罩式退火爐爐臺密封圈的有限元分析

祁衛東，宋錦春

(1.東北大學機械工程與自動化學院，遼寧 沈陽 110004;2.寶鋼集團有限公司，上海 201900)

0 引言

罩式退火爐是冷軋薄板特別是一些高性能的產品進行退火生產的主要設備之一。寶鋼在80年代引進的氮氫罩式爐結構比較簡單，技術水平相對比較落后。近年來，隨著爐臺設備的老化，鋼卷的氧化色缺陷和出爐氧化問題日趨增加。通過分析，發現氮氫保護氣體中的O2、CO2及H2O等氧化性介質含量較大時，鋼卷退火就會發生表面氧化，而爐臺密封失效是造成這一結果的主要原因之一。現場檢查的結果表明，爐臺密封圈處產生氣體滲漏成為外部空氣滲入爐內的唯一途徑。由于罩式退火爐的工作溫度較高，退火時間較長，溫差較大，且密封圈承受的壓力較大，密封圈在熱應力和結構應力的作用下很容易發生疲勞失效。目前寶鋼罩式退火爐采用國產密封圈，對密封圈的使用更換完全依靠經驗，因此有必要對爐臺密封圈的更換制定一定的標準。另外，即使爐臺密封圈未失效，如果因密封圈的材料性能不夠好，密封效果不理想的話，當爐內產生負壓區時，也會造成爐外氣體滲入爐內［1-2］。

鑒于以上分析，本文采用有限元分析軟件ANSYS對爐臺密封圈進行有限元分析，找出密封圈老化失效的原因機理，以便選用更合適的密封材質或改進密封圈的結構，達到強化密封效果的目的［3］。

1 有限元模型的建立

罩式爐的爐臺環形密封圈的幾何形狀、熱力學邊界條件都是對稱于中心軸的，同時物理系數是各向同性的。在理想情況下，密封圈沿軸線方向的載荷也是軸對稱的。因此，可以把對密封圈的研究由三維問題簡化為二維問題，只需研究坐標平面XOY上的截面部分。

爐臺環形密封圈的失效主要發生在密封圈與內罩的接觸面以及密封圈與安裝槽的接觸面上。由于密封圈相對內罩和安裝槽來說是柔性體，其它的都是剛性體，而密封圈在被施加載荷之前已經在安裝槽內有一定的壓縮量，為了方便計算，可僅對環形密封圈進行分析。

環形密封圈的截面外徑大于密封圈槽的直徑，故密封圈安裝之后會有一定的壓縮量，且密封圈與安裝槽接觸的部分近似不可動，故為計算方便可設置該部分密封圈的邊緣部分為全約束;同時，密封圈的上表面L2和L3則與內罩剛體L1相接觸，且接觸面隨L1的位移其面積發生變化，該問題屬于接觸問題，故需設置L2和L3與L1為一個接觸對。據此可建立環形密封圈的有限元分析模型如圖1所示，經過網格劃分后的模型如圖2 所示［4-8］。

圖1 環形密封圈模型Fig.1 Model of round seal ring

2 有限元分析

根據爐臺密封圈的實際工作條件，在對其進行熱－應力耦合分析時，按照載荷的加載順序，可把載荷分為三個載荷步:(1)密封圈首先由于內罩的壓力作用而受到5 mm的位移載荷，同時還受到密封圈中心的空腔里的空氣作用在密封圈截面內徑上的0.1 MPa的壓力載荷。該載荷步所用的時間為0.01 h。(2)密封圈左側邊緣L2受到內罩外的0.1 MPa氣體壓力作用，而L3上承受的保護氣體壓力相對較小，可忽略不計。該載荷步所用的時間為0.01 h。(3)在前兩步的基礎上，密封圈底部L4因受到冷卻水冷卻而作用有30℃的溫度載荷，密封圈上沿L2和L3的溫度載荷與內罩的溫度變化一致，如圖3所示。

圖3 密封圈上沿的溫度變化Fig.3 Temperature variation of seal ring's top edge

對橡膠一類的超彈性體進行非線性分析，目前應用比較普遍和行之有效的方法是Mooney-Rivlin理論，對于罩式退火爐的爐臺密封圈的有限元分析，可選取基于統計熱力學的Neo-Hookean應變能函數，它是當Mooney-Rivlin模型的兩個主要材料常數C1和C2中的C2為0時的一種特殊類型。該模型和材料的應變能偏量部分有關的材料常數可由從實驗獲得的經驗公式中根據橡膠材料的硬度 (或彈性模量)計算得出［9-10］。本文中對爐臺環形密封圈進行分析所選的密封圈參數見表1，其材料常數是見2和見3。其他參數:橡膠泊松比為0.499 99，密度為1 106 kg/m3，摩擦系數為0.2，比熱為1 785 J/kg.K，導熱系數為0.359 W/m.K。

表1 爐臺環形密封圈參數Tab.1 Parameters of round seal ring for coil base

表2 橡膠在不同溫度下的線脹系數Tab.2 Linear expansion efficient of rubber under different temperatures

表3 橡膠在不同溫度下的Neo-Hookean常數Tab.3 Neo-Hookean constants of rubber under different temperatures

下面分四種模型進行熱－應力耦合有限元分析，模型1的密封圈截面內徑為8 mm，模型2的密封圈截面內徑為10 mm，模型3改變模型2的材料Neo-Hookean常數見表4，模型4的密封圈截面內徑為6 mm，材料的Neo-Hookean常數見表4。

表4 橡膠在不同溫度下的Neo-Hookean常數Tab.4 Neo-Hookean constants of rubber under different temperatures

根據以上分析和參數的設定，對模型1的爐臺環形密封圈進行軸對稱問題熱－應力耦合非線性有限元分析的結果如圖4～9所示。(限于文章篇幅，對模型2～4不再給出具體分析過程)

圖4 密封圈von Mises應力分布圖Fig.4 Von Mises stress distribution of seal ring

圖5 密封圈X方向的位移Fig.5 Displacement of seal ring in X direction

圖6 密封圈Y方向的位移Fig.6 Displacement of seal ring in Y direction

圖7 密封圈總位移矢量Fig.7 Total displacement vector of seal ring

圖8 密封圈綜合剪應力Fig.8 Comprehensive shear stress of seal ring

圖9 密封圈接觸壓力Fig.9 Contact pressure of seal ring

3 結果分析

通過對模型1～4進行有限元分析，得到各模型分析結果的主要參數對比見表5。

表5 各模型的主要參數對比Tab.5 main parameter contrast of each model

通分析以上結果可得:

(1)由圖4可見，爐臺環形密封圈在熱、位移及壓力載荷的共同作用下，其內部的應力分布不均勻，密封圈上半部分應力較大，而下半部分應力較小。同時，在密封圈與內罩接觸的面上出現應力集中區，此處的應力值達到0.701 072 MPa，其周圍的應力值也達到0.576 218 MPa。最大應力值出現在環形密封圈的中心孔的左右兩個大變形區，該處應力值達到1.2 MPa。由于密封圈左邊L2上受到大氣壓力的作用，使得密封圈左右兩邊承受的應力并不對稱。

(2)由圖5可見，由于L2上的大氣壓力的作用，密封圈上各處的X方向的位移差別也很大。最大位移發生在密封圈與內罩接觸面上的最左端，此處的位移區域較大，幾乎達到密封圈的對稱中心。而接觸面的最右端則由于不受氣體壓力作用而位移幾乎為零。另外，在密封圈的中心孔左右兩邊，位移量的差別也很大，中心孔右邊由于受到因L2上的大氣壓力的作用而引起的密封圈內部的擠壓作用而發生較大位移，同時位移量向密封圈右邊的全約束邊界的邊緣延伸，使得該處密封圈向外部延伸。

(3)由圖6可見，由于受到內罩的壓縮和L2上大氣壓力的作用，密封圈左右兩邊的Y方向位移量并不均勻，右側邊緣部分的位移量較小。整個密封圈的Y方向位移量從上往下逐漸減小，這與L4上的全約束條件是一致的。

(4)由圖7可見，爐臺密封圈的位移矢量是沿Y方向的，其圖像與密封圈Y方向的位移大致相同，說明密封圈的位移主要發生在Y方向，這與實際情況是一致的。

(5)由圖8可見，密封圈左右兩邊承受的剪應力差別很大，右邊的剪應力較大，最大值達到0.402 003 MPa。

(6)由圖9可見，密封圈的最大接觸壓力為0.829 603 MPa，主要分布在中心線偏右側。

(7)根據模型1的分析結果可見，密封圈與內罩的接觸面上出現相對較大的應力集中，且接觸面左側因受到氣體壓力的作用而出現較大的位移量，該位移量引起密封圈內部應力和剪應力的分布都不均勻，密封圈右側的X方向變形量、應力、剪應力都較大，而最易出現破壞的地方在于接觸面上應力集中的區域和密封圈右側與安裝槽相接觸的端點處，而又數前者的危險最大。

(8)通過模型2與模型1的分析結果對比可見，模型2與模型1的應力分布等基本一致，模型1的密封圈X方向的位移量較小，而接觸壓力較大，從而密封性能更好;但其最大剪應力也較大，更易于破壞。

(9)通過模型3與模型2的分析結果對比可見，模型3的最大剪應力較小，不易于發生破壞;由于彈性增加而造成最大X方向位移較大、最大接觸壓力較小，不利于密封，這一點可以通過增大密封圈的壓縮量，即增大L1的位移來解決。

(10)由表5可見，模型4的最大接觸壓力最大，而最大X方向位移最小，最大剪應力也相對較小，最大接觸應力增加不大。其中，最大接觸壓力和最大X方向位移是對密封性能影響較大的參數。因此，模型4密封圈綜合密封性能是以上四個模型中最好的。

4 結論

綜合考慮以上4個模型的分析結果，得出如下結論:

(1)爐臺密封圈內部應力分布不均勻，在密封圈與內罩接觸處有應力集中;

(2)密封圈沿X方向的變形量較大，幾乎達到密封圈的中心線處;

(3)密封圈與內罩接觸處的左側邊緣處，以及密封圈右側與安裝槽的接觸點處較易發生破壞而影響密封質量;

(4)密封圈的截面內徑越小、材料彈性越好，則其綜合密封性能越好，但是限于工藝需求，密封圈截面內徑不能太小，材料彈性也不能過高;

(5)模型4的密封圈密封效果較好，建議現場采用這種截面內徑較小而彈性較好的密封圈，以提高爐臺密封質量。

［1］王長周.LOI氮氫罩式退火爐鋼卷氧化原因研究［D］，沈陽:東北大學，2006.

［2］Ho E，Nau B S.Gas emission by permeation through elastomeric seals ［J］. Tribology Transactions，1996，39(1):180－186.

［3］張振秀，聶軍，沈梅，等.ANSYS中超彈性模型及其在橡膠工程中的應用 ［J］.橡塑技術與裝備，2005，31(9):1－5.

［4］彭向和，高芝暉，曾祥國.O形密封環的彈塑性大變形和循環松弛分析 ［J］.重慶大學學報，1998，21(2):47－50.

［5］陳國定，Haiser H，Haas W，Lechner G..O形密封圈的有限元力學分析 ［J］.機械科學與技術，2000，19(5):740－744.

［6］廖日東，左正興，鄒文勝.O形圈軸對稱超彈性接觸問題的有限元分析 ［J］.潤滑與密封，1996(5):30－33.

［7］陳宏，左正興，廖日東.橡膠密封圈三維接觸問題的有限元分析［J］.兵工學報坦克裝甲車與發動機分冊，1999，(4):30－32.

［8］劉溪涓，劉承宗，林鈞毅，等.一種含超彈性接觸問題的密封結構的有限元求解方法 ［J］.中國機械工程，2001，12(11):1211－1213.

［9］王偉，鄧濤，趙樹高.橡膠Mooney－Rivlin模型中材料常數的確定 ［J］.特種橡膠制品，2004，25(4):8－10.

［10］趙林.О形密封圈的合理使用 ［J］.機械工程師，2004(5):85－86.