Flachdichtungen
im Hochtemperatureinsatz
W. Janßen
Schriftenreihe der Bundesanstalt für Arbeitsschutz und Arbeitsmedizin
Fb 1055
- Forschung - Fb 1055
W. Janßen
Flachdichtungen im Hochtemperatureinsatz
Dortmund/Berlin/Dresden 2005
an Flachdichtungen für Mannlochverschlüsse bei hohen Temperaturen“ - Projekt F 1888 - der Bundesanstalt für Arbeitsschutz und Arbeitsmedizin.
Autor: Dipl.-Ing. Winfried Janßen
Gruppe „Anlagen und Verfahren, optische Strahlung“
Bundesanstalt für Arbeitsschutz und Arbeitsmedizin Umschlaggestaltung
und Fotografik: Angelika Rößler, Bundesanstalt für Arbeitsschutz und Arbeitsmedizin Verlag/Druck: Wirtschaftsverlag NW
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Alle Rechte einschließlich der fotomechanischen Wiedergabe und des auszugsweisen Nachdrucks vorbehalten.
ISSN 1433-2086 ISBN 3-86509-389-2
Kurzreferat 5
Abstract . 6
Résumé . 7
1 Einleitung 9
2 Zielsetzung der Untersuchung 10
3 Material und Methoden 11
3.1 Art der verwendeten Dichtungen 11
3.2 Auswahl des Prüfflansches 15
3.3 Beschreibung des Versuchsaufbaus 16
3.4 Beschreibung der Prüfkammer 17
3.5 Überdrucksicherung der Vakuumkammer 23
3.6 Absicherung der Überdruckkammer 23
3.7 Einbauverfahren und –zustand der Dichtungen 25
3.8 Methode der Erfassung der Leckagerate 28
3.9 Allgemeine Vorgehensweise zur Versuchsdurchführung 28
3.10 Messprogramm 30
3.10.1 Leckageverhalten verschiedener Dichtungstypen bei erhöhten
Einsatztemperaturen 30
3.10.2 Vergleichsmessungen bei Raumtemperatur 30
4.1 Leckageverhalten bei 250 °C Betriebstemperatur 31 4.1.1 Abhängigkeit der Leckageraten vom Innendruck bei 250 °C 36
4.1.2 Ausbau der untersuchten Dichtungen 37
4.2 Vergleichsmessungen bei Raumtemperatur 38
4.3 Vergleich mit Hochtemperatur-Messungen 40
4.4 Vergleich mit früheren Ergebnissen 41
5 Gesamtbeurteilung und Ausblick 42
6 Formelzeichen 44
7 Danksagung 45
8 Literatur 46
Flachdichtungen im Hochtemperatureinsatz
Kurzreferat
Anwendern von Flachdichtungen bietet sich ein breit gefächertes Angebot von Pro- dukten. Die Entscheidung für einen bestimmten Dichtungstyp sollte, besonders auch im Sinne des Arbeitsschutzes, dabei auch vom Leckageverhalten bestimmt sein. Die Angaben, die der Anwender hierzu benötigt, sind in vielen Fällen veraltet, ungenau oder unvollständig.
In dem vorliegenden Bericht wird das Ergebnis eines Forschungsprojektes vorge- stellt, in dem das Leckageverhalten von neun Flachdichtungstypen im Hochtempe- ratureinsatz untersucht wurde. Ziel der Untersuchungen ist es, die Erkenntnisse auf dem Gebiet der Dichtungsanwendung zu erweitern, und damit einen Beitrag zur Verbesserung des Schutzes der Beschäftigten durch die Reduzierung möglicher Leckagequellen zu leisten. Als Basis für diese Untersuchungen wurde die Flanschverbindung des Mannlochverschlusses (DN 600) ausgewählt. Inhalt dieses Berichtes ist die Beschreibung des Versuchsaufbaus, der Messprogramme sowie die Vorstellung der ermittelten Ergebnisse. Untersucht wurde das Leckageverhalten der Dichtungen bei einer Einbauflächenpressung von 30 MPa, einer Flansch-Innen- temperatur von 250 °C und Helium-Innendrücken von 5 bar und 10 bar.
Die Ergebnisse zeigen, dass sich die spezifischen Leckageraten bei den hier unter- suchten Dichtungstypen, bis auf eine Ausnahme, die deutlich schlechtere Werte zeigte, auf ähnlichem Niveau befinden. Unter Berücksichtigung der Ergebnisse eines vorangegangen Forschungsprojektes, bei dem die Dichtungen bei Raumtemperatur gemessen wurden, lassen sich die geeigneten Einsatzbereiche erkennen. Die im Gegensatz zu den Hochtemperaturmessungen deutlichen Leckageunterschiede konnten in erneuten Vergleichsmessungen bei 20 °C Gastemperatur bestätigt wer- den.
Schlagwörter:
Flachdichtung, Dichtungstechnik, Leckage, Flansch
Flat Gaskets Used at High-Temperatures
Abstract .
A wide range of products is offered to the users of flat gaskets. A decisive factor for the selection of a certain type of gasket should also be the leakage characteristics particularly when taking the employee protection into consideration. In many cases, the details the user requires for this are obsolete, incorrect and incomplete.
This report presents the result of a research project which studied the leakage char- acteristics of nine flat gaskets at high temperatures. The objective of the tests carried out is to increase the knowledge concerning the use of sealing and to contribute to improving employee protection by using the new findings to reduce possible sources of leakage. The flanged connection on the manhole cover (DN 600) was selected as a basis for these tests. This report describes the experimental set-up and measure- ment programs and presents the findings. The leakage characteristics of the gaskets were studied at a surface pressure of 30 MPa, a flange inside temperature of 250 oC and an internal pressure of helium of 5 bar and 10 bar.
The findings show that the specific leakage rates of the nine types of flat gaskets studied here were similar except one gasket which clearly shows worse values. The results of a previous research project which studied the leakage characteristics of the gaskets at ambient temperature indicate suitable fields of application. Contrary to the high temperature measurements, the clear leakage variations could be confirmed when carrying out further comparative measurements at a gas temperature of 20 oC.
Key words:
Flat gasket, sealing technology, leakage, flange
Des garnitures plates utilisées sous de hautes tem- pératures
Résumé .
Une offre considérable de produits existe pour les utilisateurs des garnitures plates.
Le comportement aux fuites devrait également déterminer le choix d’un type particu- lier de garnitures prenant particulièrement en compte la sécurité du travail. Les indi- cations dont l’utilisateur a besoin sont souvent obsolètes, inexactes ou incomplètes.
Ce rapport présente le résultat d’un projet de recherches qui étudie le comportement aux fuites de neuf types de garnitures plates utilisés sous de hautes températures.
L’objectif des recherches est d’élargir les connaissances acquises dans le domaine de l’utilisation des garnitures et, par conséquent, de contribuer à l’amélioration de la protection des employés grâce à la réduction des origines possibles des fuites. Ces recherches prennent pour base le joint à brides du tampon hermétique (DN 600). Ce rapport décrit la structure des essais, les programmes de mesure et présente les résultats obtenus. Le comportement aux fuites a été étudié sous une pression super- ficielle de 30 MPa, une température intérieure de la bride de 250 °C et des pressions intérieures du hélium de 5 bar et de 10 bar.
Les résultats montrent que les taux de fuites spécifiques des neuf types de garnitu- res plates examinés sont similaires à l’exception d’un modèle qui présente des ré- sultats nettement inférieurs. En prenant en considération les résultats d’un projet de recherches précédent qui a étudié les garnitures à température ambiante les domai- nes d’utilisation appropriés peuvent être distingués. Contrairement aux mesures sous hautes températures, les importantes variations de fuites constatées ont été confir- mées lors de nouvelles mesures comparatives à une température de gaz de 20 °C.
Mots clés:
Garniture plate, technique d’étanchéité, fuite, bride
1 Einleitung
Ein Bestandteil von vielen verfahrenstechnischen Anlagen ist die hohe Anzahl von Flanschverbindungen. Beispielhaft sei hier die Angabe eines deutschen, petrochemi- schen Unternehmens genannt, wonach eine Anzahl von 100.000 Flanschverbindun- gen mit einer Gesamtdichtungslänge von 48.000 m allein für diesen Betrieb ange- geben wird. Die diffuse Emission von Kohlenwasserstoffen aus diesen Verbindungen beträgt 15,3 t pro Jahr [1]. Die Zahlen verdeutlichen, dass Flanschverbindungen eine erhebliche Quelle für diffuse Emissionen darstellen. Die Tatsache, dass in zahlrei- chen verfahrenstechnischen Anlagen in Deutschland mit großen Mengen unter- schiedlicher Gefahrstoffe umgegangen wird, verstärkt die Notwendigkeit diesbezügli- cher Untersuchungen zur Emissionsverringerung zusätzlich. Zwar lassen sich durch die Anwendung verschiedener Techniken (z. B. Schweißverbindungen, Schweiß- dichtungen), die Anzahl der möglichen Undichtigkeiten verringern, doch bei den vorgeschriebenen Besichtigungsöffnungen und Mannlöchern von Behältern [2] ist der Einsatz von Dichtungen unvermeidlich. Die Flanschdimensionen variieren hierbei in der Regel von DN 50 für Schaulöcher bis DN 600 für Mannlöcher. Zur ihrer Abdich- tung werden häufig Flachdichtungen eingesetzt.
Auch wenn die Einzelleckagen oft sehr gering erscheinen, kann die Vielzahl der Flanschverbindungen, die sich im Arbeitsbereich befinden, zu beachtlichen Schad- stoffkonzentrationen führen. Weitere Einflüsse, z. B. ungünstige räumliche und kli- matische Verhältnisse, können zur Gefährdung des Betriebspersonals beitragen [3].
Daher ist es wichtig, den Einsatz von Dichtungsmaterialien so optimal wie möglich zu gestalten.
Beeinflusst wird die Höhe der Leckage im Wesentlichen durch:
• den Flansch einschließlich Schrauben (Bauform, Größe und Zustand)
• die eingesetzte Dichtung (Werkstoff und Bauform)
• das abzudichtende Medium (physikalische und chemische Eigenschaften)
• den Einbauzustand (Flächenpressung der Dichtung)
• die Betriebsbedingungen (Druck und Temperatur).
Durch die Vielzahl der zu berücksichtigenden Parameter gestaltet sich die Auswahl einer geeigneten Dichtung nicht immer einfach. Hinzu kommt, dass die Herstelleran- gaben oftmals nicht die benötigten Kennwerte angeben oder diese nicht mehr den aktuellen Normen entsprechen. Selbst wenn durch Normen und eine Reihe von Be- rechnungs- und Auswahlhilfen die Dichtungsanwendung unterstützt wird, so bleiben doch Untersuchungen notwendig, um die Gültigkeitsgrenzen theoretischer Zusam- menhänge experimentell abzusichern [4].
2 Zielsetzung der Untersuchung
Diffuse Leckagen an lösbaren Verbindungen (Flansche, Mannlöcher etc.) können sehr unterschiedliche Auswirkungen haben. Neben der betriebswirtschaftlichen Re- levanz und dem Schutz der Umwelt steht der Schutz der Beschäftigten am Arbeits- platz an erster Stelle. Dieses trifft besonders bei der Verwendung von Gefahrstoffen, z. B. von toxischen und krebserzeugenden Stoffen und Zubereitungen in Anlagen der chemischen Industrie zu. Ziel des Forschungsvorhabens ist es, einen Beitrag zur Reduktion dieser Belastungen zu leisten.
Bei diesem Forschungsprojekt sollte speziell das Leckageverhalten von Flachdich- tungen bei hohen Einsatztemperaturen untersucht werden. Häufig wird die Lei- stungsfähigkeit einer Dichtung vom Hersteller im direkten Zusammenhang mit der Einsatztemperatur angegeben (Kap. 3.1). Unter der Voraussetzung, dass die Me- dienbeständigkeit gewährleistet ist, kann sich der Anwender bei der Auswahl einer Dichtung vorrangig an den Eckdaten des Innendrucks und der Einsatztemperatur orientieren. Weitere Hinweise und Angaben zu den Eigenschaften der angebotenen Dichtungen sind teilweise veraltet oder lassen keine vergleichbare Abschätzung zum Leckageverhalten zu. Speziell in der Nähe der angegebenen Grenzbereiche ist eine Abschätzung nur unzureichend möglich. Inwiefern diese Angaben an einem realen Flansch zutreffend sind und welche Möglichkeiten zur Leckageverringerung durch Auswahl einer geeigneten Dichtung bestehen, soll hier untersucht werden.
Die Ergebnisse dieses Forschungsprojekts dienen darüber hinaus dazu, den Markt mit seiner vielfältigen Auswahl an angebotenen Flachdichtungstypen transparenter zu gestalten. Durch die Anwendung der Ergebnisse in der Planungsphase von Anla- gen ergibt sich die Möglichkeit zum präventiven Arbeitsschutz.
3 Material und Methoden
3.1 Art der verwendeten Dichtungen
Insgesamt wurden neun verschiedene marktgängige Dichtungstypen untersucht (siehe Tab. 3.1 in Verbindung mit Abb. 3.1). Die Auswahl der Dichtungen erfolgte im Wesentlichen nach praktischen Gesichtspunkten, wie z. B. technische Spezifikation, Verfügbarkeit, Verbreitung, Preiswürdigkeit usw. Die Dichtungswerkstoffe sind hete- rogen und resultieren offenbar aus den Entwicklungsarbeiten, die im Zuge der Suche nach Asbestersatzstoffen durchgeführt wurden. Sie decken ein breites Spektrum ab.
Die meisten der hier ausgewählten Dichtungstypen besitzen als Asbestsubstitution Polyamidfasern. Diese, nach dem Schmelz- oder Nassspinnverfahren erzeugten Faserwerkstoffe, gehören zu der Gruppe der aromatischen Polyamide [5, 6]. Für Fasern aus aromatischen Polyamiden wurde von der US Federal Trade Commission die Bezeichnung „Aramid“ geprägt. Die Aromatringe in den Molekülketten dieser Polyamide sorgen für hohe Steifigkeit in Faserrichtung. Durch Verstrecken der Ara- midfasern werden die durch Wasserstoff- bzw. van der Waals-Bindungen zusätzlich verknüpften Molekülketten orientiert und erhalten dadurch eine hochanisotrope Struktur, die eine große Festigkeit und Wärmebeständigkeit ermöglicht.
Eine bekannte Art der Aramidfaser ist der Werkstoff Kevlar. Hierbei wird durch die sterische Anordnung der Amidverknüpfungen eine höhere Zugfestigkeit und Zerset- zungstemperatur erzielt [7].
Die bereits aus anderen Bereichen bekannten Produkte aus oder mit Kohlefasern bekommen seit einigen Jahren auch zunehmend größere Bedeutung in der Dich- tungstechnik. Dieser Werkstoff, der durch Carbonisierung von faserförmigen Polyme- ren entsteht, besitzt eine Reihe interessanter Eigenschaften. Neben der hohen Sub- limationstemperatur (ca. 3650 °C), der Beständigkeit gegenüber schnellen Tempe- raturwechseln, der Korrosionsbeständigkeit sowie der elektrischen Leitfähigkeit, weist er eine hohe Zugfestigkeit und einen großen E-Modul in Faserrichtung auf.
Weniger von Bedeutung ist in diesem Verwendungsfall das relativ niedrige spezifi- sche Gewicht von ca. 1,5–2,0 g/cm³. Nachteilig bei diesem Werkstoff ist der verhält- nismäßig hohe Preis.
Ein weiterer Dichtungswerkstoff, der bereits eine größere Verbreitung gefunden hat, ist der sogenannte expandierte Graphit. Dieser wird durch einen chemisch- technischen Umwandlungsprozess aus reinem Naturgraphit gewonnen. Expandierter Graphit besitzt weitgehend gute bis sehr gute Eigenschaften als Dichtungswerkstoff.
Er zeichnet sich u. a. durch eine hohe Temperaturstabilität (ca. 500 °C), ausgezeich- nete chemische Beständigkeit, eine gute Alterungsfestigkeit, ein günstiges und tem- peraturunabhängiges Kompressions- und Rückfederungsverhalten, ein ideales Last- wechselverhalten sowie eine hohe Gasdichtheit und Druckstandsfestigkeit aus. Be- dingt durch seine erhöhte Bruchempfindlichkeit, die die Handhabung sehr erschwert, sowie dem relativ hohen Preis kommt dieses Material meistens metallverstärkt oder als Zusatzwerkstoff zum Einsatz.
Die genannten Werkstoffe werden zur Herstellung von statischen Dichtungen mei- stens mit NBR-Kautschuck1 gebunden. Bei diesem Elastomer handelt es sich um ein statistisches Copolymer aus etwa 60–80% Butadien und etwa 40–20% Acrylnitril [8].
Zu den besonderen Eigenschaften des Materials zählt zum einen seine Benzin- und Mineralölfestigkeit und zum anderen sein relativ geringer elektrischer Widerstand.
Hervorgerufen durch die Beweglichkeit der Elektronen zwischen den C-N- Dreifachbindungen innerhalb der Nitrilgruppen gehört NBR bereits zu den Halblei- tern. Dadurch bedingt lädt sich NBR elektrostatisch kaum auf und ruft dem entspre- chend keine Gefahr durch Funkenbildung hervor.
Von großer Bedeutung, besonders im Umgang mit aggressiven Medien, ist der Werkstoff Polytetrafluorethylen (PTFE), der eine hervorragende chemische und thermische Resistenz besitzt. Hervorgerufen wird diese Widerstandsfähigkeit durch die Anordnung und Stärke der Kohlenstoff/Fluor-Verbindung dieses teilkristallinen Thermoplasten. Der starken Kriechneigung, die zu einem ständigen Setzen der ent- sprechenden Dichtung führen kann, soll laut Hersteller durch neuartige Produktions- methoden weitgehend entgegengewirkt worden sein.
PTFE wird auch in Kombination mit anderen Dichtungswerkstoffen verwendet. Hier sind besonders die Antihaft-Eigenschaften und die gute Oberflächenanpassung die- ses Materials von Bedeutung.
1 NBR = Acrylnitril-Butadien-Elastomer (Nitril-Kautschuk)
Tab. 3.1 Übersicht der untersuchten Dichtungstypen
Dichtungs- typ Nr.
Dichtungsform und –werkstoff
Physikalische Einsatzbereiche
(Eckwerte der Hersteller)
1
Kombination aus Graphit- und Aramidfasern, antihaftbeschichtet, Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
100 °C bis 350 °C, max. p: 100 bar
2
Carbonfaser mit Ht-Zusatzstoffen, gebunden mit NBR,
Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
> 400 °C, max. p: 70 bar
3
Kombination aus Synthetik- und Glasfasern, gebunden mit NBR, Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
400 °C,
max. p: 60 bar
4
Kombination aus Graphit und Kevlar, gebunden mit NBR, antihaftbeschich- tet, Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
-100 °C bis 350 °C, max. p: 100 bar
5 Aramidfaser, gebunden mit NBR, Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
300 °C,
max. p: 50 bar
6 Aramidfaser, gebunden mit NBR, Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
400 °C,
max. p: 60 bar
7
Aramidfaser, Füllstoffe, gebunden mit NBR. PTFE beschichtet,
Dichtungsdicke 2 mm
Dauertemp. (ohne Dampf):
-100 °C bis 250 °C, max. p: 120 bar
8
PTFE, multidirektional orientiert, Band-Form, Dichtungsbreite 25 mm, Dichtungsdicke 3 mm
Temperaturbeständigkeit -240 °C bis 270 °C
9
PTFE, multidirektional orientiert, Plattenmaterial
Dichtungsdicke 3 mm
Temperaturbeständigkeit -240 °C bis 270 °C, max. p: 210 bar
Dichtungstyp 1
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Dichtungstyp 2
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Dichtungstyp 3
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Dichtungstyp 4
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Dichtungstyp 5
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Dichtungstyp 6
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Dichtungstyp 7
0 20 40 60 80 100
0 50 100 150 200 250 300 350 400 Temperatur /°C
Druck /bar
Abb. 3.1 Schematische Darstellung der Temperatureinsatzbereiche der Dichtungen aus Tab. 3.1 gemäß den Herstellerangaben (Für die Dichtungstypen 8 und 9 liegen keine entsprechenden Angaben vor)
3.2 Auswahl des Prüfflansches
Untersuchungen zu Flachdichtungen mit großen Durchmessern waren in der Ver- gangenheit in der Regel Felduntersuchungen, die kaum reproduzierbare Ergebnisse erbrachten. Andererseits gab es keine ausreichenden Laborversuche zu Flachdich- tungen mit großen Durchmessern. Der Norm-Mannlochflansch aus dem Apparatebau ist prinzipiell relativ schwach ausgelegt und verdient aus sicherheitstechnischer Sicht besondere Aufmerksamkeit. Bei dem gewählten Flanschtyp handelt es sich aufgrund dieser Eigenschaft daher um eine eher „weiche“ Flanschverbindung. Sie erlaubt die Ermittlung von Messergebnissen, die mit den üblichen formsteifen Norm- Prüfapparaturen nicht gewonnen werden können.
Zur Erreichung der genannten Untersuchungsziele wurde in der Bundesanstalt für Arbeitsschutz und Arbeitsmedizin ein Versuchsaufbau konzipiert (s. Abb. 3.2), in dem das Leckageverhalten von Flachdichtungen an einem genormten Mannlochver- schluss untersucht werden kann.
Abb. 3.2 Versuchslabor zur Untersuchung des Leckageverhaltens von Flachdichtungen
Für die vorgesehenen Messungen wurde als Versuchsflansch ein Mannlochver- schluss nach DIN 28124 [9] (MC 600 x 140 - 25 H II) ausgewählt. Diese Größe ist in der Praxis die am meisten verwendete Nennweite und ermöglicht den Zugang einer Person mit Schutzanzug und Atemgerät.
3.3 Beschreibung des Versuchsaufbaus
Der gesamte Versuchsaufbau besteht aus sechs Einheiten (s. Abb. 3.3):
Abb. 3.3 Komponenten des Versuchsaufbaus zur Untersuchung des Leckageverhaltens von statischen Dichtungen
Die zentrale Einheit der Versuchsanlage ist die Prüfkammer mit integriertem Mann- lochflansch. In diesen Flansch werden die zu untersuchenden Dichtungen montiert.
Der Flansch besitzt 24 M-30-Schraubverbindungen, die mit Hilfe einer hydraulischen Schraubenspannanlage angezogen werden. Um in der Druckkammer unterschiedli- che Druckverhältnisse einstellen bzw. diese mit dem Prüfmedium Helium befüllen zu können, ist an die Prüfkammer eine Anlagenversorgungseinheit angeschlossen. Die Leckagemessung an der zu untersuchenden Dichtung erfolgt mit einem Helium- Leckdetektor, der mit der Prüfkammer verbunden ist. Um die Dichtungen auch bei höheren Betriebstemperaturen untersuchen zu können, wurde in der Druckkammer ein Heizungssystem installiert. In der fünften Einheit sind alle Messgeräte zusam- mengefasst, die zur Erfassung der Versuchsbedingungen eingesetzt werden. Hierzu zählt insbesondere die kontinuierliche Erfassung der Temperatur.
Leckage- messeinheit
Hydraulische Schrauben-
Prüfkammer mit integriertem Mannlochflansch
Spannanlage
Heizungs- komponenten der Versuchs-
Einheit z. Erfassung
bedingungen
Anlagen- versorgungs-
einheit
3.4 Beschreibung der Prüfkammer
Um die wichtigsten Randbedingungen der Untersuchungen so praxisnah wie möglich zu gestalten, sollten die Leckageraten an einem Normflansch ermittelt werden, ohne diesen im Aufbau oder in der Anwendung wesentlich zu verändern. Dazu zählt u. a., dass die bestimmenden Bauteile weitestgehend der Standardanwendung entspre- chen und dass die Druckverhältnisse (Überdruck im Inneren) beibehalten wer- den [10].
Um diese Vorgabe realisieren zu können, besteht die Prüfkammer aus zwei herme- tisch voneinander getrennten Teilkammern (s. Abb. 3.4). Zum einen aus einer inne- ren Überdruckkammer (bestehend aus Mannlochflansch mit Stutzen), und zum ande- ren aus einer flanschumgebenden Vakuumkammer. Für die Prüfkammer wurde eine kompakte Bauweise gewählt. Der Mannlochstutzen befindet sich nicht wie üblich an einem größeren Behälter, sondern ist so gefertigt, dass der Stutzen innen einen Boden und außen einen Kragen besitzt. Dieser Kragen dient als unterer Abschluss der Prüfkammer (Prüfkammerboden).
Während der Überdruckbereich noch weitgehend nach Standardvorgaben und – methoden konzipiert und gefertigt werden konnte, mussten für den Vakuumbereich die benötigten Komponenten erst ermittelt, beurteilt und ausgewählt werden, um ein aufgabengerechtes, messtechnisches Umfeld zu schaffen.
Dimensioniert ist die Anlage für eine Leckageprüfung mit einem Überdruck von ma- ximal 25 bar bei Raumtemperatur bzw. 15 bar bei 300 °C. Als Prüfmedium wurde Helium gewählt, weil der Umgang mit diesem Gas einfach und unproblematisch ist und es sich sehr gut nachweisen lässt. Das Druckbehältervolumen beschränkt sich auf den Raum innerhalb des Stutzens. Zusätzlich wurde das Volumen durch einen Aluminium-Füllkörper auf weniger als acht Liter reduziert. Hierdurch verringert sich das Druckinhaltsprodukt pV (maximale Druckdifferenz: 25 bar) auf unter 200, so dass der Behälter, nach Diagramm 2 der Druckgeräterichtlinie-97/23/EG [11], in die Kategorie1 fällt. Der Füllkörper dient gleichzeitig als Träger der Heizung und als Führung der Luftströmung
Das Volumen des Vakuumbereiches umfasst 38,5 Liter. Die Prüfkammerhaube be- sitzt eine mittlere Dichtungslänge von 2554 mm.
Abb. 3.4 Hauptkomponenten der Prüfkammer
Um den regelmäßigen Betrieb der Anlage so sicher und einfach wie möglich zu ge- stalten, wurden alle druckseitigen und, soweit möglich, vakuumseitigen Versorgungs- und Bedieneinheiten fest installiert. Abb. 3.5 zeigt in vereinfachter Form die Druck- und Prüfkammer im Schnitt, einschließlich der Steuer- und Regeleinrichtungen. Dar- gestellt sind ebenfalls die Messwerterfassungs- und Sicherheitskomponenten. Hierzu zählt die Überwachung der Druckkammer mit Hilfe mechanischer und elektrischer Druck- und Temperaturmessgeräte sowie die Installation einer Berstscheibe. Die Prüfkammer ist durch einen schwerkraftbelasteten Verschluss gegen Überdruck gesichert.
Füllkörper Prüfdichtung
Mannlochdeckel
24 Schraubenbolzen M 30 32 Schraubenbolzen M 20
Mannlochstutzen
Prüfkammerboden
Prüfkammerhaube
Abb. 3.5 Schematische Darstellung des Versuchsaufbaus
Hergestellt wurde die Prüfkammer von der Firma PACIFIC Wietz GmbH & Co. KG, Bochum. Der Mannlochstutzen und der Prüfkammerboden wurden aus einem Stück gefertigt. Als Werkstoff hierfür wurde C 22.8 verwendet. Der Werkstoff für den Mannlochdeckel ist Kesselblech HII. Die Prüfkammerhaube wurde aus drei Teilen zusammengeschweißt. Deckel und Mantel bestehen aus HII, das Flanschblatt be- steht aus C 22.8.
Für die Verschraubung des Mannlochverschlusses wurden Schraubenbolzen der Größe LM30 x 200 (Werkstoff: 1.7709), Sechskantmuttern NFM 30 (Werkstoff:
1.7258) und Dehnhülsen 45 x 34 (Werkstoff: 1.7258) verwendet. Alle Bauteile wur- den nach DIN 2510 [12] gefertigt. Abb. 3.6 zeigt die Ausführung und Dimensionie- rung des Flansches.
PI XR TIR
TIR TIC
PIR
X : De hn un g
H e i zu n g
U= 22 0V
H el i um - L e c k s uc hg e r ä t
M S
M
Helium
E n tl ü f tu n g
Abb. 3.6: Ausführung und Dimensionierung der Mannloch-Flanschverbindung
Zur Abdichtung der Prüfkammerhaube nach außen wurde in Messreihen, in denen der Flansch bei Raumtemperatur betrieben wurde, eine EPDM2-Gummidichtung verwendet. EPDM ist ein statistisches Copolymer (Terpolymer) aus Ethen, Propen und etwas 1,4-Hexadien. Dieses Elastomer hat eine Dichte 0,86 g/cm³ und ist her- vorragend oxidationsbeständig.
Für Untersuchungen bei höheren Temperaturen oberhalb von 100 °C wurde eine Kammprofildichtung (System Kempchen) mit PTFE-Auflage eingesetzt.
Die Flanschform und -dimensionen der Prüfkammerhaube sind Abb. 3.7 zu entneh- men.
Als Schmiermittel für die Schraubverbindungen im Vakuumbereich wurde das Pro- dukt „321R“ der Firma Molykote verwendet. Hierbei handelt es sich um ein lufttrock- nendes AF-(Anti-Friction-)Coating. Laut Hersteller setzt es sich aus einem Fest- schmierstoff, anorganischem Binder und Lösemittel zusammen. Neben der Vaku- umtauglichkeit werden als Einsatztemperaturbereich –180 °C bis 450 °C angegeben.
Der Reibungskoeffizient µ beträgt laut Herstellerangabe im Schraubentest (nach Erichsen) [13] für eine Schraubverbindung 8.8, auf verzinkter Oberfläche für den Kopf 0,05 und für das Gewinde 0,07.
2 EPDM = Ethylen-Propylen-Dien-Elastomer
503037
ø760 ø695
ø616
ø568 ø600
4
15°
R10
R10
ø33
ø 7 9 8 ø 8 0 0
6 7
13 15
3335
ø 9 1 5
Abb. 3.7 Ausführung der Prüfkammer-Flanschverbindung
Innerhalb des Vakuumbereichs befinden sich die Messwertaufnehmer für die Schraubenkraft einschließlich der integrierten Temperaturfühler. Um die Messwerte an die Messwertverstärker weiterleiten zu können, wurden spezielle KF-Flansche eingesetzt. Diese besitzen eingearbeitete keramische Stromdurchführungen.
Um den Temperatureinfluss auf das Leckageverhalten untersuchen zu können, wur- de eine elektrische Heizung innerhalb des Druckbehälters eingebaut.
Abb. 3.8 Sicht auf das im Inneren des Füllkörpers befindliche Heizregister
Um die erforderliche Heizleistung zu erhalten, befindet sich, neben dem in Abb. 3.8 dargestellten innenliegenden Heizregister, eine weitere Heizwendel an der Mantelflä- che des Füllkörpers. Die Heizelemente sind an einer Heizungsregeleinheit mit sepa- ratem Temperaturfühler angeschlossen und besitzen zusammen eine Heizleistung von ca. 4 kW. Damit die Prüfkammer die erforderliche Temperatur erreichen kann, wurde diese mit einer Isolierung versehen. In Abb. 3.9 ist die Prüfkammer mit ange- brachter Wärmeisolierung zu sehen.
Um eine möglichst gleichmäßige Wärmeverteilung zu erzielen, befindet sich für die Umwälzung des erhitzten Heliums ein Ventilatorrad im Druckbehälter. Angetrieben wird das Ventilatorrad über eine Dauermagnetkupplung von einem außenliegenden Elektromotor. Durch die Verwendung einer Magnetkupplung kann eine mögliche Helium-Leckagequelle zur Umgebungsluft vermieden werden.
Diesem Zweck dient ebenfalls die Verwendung von hochwertigen Strom- und Mess- leitungsdurchführungen. Zum Einsatz kommen hier Durchführungen, deren Leitun- gen in Keramik vergossen sind. So kann, neben der geforderten Gasdichtheit, auch eine hohe Temperaturfestigkeit gewährleistet werden.
Abb. 3.9 Versuchsflansch mit montierter Thermoisolierung
3.5 Überdrucksicherung der Vakuumkammer
Bei der Versuchsdurchführung muss grundsätzlich mit einem möglichen Versagen der montierten Dichtung gerechnet werden, das einen plötzlichen und unkontrollier- ten Druckanstieg in der Vakuumkammer zur Folge hätte. Weil die Vakuumkammer und die angeschlossenen Messgeräte nicht für diese Drücke ausgelegt sind, kann sich hieraus eine Gefährdung für das Betriebspersonal ergeben.
Da die zur Absicherung des Vakuumbereiches und der angeschlossenen Geräte gegen plötzlichen Druckanstieg eingebaute Berstscheibe (aus harzimprägniertem Graphit) keine ausreichende Dichtigkeit zeigte, wird ein Vakuum-Blinddeckel (KF 40) als schwerkraftbelasteter Verschluss verwendet. Der Vakuum-Blinddeckel wird allein durch den im Inneren herrschenden Unterdruck in Position gehalten. Diese Verbin- dung ist hinreichend dicht für das Leckage-Nachweisverfahren und öffnet sich bereits bei einem Überdruck von ca. 10 mbar. Der Verschluss bietet damit einen guten Schutz speziell auch gegen einen für das Lecksuchgerät unzulässigen Überdruck.
Mit einer Umhausung des Vakuum-Blinddeckels wird dieser gegen ein unkontrollier- tes Umherfliegen abgesichert.
3.6 Absicherung der Überdruckkammer
Die Überdruckkammer ist für einen Nenndruck von 25 bar ausgelegt worden. Sie wurde vor Aufnahme der ersten Messungen einer Prüfung nach DruckbehälterV mit einem Prüfdruck von 32,5 bar unterzogen. Als Sicherheitsmaßnahme gegen einen unzulässigen Überdruck wurde die Überdruckkammer mit einer Berstscheibe vom Typ FAS, DN 25 (Fa. Striko, Wiehl) aus Metall ausgestattet (Nenn-Berstdruck ca. 25 bar ± 1 bar). Unter Berücksichtigung der Fertigungstoleranzen könnte es bedeuten, dass die Berstscheibe bei ca. 24 bar anspricht. Da die Dichtungsuntersuchungen jedoch bei einem Überdruck von 25 bar gegen Vakuum erfolgen, die Berstscheiben aber gegenüber dem normalen Luftdruck absichern, ist die Funktionsfähigkeit stets gegeben.
Wie in Kap. 3.4 erwähnt, darf der Druckbehälter bei hohen Betriebstemperaturen (max. 300 °C) nur mit einem vermindertem Innendruck (max. 15 bar) beaufschlagt werden. Um das abzusichern, muss eine entsprechende Berstscheibe in die dafür vorgesehene Vorrichtung (Abb. 3.10) eingebaut werden.
Neben der direkten Überlastung des Druckbehälters durch einen zu hohen Einfüll- druck ist eine Überlastung auch infolge der Gaserwärmung zu vermeiden. Aus die- sem Grund wurden verschiedene Absicherungsmechanismen eingebaut. Im Haupt- stromkreis wurden eine Drehzahlkontrolle zur Funktionsüberprüfung des Ventilators und ein Druckwächter eingesetzt.
Abb. 3.10 Berstscheibenaufnahme mit neuer und geborstener (eingelegt) Berst- scheibe
Eine Über- bzw. Unterschreitung der Grenzwerte führt zu einer Unterbrechung der Stromversorgung für alle Heizungskomponenten. Zusätzlich besitzen sowohl das innere Heizregister als auch die äußere Blockheizung separate Heizdrahtwächter (gegen Überhitzung der Heizdrähte) in Reihe zu der eigentlichen Heizungsregelung.
3.7 Einbauverfahren und –zustand der Dichtungen
Ein wesentliches Kriterium bei der Untersuchung zum Leckageverhalten von Flach- dichtungen ist bei gleichen geometrischen Bedingungen und Druckverhältnissen die Flächenpressung, die die Dichtung während der Montage erfährt. Dabei ist nicht allein die Höhe der Flächenpressung maßgebend, sondern auch die gleichmäßige Aufbringung der Kräfte [14]. Nur durch weitgehend reproduzierbare Einbauzustände lassen sich die gemessenen Leckagewerte hinreichend beurteilen.
Diese Bedingungen sind an einem Mannlochflansch nicht so einfach zu realisieren.
Wie sich in [14] gezeigt hat, sind die mit einem Drehmomentschlüssel erzielbaren Ergebnisse nicht geeignet, um vergleichende Untersuchungen durchzuführen.
Durch die Anwendung einer hydraulischen Schraubenspannanlage (Hersteller: Fa.
ITH, Meschede) konnte dieses Problem gelöst werden. Bei diesem Verfahren wird der Schraubenbolzen mit einem Hydraulikzylinder vorgespannt und die Mutter von Hand nachgeführt. Durch diese Methode werden die Reibkräfte der Schraubverbin- dung auf ein Minimum reduziert. Die von den Ring-Kraftaufnehmern gemessenen Abweichungen der einzelnen Schraubenspannungen weichen hierbei um ca. ± 10 % vom Mittelwert ab.
Das hydraulische Anzugsverfahren bedingte aus technischen Gründen die Verwen- dung von Schraubenbolzen mit verlängertem Gewindeteil. Bei diesem Verfahren wird der Kolben des Spannzylinders an dem verlängerten Schraubengewinde befestigt (s.
Abb. 3.11). Da sich die Gewindeteilverlängerungen außerhalb des Spannbereiches, d.
h. oberhalb der Bolzenmuttern befindet, werden die Kräfteverhältnisse am Flansch insgesamt nicht beeinflusst und etwaige Effekte durch das hydraulische Anzugsver- fahren sind daher zu vernachlässigen.
Abb. 3.11 Schematische Darstellung zur Funktionsweise der eingesetzten Hy- draulik-Spannzylinder
Mit Hilfe der Hydraulikpumpe wird in allen Spannzylindern ein gleichmäßiger Druck (Prinzip der Kommunizierenden Röhren) aufgebaut, wodurch die Schrauben, abge- stützt gegen den Mannlochdeckel und den Flansch, vorgespannt werden. In diesem Zustand werden die Muttern mittels der in den Spannzylindern jeweils integrierten mechanischen Umlenkungen von Hand nachgeführt und nur ganz leicht angezogen, um das Auftreten etwaiger Reibungskräfte zu minimieren.
Abb. 3.12 Mannlochflansch mit montierten Hydraulik-Spannzylindern. An der Un- terseite ist an der mittleren Schraube der Ring-Kraftaufnehmer zu sehen.
Zur Erhöhung der Genauigkeit und der Reproduzierbarkeit der Schraubenspannun- gen werden die Muttern abschließend über die Umlenkung mit Hilfe eines Drehmo- mentschlüssels auf den jeweiligen Sollwert des Drehmomentes angezogen. Zur Überprüfung der Reproduzierbarkeit wurden an sieben Dichtungstypen die Flächen- pressung nach der Montage mit der hydraulischen Schraubenspannanlage gemes- sen. Die Ergebnisse sind in Tab. 3.2 angegeben. Gemessen wurde die Schrauben- kraft mit Hilfe eines Ring-Kraftaufnehmers (Abb. 3.12). Der ursprünglich vorgesehene, kontinuierliche Einsatz bei 250 °C konnte nicht realisiert werden. Bereits während der Vorversuche hielt keiner der ursprünglich vier Ring-Kraftaufnehmer den hohen Tem-
peraturbelastungen dauerhaft stand. Durch häufige Ausfälle konnten keine verwert- baren Messergebnisse erzielt werden.
Tab. 3.2 Erzielte Flächenpressung bei verschiedenen Dichtungstypen in Abhän- gigkeit vom Hydraulikdruck der Schraubenspannanlage
Einbau-Flächenpressung QA [MPa] für Dichtungstyp
Hydraulikdruck [bar]
1 2 3 4 5 6 7
50 0,6 0,4 0,3 0,9 0,8 0,5 1,0
100 3,2 3,2 3,2 3,3 3,2 3,4 3,2
150 5,5 5,8 5,8 6,1 5,9 6,4 6,4
200 8,5 8,8 9,0 9,1 9,1 9,2 9,2
250 11,9 11,8 12,1 12,1 12,0 12,2 12,4
300 14,7 14,9 15,3 15,3 15,5 15,4 15,3
350 17,9 17,7 18,5 18,7 18,2 18,6 18,7
400 21,3 20,6 21,7 21,6 21,4 21,7 21,9
450 24,7 24,0 24,9 24,8 24,9 25,0 25,0
500 27,8 27,2 26,6 28,1 27,6 28,2 28,3
550 31,4 30,7 31,4 31,6 30,9 31,6 31,3
600 34,8 34,4 34,7 35,9 34,6 35,1 34,7
Ermittelte Schraubenkraft
nach der Mon- tage
30,3 28,6 28,1 32,0 29,6 31,4 31,7
Der Mittelwert für die erzielten Flächenpressungen beträgt 30,24 MPa mit einer Standardabweichung von ± 1,427 MPa. Die Flächenpressung wurde mit einem von vier Ring-Kraftaufnehmern ermittelt, der nach Abschätzung mehrerer Versuchsreihen die zuverlässigsten Daten ergab. Es bleibt demnach darauf hinzuweisen, dass die Werte der ermittelten Flächenpressungen in erster Linie in Relation zueinander ge- sehen werden dürfen. Das gilt auch im Besonderen, wenn Leckagewerte aus unter- schiedlichen Versuchsreihen (Kap. 4.2) miteinander verglichen werden.
3.8 Methode der Erfassung der Leckagerate
Wie bereits in Abschnitt 3.4 beschrieben und in Abb. 3.4 dargestellt, wird das durch die Dichtung des Druckbehälters austretende Prüfmedium (Helium) integral über den gesamten Flanschumfang aufgenommen und quantifiziert.
Zur Bestimmung der Leckagerate wird ein Helium-Leckdetektor der Firma Leybold (Typ Ultratest UL 500) eingesetzt. Dieses Gerät arbeitet nach dem Prinzip eines Gegenstromlecksuchers, das heißt, das aufgefangene Helium diffundiert entgegen der Pumprichtung, in diesem Fall einer zweiflutigen Turbo-Molekularpumpe, in ein Massenspektrometer. Hervorzuheben ist, neben der niedrigen Nachweisgrenze (im Präzisionsmodus: 210-10 mbarl/s), die einfache Bedienung und die Wartungsarmut des Lecksuchgerätes. Beispielsweise benötigt das Gerät keine Kühlfalle mit flüssi- gem Stickstoff. Durch das integrierte Testleck ist stets eine Kalibrierung des Gerätes möglich. Sie erfolgt während der Versuchsreihen regelmäßig ca. einmal am Tag. Die Messdaten werden über eine eingebaute, serielle Schnittstelle (RS 232) direkt an den Steuerrechner übertragen und im jeweils gewählten Intervall automatisch abge- speichert.
Um festzustellen, welchen Einfluss die örtliche Lage eines Testlecks auf die Kalibrie- rung hat, wurde ein zweites, externes Testleck abwechselnd an verschiedenen Stel- len der Versorgungsanschlüsse der Prüfkammer angeschlossen. Das Ergebnis zeigte, dass die Kalibrierung des Detektors mit dem internen Testleck hinreichend genau durchgeführt werden konnte.
3.9 Allgemeine Vorgehensweise zur Versuchsdurchführung
Bei der Versuchsdurchführung ist sicherzustellen, dass alle Schutzmaßnahmen ein- gehalten werden. Hierzu zählen u. a. die Wahl der richtigen Berstscheibe, die Über- prüfung der Funktionstüchtigkeit der Prüfkammer-Überdrucksicherung, die Anbrin- gung der Sicherung gegen evtl. herausfliegende Dichtungstrümmer (falls die Druck- kammer im Zuge der Versuchsdurchführung mit Druck beaufschlagt wird, ohne dass die Prüfkammerhaube geschlossen ist), die Überprüfung der Anlage gegenüber einer unbeabsichtigten Beheizung des Druckbehälters sowie die Überprüfung der Funkti- onsfähigkeit aller Vorrichtungen zur Vermeidung eines zu hohen Behälter- oder Lei- tungsdrucks, z. B. infolge eines undichten Gasflaschen-Reduzier-ventils. Nachdem die Einsatzfähigkeit des Versuchsaufbaus festgestellt wurde, konnte die ausgewählte Dichtung montiert werden.
Damit eventuelle Transportschäden der Dichtung nicht die Messergebnisse ver- fälschten, wird diese vor dem Einlegen einer Sichtkontrolle unterzogen. Ebenso wer- den die Dichtflächen auf mögliche Montagebeschädigungen oder ältere Dichtungsre- ste untersucht. Dichtungen aus Plattenmaterial werden, wenn es erkennbar war, stets in der vorher einmal festgelegten Kalanderrichtung (Walzrichtung) eingelegt.
Anschließend wird der Mannlochdeckel und die Schrauben einschließlich der Ring-
Kraftaufnehmer montiert. Wegen der verjüngten Schäfte der Dehnschrauben kann eine definierte Lage der Ring-Kraftaufnehmer nur durch die Verwendung von hierfür speziell angefertigten Zentrierringen gewährleist werden.
Nachdem die Vormontage abgeschlossen und eingehend überprüft worden ist, wer- den auf alle 24 Schraubenbolzen die hydraulischen Spannzylinder angebracht und die Muttern wie beschrieben angezogen.
Nach Ablassen des Hydraulikdrucks wird die Schraubenkraft von der nachgeführten Mutter gehalten. Diese liegt in der Regel ca. 10 % unterhalb der Spannkraft der Spannzylinder. Da beim ersten Vorspannen ein Setzverhalten des gesamten Systems zu beobachten ist, wird dieser Vorgang in mehreren, kurzfristigen Schritten wiederholt, bis die gewünschte Flächenpressung erreicht ist. Anschließend werden die Spannzylinder demontiert sowie die Prüfkammerhaube aufgesetzt und montiert.
Nach Anbringung der Wärmeisolierung wird die Prüfkammer mit Hilfe des Helium- Leckdetektors evakuiert. Das Gerät ist in der Lage, den gesamten Gasraum der Prüfkammer zu evakuieren und schaltet danach automatisch in den Messmodus um.
In der Zeit, bis ein ausreichendes Vakuum (p < 110-3 mbar) in der Prüfkammer erreicht ist, wird der Druckbehälter ebenfalls evakuiert, um diesen anschließend mit Helium beaufschlagen zu können.
Sobald beide Kammern ausreichend evakuiert sind, der Helium-Leckdetektor be- triebsbereit und der gesamte Anlagenzustand (Ventilstellungen etc.) überprüft wor- den ist, kann das Messwerterfassungsprogramm gestartet werden. In Abständen von 30 Sekunden werden alle relevanten Messwerte gespeichert.
Die Überdruckkammer wird mit dem Prüfmedium Helium aus einer handelsüblichen Gasflasche (200 bar Überdruck) über einen Druckminderer und einem nachfolgen- den Reduzierventil befüllt. Um eine temperaturbedingte Drucküberschreitung zu vermeiden, wird die Höhe des Innendrucks zunächst gering gehalten (ca. 2 bar). Mit zunehmender Betriebstemperatur wird der Druck langsam erhöht, bis zum jeweils vorgesehenen Innendruck.
Je nach Dichtungstyp und Prüfparametern variiert der zeitliche Verlauf der Leckage- messungen beträchtlich. Eine Festlegung, wann die Messung beendet werden kann, ist nicht automatisierbar. Diese Entscheidung wird auf Basis der Beurteilung der grafischen Online-Darstellung der gemessenen Leckage getroffen. Neben dem aktu- ellen Wert wird die Leckage der letzten sechs Minuten sowie die der letzten 3 Stun- den dargestellt.
3.10 Messprogramm
3.10.1 Leckageverhalten verschiedener Dichtungstypen bei erhöhten Einsatz- temperaturen
Ähnlich wie in einem vorangegangen Forschungsprojektes [14] war auch hier die wesentliche Aufgabe, das Leckageverhalten der verschiedenen Dichtungstypen aufzuzeigen, die sich z. B. hinsichtlich ihres Werkstoffes, ihrer Zusammensetzung oder ihrer Formgebung voneinander unterschieden.
Bei diesem Projekt war der Einfluss der Temperatur auf das Leckageverhalten Ziel der Untersuchung. Infolge dieses Untersuchungsziels musste das dazugehörige Messprogramm stark vereinfacht werden. Durch die Anbringung der Wärmeisolie- rung und die Dauer der Aufheiz- bzw. Abkühlungsphase der Prüfanlage wurde für einen Messvorgang ein ununterbrochener Zeitraum von fünf Arbeitstagen benötigt.
Während des Messvorgangs konnte lediglich der Innendruck variiert werden. Das Messprogramm bestand danach aus der Leckageuntersuchung mit folgenden Para- metern:
Ø Innendrücke von 5 und 10 bar Ø Einbauflächenpressung von 30 MPa Ø Betriebstemperatur von 250 °C.
Die Bestimmung der Versuchsparameter stellt einen Kompromiss aus Einsatzbedin- gungen von Flachdichtungen in verfahrenstechnischen Anlagen, Angaben der Dich- tungshersteller und technischen Möglichkeiten der Versuchsanlage dar.
3.10.2 Vergleichsmessungen bei Raumtemperatur
Im Anschluss an die Messungen bei Hochtemperatur wurden bei acht Dich- tungstypen nochmals Leckageuntersuchungen bei Raumtemperatur durchgeführt.
Aus Kostengründen wurde von einer Vergleichsmessung mit Dichtungstyp neun abgesehen.
Diese Messungen hatten zum Zweck, die Informationsbasis zum temperaturbeding- ten Leckageverhalten zeitnah zu verbreitern. Zusätzlich sollte ermittelt werden, in- wiefern die Untersuchungen aus dem vorangegangenen Forschungsprojekt [14]
bestätigt werden konnten. Das Programm der Vergleichsmessungen entspricht, bis auf die Betriebstemperatur, dem Messprogramm aus Kap. 3.10.1.
4 Ergebnisse und Diskussion
4.1 Leckageverhalten bei 250 °C Betriebstemperatur
Nachdem alle Maßnahmen entsprechend den Angaben zur Versuchsvorbereitung (siehe Kap. 3.9) vorgenommen wurden, konnte die Druckkammer beheizt werden.
Nach ca. zwei Tagen erreichte der Mannlochflansch die vorgesehene Betriebstempe- ratur. Innerhalb der Druckkammer betrug die Gas- und Füllkörpertemperatur über alle Messreihen und Messstellengemittelt 246 °C mit einer Standartabweichung von 7,3 °C. Die Wärmeverteilung des isolierten Prüfflansches wurde mit einer Wärme- bildkamera festgehalten. Abb. 4.1 zeigt die Wärmeverteilung bei der Betriebstempe- ratur von 250 °C. Entsprechend der Graustufenskalierung zeigt das Bild wärmere Stellen heller an. Gut zu erkennen sind daher auch die Wärmebrücken, die sich im Bereich der Anschlüsse und der Beine befinden.
Abb. 4.1 Versuchsflansch mit Thermoisolierung bei einer Betriebstem- peratur von 250 °C. An den hellen Stellen sind Wärmebrücken erkennbar.
Im Anschluss an einen Vorversuch wurde die Isolierung von der noch erhitzten Anla- ge entfernt. Nachdem die Prüfkammerhaube abgenommen wurde, konnte, wiederum mit Hilfe der Wärmebildkamera, die Wärmeverteilung direkt am Mannlochflansch festgehalten werden. In Abb. 4.2 ist die Wärmeverteilung zu sehen. Die durchschnitt- liche Wärme an den Schrauben wurde mit Hilfe von PT-100-Fühlern in den Ring-
Kraftaufnehmern ermittelt. Sie betrug, über 3 Ring-Kraftaufnehmer und alle Messrei- hen ermittelt 209 °C, mit einer Standardabweichung von ±9 °C.
Abb. 4.2 Wärmebildaufnahme des Versuchsflansches nach Entfernen der Isola- tion und Prüfkammerhaube. In der Mitte ist der Ring-Kraftaufnehmer zu erkennen.
Unter den o. g. Bedingungen wurden alle neun Dichtungstypen untersucht. Für alle Dichtungen wurden Parallelmessungen mit jeweils zwei verschiedenen Mustern derselben Dichtung durchgeführt. Diese sind jeweils an den entsprechenden Exten- sionen in den Dichtungsnummern zu erkennen. Die Ergebnisse sind in Tab 4.1 auf- geführt.
Für alle Messungen werden auch die „0-bar“-Werte angegeben. Für die Druckdiffe- renz von 0 bar wurden Prüf- und Druckkammer evakuiert. Durch diese Leermessung konnte der Grundzustand der Versuchsanlage bestimmt werden. Sie war notwendig, um den Einfluss möglicher Fehlerquellen zu quantifizieren und den anschließend gemessenen Leckagewert sachgerecht beurteilen zu können.
Tab. 4.1 Leckagerate L [mbarl/s] der untersuchten Dichtungen in Abhängigkeit vom Betriebsdruck p bei einer Betriebstemperatur T = 250 °C und einer Einbau-Flächenpressung QA = 30 MPa
Betriebsdruck Dichtung
p = 0 bar p = 5 bar p = 10 bar
1.1 1,8•10-6 9,1•10-3 2,0•10-2
1.2 4,8•10-7 1,9•10-2 3,9•10-2
2.1 2,7•10-7 1,6•10-5 1,8•10-5
2.2 8,3•10-8 2,1•10-5 7,9•10-5
3.1 3,5•10-7 7,0•10-5 1,0•10-4
3.2 1,4•10-6 3,0•10-5 3,7•10-5
4.1 3,5•10-7 7,1•10-5 1,3•10-4
4.2 4,0•10-6 2,8•10-5 1,0•10-4
5.1 1,8•10-6 9,6•10-5 9,9•10-5
5.2 4,0•10-7 1,6•10-5 1,9•10-5
6.1 3,5•10-7 1,0•10-4 2,5•10-4
6.2 1,1•10-6 9,7•10-5 2,2•10-4
7.1 8,6•10-8 8,3•10-5 1,1•10-4
7.2 3,1•10-7 1,8•10-5 1,0•10-4
8.1 3,6•10-7 9,6•10-5 1,0•10-4
8.2 1,0•10-6 3,1•10-5 1,6•10-4
9.1 4,7•10-7 1,4•10-5 3,5•10-5
9.2 8,3•10-7 7,5•10-5 1,5•10-4
Für die Auswertung wurden die Messergebnisse logarithmisch gemittelt und bezo- gen auf einen Meter Dichtungslänge spezifiziert. Die Ergebnisse sind in Tab. 4.2 dargestellt.
Tab. 4.2 Spezifische Leckagerate L [mbarl/sm] der untersuchten Dichtungen in Abhängigkeit vom Betriebsdruck p bei einer Betriebstemperatur T = 250 °C und einer Einbau-Flächenpressung QA = 30 MPa
Betriebsdruck Dichtungstyp
p = 5 bar p = 10 bar
1 6,6•10-3 1,4•10-2
2 9,3•10-6 1,9•10-5
3 2,3•10-5 3,1•10-5
4 2,2•10-5 5,8•10-5
5 2,0•10-5 2,2•10-5
6 5,0•10-5 1,2•10-4
7 2,0•10-5 5,3•10-5
8 2,8•10-5 6,4•10-5
9 1,6•10-5 3,7•10-5
Zur Erleichterung der Auswertung wurden die Tabelleninhalte in eine entsprechende graphische Darstellung übertragen (s. Abb. 4.3 und Abb. 4.4).
Bei der Betrachtung der Messergebnisse fällt besonders der Dichtungstyp 1 mit einer deutlich höheren spezifischen Leckagerate als die übrigen Dichtungstypen auf. Der Unterschied zum Dichtungstyp mit der zweithöchsten spezifischen Leckagerate (Typ 6) beträgt ca. zwei Zehnerpotenzen. Die weiteren Abstände sind geringer. Der Dich- tungstyp 2 zeichnet sich durch die geringste spezifische Leckagerate aus.
Abb. 4.3 Leckageraten der untersuchten Dichtungstypen bei einer Betriebstem- peratur von 250 °C und einem Innendruck von 5 bar
Abb. 4.4 Leckageraten der untersuchten Dichtungstypen bei einer Betriebstem- peratur von 250 °C und einem Innendruck von 10 bar
Leckagerate (T = 250°C; p = 5 bar; QA = 30 MPa)
1,0E-7 1,0E-6 1,0E-5 1,0E-4 1,0E-3 1,0E-2 1,0E-1
1 2 3 4 5 6 7 8 9
Dichtungstyp
L [mbarl/(sm)]
Leckagerate (T = 250°C; p = 10 bar; QA = 30 MPa)
1,0E-7 1,0E-6 1,0E-5 1,0E-4 1,0E-3 1,0E-2 1,0E-1
1 2 3 4 5 6 7 8 9
Dichtungstyp
L [mbarl/(sm)]
4.1.1 Abhängigkeit der Leckageraten vom Innendruck bei 250 °C
Wie in Abschnitt 4.1 gezeigt wird, sind die Leckageraten für einen Innendruck von 5 bar und 10 bar gemessen worden. Die Differenz der spezifischen Leckagerate ∆L durch die Erhöhung des Innendrucks ist in Tab. 4.3 angegeben und in Abb. 4.5 dar- gestellt. Auch hier zeigen sich signifikante Unterschiede für die untersuchten Dich- tungen. Dichtungstyp 1 zeigt die mit Abstand größte Zunahme der spezifischen Leckagerate mit einem Wert von 7,4•10-3 mbar•l/(s•m). Bei Dichtungstyp 5 hingegen ist die Zunahme 3,5 Zehnerpotenzen geringer. Die übrigen Dichtungstypen liegen etwa im Bereich einer Zehnerpotenz zwischen 7,7•10-6 mbar•l/(s•m) und 6,9•10-5 mbar•l/(s•m).
Tab. 4.3 Differenzen der spezifischen Leckageraten ∆ L bei einem Innendruck von 5 bar und 10 bar
∆ L
5 bar/10 bar [mbar•l/(s•m)]Dichtungstyp
1 2 3 4 5 6 7 8 9
7,5•10-3 9,8•10-6 7,7•10-6 3,5•10-5 2,1•10-6 6,9•10-5 3,3•10-5 3,6•10-5 2,0•10-5
Differenzen der Leckageraten 5/10 bar (T = 250 °C; QA = 30 MPa)
1,0E-7 1,0E-6 1,0E-5 1,0E-4 1,0E-3 1,0E-2 1,0E-1
1 2 3 4 5 6 7 8 9
Dichtungstyp
L [mbarl/(sm)]
Abb. 4.5 Differenz der Leckageraten der untersuchten Dichtungstypen bei einer Betriebstemperatur von 250 °C und einem Innendruck von jeweils 5 bar und 10 bar
4.1.2 Ausbau der untersuchten Dichtungen
Unmittelbar nach den Untersuchungen zum Leckageverhalten und einer ausreichen- den Abkühlzeit wurden die Dichtungen wieder demontiert. Erkennbar bei allen de- montierten Dichtungen war eine stärkere Stauchung des Materials auf dem äußeren gegenüber dem inneren Durchmesser. Es zeigte sich, dass die Flächenpressung, je nach Materialbeschaffenheit und über den Querschnitt betrachtet, unterschiedlich ist.
Die Auswirkungen auf das Leckageverhalten können ohne weitere Untersuchungen kaum abgeschätzt werden.
In der Regel ließen sich die untersuchten Dichtungen ohne Mühe aus der Flanschverbindung wieder entnehmen. Eine Ausnahme bildete hier der Dichtungstyp 8, der auf Grund seiner Beschaffenheit (Dichtungsband) mit einer selbstklebenden Seite versehen ist. Die Klebereste ließen sich teilweise nur mit Mühe wieder entfer- nen. Auch nach dem Hochtemperatureinsatz ließen sich, mit Ausnahme der Dich- tungstypen eins und sieben, alle übrigen Dichtungstypen problemlos handhaben.
Eine Dichtung vom Typ sieben fiel bei der Entnahme auseinander. Einzelteile ge- langten dadurch in den Druckbehälter. Sehr große Schwierigkeiten bereitete das Entfernen des Dichtungstyps eins nach Hochtemperatureinsätzen. Die Dichtungen waren an den Flanschblättern festgebacken und ließen sich nur mit größtem Auf- wand wieder entfernen. In Abb. 4.6 ist zu erkennen, dass die Dichtung beim Öffnen des Deckels auseinandergerissen wurde. Einzelne Teile sind am Mannlochflansch und am Deckel festgebacken.
Abb. 4.6 Sicht auf den Mannlochflansch nach Entfernen des Verschlussdeckels.
Teile der Dichtungsoberflächen sind an den Flanschblättern festgebak- ken.
4.2 Vergleichsmessungen bei Raumtemperatur
Die zu Vergleichszwecken durchgeführten Nachmessungen von acht Dichtungstypen bei Raumtemperatur zeigen, im Gegensatz zu den Hochtemperaturmessungen, größere Unterschiede in den Leckagewerten. Wie in Tab. 4.4 zu entnehmen ist, variieren die Werte (bei 10 bar) von 4,24•10-6 mbarl/sm für Dichtungstyp fünf bis 2,44•10-2 mbar l/s m für Dichtungstyp eins. In Abb. 4.7 sind die Leckageraten dieser Nachuntersuchung grafisch dargestellt.
Tab. 4.4 Spezifische Leckagerate L [mbar l/s m] der untersuchten Dichtungen in Abhängigkeit vom Betriebsdruck p bei einer Betriebstemperatur T = 20 °C und einer Einbau-Flächenpressung QA = 30 MPa.
Betriebsdruck Dichtungstyp
p = 5 bar p = 10 bar
1 1,15•10-2 2,44•10-2
2 4,77•10-3 1,08•10-2
3 5,44•10-6 1,91•10-5
4 5,81•10-4 1,19•10-3
5 2,60•10-6 4,24•10-6
6 1,00•10-3 2,15•10-3
7 2,27•10-3 5,56•10-3
8 9,60•10-5 2,36•10-4
Abb. 4.7 Leckageraten von acht Dichtungstypen bei einer Betriebstemperatur von 20 °C
Nachmessungen
(p = 5/10 bar; T = 20°C; QA = 30 MPa)
1,0E-7 1,0E-6 1,0E-5 1,0E-4 1,0E-3 1,0E-2 1,0E-1 1,0E+0
1 2 3 4 5 6 7 8
Dichtungstyp
L [mbarl/(sm)]
5 bar 10 bar
4.3 Vergleich mit Hochtemperatur-Messungen
Der direkte Vergleich der Messungen bei Raumtemperatur zu den Messungen bei 250 °C Betriebstemperatur zeigt deutliche Unterschiede im Leckageverhalten der einzelnen Dichtungstypen. Bei sechs der acht Dichtungstypen fallen hier die Lecka- gewerte höher aus. Besonders auffallend ist der Unterschied bei Dichtungstyp zwei.
Hier beträgt die Differenz ca. 3 Zehnerpotenzen gegenüber der Hochtemperaturmes- sung. Die Dichtungstypen drei und fünf produzieren ähnliche bzw. niedrigere Lecka- gewerte bei Raumtemperatur. In Abb. 4.8 sind die Leckageraten dieser Nachunter- suchung im Vergleich zu den Hochtemperaturmessungen grafisch dargestellt.
Abb. 4.8 Leckageratenvergleich zwischen den Nachmessungen bei einer Betrieb- stemperatur von 20 °C und den Werten bei einer Betriebstemperatur von 250 °C (p = 5 bar)
Leckagewertevergleich 20 °C/250 °C
(p = 5 bar; QA = 30 MPa)
1,0E-7 1,0E-6 1,0E-5 1,0E-4 1,0E-3 1,0E-2 1,0E-1 1,0E+0
1 2 3 4 5 6 7 8
Dichtungstyp
L [mbarl/(sm)]
20 °C 250 °C
4.4 Vergleich mit früheren Ergebnissen
Neben dem direkten Vergleich des Leckageverhaltens in Abhängigkeit von der Tem- peratur ermöglichen die Nachmessungen bei Raumtemperatur auch eine Aussage zur Reproduzierbarkeit der Messergebnisse aus dem vorangegangenen For- schungsbericht Fb 957 [14].
In Abb. 4.9 ist der Leckagewertvergleich für einen Betriebsdruck von 5 bar darge- stellt. Die Nachmessungen zeigen, dass sich die Leckagewerte bei der Hälfte der Dichtungstypen auf vergleichbarem Niveau bewegen. Die Dichtungstypen zwei und drei weichen zwar um etwa eine Zehnerpotenz von den vorangegangenen Messun- gen, bestätigen jedoch die Tendenz. Eine Ausnahme bildet Dichtungstyp sieben, bei der ein Unterschied von ca. 2 Zehnerpotenzen auftrat. Insgesamt zeigt sich, dass unter Berücksichtigung des 3-jährigen Abstands der Messungen und der damit ver- bundenen Ausprägung verschiedener Einflussgrößen ausreichend reproduzierbare Ergebnisse zu erzielen sind.
Leckagewertevergleich Fb 957/Nachmessung
(p = 5 bar; T = 20°C; Qnorm/A = 30 MPa)
1,0E-7 1,0E-6 1,0E-5 1,0E-4 1,0E-3 1,0E-2 1,0E-1 1,0E+0
1 2 3 4 5 6 7 8
Dichtungstyp
L [mbarl/(sm)]
Fb 957
Nachmessung
Abb. 4.9 Leckageratenvergleich zwischen den Nachmessungen und den Werten aus dem vorangegangenen Forschungsbericht Fb 957 [14] bei einer Be- triebstemperatur von 20 °C und einem Innendruck von 5 bar
5 Gesamtbeurteilung und Ausblick
Die Untersuchungen zeigen, dass der Großteil der hier überprüften Dichtungen unter den genannten Bedingungen nicht so große Unterschiede in den Leckageraten er- brachten, wie ursprünglich erwartet wurde. Die schriftlichen Herstellerangaben, wie sie beispielsweise in Tab. 3.1 als Grafik abgebildet sind, lassen vermuten, dass sich ein Teil der untersuchten Dichtungstypen bereits am Rand ihrer optimalen Einsatzbe- reiche befinden. Dieser Eindruck kann unter den hier angewendeten Untersuchungs- bedingungen nicht bestätigt werden.
Bis auf Dichtungstyp fünf (Aramidfaser) konnten bei allen übrigen Dichtungstypen im Hochtemperatureinsatz gegenüber Messungen bei Raumtemperatur gleichbleibende oder sogar geringere Leckageraten gemessen werden. Berücksichtigt werden muss jedoch, dass der Dichtungstyp fünf bei allen Raumtemperatur-Messungen stets die geringste Leckage aufwies. Ein auffallendes Leckageverhalten zeigte Dichtungstyp zwei (Carbonfaser). Der in der Herstellergrafik sehr weitgesteckte Einsatzbereich wurde durch die geringste Leckagerate im Hochtemperatureinsatz zwar bestätigt, bei niedrigeren Temperaturen liegen die Werte jedoch über dem Durchschnitt. Die bei- den PTFE-Dichtungstypen liegen, bezüglich des Leckageverhaltens, im Mittelfeld.
Angesichts der universellen Einsetzbarkeit ist dieses speziell für die PTFE- Banddichtung von Bedeutung. Ausgesprochen negativ ist der Dichtungstyp eins (Graphit-Aramidfaser-Kombination)aufgefallen. Hier war die Leckagerate um ca. 3 Zehnerpotenzen höher als bei den übrigen Dichtungstypen, was aus Sicht des Ar- beits- und Umweltschutzes als problematisch anzusehen ist. Darüber hinaus zeigte dieser Dichtungstyp große Probleme bei der Demontage nach Hochtemperaturein- satz. Die Dichtungstypen vier (Graphit-Kevlar-Kombination) und sechs (Aramidfaser) liegen, trotz der Werkstoffunterschiede, in den Leckagewerten sowohl im Hochtem- peratur- als auch im Raumtemperatureinsatz etwa auf dem gleichen Niveau. Der Dichtungstyp sieben (Aramidfaser) hatte bei den Raumtemperatur-Nachmessungen hohe Leckagewerte und brach nach den Hochtemperaturmessungen bei der De- montage völlig auseinander. Einen insgesamt positiven Eindruck hinterließ der Dichtungstyp drei (Synthetik-Glasfaser-Kombination). Dieser Dichtungstyp hatte sowohl im Hochtemperatureinsatz, wie auch bei Raumtemperatur mit die niedrigsten Leckagewerte. Werden in der abschließenden Beurteilung auch noch die Herstel- lerangaben mit ihrem weitgefassten Einsatzbereich berücksichtigt, scheint dieser Dichtungstyp unter den gegebenen Bedingungen die besten Eigenschaften zu besit- zen.
Aus den Ergebnissen wird deutlich, dass Werkstoffunterschiede nicht notwendiger- weise zu unterschiedlichen Leistungen führen und gleiche Werkstoffe nicht ver- gleichbare Leistungen bedingen. Die Ergebnisse zeigen auch, dass sich durch ge- eignete Materialkombinationen und Beschaffenheiten deutliche Verbesserungen im Leckageverhalten von Flachdichtungen erzielen lassen.
Wichtig ist aber, dass der Anwender sich ein Bild über die Qualität der auf dem Markt angebotenen Dichtungen machen kann. Die Angaben zu den Dichtungen sind häufig nicht dazu geeignet, eine optimale Lösung zu finden. Die Aussagen zum Leckage- verhalten entsprechen oftmals nur den Normen aus der Zeit, in der der jeweilige
Dichtungstyp auf den Markt gebracht wurde. Dichtungstypen, die aber mit Leckage- werten nach unterschiedlichen Normen angeboten werden, erschweren einen Preis/Leistungsvergleich. Dass ein solcher Vergleich durchaus angebracht ist, zeigen die Ergebnisse aus diesem Projekt. So wird z. B. der Dichtungstyp mit den besten Ergebnissen für die Hälfte des Preises angeboten, der die schlechtesten Ergebnisse erbrachte wobei von den Herstellern für beide Dichtungstypen vergleichbare Ein- satzbereiche angegeben werden. Dass der wirtschaftliche Gesichtspunkt von großer Bedeutung sein kann, wird an der hohen Anzahl der eingesetzten Flachdichtungen am Beispiel des in Kap. 1 genannten Unternehmens deutlich.
Aus Sicht des Anwenders wäre daher eine einheitliche und den aktuellen Erkennt- nissen angepasste Qualitätsangabe notwendig. Dieses würde bedeuten, dass Dich- tungen stets mit Angaben, die den geltenden Normen entsprechen, angeboten wer- den.
6 Formelzeichen
p Druck [bar]
V Volumen [l]
Q Dichtflächenpressung, allgemein [MPa]
QA Dichtflächenpressung bei Montage [MPa]
Qeff Dichtflächenpressung, effektiv [MPa]
QS MAX maximale Dichtflächenpressung, mit der die Dichtung bei Betriebstemperatur belastet werden kann , ohne dass eine Beschädigung erfolgt
[MPa]
Qnorm Dichtflächenpressung, normiert [MPa]
A Wirksame Dichtungsfläche [mm²]
FRKA Spannkraft der Ring-Kraftaufnehmer [kN]
L spezifische Leckagerate [mbarl/(sm)]
L0 spezifische Leckagerate bei evakuierter Druckkam- mer
[mbarl/(sm)]
L0Z Zentralwert der spezifischen Leckagerate bei evaku- ierter Druckkammer
[mbarl/(sm)]
Lnorm spezifische Leckagerate bei normierten Dichtflä- chenpressungen
[mbarl/(sm)]
