CCC Р

РУКОВОДЯЩИЙ ДОКУМЕНТ

СОСУДЫ И АППАРАТЫ.
НОРМЫ И МЕТОДЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ И ГЕРМЕТИЧНОСТЬ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ

РД 26-15-88

Москва 1990

РУКОВОДЯЩИЙ ДОКУМЕНТ

Дата введения 01.07.89

Настоящий руководящий документ устанавливает нормы и методы расчета на прочность и герметичность фланцевых соединений сосудов и аппаратов из стали, работающих в химической, нефтехимической и смежных отраслях промышленности в условиях воздействия статических и повторностатических нагрузок. Допускается применять настоящий РД для расчета фланцевых соединений трубопроводов и штуцеров при условии выполнения п.1.3. Руководящий документ применим при соблюдении требований ОСТ 26-291.

1. ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ

1.1. Термины и условные обозначения соответствующих им физических величин приведены в обязательном приложении 1. 1.2. Типы фланцевых соединений приведены на черт. 1-4*. Пределы применения типов фланцевых соединений приведены в справочном приложении 5. *Чертеж не определяет конструкцию. 1.3. Расчетные формулы настоящего стандарта применимы при

1.4. Если число циклов нагружения, вызванное сборками-разборками и изменениями режима эксплуатации (давления, температуры), более 1000, то необходимо после проверки прочности фланцев по разделу 8 произвести расчет на малоцикловую прочность по разделу 9. 1.5. Рабочая температура элементов фланцевого соединения определяется на основании теплотехнических расчетов или результатов испытаний. Допускается определять расчетную температуру элементов фланцевого соединения по табл. 1 .

Таблица 1

Тип фланцевого соединения	Изолированные			Неизолированные
Тип фланцевого соединения	t ф	t к	t б	t ф	t к	t б
Плоские, приварные в стык (черт. 1 , 2)	t					0,95 t
Со свободными кольцами (черт. 3)	t					0,81 t
Фланцы приварные под зажимы (черт. 4)	t					0,55 t

1.6. При работе аппарата в условиях нескольких расчетных режимов по температуре и давлению расчет производится на условия, обеспечивающие прочность и герметичность фланцевого соединения во всех режимах.

2. ДОПУСКАЕМЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ

2.1. Допускаемые напряжения для материалов болтов (шпилек) определяются по формулам при условии: а) если расчетная температура не превышает для болтов (шпилек) из углеродистых сталей 380°С, низколегированных сталей - 420°С, аустенитных сталей - 525°С

Б) если расчетная температура болтов (шпилек) превышает указанную в п.а

2.2. Коэффициенты запаса прочности п т, приведены в табл. 2.

Таблица 2

Материал болтов
	Рабочие условия		Условия испытания
	затяжка не контролируется	затяжка контролируется	затяжка не контролируется	затяжка контролируется
Углеродистые стали
Углеродистые стали
Аустенитные стали

2.3. Коэффициент запаса прочности по пределу длительной прочности п D =1,8. Коэффициент запаса прочности по пределу ползучести п п =1,1. 2.4. Допускаемые напряжения для материалов болтов (шпилек) для рабочих условий определяются по табл. 3. 2.5. Допускаемые напряжения для материала фланцев или обечайки при расчете статической прочности: а) для фланцев по черт. 1 в сечении S 1: для рабочих условий и затяжки

Для условий испытания и затяжки

Б) для фланцев по черт. 1, 2, 3 , 4 , 11 в сечении S 0: для рабочих условий и затяжки

Для условий испытания

В) для кольца свободного фланца: для рабочих условий и затяжки

Для условий испытаний

S 0,2 , s в , [ s ] 20 - принимаются по ГОСТ 14249 или другой нормативной документации при расчетной температуре. Расчет фланцевого соединения для условий испытания производить не требуется, если расчетное давление в условиях испытания будет меньше, чем расчетное давление в рабочих условиях, умноженное на 1,35 . Примечания: 1. Для фланцев по черт. 1 допускаемое напряжение в сечении S 1 , для рабочих условий и условий затяжки при расчете с учетом нагрузки от температурных деформаций Q 1 может быть увеличено до 30%. 2. Для фланцев по черт. 3 допускаемое напряжение для свободного кольца при расчете с учетом нагрузки от температурных деформаций Q 1 может быть увеличено на 30%. (Измененная редакция, Изм. № 1)

3. РАСЧЕТ ВСПОМОГАТЕЛЬНЫХ ВЕЛИЧИН

3.1. Эффективная ширина прокладки, мм:

b 0 = b n при b n £ 15 мм

При b n > 15 мм

Для прокладок овального или восьмигранного сечения

3.2. Характеристики прокладки m , q обхв, К , Е п принимаются по табл. 4 . 3.3. Податливость прокладки, мм/Н.

Для металлических и асбометаллических прокладок

у n =0.

3.4. Податливость болтов (шпилек) для фланцев по черт. 1 , 2 , 3 , 11 , мм/Н

Где L б = L б 0 +0,28 d - для болта, L б = L б 0 +0,56 d - для шпильки, f б - принимается по табл. 5. 3.5. Податливость зажимов для фланцев по черт. 4, мм/Н

Где l з принимается по ОСТ 26-01-64. 3.6. Параметры фланца* * В случае соединения с разными (по материалам или размерам) фланцами расчет следует производить для каждого фланца. 3.6.1. Эквивалентная толщина втулки, мм

S э =K × S 0 ,

Где K - определяется по черт. 5. Для фланцев по черт. 2, 3 , 4

S э = S 0 .

3.6.2. Коэффициенты

Где ; y 1 - определяется по черт. 6. Для крышек сферических неотбортованных

3.6.3. Угловая податливость фланца, 1/Н × мм

Где y 2 - определяется по черт. 7. Для фланца со сферической неотбортованной крышкой

3.7. Угловая податливость свободного кольца по черт. 3, 1/Н × мм,

Где y к - определяется по черт. 6. 3.8. Угловая податливость плоской крышки, 1/Н × мм,

Где ;

3.9. Угловая податливость фланца, нагруженного внешним изгибающим моментом, 1/Н × мм, для фланцев по черт. 1, 2

;

Для фланца по черт. 3

;

Для свободного кольца

;

3.10. Плечи моментов, мм: для фланцев по черт. 1, 2, 4 *

*Для фланцев по черт. 4

;

Для фланцев по черт. 3

4. КОЭФФИЦИЕНТ ЖЕСТКОСТИ ФЛАНЦЕВОГО СОЕДИНЕНИЯ

4.1. Фланцевое соединение, натруженное внутренним или наружным давлением и внешней осевой силой: для соединения по черт. 1, 2, 4

Где ; для соединения по черт. 4

Для соединений по черт. 3

Для соединения с крышкой

Где . 4.2. Фланцевое соединение, нагруженное внешним изгибающим моментом,

Где ; для фланцев по черт. 3

5. РАСЧЕТ НАГРУЗОК

5.1. Равнодействующая внутреннего давления, Н,

**Для условий вакуума или наружного давления Р< 0 5.2. Реакция прокладки в рабочих условиях, Н,

5.3. Нагрузка, возникающая от температурных деформаций, Н*: *В случае, если между фланцами зажата трубная решетка или другая деталь, необходимо учесть температурную деформацию этой детали. в соединении по черт. 1, 2

Где - толщина верхнего и нижнего фланца в соединении по черт. 3

Где ; в соединении по черт. 4

Где ; - высота верхнего нижнего упоров в соединении с крышкой

Где ; a ф , a к , a кр - определяются по ОСТ 26-11-04-84; a з - определяется по приложению 2. Примечания. 1. При определении нагрузок от температурных деформаций расчетную температуру фланцев, крышки, болтов (шпилек), трубной решетки, свободного кольца следует уменьшить на температуру при которой происходит сборка фланцевого соединения (20°С). 2. Если между фланцами зажата трубная решетка или для снижения нагрузок от температурных деформаций установлены дополнительные шайбы, то при определении l б 0 необходимо учесть их толщины. (Измененная редакция, Изм. № 1). 5.4. Болтовая нагрузка Р б в условиях монтажа принимается большей из следующих значений, Н*, * F <0, если усилие сжимающее. При определении Р б 4 . величина Q t учитывается только при Q t <0, при a <1в расчетах принимается a =1.

;

для фланцев по черт. 1, 2, 3 ;

Для фланцев по черт. 4,

Где B 1 - принимается по табл. 5. Для условий вакуума или наружного давления

Р б =Р б 2.

(Измененная редакция, Изм. № 1). 5.5. Приращение нагрузки в болтах (шпильках) в рабочих условиях, Н,

при a <1в расчетах принимается a =1. (Измененная редакция, Изм. № 1).

6. РАСЧЕТ БОЛТОВ (ШПИЛЕК)

6.1. Условия прочности болтов (шпилек)*: *Величина x >1 допускается по согласовании с одним из авторов стандарта. для фланцев по черт. 1, 2, 3

;

**Для условий вакуума и наружного давления где x =1,1+1,2; для фланцев по черт. 4

;

Примечание - при проверке прочности болтов для рабочих условий с учетом нагрузки на болты от стесненности температурных деформаций допускаемое напряжение может быть увеличено на 30%. (Измененная редакция, Изм. № 1). 6.2. Рекомендуемое значение крутящего момента при затяжке приводится в приложении 3 (рекомендуемое).

7. РАСЧЕТ ПРОКЛАДОК

Условие прочности прокладки проверяется для мягких прокладок

8. РАСЧЕТ ФЛАНЦЕВ НА СТАТИЧЕСКУЮ ПРОЧНОСТЬ*

8.1. Угол поворота фланца при затяжке

Где M 01 = P б × b . *В случае соединения с разными (по размерам или материалам) фланцами расчет следует производить для каждого фланца. 8.2. Приращение угла поворота фланца в рабочих условиях

Где . 8.3. Меридиональное напряжение в обечайке (втулке) на наружной и внутренней поверхностях при затяжке, МПа: для фланцев по черт. 1 в сечении S 1:

s н = s 1; s 12 =- s 1

Где , Т - определяется по черт. 8, D *= D при D ³ S 1 , D *= D + S 0 при D < S 1 и ¦ >1 , D *= D + S 1 при D < S 1 и ¦ =1 ; для фланцев по черт. 1 в сечении S 0

s 21 = ¦ × s 1 ; s 22 =- ¦ × s 1 ,

Где ¦ - определяется по черт. 9; для фланцев по черт. 2, 3 , 4

s 21 = s 1 ; s 22 =- s 1 ,

Где . 8.4. Приращения меридиональных напряжений в обечайке (втулка) на наружной и внутренней поверхностях в рабочих условиях, МПа: для фланцев по черт. 1 в сечении S 1

D s 11 = D s н + D s 1 ; D s 12 = D s н + D s 1

;

В сечении S 0

D s 21 = D s н + ¦ D s 1 ; D s 22 = D s н + ¦ D s 1

;

D s 21 = D s н + D s 1 ; D s 2 2 = D s н + D s 1

8.5. Окружные напряжения в обечайке (втулке) на наружной и внутренней поверхностях при затяжке, МПа: для фланцев по черт. 1 в сечении S 1

Для фланцев по черт. 1 в сечении S 0

D s 23 = 0,3 ¦ × s 1 ; D s 24 = -0,3 ¦ × s 1;

Для фланцев по черт. 2, 3, 4

D s 23 = 0,3 s 1 ; D s 24 = -0,3 s 1;

8.6. Приращения окружных напряжений в обечайке (втулке) на наружной и внутренней поверхностях в рабочих условиях, МПа: для фланцев по черт. 1 в сечении S 1

;

В сечении S о

Для фланцев по черт. 2, 3, 4

8.7. Условие прочности фланца при расчете статической прочности: для фланцев по черт. 1 в сечении S 1

при затяжке

в рабочих условиях

Для фланцев по черт. 1, 2, 3 , 4 в сечении S о

при затяжке

;

в рабочих условиях

9. РАСЧЕТ НА МАЛОЦИКЛОВУЮ УСТАЛОСТЬ

9.1. Расчетную амплитуду приведенных условных упругих напряжений при затяжке определяют по формуле

Где для фланцев по черт. 1 a б определяется по черт. 10. для фланцев по черт. 2

s 1 =0,

Для фланцев по черт. 3, 4

s 1 =0,

9.2. Расчетную амплитуду приведенных условных упругих напряжений в рабочих условиях определяют по формуле

Для фланцев по черт. 1

D s 1 = a б × D s 11 ,

Для фланцев по черт. 2

s 1 =0,

Для фланцев по черт. 3, 4

s 1 =0,

9.3. Проверка малоцикловой прочности фланцевого соединения проводится по ГОСТ 25859-83. Для этого по амплитуде напряжений, определенной из условия затяжки ( s a ) по п.9.1, определяется допустимое количество сборок-разборок [ N ] с . По амплитуде напряжений, определенной для рабочих условий () по п.9.2, определяется допустимое число циклов изменения режима эксплуатации [ N ] р . Условие прочности для заданного количества нагружений ( N с , N р ) будет выполняться, если

10. РАСЧЕТ СВОБОДНОГО КОЛЬЦА

10.1. Угол поворота свободного кольца

10.2. Кольцевое напряжение в свободном кольце, МПа

10.3. Условие прочности

11. ТРЕБОВАНИЯ К ЖЕСТКОСТИ

Допустимый угол поворота для фланцев по черт. 2, 3 , 4:

для рабочих условий и затяжки

Для условий испытаний

Для фланцев по черт. 1:

для рабочих условий и затяжки

0,009 при D £ 2000 мм;

0,013 при D > 2000 мм;

для условий испытаний

0,011 при D £ 2000 мм;

0,015 при D > 2000 мм;

Таблица 3

Несчетная температура, °С	Допускаемое напряжение, МПа, для сталей марок
Несчетная температура, °С		12Х18Н10Т, 10Х17Н13М2Т	35Х, 40Х, 38ХА, 37Х12Н8Г8МФБ, 20ХН3А

Продолжение табл. 3

Расчетная температура	Допускаемое напряжение, МПа, для сталей марок
Расчетная температура		18Х12ВМБФР	08Х15Н24В4ТР

Таблица 4

Тип и материал прокладки	Коэффициент m	Удельное давление обжатия прокладки q обж , МПа	Допускаемое удельное давление [ q ], МПа	Коэффициент обжатия, K	Условный модуль сжатия Е n × 10 -5 , МПа
Плоская из: резины по ГОСТ 7338 с твердостью по ШОРУ А до 65 единиц					0,3 × 10 -4 ´
резины по ГОСТ 7338 с твердостью по ШОРУ А более 65 единиц					0,4 × 10 -4 ´
паронита по ГОСТ 481 при толщине не больше 2 мм
картона асбестового по ГОСТ 2850 при толщине 1-3 мм
фторопласта-4 ТУ 6-05-810 при толщине 1-3 мм
алюминия марки АД по ГОСТ 21631
латуни марки Л63 по ГОСТ 2208
стали 05кп по ГОСТ 9045
Плоская из:
асбеста по ГОСТ 2850
в оболочке из алюминия,
меди и латуни
стали 05КП
стали типа 12Х18Н10Т
Кольцо с овальным или восьмигранным сечением из:
стали 0,5КП по ГОСТ 9045 или 08Х13 по ГОСТ 5632
стали 08Х18Н10Т

*Для сред с высокой проникающей способностью (водород, гелий, легкие нефтепродукты, сжиженные газы и т.п.) q обж = 35,0 МПа.

Таблица 5

Диаметр болта d , мм
Площадь поперечного сечения болта по внутреннему диаметру резьбы* f б , мм 2
Нагрузочная способность зажима В n Н
Высота упора h 2 , мм

*В случая применения шпилек с проточкой стержня до диаметра, меньшего внутреннего диаметра резьбы, значение площади поперечного сечения определяется по диаметру проточки.

12. РАСЧЕТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ С КОНТАКТИРУЮЩИМИ ФЛАНЦАМИ

12.1. Общие требования. 12.1.1. Термины и условные обозначения соответствующих им физических величин приведены в обязательном приложении 1. 12.1.2. Типы фланцевых соединений приведены на черт. 11. Пределы применения указанных типов фланцевых соединений приведены в справочном приложении 5. 12.1.3. Пределы применения расчетных формул настоящего раздела должны соответствовать п.1.3. 12.1.4. Расчетная температура элементов фланцевого соединения устанавливается в соответствии с п.1.5. 12.2. Допускаемые напряжения. 12.2.1. Допускаемые напряжения для материала болтов определяют по п. 2.1 с увеличением на 25%. 12.2.2. Допускаемые напряжения для материала фланца при расчете статической прочности определяются по п.2.5. 12.3. Расчет вспомогательных величин. 12.3.1. Эффективная ширина и характеристики прокладки определяются по пп. 3.1; 3.2. 12.3.2. Податливость контактных поясов прокладки, мм/Н

12.3.3. Расчетная длина и податливость болтов (шпилек) определяются по п.3.4. 12.3.4. Параметры фланца. 12.3.4.1. Угловая податливость фланца определяется по п.3.6. 12.3.5. Угловая податливость плоской крышки определяется по п.3.8. Угловая податливость крышки сферической неотбортованной определяется по п.3.6.3. 12.3.6. Плечи моментов, мм:

;

12.3.7. Коэффициенты:

;

Чертеж не определяет конструкцию

Ориентировочные значения h 1 , a 1 , a 2 принимаются по табл. 6:

;

Где Для фланцев по черт. 11а

Для фланцев по черт. 11б

Таблица 6

D

12.4. Расчет нагрузок 12.4.1. Равнодействующая внутреннего давления, Н

12.4.2. Нагрузки в элементах соединения, возникающие от температурных деформаций

12.4.3. Болтовая нагрузка в условиях монтажа принимается большей из следующих значений, Н:

12.4.4. Приращение нагрузки в болтах (шпильках) в рабочих условиях, Н

12.4.5. Реакция контактных поясов прокладки в рабочих условиях, Н:

;

12.4.6. Максимальный изгибающий момент принимается большим, Н × мм:

;

Где [ s ] 20 , [ s ] - принимаются по ОСТ 26-11-04. 12.5. Расчет болтов (шпилек) 12.5.1. Условия прочности болтов (шпилек) и величина крутящего момента на ключе определяются по п.6. 12.6. Условие прочности прокладки

12.7. Условие герметичности

12.8. Расчет фланца 12.8.1. Меридиональное напряжение в обечайке (втулке), МПа

Где коэффициент Т определяется по черт. 8. 12.8.2. Окружное напряжение в обечайке (втулке), МПа

12.8.3. Условие прочности обечайки

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Обязательное

Термины и обозначения

Таблица 7

	Обозначение
Ширина прокладки, мм	b n
Нагрузочная способность зажима, Н	B 1
Прибавка для компенсации коррозии, мм	C
Внутренний диаметр фланца, мм
Внутренний диаметр свободного кольца, мм	D к
Наружный диаметр фланца, мм	D н
Наружный диаметр свободного кольца, мм	D нк
Диаметр окружности расположения болтов (шпилек), мм	D б
Средний диаметр прокладки, мм	D сп
Наружный диаметр болта (шпилька), м<	d
Модуль продольной упругости материала при температуре 20°С и расчетной, МПа, принимается по ГОСТ 14249:
фланца	Е 20 , Е
болтов (шпилек)	Е 20 б , Е б
свободного кольца.	Е 20 к , Е к
крышки	Е 20 кр , Е кр
Условный модуль сжатия материала прокладки, МПа
Внешняя осевая сила (сжимающая со знаком минус),Н	F
Площадь поперечного сечения болта (шпильки) по внутреннему диаметру резьбы, мм 2	f б
Толщина фланца, свободного кольца, мм	h , h к
Высота упора, принимается по ОСТ 26-01-64, мм	h 1
Высота бурта для опирания зажима, мм	h 2
Толщина крышки и фланцевой части в зоне уплотнения, мм	h кр , s кр
Толщина прокладки, мм	h п
Длина конической втулки, мм	L
Внешний изгибающий момент, Н × мм	M
Радиус сферы сферической неотбортованной крышки, мм	R c
Радиус бурта для опирания зажима, принимается по ОСТ 26-01-64, мм	R
Расчетное давление, МПа
Толщина конической втулки в месте соединения с
фланцем	S 1
обечайкой, втулкой, днищем, мм	S 0
Толщина обечайки, днища, втулки, мм	S 0
Расстояние между опорными поверхностями гайки и головки болта, шпильки, мм	L б 0
Число болтов (шпилек), шт	n
Расчетная температура, °С
фланца, крышки	t ф
болтов (шпилек)
свободного кольца	t к
Температурный коэффициент линейного расширения материала, 1/°С
фланца	a ф
болтов (шпилек)	a б
свободного кольца	a к
крышки	a кр
Предел текучести материала болтов (шпилек) при расчетной температуре, МПа	s т
Среднее значение предела длительной прочности за 10 5 ч при расчетной температуре, МПа	s д × 10 5
Средний 1%-ный предел ползучести за 10 5 ч при расчетной температуре, МПа	s 1% × 10 5
Допускаемое напряжение материала болтов (шпилек) при температуре 20°С и расчетной, МПа	[ s ] 20 б, [ s ] б
Предел текучести материала фланца, МПа	s 0,2
Допускаемое напряжение материала фланца при температуре 20°С и расчетной, МПа	[ s ] 20 , [ s ]
Допускаемое напряжение материала свободного кольца при расчетной температуре, МПа	[ s ] к
Допускаемые напряжения для фланцев в сечениях S 1 и S 0	[ s ] S 1 , [ s ] S 0
Расчетная и допускаемая амплитуда условных упругих напряжений, МПа	s а , [ s а ]
Заданное и допускаемое число циклов нагружения	N , [ N ]

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Коэффициенты линейного расширения

Таблица 8

Марки стали	Коэффициент линейного расширения a × 10 6 , 1/°С в зависимости от температуры, °С
Марки стали
35
40
20Х13
14Х17Н2
35Х 40Х 38 ХА
20XH3A
30XMA
25Х1МФ
25Х2М1Ф
18Х12ВМБФР
37Х12Н8Г8МФБ
12Х18Н10Т 10Х17Н13М2Т
45Х14Н14В2М
ХН35ВТ
08Х15Н24В4

(Измененная редакция, Изм. № 1).

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Крутящий момент на ключе при затяжке

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

Справочное

Пример расчета фланцевого соединения

Исходные данные: D = 400 мм, h = 300 мм, f = 200°С, E 20 = 1,99 × 10 5 МПа; D н = 535 мм, h п = 2 мм, P = 0,6 МПа, Е = 1,81 × 10 5 МПа; D б = 495 мм, S 0 = 8 мм, М = 0,83 × 10 7 Н × мм, = 2,1 × 10 5 МПа; D сп = 445 мм, d = 20 мм, F = 15000 Н, Е б = 2,01 d 10 5 МПа; b п = 12 мм, n = 20, с = 2 мм, a ф = 12,6 × 10 -6 1/°С; a б = 11,9 × 10 -6 1/°С Материал фланцев - сталь 20К. Материал болтов - сталь 35. Материал прокладки - паронит ПОН.

1. Расчет вспомогательных величин

1.1. Эффективная ширина прокладки

b o = b n = 12 мм.

1.2. Характеристики прокладки, принимаются по табл. 4: m = 2.5; q обж = 20 МПа; К = 0,9; Е n = 2 × 10 3 МПа. 1.3. Податливость прокладки

1.4. Податливость болтов

Где f б = 225 мм 2 принимается по табл. 5. 1.5. Параметры фланца 1.5.1. Эквивалентная толщина втулки

S о = S o = 8 мм.

1.5.2. Коэффициенты

y 1 = 0,16 определяется по черт. 6;

1.5.3. Угловая податливость фланца

Где y 2 = 6,9 определяется по черт. 7. 1.6. Угловая податливость фланца, нагруженного внешним изгибающим моментом,

1.7. Плечи момента:

b = 0,5(D б -D сп ) = 0,5(495 - 445) = 25 мм;

e = 0,5( D сп - D - S э ) = 0.5(445 - 400 - 8) = 18,5 мм.

2. Коэффициент жесткости фланцевого соединения

2.1. Фланцевое соединение, нагруженное внутренним давлением и внешней осевой силой:

2.2. Фланцевое соединение, нагруженное внешним изгибающим моментом:

;

3. Расчет нагрузок

3.1. Равнодействующая внутреннего давления

Q д = 0.785 × D 2 сп × P = 0,785 × 445 2 × 0,6 = 93270,0 Н.

3.2. Реакция прокладки в рабочих условиях

R n = p × D сп × b о × m × P = 3,14 × 445 × 12 × 2,5 × 0,6 = 25151,4 Н.

3.3. Нагрузка, возникающая от температурных деформаций

В условиях монтажа принимается большей из следующих значений:

P б1 =0,5 × p × D сп × b э × q обж =0,5 × 3,14 × 445 × 12 × 20=167676,0 H

P б1 =0,4 × × п × f б =0,4 × 130 × 20 × 225=234000,0 H .

3.5. Приращение нагрузки в болтах в рабочих условиях

4. Расчет болтов

Где принимается по табл. 3,

5. Расчет прокладок

;

[ q ] = 130 МПа, принимается по тaбл. 4;

6. Расчет фланца

6.1. Угол поворота фланца при затяжке:

6.2. Приращение угла поворота фланца в рабочих условиях:

6.3. Меридиональные напряжения в обечайке на наружной и внутренней поверхностях при затяжке, МПа

Где Т = 1,78 - принимается по черт. 8;

s 21 = 353,6 МПа; s 22 = -353,6 МПа.

6.4. Приращения меридиональных напряжений в обечайке на наружной и внутренней поверхностях в рабочих условиях:

D s 21 = D s н + D s 1 = 24,3 + 104 = 128,3 МПа;

D s 22 = D s н - D s 1 = 24,3 + 104 = 128,3 МПа;

6.5. Окружные напряжения в обечайке на наружной внутренней поверхностях при затяжке, МПа:

s 23 = 0,3 × s 1 = 0,3 × 353,6 = 106,1 МПа;

s 24 = -0,3 × s 1 = -0,3 × 356,6 = -106,1 МПа.

s s 0 = 425,6 МПа < 491 МПа.

Уровень напряженного состояния не превышает допускаемый.

7. Требование к жесткости

q + D q £ ,

0,0040 + 0,0012 = 0,0052<0,013.

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

Пределы применения типов фланцевых соединений

Фланцы плоские (черт. 2), со свободном кольцом (черт. 3), с зажимами (черт. 4) рекомендуется применять при температуре среды до 300°С. Фланцы с гладкой уплотнительной поверхностью рекомендуются для условных давлений среды до 1,6 МПа. Фланцы с уплотнительной поверхностью выступ-впадина рекомендуются для условных давлений среды более 1,6 МПа. Фланцы с уплотнительной поверхностью «шип-ваз» рекомендуются для прокладок, которые необходимо помещать в замкнутый объем. Фланцы с уплотнительной поверхностью под металлическую прокладку овального или восьмигранного сеченая рекомендуются для условных давлений среды более 6,0 МПа. Фланцы контактирующие (черт. 11) рекомендуются для условных давлений до 0,6 МПа и вакуума с остаточным давлением не ниже 5 мм рт.ст. (0,005 МПа ост.) при температуре до плюс 300°С.

Параметры фланцевого соединения, мм	Типы фланцев
Параметры фланцевого соединения, мм	Приварные встык (черт. 1)	Плоские (черт. 2)	Свободные (черт. 3)	Примечание
1. Толщина обечайки (втулки)	S = S 0 +1,3 S , но не во всех случаях	S 0 ³ S		S - толщина обечайки, к которой приваривается фланец; b принимается по черт. 13
	S 0 -S × 5 мм
	S 1 = b S 0
2. Длина конической втулки t				i = 1:3 уклон втулки
3. Диаметр болтовой окружности	D б ³ D + 2(S 1 + d + u )	D б ³ D +2(2S 1 +d × u )	D б >D к +8(d +u 1)	u = 6 мм u 1 = 8 мм
D б	D б = ε 1 × D 0,931	D б ³ D +2(2S 1 +d × u )	D б >D к +8(d +u 1)	ε 1 принимается по табл. 11 d принимается по табл. 13
4. Наружный диаметр фланца D н	D н ³ D б +а			а принимается по табл. 13
5. Наружный диаметр прокладки D s	D s = D б - e		D s £ D s 1	е принимается по табл. 13
6. Средний диаметр прокладки D сп	D сп = D s - b			b принимается по табл. 14
7. Число болтов n				t 1 принимается по табл. 12
8. Ориентировочная толщина фланца h				l 1 принимается по черт. 14 S 0 принимается по п.3.6.1

2 - для фланцев по черт. 1

Таблица 11

Безразмерный параметр ε 1 в зависимости от Р у

Таблица 13

Вспомогательные величины d , a и е для болтов (шпилек)

Р у , МПа	Диаметры болтов (шпилек) для аппаратов, мм

Диаметр болта d б

Диаметр отверстия под болт d

Для гаек шестигранных

Для гаек шестигранных с уменьшенным размером под ключ

Для плоских прокладок

Для прокладок овального или восьмиугольного сечения

Таблица 14

Размеры прокладок

Материал прокладки	Диаметр аппарата, мм	Ширина прокладки, мм
Плоские неметаллические прокладки	D £ 1000
	1000 < D £ 2000
	D > 2000
Плоские металлические прокладки	D £ 1000
Плоские металлические прокладки	D > 1000
Плоские прокладки в металлической оболочке и зубчатые металлические прокладки	D £ 1600
	D > 1600
Овального или восьмиугольного сечения прокладки для Р у ³ 6,3 МПа	D £ 600
	600 < D £ 800
	800 < D £ 1000
	1000 < D £ 1600

Продолжение таблицы*

Материал прокладки	Диаметр аппарата, мм	Ширина прокладки, мм	Толщина прокладки, мм
ТРГ «Графлек c) не армированная с абтюретором	400< D £ 600
	600 £ D <1000
	1000 £ D <1500

	400 £ D <600

ТРГ «Графлек c) армированная с абтюретором	400 £ D <600
ТРГ «Графлек c) армированная с абтюретором	600 £ D <1000

* Размеры прокладок приняты по техническим условиям, разработанными НПО «УНИХИМТЕК.(Измененная редакция, Изм. № 1).

Приложение 6

(Обязательное)

НОРМЫ И МЕТОДЫ РАСЧЕТА НА ПРОЧНОСТЬ И ГЕРМЕТИЧНОСТЬ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ С ПРОКЛАДКАМИ ИЗ ТЕРМОРАСШИРЕННОГО ГРАФИТОВОГО МАТЕРИАЛА «ГРАФЛЕКС»

1. Настоящее приложение распространяется на расчет фланцевых соединений с уплотнительными поверхностями «шип-паз» с прокладками из ТРГ«ГРАФЛЕКС».2. Характеристики прокладок из ТРГ «ГРАФЛЕКС»* m , q обж ,.[ q ], приведены в табл. Модуль упругости прокладки E п = 11,1 q , где - удельное давление на прокладку при затяжке, МПа.3. Коэффициент жесткости фланцевого соединения a определяется в соответствии с п. 4.1.В связи с тем, что модуль упругости прокладки зависит от удельного давления на прокладку ( q ), то при определении a податливость прокладки определяется методом последовательных приближений следующем путем:Предварительно определяется удельное давление на прокладку при затяжке по формуле: Р б - болтовое усилие для условий монтажа, определяемое по п.5.4.При определении Р б - коэффициент в первом приближении принимается равным единице.Затем по формуле E п = 11,1 q определяется модуль упругости и по п. 3.3 податливость прокладки.Если a получится больше единицы, то необходимо определить болтовое усилие Р б1 , по п.5.4. с полученным коэффициентом a и повторить определение q и Е . После этого вновь определить коэффициент a . *Примечание. Характеристики прокладок представлены НПО «УНИХИМТЕК Если при первом приближении коэффициент a получится меньше единицы, то при расчете фланцевых соединений коэффициент a принимается равным единице и дальнейшие приближения по определению a не требуются.

Тип и материал прокладки	Коэффициент m	Удельное давление обжатия прокладки q обж , МПа	Допускаемое удельное давление [ q ], МПа
Прокладка ТРГ неармированная с обтюратором
Прокладка ТРГ армированная без обтюратора			120 при t =2 мм) 100 при t =3 мм)
Прокладка ТРГ армированная с обтюратором
*) толщина прокладки в свободном состоянии

ИНФОРМАЦИОННЫЕ ДАННЫЕ

1. РАЗРАБОТАН НИИхиммашем, Укрниихиммашем, ВНИИнефтемашем ИСПОЛНИТЕЛИ: Рачков В.И., к.т.н.; Зусмановская С.И., к.т.н.; Гапонова Л.П.; Смольский К.В., к.т.н.; Заваров В.А.; Морозов В.Г.; Перцев Л.П., д.т.н.; Голубова Т.П.; Мамонтов Г.В., к.т.н.; Зейде И.Е.; Вольфсон Б.С. 2. УТВЕРЖДЕН И ВВЕДЕН В ДЕЙСТВИЕ листом утверждения Главного научно технического управления от 29.11.88 г. 3. ВЗАМЕН ОСТ 26-373-78, ОСТ 26-01-396-78, ОСТ 26-01-54-77. 4. ССЫЛОЧНЫЕ НОРМАТИВНО-ТЕХНИЧЕСКИЕ ДОКУМЕНТЫ

	Номер пункта, подпункта, перечисления, приложения
ГОСТ 481-80
ГОСТ 2208-75
ГОСТ 2850-80
ГОСТ 5632-72
ГОСТ 7338-77.
ГОСТ 9045-80
ГОСТ 14249-80	Приложение 1
ГОСТ 21631-76
ГОСТ 25859-83
ОСТ 26-01-64-83	Приложение 1
ОСТ 26-11-04-84	2.5, 5.3, 12.4.6
ОСТ 26-291-87	Вводная часть
ТУ6-05-810-76

1. Общие требования. 1

2. Допускаемые напряжения. 3

3. Расчет вспомогательных величин. 4

4. Коэффициент жесткости фланцевого соединения. 6

5. Расчет нагрузок. 7

6. Расчет болтов (шпилек) 8

7. Расчет прокладок. 9

8. Расчет фланцев на статическую прочность* . 9

9. Расчет на малоцикловую усталость. 11

10. Расчет свободного кольца. 12

11. Требования к жесткости. 12

12. Расчет фланцевых соединений с контактирующими фланцами. 16

Приложение 1 Термины и обозначения. 20

Приложение 2 Коэффициенты линейного расширения. 21

Приложение 3 Крутящий момент на ключе при затяжке. 21

Приложение 4 Пример расчета фланцевого соединения. 22

Приложение 5 Пределы применения типов фланцевых соединений. 26

Приложение 6 Нормы и методы расчета на прочность и герметичность фланцевых соединений с прокладками из терморасширенного графитового материала « графлекс» . 29

В.Т. Барченко, М.Л. Виноградов

Санкт-Петербургский государственный электротехнический университет "ЛЭТИ" (СПбГЭТУ), ул. Профессора Попова, 5, Санкт-Петербург, 197376, Россия, , Этот адрес электронной почты защищен от спам-ботов. У вас должен быть включен JavaScript для просмотра.

В данной статье приводится методика определения нормы герметичности для вакууммируемого изделия и расчета временной зависимости изменения давления в устройстве при наличии течи. Представлено соотношение потоков течи по гелию и герметичности для различных типов проникающих веществ. Показаны новинки проборов для организации контроля герметичности на предприятиях.

Портативный гелиевый течеискатель обеспечивает достоверную регистрацию потока гелия вплоть до 1 . 10 -7 Па. м 3 /с (7,6 . 10 -4 л. мкм рт. ст./с).

Как и крупногабаритные стационарные течеискатели, переносной течеискатель имеет функцию обнуления фона, которая служит для привязки концентрации гелия в помещении к нулю, и позволяет проводить контроль герметичности независимо от постоянного уровня гелия вблизи объекта.

Рассмотрим график статистического распределения течей, выявляемых при работе с гелиевыми течеискателями . На график, приведенный на рисунке 2, наложены диапазоны чувствительности портативного течеискателя в профессиональном и стандартном исполнениях.

Рисунок 2. Статистическое распределение количества обнаруживаемых течей различных потоков

Анализ данного статистического распределения позволяет сделать вывод, что в диапазон чувствительности портативного гелиевого течеискателя попадает абсолютное большинство реальных сквозных течей, которые необходимо обнаруживать при контроле герметичности.

Течи потоком 10 -9 мм рт.ст. . л/с и менее обусловлены, прежде всего:

o проницаемостью вакуумных уплотнений,

o газовой диффузией и проводимостью через материалы изделий (например, через полимеры),

o десорбцией и испарением с внутренних стенок изделия.

Натекания, обусловленные перечисленными причинами, следует предотвращать на этапе разработки конструкции и выбора материалов изделий, а также путем проведения подготовки изделия к испытаниям по методикам, описанным в . При дальнейших испытаниях на герметичность, течи потоком 7,5 . 10 -7 мм рт. ст. . л/с и более могут быть обнаружены с помощью портативного гелиевого течеискателя.

Манометрический течеискатель для интегрального контроля герметичности

Манометрический течеискатель – автоматический течеискатель для контроля герметичности изделий, обеспечивающий измерение общего натекания до 10 -4 Па. м 3 /с и выше.

Течеискатель снабжен двумя типами датчиков: давления и потока газа. Вакуумная система течеискателя построена таким образом, что возможно реализовать манометрический, вакуумметрический методы контроля герметичности, а также течеискание по измерению расхода газа.

Рисунок 3. Течеискатели: а – портативный гелиевый, б – манометрический

Принципы обнаружения течи, реализованные в данном приборе, делятся на два типа.

1) Течеискание по росту или падению давления. Манометрический и вакуумметрический методы применяются для определения суммарной утечки. Манометрический метод подходит для замкнутых конструкций, в которых можно создать давление выше атмосферного. Вакуумметрический – для замкнутых конструкций, в которых можно создать вакуум.

Принцип расчета потока течи основан на контроле скорости изменения давления в объекте контроля. В приборе установлен эталонный герметичный объем, отделенный от измеряемого объекта чувствительной к перепаду давления мембраной. Способ течеискания по измерению дифференциального давления заключается в том, что и объект, и эталонный объем откачиваются или заполняются газом до одинакового давления.

При наличии течи в испытуемом объекте, баланс давлений нарушается и мембрана, разделяющая объемы, деформируется. По изменению емкости конденсатора, одной обкладкой которого служит указанная мембрана, производится насчет величины течи в испытуемом объекте.

2) Течеискание по измерению расхода газа.Прибор измеряет количество воздуха, который проникает в объект в случае наличия течи. Испытания проводятся с помощью датчика расхода газа. Прибор калибруется с помощью контрольной течи, устанавливаемой специальный порт течеискателя, и внешнего измерителя расхода газа.

Литература

1. Локтев И.И. / Контроль крупных и мелких течей в тепловыделяющих элементах // Вакуумная техника и технология, том 10, №3, 2000

2. The US Particle Accelerator School Vacuum Fundamentals, Lou Bertolini, Lawrence Livermore National Laboratory, January 19, 2004

3. ОСТ 5.0170-81. Контроль неразрушающий. Металлические конструкции. Газовые и жидкостные методы контроля герметичности.

4. ПНАЭ Г-7-019-89. Унифицированная методика контроля основных материалов (полуфабрикатов), сварных соединений и наплавки оборудования, и трубопроводов АЭУ. Контроль герметичности. Газовые и жидкостные методы.

УДК 517.958:532.5 , 621 :007

ПРОГРАММНЫЙ МОДУЛЬ ДЛЯ РАСЧЕТА ГЕРМЕТИЧНОСТИ

ТОРЦЕВЫХ ОСЕСИММЕТРИЧНЫХ УПЛОТНЕНИЙ НА ОСНОВЕ

КОНЕЧНОЭЛЕМЕНТНОЙ МОДЕЛИ

Представлена математическая модель течения жидкой среды в торцевых осесимметричных уплотнениях, учитывающая как волнистость, так и шероховатость рабочих поверхностей. Предложен программный модуль для расчета утечек рабочей среды на основе конечноэлементного моделирования. Приведены результаты модельных экспериментов, показывающие адекватность применения данной схемы для расчета герметичности соединений.

Ключевые слова: торцевые осесимметричные уплотнения; расчет герметичности; программный модуль; конечноэлементная модель.

Одной из важнейших проблем при проектировании элементов новой техники в машиностроении, станкостроении, энергомашиностроении, в авиационной и аэрокосмической промышленности является проблема изоляции рабочих сред и обеспечения заданной степени герметичности различных аппаратов, сосудов, соединений трубопроводной арматуры и т. п. Для решения данной проблемы используют большое разнообразие уплотнительных устройств, как правило, конструктивно простых, но играющих зачастую определяющую роль в обеспечении надежности изделия в целом. Одним из характерных видов уплотнительных устройств, сочетающих в себе многие наиболее общие свойства и рабочие характеристики, являются металл-металлические уплотнения (рис. 1). Такие уплотнения широко применяются во многих отраслях промышленности.

Рис. 1. Типы металл-металлических уплотнений по форме контакта: a - плоский; б - конусный; в - линейный;

г - конусно-сферический; R , l , d – радиус закругления, ширина пояска и рабочий диаметр уплотнения

По специфике механизма герметизации данные соединения относятся к контактным, и их работоспособность определяется сложным характером влияния геометрических и физико-механических параметров рабочих поверхностей на динамику их контактного взаимодействия. Сложная структура стыка, с другой стороны, создает определенные проблемы для математического описания движения рабочих сред в соединениях.

Перечисленное обусловило то, что до настоящего времени не разработана единая теоретическая модель и алгоритмы расчета утечек рабочих сред в герметизируемых соединениях с учетом реальной топографии рабочих поверхностей стыка соединений и условий их эксплуатации.

Отсутствие расчетных моделей приводит к необходимости проведения длительного и трудоемкого экспериментального подбора материалов, технологических методов изготовления и сборки для каждого нового герметизируемого соединения, что существенно удлиняет и удорожает подготовительную стадию производства и препятствует разработке САПР.

В статье предложена модель потока рабочей среды в осесимметричных металл-металлических уплотнениях с использованием параметров реальной топографии уплотняемых поверхностей. Расчет основан на методе конечных элементов, реализованном для уравнения Рейнольдса в полярных координатах.

Постановка задачи. Модель потока рабочей среды в уплотнении с учетом влияния шероховатости может быть описана уравнением для поля давлений жидкой среды в тонких слоях, полученным Патиром и Чженом в условиях приближения Рейнольдса:

https://pandia.ru/text/79/265/images/image006_1.gif" width="211 height=23" height="23">,

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image008.gif" width="52" height="23">, – высоты волнистости нижней и верхней рабочих поверхностей уплотнения относительно средних плоскостей соответственно; – зазор между средними плоскостями волнистости (постоянная величина); – зазор в уплотнении с учетом топографии волнистости; https://pandia.ru/text/79/265/images/image013.gif" width="49" height="21 src="> – давление в канале, образуемом зазором. Для вычисления функции EN-US">

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image016_0.gif" alt="Подпись:" align="left" width="241 height=255" height="255">

Здесь – кольцевая область; – пробная функция, удовлетворяющая следующим граничным условиям:

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image025.gif" width="16" height="24 src="> - радиусы внешней и внутренней границ уплотнения соответственно (рис. 2).

Область представляется в виде конечноэлементной модели ..gif" width="229 height=25" height="25">,font-size:14.0pt"> – отдельный конечный элемент; – обобщенные параметры, зависящие от элемента..gif" width="21" height="25 src=">и font-size: 14.0pt"> ,

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image039.gif" width="21" height="24"> - элементарный вклад в функционал

После подстановки выражения для пробной функции выражение для элементарного вклада преобразуется к виду

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image043.gif" width="69" height="28">, – коэффициенты, выраженные через координаты узлов элемента.

В точке минимума производные функционала по каждому узловому значению обращаются в нуль:

где w , s , t – номера узлов сетки, входящих в элемент e . Присутствующий в выражении интеграл может быть вычислен численно.

Полученные зависимости суммируются и приравниваются к нулю. Все вместе они образуют систему линейных уравнений:

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image049.gif" width="25" height="23">.gif" width="23" height="23 src=">) и внутренней () границах рассчитываются по следующим соотношениям :

https://pandia.ru/text/79/265/images/image055.gif" width="200" height="52">.gif" width="25" height="21 src="> – шаг сетки по угловой координате; – число разбиений по угловой координате; – число разбиений по радиальной координате; https://pandia.ru/text/79/265/images/image061.gif" width="39" height="25 src="> – значение давления в узловой точке на последней внутренней окружности; EN-US">MSIU RondWave 2D (свидетельство о регистрации программного продукта №). Встроенный таким образом, он позволяет анализировать герметичность соединения непосредственно сразу же по окончании измерения волнистости его рабочих поверхностей.

Вызов модуля осуществляется из пункта «Моделирование» главного меню управляющей программы АПК (рис. 4). При запуске процесса моделирования первоначально открывается окно параметров исследуемой модели (рис. 5)..gif" width="21" height="23">.gif" width="24" height="23"> – величина гарантированного зазора между максимальным пиком неровности одной рабочей поверхности и максимальным пиком неровности второй рабочей поверхности; – дискретно заданная функция, характеризующая влияние шероховатости.

font-size:10.0pt">Рис. 4. Встроенный модуль для численного моделирования

Функции влияния шероховатости (коэффициенты потока) вычисляются разработанным ранее программным комплексом и экспортируются в данный программный модуль. Каждая функция представляет собой текстовый файл, расположенный в папке functions . Первая строка данных файлов содержит количество точек, в которых задана функция. Последующие строки содержат пары значений – зазор и соответствующее ему значение , разделенные пробелом. В интервалах между заданными значениями зазора функция интерполируется линейно. На границах она интерполируется константными функциями и соответственно для верхней и нижней границ по величине зазора https://pandia.ru/text/79/265/images/image074.gif" alt="Подпись:" align="left" width="390 height=385" height="385">Информация о топографии волнистости поверхности соединения, а также о его геометрических размерах задается через основную программу комплекса MSIU RondWave 2 D .

После ввода параметров исследуемого соединения проводится конечноэлементное моделирование, в результате которого формируется отчет о герметичности соединения (рис. 6). Отчет включает в себя карту распределения давлений внутри зазора между рабочими поверхностями соединения, схему и параметры соединения, полные утечки рабочей среды и график распределения локальных утечек по угловой координате.

Рис. 6 . Отчет о герметичности соединения

Проверка точности вычислений утечек через осесимметричные торцевые соединения с использованием программного модуля. Для проверки адекватности разработанной модели была проведена серия модельных экспериментов по исследованию утечек в абсолютно гладких торцевых осесимметричных уплотнениях. Для подобных соединений существуют аналитические способы нахождения объемных утечек. Сравнение результатов полученных путем аналитических расчетов, с результатами численного моделирования позволяет определить адекватность программного комплекса.

Для расчета утечек через осесимметричные уплотнения предложена следующая аналитическая модель :

, (2)

где https://pandia.ru/text/79/265/images/image078.gif" width="16" height="15"> – угловая скорость вращения соединения. С учетом того, что соединение неподвижно, уравнение (2) принимает вид

Все модельные исследования проводились для дизельного топлива марки A , обладающего характеристиками, представленными в табл. 1. Зазор в соединении варьировался в диапазоне от 1 до 2 мкм. Расчет проводился без учета влияния шероховатости (единичная функция 624 " style="width:467.8pt;margin-left:5.4pt;border-collapse:collapse;border:none">

Параметр

Обозначение

измерения

Принимаемые

значения

Давление снаружи уплотнения

1·105

Давление внутри уплотнения

Радиус внешней границы уплотнения

Радиус внутренней границы уплотнения

2,5 ·10-2

Зазор между рабочими поверхностями уплотнения

1·10-6; 1,2·10-6;

1,4·10-6; 1,6·10-6;

1,8·10-6; 2·10-6

Коэффициент динамической вязкости рабочей среды

кг/(м ·с)

Сравнение результатов численного моделирования (https://pandia.ru/text/79/265/images/image052.gif" width="23" height="23 src=">) с аналитическими утечками показало, что различие между ними составляет не более 0,5% . Результаты исследования в виде зависимости утечек от среднего зазора представлены на рис. 7. Таким образом, было показано, что данный программный комплекс удовлетворяет аналитической модели для простейших случаев соединений.

Численное моделирование влияния волнистости на герметичность соединения. Для изучения влияния волнистости на герметичность соединений было проведено численное исследование. В качестве объекта исследования было выбрано модельное соединение, обладающее характеристиками, указанными в табл. 2. Верхняя рабочая поверхность принималась идеально ровной. Так как целью эксперимента являлось определение степени влияния волнистости поверхности на утечки, то коэффициент влияния шероховатости был принят постоянным и равным единице.

Гарантированный зазор в соединении h Δ задавался как расстояние между максимальным пиком нижней рабочей поверхности и плоскостью верхней рабочей поверхности. Эквивалентный зазор в гладком соединении вычислялся как расстояние от плоскости верхней поверхности до средней плоскости нижней поверхности. Расчеты были проведены для значений h Δ : 1; 2; 3; 5; 8; 10; 15 и 20 мкм. Им соответствовали эквивалентные зазоры в гладком соединении: 9,68; 10,68; 11,68; 13,68; 16,68; 18,68; 23,68 и 28,68 мкм.

Таблица 2

Характеристики экспериментального модельного уплотнения

Параметр

Обозначение

измерения

Значение

Давление снаружи уплотнения

1·10 5

Давление внутри уплотнения

5·10 5W a , методика расчета без учета волнистости приводит к 20%-й погрешности. При меньших значениях h Δ эта погрешность может резко возрастать. В свою очередь, с большим ростом значения h Δ она постепенно уменьшается.

Результаты исследования отображены на рис..gif" width="31" height="25 src="> – в соединении с гладкими стенками.

font-size:12.0pt">Рассмотренная модель потока рабочей среды в осесимметричных металл-металлических уплотнениях с использованием параметров реальной топографии уплотняемых поверхностей может найти практическое применение при проектировании данных уплотнений, назначении технологических методов их изготовления с использованием современных САПР. На основе данной модели разработан программный комплекс, позволяющий проводить быструю и эффективную оценку герметичности торцевых уплотнений.

Список литературы

1. Patir, N. An Average Flow Model for Determining Effects of Three-Dimensional Roughness on Partial Hydrodynamic Lubrication / N. Patir, H. S. Cheng // ASME Journal of Lubrication Technology. – 1978. - Vol. 100. - № 1. - P. 12-17.

2. Sheipak, A. A. Application of finite element method (FEM) for calculation of flow factors in seals / A. A. Sheipak, V. V. Porohsyn, D. G. Bogomolov // Abstracts of papers from 2nd world tribology congress (Vienna, Austria, 3 - 7 September 2001). - P. 173-174.

3. Норри, Д. Введение в метод конечных элементов / Д. Норри, Ж. де Фриз. – М.: Мир, 1981. – 304 c .

4. Кондаков, и уплотнительная техника: справочник / , . – М.: Машиностроение, 1986. – 464 с.

5. Порошин, -программный комплекс для трехмерного анализа волнистости поверхности деталей в механосборочном производстве / , // Сборка в машиностроении, приборостроении . - М.: Машиностроение, 2006. - № 12.

При конструировании герметичных изделий возникают две задачи: расчет усилия обжатия, обеспечивающего герметичность соединения, например корпуса и крышки (с прокладкой между ними), и расчет утечки газа через соединение.

Расчет усилия обжатия

Отсутствие обоснованных математических моделей разгерметизации объемных соединений не позволяет точно определить давление обжатия с учетом свойств среды, материала прокладок и характеристики микрогеометрни их поверхности. Поэтому получили распространение эмпирические формулы для определения давления обжатия. Они справедливы только в том диапазоне изменения параметров, в котором ставились эксперименты.

Зная необходимое усилив обжатия можно определить усилие затяжки соединения, например винтами, стягивающими уплотнительную прокладку между крышкой и корпусом.

Расчет утечки

При расчете утечки (скорости натекания) через уплотнение используются две модели. Одна из них - утечка через круглые капилляры, другая - ламинарное течение через плоскую щель (формула Пуазейля). Расчеты, сделанные по этим моделям, расходятся с практикой, т.к. последние не учитывают такие факторы, как контактное давление, характеристики микрогеометрии поверхности, а также физико-механические свойства материалов уплотняемых деталей и т.д. Между тем не все факторы в одинаковой степени влияют на утечку, поэтому многие авторы для каждого случая обрабатывали результаты эксперимента и получали эмпирические формулы, расчеты по которым дают хорошую сходимость с практическими данными.

Средняя статистическая высота щели и контактное давление Р к , обеспечивающее нормальнее уплотнение прокладки, связаны соотношением

где R - параметр, характеризующий способность материала к уплотнению микронеровностей поверхности. Утечка через уплотнение из эластомера равна.

Проводимость (утечка на единицу перепада давления и периметра уплотняемой поверхности В)

Здесь С 0 - проводимость при отсутствии внедрения прокладки в микронеровности уплотняемой поверхности.

Формулы 1-3 справедливы для газов, не создающих облитерацию, которая уменьшает утечку за счет заращивания щели.

Утечка газа через зазор между уплотнительной прокладкой и фланцами для лучших эластомеров колеблется в пределах 8·10 -6 ... 4·10 -11 Па·см 3 /с (8·10 _6 ... 4·10 -11 атм см 3 /с) на 1 см длины прокладки и зависит от ее материала и температуры,

Массовый расход газа через неплотности стыка герметичного соединения(4)

где Р и - .давление газе в изделии,

Р 0 - давление окружающей среды;

R - газовая постоянная,

h 0 - средняя высота щели при отсутствии контактного давления на стыке;

К 0 - постоянная Козени, зависящая от формы поперечного сечения щели (для круглой щели Ко =2);

t - коэффициент извилистости ();

- вязкость уплотняемой среды (газа);

Т- абсолютная температура;

Соответственно наружный и внутренний радиусы уплотнительных поверхностей;

(t=1,2) - наибольшая высота неровностей профиля уплотнительных поверхностей;

Sm - средний шаг неровностей профиля (ГОСТ 2789-73);

Ra - среднее арифметическое отклонение профиля;

Коэффициент пропорциональности;

Коэффициент, характеризующий физико-механические свойства материала уплотнительных поверхностей;

М i - коэффициент Пуассона материала,

Е i - модуль упругости материала;

r - средний радиус закругления вершин микронеровностей$

в 1 - суммарные параметры опорных кривых контактирующих поверхностей;

Параметр опорных кривых,

- гамма-функция.

Требование высокой степени герметичности микросборок, например, корпусов полупроводниковых приборов и ИС неразрывно связано с обеспечением их надежности и долговечности.

В результате негерметичности внутрь корпуса может попасть влага, коррозионно-активные вещества, а также посторонние частицы, которые вызовут повреждения отдельных элементов микросборки или короткое замыкание.

Герметичность корпусов микросборок очень высокая и массовый расход может достичь величины 10 -8 ...10 -9 см 3 /с. Укажем для сравнения, что через отверстие диаметром 10 мкм расход газа составляет 5·10 -9 см 3 /с. При уменьшении диаметра отверстия до 0,1 мкм расход газа снижается на четыре порядка и составляет 5·10 -13 см 3 /с. Эго вызывает большие трудности в выборе методов и средств для проверки герметичности микросборок, особенно в массовом производстве. Из существующих методов контроля распространение получил газовый (при помощи гелиевого течеискателя).

Как показала практика, утечка корпусов микросборок зависит не только от давления индикаторного газа, которым производят испытание, времени продолжения этого давления, интервала времени после снятия давления, но и от величины внутреннего (свободного) объема испытуемого на герметичность корпуса.

Для точной оценки утечки гелия по результатам измерений

где R - измеренная утечка, атм·см 3 /с;

L - эквивалентная стандартная утечка, атм·см 3 /с;

- молекулярный вес соответственно воздуха и индикаторного газа;

t 1 - время пребывания под давлением;

t 2 - время выдержки перед измерением после снятия давления;

U - объем корпуса, см 3 .

При анализе работоспособности различных изделий в химической или нефтегазовой отраслях промышленности возникают задачи исследования герметичности уплотнительных элементов. В данной статье рассмотрен подход к численному моделированию герметичности уплотнительного кольца с помощью метода конечных элементов.

Для обеспечения герметичности конструкций часто используются уплотнительные кольца, например, они устанавливаются в местах соединений деталей трубопроводов. Уплотнительные элементы зачастую изготавливают из гиперупругих материалов , например, из резины. Такие материалы при больших деформациях демонстрируют упругое поведение, то есть их напряженно-деформированное состояние зависит только от актуального состояния тела, при этом и напряжения, и деформации выражаются через потенциальную энергию упругой деформации. Вид функции потенциальной энергии задается при выборе той или иной модели материала при расчете. Существуют различные модели: полиномиальная, Муни-Ривлина, нео-Гуковская и другие, все указанные модели представлены в конечно-элементном пакете ANSYS, который используется для расчета. Диаграмма деформирования таких материалов является существенно нелинейной, на рисунке 1 показан пример зависимости напряжений от деформаций для гиперупругого материала.

Рисунок 1 – Пример диаграммы деформирования для гиперупругого материала

Для определения параметров моделей проводятся натурные испытания. Обычно используются следующие эксперименты: одноосное растяжение/сжатие, двухосное растяжение/сжатие, плоское растяжение/сжатие, объемное растяжение/сжатие. Полученные экспериментальные данные в виде зависимости инженерных напряжений от инженерных деформаций могут быть обработаны внутренними инструментами ANSYS, например, Curve Fitting Tool. Данный инструмент позволяет методом наименьших квадратов вычислить параметры, необходимые для аппроксимации диаграммы деформирования для определения функции потенциальной энергии упругой деформации.

После выбора и калибровки модели материала для уплотнителя производится расчет герметичности. При эксплуатации изделия, герметичность которого необходимо обеспечить, уплотнитель находится в сжатом состоянии. Это состояние зачастую достигается за счет предварительного поджатия уплотнительного элемента. Стоит отметить, что так как при сжатии свойства материала уплотнителя существенно нелинейные, то именно поэтому необходимо использовать нелинейные модели.

В качестве примера рассмотрена задача исследования герметичности уплотнительного кольца, установленного в специальный паз в стальной детали. В начальном состоянии высота уплотнителя больше высоты паза для последующего создания поджатия в нем. Задача рассматривается в двухмерной осесимметричной постановке. На рисунке 2 показано поперечное сечение уплотнителя, слева располагается внутренняя часть уплотнителя, справа – внешняя.

Рисунок 2 – Поперечное сечение уплотнителя

Расчет герметичности проводится в статической постановке с двумя шагами нагружения. На первом шаге осуществляется усадка уплотнителя между металлическими поверхностями паза, то есть решается контактная задача. На втором шаге задается воздействие среды (например, жидкости) на уплотнитель. Для этого используется инструмент Fluid Pressure.

Нагрузка типа Fluid Pressure моделирует действие жидкости или газа, которые окружают исследуемое тело и могут проникать между контактирующими телами. Данную нагрузку можно задать как между деформируемыми телами, так и между твердым и деформируемым. Постановка задачи может быть двухмерной и трехмерной.

Область приложения нагрузки определяется в процессе расчета на каждой итерации. В начале итерации алгоритм определяет стартовые точки, к которым прикладывается нагрузка. Для первой итерации стартовые точки задает пользователь. Затем определяются точки, в которых выполнен критерий проникновения, и к ним прикладывается давление жидкости, а их ближайшие к этим точкам узлы становятся стартовыми точками для следующей итерации, этот процесс повторяется до окончания расчета. При этом всегда строится связная область, содержащая стартовую точку, поэтому, например, если на исследуемом теле есть поверхность с открытым статусом контакта, но на этой поверхности нет стартовых точек, то нагрузка к ней приложена не будет.

Для определения области приложения нагрузки используется критерий проникновения. Возможны два вида критерия:

Статус контакта – в случае открытого статуса контакта происходит проникновение жидкости;

Контактное давление – если контактное давление между исследуемыми телами ниже указанного пользователем, то происходит проникновение жидкости; допускаемое давление можно определить в виде таблично заданной функции в зависимости от шага нагружения.

В рассматриваемой задаче на внутреннюю полость уплотнителя попадает жидкость под давлением равным 5 МПа, поэтому в качестве стартовой точки выбран узел в левой части уплотнителя. На рисунке 3 показано распределение давления жидкости на уплотнитель, полученное при использовании Fluid Pressure.

Рисунок 3 – Распределение давления жидкости, МПа

По распределению давления видно, что жидкость приложена только с внутренней стороны уплотнителя, то есть протекания не происходит, и герметичность обеспечена.

При анализе работоспособности изделия можно добавить дополнительные расчетные шаги для учета нагрузок, действующих на конструкцию, а также можно модифицировать критерий проникновения для учета постепенно изменяющегося напора среды.