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廊坊凱信密封材料有限公司（廊坊東潤密封材料有限公司）
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(榆樹市石墨金屬纏繞墊材質單)
1壓縮回彈性能試驗
1.1 試驗條件
試驗墊片為 V 型金屬纏繞墊片, 試驗溫度為常溫,高試驗應力為 30 MPa 。試驗裝置為自動剛性試驗裝置 ,試驗法蘭為剛性法蘭,按文獻[ 1] , 墊片技術要求及試驗方法應符合 GB 4622 .3—93《纏繞式墊片技術條件》規定。
1.2 試驗曲線分析
采用專門的程序對試驗數據進行跟蹤記錄 ,試驗可得到應力-變形曲線,。圖 1 中橫坐標 δ 為壓縮變形量,縱坐標 σ為試驗應力。由圖 1 可以看出, 曲線起點距離原點有一定的距離,這是為了使位移傳感器更加靈敏而在試驗開始時人為的讓其具有一定位移量的結果。此外, 從此曲線中還可以看到一些多余的分支, 這是由于計算機反應較慢,使位移傳感器和壓力傳感器的信號不匹配或人為的加壓不穩定所致, 但是其顯示的墊片應力-變形關系的總體趨勢是有規律的。加載曲線較平緩,說明墊片抗變形能力差,壓縮性較好。卸載曲線前期幾乎是平行于縱軸的直線, 只是到了末期 ,斜率很快減小 ,說明在低應力下, 回彈量增加 ,墊片回彈性好。
(榆樹市石墨金屬纏繞墊材質單)2數值模擬計算
2 .1 模擬計算
由于 V 型金屬纏繞墊片可以看作是一截面繞一軸線旋轉而成 ,在其任意截面上的受力情況可近似認為相同, 故可將其簡化為平面問題進行分析。在建模時可取其中的一截面作為分析模型, 鑒于建模簡單, 分別建立 V 型角度為 60°、90°、120°且墊片厚度和有效寬度相同的 3 個模型, 見圖 2 ～ 圖 4 。3 個模型在單元類型、材料屬性、約束載荷方面都是相同的。其單元類型均采用 plane42 , 材料為劃分采用自由劃分 ,模型下表面沿 y 方向固定, 上表面的位移耦合, 且上表面 y 向施加軸向載荷產生的應力為 30 MPa 。
2 .2 結果分析
V 型角度為 60°、90°、120°時, V 型金屬纏繞墊片受力后的應力區域分布情況見圖 5 ～ 圖 7 。
從圖5 可知,V 型角度為 60°的墊片大應力值為57 .1 M Pa , 出現在墊片外側上邊緣的 MX 處;小應力值為 7 .43 M Pa ,且出現在墊片內外兩側突出的尖角上(M N 處)。從圖 6 可以看到, 墊片應力的分布規律大致與圖 5 相同 ,墊片大應力值為 54 .8 M Pa , 出現在墊片外側下邊緣的 MX 處;小應力值為9 .30 MPa , 出現在墊片內外兩側突出的尖角上。只是墊片V 型角度為 90°時的小應力的分布范圍相對 60°時的有所縮小。大應力出現在墊片外側下邊緣的尖角處,且墊片內應力分布比 V 型角度為 60°時均勻穩定,應力有所降低。從圖 7 可知 ,墊片的大應力值為 64 .3 M Pa , 出現在墊片外側上、下邊緣的尖角處;小應力值為 9 .80 MPa , 且出現在墊片內外兩側突出的尖角上 。相比以上 2 個角度 ,此時小應力的分布范圍進一步縮小,大應力出現在墊片外側上、下邊緣的尖角處,墊片內應力分布趨于穩定 ,應力進一步降低。由此可以看出,隨著 V 型角度的逐漸增大 ,墊片大、小應力出現的范圍逐漸減小 , 內部的應力分布趨于均勻。此外, 還可以看出在纏繞墊片的外側后一圈尖角處容易出現大應力集中現象, 因此, 一定要加強墊片的制作環節, 在其后一圈纏繞時一定要嚴,點焊要牢固。
3結語
試驗結果和數值模擬計算表明 , V 型金屬纏繞墊片抗變形能力差 ,易發生散架和壓潰現象,但其在中低壓下的壓縮回彈性能較好。此外 ,隨著 V 型角度的逐漸增大,墊片內部的受力情況趨于穩定, 平均應力逐漸減小,大應力先降低后升高,且出現在墊片外圈的上下邊緣處。因此, 設計角度時應采用優化設計方法,使墊片的受力趨于合理,加工時應注意焊點的位置和加工的質量。
通過合理的結構設計, 對內外環 V 形金屬石墨纏繞墊片的壓縮回彈和密封性能進行優化試驗研究, 找出性能佳的結構與工藝參數。 并通過改變參數進行試驗, 找出參數對其性能影響的規律性。 結果表明:鋼帶的角度、 徑向壓緊力、 切向拉緊力對纏繞墊片的性能有直接的影響, 且前兩者對墊片性能有顯著的影響;在其它條件一定時, 隨著徑向壓緊力的增大, 回彈率增大, 泄漏率降低, 壓縮率降低;角度為 95.9°和 80.9°的墊片分別在 60 ～ 70 M P a、 50 ～ 60 M P a之間基本上都發生屈服, 且有明顯的屈服平臺;鋼帶角度 111. 6°、 鋼帶切向力 14.7 N、 墊片徑向力 0.3 M P a組合和鋼帶角度 95.9°、 鋼帶切向力 14.7 N、 墊片徑向力 0.25 M Pa組合的墊片性能已遠遠高出國標的要求, 且無論是從外觀質量還是內在性能均達到水平。
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