状态为“保持当前长度”状态，如图4(c)、(d)所示。

2 结果与分析

2.1 不承受弯矩载荷状态时压紧力分布

法兰连接在不承受弯矩载荷时，垫片密封面沿径向压紧力分布如图5所示。由于螺栓力和内压力作用，法兰发生转动，因此垫片密封面上整体呈现出内侧压紧力低于外侧。NiTi合金垫片密封面上整体压紧力(AB区域内)要高于金属石墨缠绕垫片和Al-NiTi复合垫片。

如图5所示，包覆层厚度增加，降低了密封面整体压紧力水平，且沿径向呈现波纹状。从压紧力数值来看，A1050包覆层沿径向的分布有局部区域超过了材料的压缩屈服强度(σ0.2=30 MPa)。这些区域的存在，导致材料沿径向有“流动”的趋势，在法兰密封面和A1050包覆层表面摩擦属性的影响下，形成沿径向的应力，这些径向应力改变了垂直于包覆层表面的压紧力数值，从而形成波纹现象。随着包覆层厚度从0.2 mm增加到1 mm，不仅密封面压紧力在数值上整体呈现下降趋势，而且在径向上的波动幅度增加。对NiTi垫片包覆0.2 mm铝层后，密封面压紧力相对无包覆层略有下降(约5 MPa)，与金属石墨缠绕垫片相近。

由于Al-NiTi复合垫片两侧有δ厚度的Al包覆层(AB区域外侧)，这部分铝材不受NiTi合金的支撑，因此在螺栓力和内压力作用下，表现出极为明显的边缘效应。A线左侧，随包覆层厚度增加，密封压紧力升高，0.2 mm厚包覆层在这一区域内的密封压紧力数值较低。随r值增加，不同厚度包覆层的密封压紧力在A线附近交汇，0.2 mm厚Al-NiTi垫片在距A线右侧约0.3 mm附近出现一个较大峰值，达到了38.11MPa，比NiTi垫片还要高出约1 MPa，这一现象有利于提高密封效果。

这种边缘效应的产生源于在δ区域内，仅A1050材料承受来自于法兰密封面的载荷，使得这一区域的材料表现出图2(c)A1050的受压性能。然而，这种边缘效应在实际垫片使用中，受包覆工艺影响将会比较大。因为在本文计算模拟中，未考虑法兰密封面载荷作用下δ区域在厚度方向上受载会有沿径向压缩“失稳”现象产生的可能:当包覆层与NiTi合金垫片侧面(垫片环内侧面或外侧面)贴合较好，受载后不分开时，这种边缘效应会表现出较好效果;然而，当包覆工艺不能保证较好的贴合效果，δ区域受载后可能出现“压溃”现象，不出现边缘效应。

2.2 承受弯矩载荷状态时受拉侧压紧力分布

在弯矩作用下，法兰一侧受拉，另一侧受压，垫片密封面压紧力随之也发生改变。图6(a)为弯矩作用下法兰受拉侧垫片密封面压紧力沿径向分布图。在不考虑Al-NiTi复合垫片内外两侧密封压紧力突变的情况下，所有垫片受拉侧密封面压紧力比不承受弯矩时略有下降。Al-NiTi复合垫片在CD区域，随包覆层厚度增加，密封压紧力波动幅度增加现象变为平缓，尤其以1.0 mm_Al-NiTi复合垫片表现极为明显，这应与受拉侧法兰对垫片密封面压紧力下降引起Al包覆层压紧力再分配有关。

在承受弯矩作用后，Al-NiTi复合垫片包覆层的边缘效应同样明显。随包覆层厚度减小，这种边缘效应造成的密封压紧力突变峰值也增大。在A线和B线内侧约0.7 mm左右，出现的密封面压紧力峰值甚至高达约46 MPa，这不仅比NiTi合金和金属石墨缠绕垫在此处的密封压紧力要高，而且比不承受弯矩时还要大。这一现象应与弯矩作用下包覆层塑性变形有关，包覆层厚度越小，在同样的NiTi合金回弹量作用下引起的应力越大，从而造成此处密封压紧力迅速上升。

在AB区域外侧，受拉侧Al-NiTi复合垫片密封面压紧力迅速下降直至为0。这说明在弯矩作用下，受拉侧垫片密封面压紧力取决于NiTi合金的回弹性能，在无NiTi合金支撑区域，包覆层对密封压紧力的贡献很小。

2.3 承受弯矩载荷状态时受压侧压紧力分布

承受弯矩载荷时，法兰受压侧垫片密封面压紧力分布如图6(b)所示。NiTi垫片和金属石墨缠绕垫片密封面压紧力上升，Al-NiTi复合垫片在AB区域内，随包覆层厚度减少，压紧力上升幅度增加，但仍呈现波纹状。0.2 mm_Al-NiTi复合垫片AB区域近右侧密封面压紧力甚至超过金属石墨缠绕垫片，逼近NiTi垫片密封面压紧力水平，达到42 MPa。1.0 mm_NiTi复合垫片在AB区域内压紧力略有上升，但低峰值(20 MPa)上升幅度很小。可见，较厚的包覆层对NiTi合金超弹性负面影响程度增加，削弱了NiTi合金作为良好弹性体对密封压紧力的贡献。

对于Al-NiTi复合垫片，在承受弯矩作用的受压侧，垫片密封面AB区域外侧，边缘效应同样明显。由于仅为Al承受来自法兰密封面的压应力，A线左侧和B线外侧，密封压紧快速上升，甚至接近77 MPa。

2.4 载荷作用对压紧力分布的影响

图7显示了弯矩作用对Al包覆层厚度分别为0.2 mm和1.0 mm的Al-NiTi复合垫片密封面压紧力分布的影响。从图7(a)可看出，在CD区域，也就是NiTi合金支撑有效区域，密封压紧力分布在35 MPa附近呈现明显规则波纹状，波纹幅度约为±3 MPa;在弯矩作用下，相对无弯矩作用，法兰受拉侧垫片密封压紧力下降约 2.5 MPa，而受压侧上升约 2.5 MPa。

如图7(a)所示，在Al-NiTi复合垫片两侧存在约1 mm宽左右的AC和BD区域，这一区域虽然有NiTi合金的支撑，但在弯矩作用下，垫片密封面压紧力受到影响较大。结合前文，这种影响随包覆层厚度减小，影响程度变大，不过这种影响提高了密封面局部区域的压紧力数值，有利于提高密封效果。

弯矩作用后，法兰出现受拉侧和受压侧，垫片边缘处密封压紧力表现出极为明显的受拉或受压现象，受拉一侧密封压紧力下降，边缘处甚至到0;而受压一侧则快速上升。这一现象在图7(a)和(b)中都有出现。

从图7(b)中可看出，较厚的包覆层不仅使得垫片密封面压紧力数值下降，起伏也较大。在AB区域内，这种波动甚至超过10 MPa。

3 结论

(1)NiTi合金包覆Al层后，垫片密封面压紧力数值下降，且呈现波纹状起伏;随包覆层厚度增加，密封压紧力数值降幅增大，且波动幅度也随之增大。

(2)包覆层厚度为0.2 mm时，NiTi支撑有效区域内，垫片密封面压紧力数值与NiTi垫片相比下降不大，即便在弯矩作用受压侧仍有超过30 MPa的密封压紧力，比金属石墨缠绕垫片要高。

(3)当包覆工艺较为理想时，Al-NiTi复合垫片内外侧边缘处在法兰密封面压应力作用下有明显的边缘效应，密封压紧力快速升高;包覆层厚度越薄，效应越明显，这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.