Schlussbericht - mpa.uni-stuttgart.de · implementiert /9/ und sie werden bei der zur Zeit laufenden Revision der DIN ENV 1591-2 (Dichtungskennwerte) berücksichtigt

0910

Schlussbericht der Forschungsstelle(n)

Universität Stuttgart

Institut für Materialprüfung, Werkstoffkunde und Festigkeitslehre (IMWF)

Pfaffenwaldring 32

70569 Stuttgart

zu dem über die

im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung und -entwicklung (IGF)

vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages

geförderten Vorhaben 15935 N

Ausblassichere Dichtungen für Flanschverbindungen mit emaillierten und glas-faserverstärkten Kunststoffflanschen in der chemischen Industrie

(Bewilligungszeitraum: 01.01.2009 - 31.12.2010)

der AiF-Forschungsvereinigung

DECHEMA e.V. Chemische Technik und Biotechnologie

Stuttgart, 18.04.2011 gez. H. Kockelmann Ort, Datum Name und Unterschrift des/der Projektleiter(s)

an der/den Forschungsstelle(n)

i

Zusammenfassung

Zielsetzung des Forschungsvorhabens war die Erweiterung, die Abrundung und die Absiche-

rung der im vorangegangenen, abgeschlossenen Forschungsvorhaben (AiF-Nr. 14264 N,

Laufzeit 01.07.05 bis 31.03.2007) erhaltenen Ergebnisse für die Sicherstellung der Allge-

meingültigkeit der entwickelten Prüfmethodik für den Nachweis der Ausblassicherheit von

Dichtungen in Flanschverbindungen. Hierbei wurden offengebliebene Fragestellungen, aber

auch neue Aspekte, die sich bei der Abarbeitung des Arbeitsprogramms des Forschungsvor-

habens ergeben hatten, behandelt.

Aus den Untersuchungsergebnissen lassen sich die folgenden Schlussfolgerungen ziehen:

Der Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen muss auf der Auslegung

(Festigkeits- und Dichtheitsnachweis) aufbauen, da die Ausblassicherheit insbesondere von

der Dichtungspressung bei der Montage und im Betrieb abhängt. Die Prüfung der Ausblas-

sicherheit in einer Dichtungsprüfpresse mit biegesteifen Prüfplatten bei Raumtemperatur ist

abdeckend für

reale Flanschverbindungen mit Flanschblattneigung und endlicher Schraubenteilung,

Flanschverbindungen unter betrieblichen Randbedingungen (Tempera-

tur/Innendruck/Betriebsdauer),

emaillierte Flanschverbindungen entsprechend DIN 28139 und

Flanschverbindungen mit GFK-Flanschen.

Es wurde ein neues Konzept für den Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindun-

gen mit der Dichtung im Kraftnebenschluss entwickelt und am Beispiel einer Graphit-Spiral-

ringdichtung in einer Nut erprobt und validiert. Der theoretische Hintergrund des Ausblasens

einer Flanschverbindung wurde durchleuchtet. Die Grundzusammenhänge wurden analy-

tisch formuliert als Zusammenhang zwischen der Belastung der Dichtung und der Reibkraft

beziehungsweise der Beanspruchung der Dichtung in Umfangsrichtung bei radialer Aufwei-

tung. Weiterhin wurde die Beanspruchungssituation der Dichtung in Flanschverbindungen

mit der Methode der Finiten Elemente ermittelt. Ein auf die Struktursimulation aufbauendes

Transportmodell ermöglicht den Einblick in die lokale Druckverteilung in der Dichtung und in

die örtliche Leckagestromdichte beziehungsweise die globale Leckagerate der Dichtung.

Abschließend wurde mit einem Maßnahmenkatalog zur Vermeidung des Ausblasens von

Flanschverbindungen ein Weg aufgezeigt, wie die im Rahmen dieses Vorhabens gewonne-

nen Erkenntnisse in die bestehenden Regelwerke zur Flanschverbindungsauslegung mit

allen Vorteilen für Anlagenbetreiber und Dichtungshersteller integriert werden können.

Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht.

ii

Inhalt

1 Einleitung ....................................................................................................................1

2 Stand von Wissenschaft und Technik......................................................................2

2.1 Definition der Ausblassicherheit ..........................................................................3

2.2 Einflussgrößen auf die Ausblassicherheit............................................................5

2.3 Versuchsvorrichtungen ........................................................................................6

2.4 Versuchsablauf ....................................................................................................7

2.5 Bewertung der Ergebnisse ..................................................................................9

2.6 Diskussion der Vorgehensweise........................................................................11

3 Zielsetzung................................................................................................................12

4 Prüfung der Ausblassicherheit in Prüfflanschverbindungen...............................14

4.1 Erweiterung des Prüfprogramms in Prüfflanschverbindungen ..........................15

4.2 Systematische Untersuchung der Flanschblattneigung bei allen Versuchen mit

Prüfflanschverbindungen ...................................................................................19

4.3 Mehrfachprüfungen in den Prüfflanschverbindungen DN100 PN160 („steife“

Verbindung) und DN100 PN16 („weiche“ Verbindung) zur statistischen

Absicherung.......................................................................................................24

4.4 Untersuchungen zum Einfluss der Höhe des Innendrucks in den

Prüfflanschverbindungen ...................................................................................27

5 Dichtungskennwerte ................................................................................................27

6 Emaillierte Flanschverbindungen und Flanschverbindungen aus GFK .............29

6.1 Emaillierte Flanschverbindungen.......................................................................29

6.2 Flanschverbindungen aus GFK .........................................................................34

7 Ergebnisse der Langzeituntersuchungen mit Temperaturauslagerung .............35

8 Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen mit der Dichtung im

Kraftnebenschluss (KNS) ........................................................................................46

8.1 Dichtheitsnachweis für Flanschverbindungen mit KNS .....................................48

8.2 Kennwerte für KNS-Dichtungen.........................................................................50

8.3 Nachweis der Ausblassicherheit für KNS-Flanschverbindungen.......................51

8.4 Experimentelle Untersuchung der Ausblassicherheit von KNS-Dichtungen......51

9 Theoretische Analyse zum Thema Ausblassicherheit..........................................55

9.1 Analytische Betrachtung ....................................................................................55

9.2 Analyse des Ausblasens mit der Methode der Finiten Elemente ......................56

9.2.1 Theoretischer Hintergrund ..............................................................................57

9.2.2 Modellierung ...................................................................................................59

9.2.3 Ergebnisse der Struktursimulation..................................................................62

9.2.4 Ergebnisse der Transportrechnung ................................................................65

iii

10 Maßnahmenkatalog ..................................................................................................71

10.1 Einbindung des Ausblassicherheitsnachweises in die

Flanschverbindungsberechung mit einem erweiterten Leckagediagramm........72

10.2 Interpolation der Dichtungskennwerte QS min(L) und Qbo(L)...................................74

10.3 Ermittlung von PQR .............................................................................................77

11 Gegenüberstellung der vorgegebenen Ziele mit den erzielten Ergebnissen......79

12 Personal- und Sachmitteleinsatz ............................................................................80

13 Nutzen der erzielten Forschungsergebnisse.........................................................80

13.1 Wissenschaftlich-technischer und wirtschaftlichen Nutzen insbesondere für

KMU...................................................................................................................80

13.2 Innovativer Beitrag und industrielle Anwendungsmöglichkeiten........................81

14 Umsetzung der angestrebten Forschungsergebnisse .........................................81

15 Vorgesehene Veröffentlichungen im Zusammenhang mit dem Vorhaben .........82

16 Durchführende Forschungsstelle ...........................................................................82

17 Gewerbliche Schutzrechte.......................................................................................83

18 Förderhinweis ...........................................................................................................83

19 Literatur .....................................................................................................................84

1

Ausblassichere Dichtungen für Flanschverbindungen mit emaillierten und glasfaser-

verstärkten Kunststoffflanschen in der chemischen Industrie

1 Einleitung

In den Technischen Regeln für die Handhabung von Gefahrstoffen wird der Begriff "Ausblas-

sicherheit" verbunden mit der Forderung, dass „die Dichtungen nicht aus dem Sitz gedrückt

werden können“. Ziel der Ausblassicherheit ist nach allgemeinem Verständnis die Verhinde-

rung einer plötzlichen großen Leckage z.B. durch das Aufreißen einer Dichtung. Die Aus-

blassicherheit ist hauptsächlich bei glatten Flanschdichtleisten (beispielsweise emaillierte

Flansche) und bei geringer Dichtungspressung (beispielsweise Kunststoffflansche mit gerin-

gen Schraubenkräften und Flanschverbindungen unter Temperatur mit Dichtungen mit Nei-

gung zur Kriechrelaxation) von Bedeutung.

Es gibt weltweit keine Normen und Richtlinien, die den Nachweis der Ausblassicherheit von

Dichtungen für Flanschverbindungen regeln /1/. Andererseits fordern z. B.

die Berufsgenossenschaftlichen Vorschriften (BGV),

die Betriebssicherheitsverordnung (BetrSichV),

die DIN 8975 Teil 6 Kälteanlagen und

die Richtlinie für Rohrleitungen zum Befördern wassergefährdender Stoffe (RRwS)

Dichtungen, die nicht aus dem Sitz gepresst werden können oder kammprofilierte, metallin-

nenrandgefasste, metallarmierte, metallummantelte oder metallische Dichtungen /1/.

Nach VDI 2200 /1/ wird bei den Flanschformen mit Nut und Feder oder Vor/Rücksprung an-

genommen, dass eine Ausblassicherheit aufgrund der konstruktiven Gestaltung grundsätz-

lich gegeben ist. Bei einem Dichtsystem mit glatten Flanschen besteht dagegen die Vorstel-

lung, dass die Ausblassicherheit durch Dichtungsarten erreicht werden muss, die eine hohe

mechanische Festigkeit aufweisen, z.B. aufgrund metallischer Verstärkungselemente. Als

ausblassicher werden im Allgemeinen Metall- oder Metall-Weichstoff-Dichtungen angesehen,

wie z.B. Kammprofildichtungen, Spiraldichtungen, Wellringdichtungen, gebördelte Dichtun-

gen, Graphitdichtungen mit Metalleinlagen, Gummi-Stahl-Dichtungen und PTFE-Lochblech-

Dichtungen.

Bei Gefahrstoffen kann aber auch eine plötzliche Änderung der Leckagerate um mehrere

Größenordnungen die Betriebssicherheit von Anlagen negativ beeinflussen, was auch ohne

Aufreißen der Dichtung hervorgerufen werden kann. Deshalb ist auch die Änderung der

Dichtungsflächenpressung bzw. des Innendrucks im Bereich des Arbeitspunktes der Dich-

tung von Bedeutung.

2

Bei Flanschverbindungen, die sicherheitsrelevant sind, für die dauerhaft Verfügbarkeit ge-

fordert ist und für die aufgrund des Betriebsmediums (toxisch, entflammbar, umweltschädlich

usw.) besondere Anforderungen bestehen, ist im Rahmen der Auslegung sowohl der Festig-

keits- als auch der Dichtheitsnachweis zu führen. Der Dichtheitsnachweis gewährleistet u. a.

die Einhaltung der Mindestflächenpressung der Dichtung (Qmin (L), QS min (L)) in allen Betriebs-

zuständen für den gegebenen Betriebsdruck und die geforderte Dichtheitsklasse L. Letztere

hängt wiederum vom Gefahrenpotenzial des geförderten Mediums ab. Diesem Sachverhalt

muss bei der Festlegung des Begriffs "Ausblassicherheit von Dichtungen in Flanschverbin-

dungen" Rechnung getragen werden.

2 Stand von Wissenschaft und Technik

Bei der Auslegung von Flanschverbindungen sind die Dichtungskennwerte eine wesentliche

Eingabe. Diese so genannten Berechnungskennwerte müssen das Verhalten der Dichtung

für die gegebenen Randbedingungen unter dem Einfluss aller Belastungen realistisch be-

schreiben. Dies schließt die Auswirkungen der Einbaupressung, des betrieblichen Innen-

drucks, der Betriebstemperatur und -zeit, der Steifigkeit aller Teile, der Flansch- und Schrau-

bengeometrie, der Änderung der Belastungen in den unterschiedlichen Betriebszuständen

u. a. mehr ein. Die Thematik Ausblassicherheit wird bei dieser Auslegung nicht in Betracht

gezogen.

Mit der Herausgabe der (inzwischen zurückgezogenen) DIN 28090 (Teil 1) im Jahre 1995 /2/

ist ein konsistenter Satz von Dichtungskennwerten für die Berechnung von Flanschverbin-

dungen in Verbindung mit der Berechnungsnorm DIN 2505 /3/ definiert, und die zugehörigen

Prüfverfahren wurden festgeschrieben. Praktische Erfahrungen mit dieser Prüftechnik wie-

sen nachfolgend einige Unzulänglichkeiten aus. Diese Erkenntnis und der Zwang zur Har-

monisierung der Normung in Europa führten zu Bemühungen, die Dichtungsprüftechnik in

Europa im Rahmen eines europäischen Forschungsprojekts BE 5191 /4/ zu optimieren und

zu vereinheitlichen. Die später entwickelte neue europäische Berechnungsmethode DIN

EN 1591-1 /5/ erforderte z.T. eine Neudefinition der Dichtungskennwerte. Folglich war eine

neue Prüfnorm für Dichtungen zu entwickeln, DIN EN 13555 (2005) /6/, die im Einklang mit

DIN EN 1591-1 ist. Einige Neuerungen in DIN EN 13555 wurden in einem weiteren europäi-

schen Forschungsprojekt PERL /7/, /8/ optimiert und verifiziert. Weiterhin wurden in diesem

Forschungsprojekt alle in der europäischen Dichtungsnorm DIN EN 1514 (PN designierte

Dichtungen) enthaltenen Dichtungsarten (6 Arten, jeweils mehrere Typen verschiedener

Hersteller) in vollem Umfang charakterisiert:

Flachdichtungen aus nichtmetallischem Werkstoff mit oder ohne Einlagen

Spiraldichtungen

Nichtmetallische Weichstoffdichtungen mit PTFE-Mantel

3

Dichtungen aus Metall mit gewelltem, flachem oder gekerbtem Profil

Kammprofildichtungen

- Metallummantelte Dichtungen mit Auflage

Die Ergebnisse dieser Untersuchungen wurden in eine internet-fähige Dichtungsdatenbank

implementiert /9/ und sie werden bei der zur Zeit laufenden Revision der DIN ENV 1591-2

(Dichtungskennwerte) berücksichtigt.

Damit hat der Stand von Wissenschaft und Technik im Hinblick auf die Auslegung von

Flanschverbindungen unter besonderer Berücksichtigung der Dichtungen auf europäischer

Ebene einen großen Fortschritt erzielt. Andererseits sind trotz der in den o. g. Regelwerken

geforderten Ausblassicherheit von Dichtungen keine allgemein anerkannten Prüfverfahren

für diesen Nachweis entwickelt und verfügbar gemacht worden. Im Zuge der Diskussionen

bei der Erarbeitung der VDI Richtlinie 2200 „Dichte Flanschverbindungen“ /1/ wurde zwar der

Aspekt Ausblassicherheit angesprochen. Es wurden auch Konzepte für den Nachweis der

Ausblassicherheit von Flanschdichtungen vorgeschlagen, aber letztlich noch nicht allgemein

akzeptiert, weil einige Ansätze und prüftechnische Details strittig sind und der Verifikation

und Optimierung bedürfen. Ein erster Schritt in dieser Hinsicht wurde mit dem vorangegan-

genen AiF-Forschungsvorhaben (AiF-Nr. 14264 N) getan.

Die Zielsetzung dieses Forschungsvorhabens war die Entwicklung einer praxisrelevanten,

reproduzierbaren und zertifizierbaren bzw. standardisierbaren Prüftechnik für den Nachweis

der Ausblassicherheit von Flanschdichtungen. Die Randbedingungen (Geometrie, Tempera-

tur, Dichtleistenform der Flansche) bei der Prüfung sollten sich an den realen Gegebenheiten

in Flanschverbindungen in chemischen Anlagen orientieren. Es sollten die besonders kriti-

schen Anwendungen im Hinblick auf Ausblassicherheit berücksichtigt werden, d.h. Flansch-

verbindungen mit glatter Dichtleiste, wie sie bei emaillierten Flanschen gegeben sind, und

Flanschverbindungen mit Flanschen aus glasfaserverstärktem Kunststoff (GFK), bei denen

eine besonders niedrige Pressung der Dichtung vorliegt. Weiterhin sollten alle gängigen, von

der Medienbeständigkeit her geeigneten Dichtungsarten und -bauformen hinsichtlich ihres

Potenzials bzgl. Ausblassicherheit klassiert werden.

Die wesentlichen Ergebnisse dieses Vorhabens werden in den nachfolgenden Kapiteln 2.1

bis 3.5 kurz zusammengefasst und in Kapitel 2.6 diskutiert.

2.1 Definition der Ausblassicherheit

Im Rahmen des Dichtheitsnachweises wird bei der Auslegung von Flanschverbindungen

nachgewiesen, dass die Dichtungsflächenpressung in allen Betriebszuständen die geforderte

Mindestflächenpressung QS min (L) für Dichtheitsklasse L nicht unterschreitet. Dieser Sachver-

halt bildet die Basis für die Definition der Ausblassicherheit: als ausblassicher wird eine

4

Dichtverbindung in einer Flanschverbindung betrachtet, wenn die Dichtungsflächenpressung

deutlich unterhalb von QS min (L) für den gegebenen Betriebsüberdruck abgesenkt werden oder

abfallen darf, ohne dass

A die Dichtung aufreißt bzw. Teile der Dichtung aus der Verbindung heraus gedrückt

werden oder

B eine grobe Leckage eintritt, die um mehr als 2 Größenordnungen größer ist als es der

geforderten Dichtheitsklasse L entspricht, wobei die Dichtung zwischen den Flansch-

dichtleisten verbleibt.

Bild 1: Sicherheit von Flanschdichtungen gegen Ausblasen

Die Darstellung in Bild 1 impliziert die Definition der Ausblassicherheit Sbo entsprechend den

beiden Formulierungen:

bobo

minSbo QQ2

QS

Gl. 1

und

U

bobobo Q

QQS

Gl. 2

Sind beide Werte größer oder gleich 1 sein, ist die Ausblassicherheit der Verbindung

gegeben. Die Ermittlung der Flächenpressung für Ausblasen erfolgt analog zur Vorgehens-

5

weise bei der Ermittlung der Mindestflächenpressung im Betrieb zur Einhaltung der Dicht-

heitsklasse L in der Dichtungsprüfpresse unter „künstlicher“ Reduktion der Flächenpressung,

ausgehend von der Ausgangsflächenpressung QA. Dabei wird Qbo(L) als der Durchstoßpunkt

des Entlastungsastes bei der hundertfachen Leckagerate der einzuhaltenden Dichtheitsklas-

se L definiert, also bei 100·L, Bild 2.

Bild 2: Ermittlung der Flächenpressung für Ausblasen Qbo im Entlastungsversuch

2.2 Einflussgrößen auf die Ausblassicherheit

Unter der Annahme, dass die Dichtung richtig ausgewählt ist (Kennwerte, chemische und

thermische Beständigkeit) werden nachfolgend die wesentlichen Einflussgrößen auf die

Ausblassicherheit von Flanschverbindungen aufgeführt:

Art der Dichtung

Höhe des Innendrucks

Dichtungsflächenpressung

Temperatur

Zeit bzw. Dauer der Innendruckbelastung

Medium

geforderte Dichtheitsklasse für das abgedichtete Medium

Art der Flansche und Schrauben (Steifigkeit, Dichtleistenart u.a.)

Montageverfahren (insbesondere Streuung der Schraubenkraft)

Alterung

Von den o. g. Einflussgrößen wurden als wichtigste im Hinblick auf die Ausblassicherheit im

Rahmen der durchgeführten Untersuchungen betrachtet: Art der Dichtung, Dichtungsflä-

QA QS minQbo

L

100·L

6

chenpressung, Temperatur, Dauer der Innendruckbelastung, Steifigkeit der Flanschverbin-

dung, Schraubenkraftstreuung und Art der Flanschdichtleisten.

2.3 Versuchsvorrichtungen

Als Prüfpresse wurde eine für die Ermittlung der Dichtungskennwerte (Stauch-, Leckage-,

Zeitstand-, Kriech-/Relaxationsversuche) entwickelte Prüfvorrichtung verwendet. Hierbei

handelt es sich um eine computergesteurte, servogeregelte hydraulische Presse mit einem

Kraftbereich von max. 1 MN, Bild 3 und Bild 4. Der Prüfstand ist modular aufgebaut, d.h.

durch austauschbare Dichtungsplatten können unterschiedliche Dichtungsgeometrien (bis zu

einem Außendurchmesser von 160 mm) untersucht werden. Der Prüfstand kann dahinge-

hend erweitert werden, dass auch Leckageversuche zur Ermittlung der Abdichteigenschaften

bzw. des Abdichtverhaltens durchführbar sind.

Bild 3: Hydraulische Dichtungsprüfeinrichtung (1 MN)

Die Dichtungskraft wird durch eine auf der Grundplatte montierte Kraftmessdose erfasst, die

Verformung der Dichtung wird mit drei gleichmäßig am Umfang verteilten Wegsensoren auf-

genommen. Die Bestimmung der Leckagerate erfolgt nach der Druckabfallmethode, der Dif-

ferenzdruckmethode oder nach der Vakuum-Methode mit Helium-Massenspektrometer. Au-

ßerdem werden die Temperaturen an verschiedenen Stellen des Prüfstandes gemessen. Die

PC

Hydraulik-

Aggregat

He-Massenspektrometer

Kühlaggregat

Prüfrahmen Leckageeinheit Druckspeicher

7

Versuchsdurchführung kann manuell oder vollautomatisch entsprechend den Prüfnormen

oder aber auch nach aufgabenspezifischen, individuellen Vorgaben erfolgen.

Bild 4: Prüfrahmen der Dichtungsprüfeinrichtung mit Zubehör und Messtechnik

Für die Untersuchungen in realen Flanschverbindungen wurden zwei

Prüfflanschverbindungen erstellt:

einerseits eine "steife" Flanschverbindung DN100 PN160, Bild 5

andererseits eine "weiche" Flanschverbindung DN100 PN16

jeweils mit Stahlflanschen DIN EN 1092-1 aus Werkstoff 1.4571. Beide Flansche werden mit

jeweils 8 speziellen Messschrauben (Güte A2-70) mit Messstiften verspannt, um die Kräfte

der einzelnen Schrauben erfassen zu können.

2.4 Versuchsablauf

In Bild 6 ist der zeitliche Ablauf der Flächenpressung, des Innendrucks und der Dichtungsdi-

cke beim Entlastungsversuch exemplarisch dargestellt. Die Flächenpressung wird ausge-

hend von QA stufenweise reduziert. Bei jeder Flächenpressungsstufe wird die Leckagerate

ermittelt. Im Rahmen dieses Vorhabens hat sich zur quantitativen Ermittlung der Leckagerate

die Differenzdruckmethode bewährt.

Die Auswertung und Darstellung der Versuchsergebnisse erfolgt entsprechend Bild 7. Darin

ist die Leckagerate über der Flächenpressung aufgetragen. Hierin ist entsprechend der oben

Oberes Querhaupt

Hydraulikzylinder

Kühlplatte

Isolationskörper

Heizplatte

Prüfplatte

Prüfplatte (für die Ermittlung der

Leckagerate)

Kühlplatte

Wegaufnehmer

Kraftmessdose

Unteres Querhaupt

8

angegebenen Definition der Ausblassicherheit die Flächenpressung bei Ausblasen beim

Durchstoßpunkt der Funktion durch die entsprechende Leckageklasse für Ausblasen

erreicht.

Bild 5: Prüfflanschverbindung DN100 PN160 mit teilweise montierten Schrauben, Hydraulikzy-lindern und Messuhren

Bild 6: Versuchsablauf mit stufenweiser Entlastung: zeitlicher Verlauf von Flächenpressung, Innendruck und Dichtungsdicke

9

Diese entspricht dem Hundertfachen der im Dichtheitsnachweis einzuhaltenden

Leckageklasse L. Im Rahmen dieses Vorhabens wurde für die Bewertung der Ausblassi-

cherheit die Dichtheitsklasse 0,01 zugrunde gelegt.

Bild 7: Versuch mit stufenweiser Entlastung: Ermittlung der Leckagerate aus Bild 5

2.5 Bewertung der Ergebnisse

Auf der Basis der Ergebnisse der durchgeführten Untersuchungen im Vorgängervorhaben

ließen sich folgende Schlussfolgerungen ziehen:

Unabdingbare Voraussetzung für die Bewertung des Verhaltens einer Dichtung hinsicht-

lich Ausblassicherheit und die entsprechende Nachweisführung ist die Kenntnis der Dich-

tungskennwerte zur Beschreibung der Abdicht- und Kriech/Relaxations-Eigenschaften.

Die Eignung der vorgeschlagenen allgemeinen Definition des Begriffs Ausblassicherheit

wird bestätigt.

Die gewählte experimentelle Vorgehensweise beim Nachweis der Ausblassicherheit er-

möglicht die Ermittlung des Einflusses der relevanten Einflussgrößen und die Erweite-

rung der Nachweise im Zuge der Auslegung um den Aspekt Ausblassicherheit.

Die geometrischen Einflussgrößen (Maße der Dichtung, Maße und Rauheit der Dichtleis-

ten) können in einer Prüfpresse reproduzierbar untersucht werden.

Bei Weichstoffdichtungen auf der Basis von PTFE wurden vier unterschiedliche Verhal-

tenstypen bezüglich Ausblassicherheit festgestellt, die das Gefährdungspotenzial in Form

von Ausblasen charakterisieren, siehe schematische Darstellung in Bild 8 mit der nach-

folgend diskutierten Einteilung nach Verhaltenstypen.

10

Die Untersuchung des Einflusses einer ungleichmäßigen Verteilung der Dichtungsflä-

chenpressung ist mit den entwickelten Prüfflanschverbindungen möglich.

Das Verhalten anderer Dichtungsarten kann ebenfalls in den entwickelten Versuchsein-

richtungen nach der verifizierten experimentellen Vorgehensweise untersucht werden.

Bild 8: Schematische Darstellung der Ausblasverhaltenstypen

Typ 0:

Die Leckagerate bleibt bei Entlastung bis herab auf 1 MPa auf nahezu gleichbleibendem

niedrigen Niveau unterhalb von 0,01 mg/(s·m). Es gibt keinerlei Anzeichen für ein beginnen-

des Ausblasen. Die übliche Auslegung (Nachweis der Einhaltung der Mindestpressung

QS min (L) deckt auch den Aspekt „Ausblassicherheit“ ab, sofern QS min (0,01) 2 MPa ist.

Typ 1:

Die Leckagerate steigt mit abnehmender Dichtungspressung stetig, gleichmäßig und in be-

grenztem Maße an. Das Ausblaskriterium (100-fache Erhöhung der Leckagerate) wird erst

nach einer Absenkung der Dichtungspressung um mehr als 50 % des Wertes für QS min (0,01)

erreicht. Ein tatsächliches Ausblasen tritt bis dahin nicht auf. Dieses Verhalten kann als

„gutmütig“ und „kalkulierbar“ hinsichtlich Ausblassicherheit angesehen werden. Die übliche

Auslegung (Nachweis der Einhaltung der Mindestpressung QS min (L)) deckt auch den Aspekt

„Ausblassicherheit“ ab.

11

Typ 2:

Eine geringfügige Unterschreitung von QS min (0,01) oberhalb QS min (0,01)/2 führt zum Ausblasen

der Dichtung. In diesem Fall ist die Verwendung eines höheren Sicherheitsbeiwerts zur Ge-

währleistung der Ausblassicherheit angebracht.

Typ 3:

Bei Entlastung minimal unterhalb von QS min (0,01) tritt schlagartig Ausblasen auf. Ein hinrei-

chender Sicherheitsabstand zur kritischen Dichtungspressung, bei der Ausblasen eintritt, ist

geboten.

2.6 Diskussion der Vorgehensweise

Bei der Auswertung der Ergebnisse im Vorgängervorhaben war aufgefallen, dass einerseits

die Flächenpressung beim Ausblasen wie auch QS min (L) von der Anfangspressung abhängig

ist. Bild 9 skizziert diesen Umstand. Hier sind in einem Vorgriff eines erweiterten Leckage-

diagramms (siehe Kapitel 10) einzelne Entlastungsversuche zu einem Leckagediagramm

kombiniert. Damit können Wertepaare für QA und QS min (L) ermittelt werden und zusätzlich die

dazugehörige Flächenpressung für Ausblasen. Durch einen ebenfalls in Kapitel 10 erläuter-

ten Interpolationsalgorithmus können für beliebige Werte für QA die zugehörigen Werte für

QS min (L) und Qbo ermittelt werden.

Bild 9: Erweitertes Leckagediagramm (interpolierte Entlastungsfuntionen für verschiedene Wer-te von QA) und die zugehörigen Werte für QS min (L) und Qbo

12

Die Abhängigkeit von QS min (L), Qbo und damit auch der Ausblassicherheit Sbo von der An-

fangspressung QA ist in Bild 10 dargestellt. Die Dichtheitsklasse 0,01 wird im Montage bei

40 MPa erreicht. Da die Leckageraten bei Entlastung steigen, eine deutliche Zunahme der

Leckageraten bis hin zum Ausblasen allerdings erst bei geringen Flächenpressungen eintritt,

kommt es zu dem in Bild 10 dargestellten Verlauf der Ausblassicherheit. Beginnend bei 40

MPa Anfangspressung mit einer Ausblassicherheit von 5 sinkt der Wert bei 50 MPa An-

fangspressung auf 2 und endet bei 110 MPa Anfangspressung bei 1.

Dieser Verlauf wirkt sich auf auf die Einstufung der Dichtung bezüglich des Ausblastyps aus.

Auch dabei ist die Wahl der Anfangspressung mitbestimmend für den Ausblastyp.

Bild 10: Einfluss der Anfangspressung QA auf QS min (L), Qbo und die daraus resultierende Ausblas-sicherheit Sbo

Diesem Umstand wird im Kapitel 10 Rechnung getragen und eine Methode vorgestellt, wel-

che den Nachweis der Ausblassicherheit in die Flanschverbindungsberechnung integriert

und die Abhängigkeit der Ausblassicherheit von der Anfangsflächenpressung berücksichtigt.

3 Zielsetzung

Zielsetzung ist die Erweiterung, die Abrundung und die Absicherung der im vorangegange-

nen, abgeschlossenen Forschungsvorhaben "Ausblassichere Dichtungen für Flanschverbin-

dungen mit emaillierten und glasfaserverstärkten Kunststoffflanschen in der chemischen In-

dustrie" (AiF-Nr. 14264 N, Laufzeit 01.07.05 bis 31.03.2007) erhaltenen Ergebnisse für die

Sicherstellung der Allgemeingültigkeit der entwickelten Prüfmethodik für den Nachweis der

Ausblassicherheit von Dichtungen in Flanschverbindungen. Hierbei sind offengebliebene

Fragestellungen, aber auch neue Aspekte, die sich bei der Abarbeitung des Arbeitspro-

13

gramms des Forschungsvorhabens ergeben haben, zu behandeln. Im Einzelnen ist vorge-

sehen:

Erweiterung des Prüfprogramms in Prüfflanschverbindungen zur statistischen Absiche-

rung der Ergebnisse und Abdeckung des gesamten Anwendungsbereichs (erweiterter

Streubereich der Schraubenkraft bei den verschiedenen praktizierten Montageverfahren;

Einfluss der Höhe des Innendrucks, Untersuchung weiterer Dichtungsarten und -typen)

Die Ergebnisstreuung hat maßgeblichen Einfluss auf die zu fordernde Sicherheit gegen

Ausblasen.

Prüfungen in Prüfflanschverbindungen mit GFK-Flanschen und emaillierten Bunden mit

Losflanschen zum Nachweis der Aussagefähigkeit der Prüfung in einer Prüfpresse auch

für diesen Anwendungsbereich

Erweiterung der Palette der untersuchten Dichtungsarten und der Klassifizierung hin-

sichtlich Ausblassicherheit

Weitere Langzeituntersuchungen zur Bestimmung einer Mindestauslagerungs- und

-prüfdauer abhängig von der Dichtungsart

Theoretische Analyse des Ausblasverhaltens von Flanschdichtungen (analytisch / Finite-

Elemente-Methode)

Betrachtung zur Ausblassicherheit von Flanschverbindungen mit der Dichtung im Kraft-

nebenschluss

Erarbeitung eines Maßnahmenkatalogs für die Vermeidung des Ausblasens von

Flanschdichtungen

Mit dem Erreichen der genannten Einzelzielsetzungen soll eine Basis geschaffen werden,

mit der eine Vorgehensweise zum Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindun-

gen geschaffen werden kann.

Dabei gilt es, die Auswirkung der im Vergleich zur Prüfung in der Dichtungsprüfmaschine

abweichenden Randbedingungen in realen Flanschverbindungen für eine breite Dichtungs-

palette zu ermitteln. Es sollen die folgenden Fragestellungen geklärt werden: Ist die Prüfung

der Ausblassicherheit mit dem Entlastungsversuch in der Prüfmschine bei Raumtemperatur

abdeckend für

reale Flanschverbindung mit Flanschblattneigung und Variation der Flächenpressung in

Umfangsrichtung durch die Schraubenteilung?

Flanschverbindungen unter Temperatur?

Flanschverbindungen mit GFK-Flanschen?

Flanschverbindungen mit emaillierten Flanschen?

14

Zudem soll im Rahmen eines Maßnahmenkatalogs zur Vermeidung des Ausblasens von

Flanschdichtungen eine Vorgehensweise vorgestellt werden, die unter Einbindung der be-

trieblichen Situation der Flanschverbindung und des im Rahmen eines Entlastungsversuchs

ermittelten Ausblasverhaltens den Nachweis der Ausblassicherheit entsprechend der Defini-

tion in den Gleichungen 1 und 2 ermöglicht.

Ein weiterer Aspekt sind Flanschverbindungen mit der Dichtung im Kraftnebenschluss. Es ist

zu prüfen, in wiefern die Definition, die Prüfung und die Nachweisführung der Ausblassicher-

heit von Dichtungen im Krafthauptschluss auf Dichtungen im Kraftnebenschluss übertragbar

ist.

Eine theoretische Analyse des Ausblasverhaltens und eine begleitende FE-Simulation geben

Aufschluss über die mechanischen Zusammenhänge zwischen Flächenpressung und Aus-

blasen.

4 Prüfung der Ausblassicherheit in Prüfflanschverbindungen

Bei den Untersuchungen im Rahmen des Vorgänger-Forschungsvorhabens wurden zwei

hinsichtlich Steifigkeit sehr unterschiedliche Flanschverbindungen verwendet:

DN100 PN160 („steife“ Verbindung)

DN100 PN16 („weiche“ Verbindung)

Im absolvierten Untersuchungsprogramm wurden bei der Montage beider Flanschverbindun-

gen die Schraubenkräfte zunächst mit 8 hydraulischen Spanngliedern aufgebracht. An-

schließend wurden Entlastungen vorgenommen entsprechend den Entlastungsstufen bei der

Prüfung in der Prüfmaschine. Auf diese Weise wurden bisher für drei verschiedene Dich-

tungswerkstoffe vergleichende Versuche in der Prüfmaschine durchgeführt, um den Einfluss

der Steifigkeit einer "weichen" und einer "steifen" Flanschverbindung gegenüber der Prüfung

in einer „ideal steifen“ Prüfmaschine zu untersuchen. Es wurde erwartet, dass die Ergebnis-

se der Versuche in der "steifen" Flanschverbindung denen in der Prüfmaschine näher kom-

men als die in der "weichen" Flanschverbindung. Die Prüfung in der "steifen" Flanschverbin-

dung sollte abdeckend sein für die Prüfung in der "weichen" Flanschverbindung.

Die erhaltenen Untersuchungsergebnisse entsprechen nicht in vollem Umfang den oben

erwähnten Erwartungen hinsichtlich des Einflusses der Steifigkeit der Flanschverbindung.

Diesbezüglich bedarf es weiterer Untersuchungen zur Abklärung des Befundes und zur Ab-

sicherung der Ergebnisse. Dies wird mit dem Arbeitspaket „Erweiterung des Prüfprogramms

in Prüfflanschverbindungen“ angegangen.

Grundsätzlich ist zu ermitteln, ob die Prüfung der Ausblassicherheit in der Prüfmaschine ab-

deckend ist für die Ausblassicherheit realer Flanschverbindungen. Die Vor- und Nachteile

der Prüfung in der Prüfmaschine im Vergleich zu Bauteilversuchen sind in Tabelle 1 erörtert.

15

Tabelle 1: Gegenüberstellung der Vor- und Nachteile der Untersuchung des Ausblasverhaltens in einer Prüfpresse und einer Prüfflanschverbindung

Prüfeinrichtung Vorteile Nachteile

Prüfpresse sichere und reproduzierbare Einstellung der Pressen- und Dichtungskraft

separate Analyse einzelner Ein-flussgrößen

Variation der Dichtungsabmes-sungen (in Grenzen)

Zertifizierungsfähigkeit

keine Erfassung der Flansch-blattneigung, der Streuung der Schraubenkraft, der Variation der Pressung über die Breite und den Umfang der Dichtung

langzeitige thermischen Ausla-gerung nicht möglich

Prüfflansch- verbindung

Berücksichtigung

der Flanschblattneigung

der Streuung der Schrauben-kraft

der Variation der Pressung über der Breite und dem Umfang der Dichtung

langzeitiger thermischer Effekte

eingeschränkte Reproduzier-barkeit der Schrauben- und Dichtungskrafteinstellung und -messung

nicht zertifizierbar

4.1 Erweiterung des Prüfprogramms in Prüfflanschverbindungen

Bei den Untersuchungen im Vorgängervorhaben wurden zwei Flanschverbindungen unter-

schiedlicher Nennweite und Druckstufe gewählt. Daraus resultierte eine Unsicherheit bezüg-

lich des Einflusses der Nennweite auf die Ausblassicherheit. Daher werden für die Bearbei-

tung dieses Arbeitspakets die Flanschverbindungen DN100 PN16 und DN100 PN160 ver-

wendet. Für diese Nennweiten besteht die Möglichkeit, die Dichtungen für DN100 ebenfalls

in der Prüfmaschine zu prüfen. Die Schraubenkraft wird mittels Hydraulikzylindern aufge-

bracht, welche in das Gewinde der Schrauben eingreifen und sich auf der Flanschoberfläche

abstützen, siehe Bild 11. Die Schraubenkraft ist proportional zum Hydraulikdruck, wird aber

zusätzlich über Messuhren erfasst, welche die relative Verlängerung der Schrauben zu ei-

nem unbelasteten Innenstift ermitteln. Die Schraubenkraft ist proportional zur Verlängerung

der Schraube. Die Proportionalitätskonstante wurde im Voraus für die vorliegenden Klemm-

längen ermittelt.

Nach dem Aufbringen der nominellen Schraubenkraft gleichzeitig auf alle Schrauben wird die

Flanschverbindung, welche mit einem Füllkörper versehen ist, mit 40 bar Stickstoff gefüllt.

Da der Innendruck zu einer Reduktion der Flächenpressung führt, wird die Schraubenkraft

um den Betrag der axialen Komponente der Innendruckkraft erhöht und damit kompensiert.

Die Vorgehensweise ist dem Vorgehen bei der Kennwertermittlung in der Prüfmaschine

nachempfunden, so dass die Prüfung in der Prüfmaschine mit den Bauteilversuchen ver-

16

gleichbar ist. Bei der Flanschverbindungsberechnung nach DIN EN 1591-1 und auch nach

KTA 3211.2 wird die Reduktion der Flächenpressung durch den Innendruck ebenfalls be-

rücksichtigt. Damit ist auch im Vergleich zu den Flanschverbindungsberechnungen die Be-

wertung der Flächenpressung konsistent.

Bild 11: Prüfflanschverbindung DN100 PN160 mit Hydraulikzylindern und Messuhren (exempla-risch)

Nach dem Verpressen der Dichtung mit QA und dem Aufbringen des Innendrucks wird die

Flächenpressung stufenweise durch gezieltes Ablassen des Hydraulikdrucks herabgesetzt.

Bei jeder Flächenpressungsstufe wird dann mittels Druckabfallmethode die Leckagerate er-

mittelt und mit den Ergebnissen der Entlastungsversuche in der Prüfmaschine verglichen.

Dafür werden die vier folgenden Dichtungen eingesetzt:

Gummigebundene Faserdichtung

PTFE-Dichtung gefüllt

PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE

Graphitdichtung mit Glattblecheinlage

In Bild 12 bis Bild 15 sind für die jeweilige Dichtung die Leckageraten über der abnehmenden

Flächenpressung dargestellt. Die Ergebnisse sind vergleichend für identische Randbedin-

gungen (RT, QA, 40 bar Stickstoff) in der Prüfmaschine und in den Prüfflanschverbindungen

DN100 PN16 und DN100 PN160 dargestellt.

17

Bild 12: Vergleich der Entlastungsversuche der gefüllten PTFE-Dichtung in der Prüfmaschine und in den Prüfflanschverbindungen DN100 PN16 und DN100 PN160

Bild 13: Vergleich der Entlastungsversuche der gummigebundenen Faserdichtung in der Prüfma-schine und in den Prüfflanschverbindungen DN100 PN16 und DN100 PN160

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Flächenpressung / MPa

Leck

ager

ate

/ m

g/(s

m)

Prüfmaschine DN100

Flansch DN100/PN16

Flansch DN100/PN160

QA=40 MPa

QSmin/2 = 12 MPa

3.5

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Leck

ager

ate

/ m

g/(s

m) Prüfmaschine DN100

Flansch DN100/PN16

Flansch DN100/PN160

QA=30 MPa

QS min(QA=30 MPa, p=40 bar) = 4 MPa

QSmin/2 = 2 MPa

18

Bild 14: Vergleich der Entlastungsversuche der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE in der Prüfmaschine und in den Prüfflanschverbindungen DN100 PN16 und DN100 PN160

Bild 15: Vergleich der Entlastungsversuche der Graphit-Dichtung mit Glattblecheinlage in der Prüfmaschine und in den Prüfflanschverbindungen DN100 PN16 und DN100 PN160

Bei allen Dichtungen ist die Flächenpressung, welche zum Ausblasen führt, bei den Prüfun-

gen in den Flanschverbindungen geringer, als in der Prüfmaschine. Die Unterschiede zwi-

schen den Prüfungen in den Flanschverbindungen zur Prüfmaschine sind bei den PTFE-

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm) Prüfmaschine DN100

Flansch DN100/PN16

Flansch DN100/PN160

QA=30 MPa

QSmin/2 = 3 MPa


0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Prüfmaschine DN100

Flansch DN100/PN16

Flansch DN100/PN160

QA=10 MPa

QSmin/2 = 1.25 MPa

QS min(QA=40 MPa, p=40 bar) = 2.5 MPa

19

Dichtungen und bei der Graphitdichtung eher gering, bei der Faserdichtung jedoch ausge-

prägt.

Damit ist gezeigt, dass die Prüfung der Ausblassicherheit in der Prüfmaschine unter den be-

trachteten Randbedingungen das Ausblasverhalten realer Flanschverbindungen abdeckt. Es

ist davon auszugehen, dass ein beträchtlicher Teil des günstigeren Ausblasverhaltens der

realen Flanschverbindungen durch die Flanschblattneigung verursacht wird.

4.2 Systematische Untersuchung der Flanschblattneigung bei allen Versuchen mit Prüfflanschverbindungen

Bei der Ermittlung von Leckageraten in der Prüfmaschine werden biegesteife Prüfplatten

verwendet. Es ist von vernachlässigbaren Verformungen der Prüfplatten auszugehen. Des-

halb erfolgt die Prüfung in der Prüfmaschine unter einer homogenen Flächenpressungsver-

teilung.

In einer realen Flanschverbindung bewirken die Belastungen der Flansche (im Wesentlichen

Schraubenkraft, Innendruck und zusätzliche Lasten aus der Rohrleitung) eine Verformung

der Flanschblätter. Durch den radialen Versatz von Schraubenkraft und Dichtungskraft sowie

Kraft am Rohransatz kommt es zu einem Hebelarm, welcher eine Rotation der Flanschblätter

verursacht. Diese Rotation bewirkt eine höhere Verpressung der Dichtung an der Außensei-

te. An der Innenseite kommt es im Vergleich zur mittleren Flächenpressung zu einer geringe-

ren Verpressung der Dichtung.

Einen weiteren Effekt auf die Flächenpressungsverteilung hat die Schraubenteilung. Sie be-

wirkt eine Variation der Flächenpressung über dem Umfang. Es ist zu erwarten, dass die

lokale Flächenpressung an den Schrauben höher ist als zwischen den Schrauben.

Die grundlegenden Zusammenhänge zwischen Belastung und Flanschblattneigung - an der

Position der Schrauben und zwischen den Schrauben - werden nach Bild 16 mit Hebelarmen

an vier ausgewiesenen Positionen entsprechend Bild 18 ermittelt.

Die Flanschblattneigung an einer Position ergibt sich aus der Differenz der Verschiebungen

an der äußeren Messposition uA und der inneren Messposition uI und dem Hebelarm l (siehe

Bild 17) entsprechend:

l

uuarctan2

1 IA Gl. 3

Diese Winkel werden jeweils mit dem Messwert der um 180° versetzten Messposition gemit-

telt. Damit wird eine mögliche Verkippung der Flansche zueinander ausgeglichen. Zuletzt

werden die Mittelwerte der beiden Messungen an der Position „Schraube“ und zwischen den

Schrauben „Zwischenraum“ gebildet. Die Messergebnisse sind als Zusammenhang zwi-

20

schen Flächenpressung und Flanschblattneigung für die gefüllte PTFE-Dichtung in der

PN16-Flanschverbindung in Bild 19 und in der PN160-Verbindung in Bild 20 dargestellt. Die

entsprechenden Ergebnisse für die drei weiteren Dichtungswerkstoffe (gummigebundene

Faserdichtung/Graphitdichtung mit Glattblecheinlage/PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung

aus PTFE) liefern keine neuen Erkenntnisse und unterscheiden sich im Betrag nicht von den

Ergebnissen der gefüllten PTFE-Dichtung. Sie sind in Beilage A enthalten. Bei der Durchfüh-

rung des Entlastungsversuchs mit der gummigebundenen Faserdichtung in der PN16-

Verbindung wurden die Daten der Messuhren nicht aufgezeichnet, so dass die Auswertung

der Neigung nicht möglich war.

Bild 16: Prüfflanschverbindung DN100 PN160 mit Hydraulikzylindern, Messuhren und Vorrich-tung zur Messung der Flanschblattneigung

Mit dem Aufbringen der Schraubenkraft steigen die Flanschblattneigungen linear bis zum

Erreichen von QA an. Beim anschließenden Befüllen mit 40 bar Stickstoff sinkt die Flächen-

pressung bei gleichzeitigem Anstieg der Flanschblattneigung. Die Innendruckkompensation

erfordert eine weitere Erhöhung der Schraubenkraft, so dass QA wieder erreicht wird. Dieser

Effekt ist bei beiden Messpositionen (Schraube und Zwischenraum) identisch ausgeprägt.

In den nächsten Schritten wird die Flächenpressungen bei gleichbleibendem Innendruck

stufenweise reduziert. Dabei entspricht die Steigung beim Entlasten der Steigung beim Be-

lasten, die durch den Innendruck hervorgerufene Flanschblattneigung ist also unabhängig

von der Schraubenkraft.

21

Bild 17: Konstruktive Ausführung der Hebelarme für die Messung der Flanschblattneigung mit Messuhren (exemplarisch dargestellt an Position 1)

Bild 18: Messpositionen an den Schrauben (1-5 und 3-7) und zwischen den Schrauben (2-6 und 4-8)

Die Flanschverbindungen PN16 und PN160 unterscheiden sich bezüglich der Flanschblatt-

neigung in etwa um Faktor 4 bei 30 MPa und 40 bar N2. Damit resultiert eine unterschiedli-

che Flächenpressungsverteilung, welche bei der „weicheren“ Flanschverbindung PN16 eine

1 5

2

6

3

7

4

8

uA uI

l

Messuhren

22

höhere Flächenpressung an der Außenseite der Dichtung verursacht und entsprechend den

Ergebnissen der Leckageratenbestimmung ein günstigeres Ausblasverhalten bewirkt.

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0 5 10 15 20 25 30 35

Flächenpressung [MPa]

Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum

Bild 19: Flanschblattneigung in Abhängigkeit von der Flächenpressung beim Entlastungsversuch in der Flanschverbindung PN16 mit der gefüllten PTFE-Dichtung

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,10

0 5 10 15 20 25 30 35


Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum

Bild 20: Flanschblattneigung in Abhängigkeit von der Flächenpressung beim Entlastungsversuch in der Flanschverbindung PN160 mit der gefüllten PTFE-Dichtung

Da die Versuche mit den vier verschiedenen Dichtungswerkstoffen mit unterschiedlichen

Anfangsflächenpressungen durchgeführt werden, sind in Bild 21 die Steigungen der Geraden

bis zum Erreichen von QA dargestellt. Da die verpressten Flächen der Dichtung bei allen

23

Versuchen gleich sind, ist der Zusammenhang zwischen Schraubenkraft und Flächenpres-

sung bei allen Versuchen identisch.

0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

0.006

0.007

0.008

0.009

gummigebundeneFaserdichtung

gefüllte PTFE-Dichtung

Graphitdichtung mitGlattblecheinlage

PTFE-Dichtung mitInneneinfassung aus

PTFE

Ne

igu

ng

/ F

läch

en

pre

ssu

ng

/ °

/MP

a

Schraube - PN160

Zwischenraum - PN160

Schraube - PN16

Zwischenraum - PN16

Bild 21: Flanschblattneigung bezogen auf die Flächenpressung im Montagezustand

Das Ergebnis verdeutlicht die um den Faktor 4 höheren Flanschblattneigungen der „weichen

Flanschverbindung“ PN16 im Vergleich zur „steifen“ Verbindung PN160. Die Flanschblatt-

neigung an der Position der Schraube ist bei der PN16-Flanschverbindung geringfügig höher

als am Zwischenraum. Im Falle der PN160 Verbindung gibt es keine einheitliche Ausprägung

der Lokalisierung der höchsten Flanschblattneigung. Bei der gummigebundenen Faserdich-

tung, der Graphitdichtung mit Glattblecheinlage und der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung

aus PTFE ist die Flanschblattneigung am Zwischenraum höher als an der Schraube. Dieser

Effekt kann allerdings auch auf die bei der „steifen“ Verbindung geringen Neigungen und die

damit verbundenen großen Auswirkungen der Messungenauigkeit zurückzuführen sein.

Tendenziell sind die Flanschblattneigungen bei der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus

PTFE etwas höher. Hier liegt nahe, dass durch die an der Innenseite eingefasste PTFE-

Dichtung dort lokal erhöhte Flächenpressungen vorliegen. Damit ist die effektive Kraftüber-

tragung im Vergleich zu einer Flachdichtung nach innen verschoben mit einem vergrößerten

Hebelarm zwischen Schrauben- und Dichtungskraft. Dieser Hebelarm bewirkt in Verbindung

mit der Schraubenkraft ein Moment, welches die Rotation der Flansche zur Folge hat.

24

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

gummigebundeneFaserdichtung

gefüllte PTFE-Dichtung

Graphitdichtung mitGlattblecheinlage


PTFE

Ne

igu

ng

sän

de

run

g d

urc

h I

nn

en

dru

ck /

° Schraube - PN160

Zwischenraum - PN160

Schraube - PN16

Zwischenraum - PN16

Bild 22: Flanschblattneigung durch den Innendruck (40 bar) beim Entlastungsversuch in der Flanschverbindung PN16 und PN160

Die Auswirkung des Innendrucks (40 bar) auf die Flanschblattneigung ist in Bild 22 darge-

stellt. Die Ergebnisse harmonieren im Wesentlichen mit den Ergebnissen in Bild 21. Auch

hier sind die Flanschblattneigungen der PN16-Verbindung etwa um den Faktor 4 höher als

die der Verbindung PN160. Ebenfalls sind bei der PN16-Verbindung die Flanschblattneigun-

gen an der Schraube größer als am Zwischenraum.

Der Innendruck bewirkt bei der Flanschverbindung PN160 am Zwischenraum bei allen ein-

gesetzten Dichtungen höhere Flanschblattneigungen als an der Position der Schraube, der

Unterschied ist jedoch minimal.

4.3 Mehrfachprüfungen in den Prüfflanschverbindungen DN100 PN160 („steife“ Verbindung) und DN100 PN16 („weiche“ Verbindung) zur statistischen Absiche-rung

Im Rahmen dieses Arbeitspaketes waren einerseits die Auswirkungen von

Schraubenkraftstreuung auf die Ausblassicherheit und andererseits statistische

Untersuchungen zur Reproduzierbarkeit der Ergebnisse angedacht.

Aufgrund des hohen zeitlichen Prüfaufwands der Bauteilversuche, deren Durchführung die

hydraulischen Zylinder erfordert, welche auch für die Untersuchungen der emaillierten

Flanschverbindung, der GFK-Flanschverbindung und bei der Prüfung des Langzeitverhaltens

erforderlich waren, wurde auf die Untersuchung von variierenden Schraubenkräften

verzichtet. Hierzu wurden bereits im Vorgängervorhaben Untersuchungen durchgeführt,

welche die Notwendigkeit einer kontrollierten Montage der Flanschverbindung verdeutlichten.

25

Hier muss auf die gängige Praxis beim Dichtheitsnachweis im Rahmen der

Flanschverbindungsberechnung (DIN EN 1591-1 oder KTA3211.2) verwiesen werden, wobei

der Dichtheitsnachweis mit einer gegenüber der nominalen Flächenpressung verminderten

Flächenpressung geführt wird. Diese Verminderung deckt die Streuung der Schraubenkraft

bei der Montage ab und ist abhängig vom gewählten Montageverfahren.

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

.

QA= 30 MPaQSmin/2 = 2,5 MPa

QSmin = 5 MPa

Bild 23: 10 Entlastungsversuche mit der gefüllten PTFE-Dichtung unter identischen Randbedingungen (QA=30 MPa, 40 bar N2)

Um die Reproduzierbarkeit der Entlastungsversuche in der Prüfmaschine zu ermitteln,

wurden insgesamt 10 Versuche mit der gefüllten PTFE-Dichtung DN100 in der Prüfmaschine

unter identischen Randbedingungen durchgeführt. Die Leckagefuntionen aller Versuche sind

in Bild 23 dargestellt. Die Ergebnisse liegen dicht beieinander, insbesondere der Anstieg der

Leckagerate bei Unterschreitung von 5 MPa ist bei allen Versuchen identisch. Die Werte für

Qbo und die entsprechend Gleichung 1 in Verbindung mit QS min (0,01) (= 5MPa) ermittelte

Ausblassicherheit Sbo sind in Bild 24 dargestellt.

Die Werte für Qbo liegen zwischen 2,6 und 3,3 MPa. Daraus resultieren mit dem festen Wert

für QS min (0,01) von 5 MPa Werte für die Ausblassicherheit zwischen 0,61 und 0,77, also

0,69 ± 12%. In Bild 25 sind die Ergebnisse der Vorgehensweise dargestellt, bei der QS min (0,01)

aus dem jeweiligen Versuch ermittelt wird. Die aus den Entlastungsfunktionen ermittelten

Werte sind nicht mit dem Wert aus dem Leckageversuch zu vergleichen, da dieser mit

Helium durchgeführt wurde.

26

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Versuch

QS

min

(0,0

1) &

Q

bo /

MP

a

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

1.2

Sb

o /

-

QSmin

Qbo

Sbo


0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Versuch

QS

min

(0,0

1) &

Q

bo /

MP

a

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Sb

o /

-

QSmin

Qbo

Sbo


Es resultieren Werte für QS min (0,01) zwischen 4 MPa und 4,7 MPa. Wird die Ausblassicherheit

Sbo aus den jeweiligen Wertepaaren für QS min (0,01) und Qbo ermittelt, liegen diese zwischen

0,68 und 0,89 und damit bei 0,79 ± 13%. Bezüglich der Reproduzierbarkeit der

27

Ausblassicherheit spielt es daher in diesem Fall keine Rolle, ob QS min (L) in einem getrennten

Versuch oder direkt aus dem Entlastungsversuch ermittelt wird.

4.4 Untersuchungen zum Einfluss der Höhe des Innendrucks in den Prüfflanschverbindungen

Die Versuche mit unterschiedlichen Druckstufen wurden aus Gründen der Prüfdauer in der

Prüfmaschine durchgeführt. Die Ergebnisse sind in den Bildern der Entlastungsversuche in

Beilage B enthalten. Die Versuche wurden mit 20, 40, 60 und 80 bar für alle 12 Dichtungen

entsprechend Tabelle 2 durchgeführt.

Die Schwierigkeit, die Ergebnisse bezüglich der Ausblassicherheit zu bewerten, liegt in dem

Umstand begründet, dass QS min (L) ebenfalls druckabhängig ist. Es war im Rahmen dieses

Vorhabens nicht möglich, eine umfassende Analyse der Druckabhängigkeit von QS min (L)

durchzuführen.

Daher ist es naheliegend, die Druckabhängigkeit der Ausblassicherheit entsprechend der

Druckabhängigkeit der Dichtungskennwerte Qmin und QS min (L) zu behandeln und mit

abdeckenden Prüfdrücken zu arbeiten, bis belastbare Korrelationen von Leckageraten bei

unterschiedlichen Drücken entwickelt sind.

5 Dichtungskennwerte

Die im Vorgängervorhaben entwickelte Vorgehensweise zur Bestimmung der

Ausblassicherheit beziehungsweise des Ausblastyps einer Dichtung soll auf eine erweiterte

Palette von Dichtungen angewendet werden. Zusätzlich zu den im Vorgängervorhaben im

Wesentlichen betrachteten PTFE-Flachdichtungen werden hier 12 abweichende

Dichtungswerkstoffe und -typen bezüglich deren Ausblasverhalten untersucht:

A1 PTFE-Dichtung 1)

B2 PTFE-Dichtung gefüllt 2) 4)

B3 PTFE-Dichtung gefüllt und strukturiert 3)

C2 PTFE Hüllendichtung mit Graphiteinlage 1)

E1 Graphit-Spiralringdichtung

F1 PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE 2) 3) 4)

F4 Graphitdichtung mit Glattblecheinlage 2)

F5 Graphitdichtung mit Glattblecheinlage und Innenbördel

G1 gummigebundene Faserdichtung 2) 4)

H1 Kammprofildichtung mit Graphitauflagen

H3 Wellringdichtung mit Graphitauflagen und Innenbördel

H4 Wellringdichtung mit Graphitauflagen

28

1) : Auswahl für Versuche in emaillierten Flanschen

2) : Auswahl für Versuche in Prüfflanschverbindungen

3) : Auswahl für Versuche in GFK-Flanschen

4) : Auswahl für Langzeituntersuchungen bei Temperatur

Die Ergebnisse der Leckageversuche und der Entlastungsversuche sind in grafischer Form

in Beilage B dargestellt. Die Werte für die Flächenpressung bei Ausblasen und die

Ausblassicherheit sind in Tabelle 2 mit den zu Grunde gelegten Wertepaaren für QA und

QS min (L) angegeben. Die Berechnung der Ausblassicherheit entspricht Gleichung 1.

Gleichung 2 wird aufgrund noch nicht definierter Werte für QU nicht angewandt.

Tabelle 2: Ergebnisse der Ausblasversuche der untersuchten Dichtungen

Dichtung QA QS min (L) Qbo Sbo Ausblas-Typ

A1 PTFE 30 5 4,5 0,56 3

B2 PTFE gefüllt 30 5 2,5 1,00 1

B3 PTFE gefüllt und strukturiert * 10 2,5 1 1,25 1

C2 PTFE-Hüllendichtung mit Graphit-einlage

20 9 4 1,13 1

E1 Spiralringdichtung Graphit 40 16 9 0,89 2

F1 PTFE mit Inneneinfassung 10 2,5 1,25 1,00 1

F4 Graphit mit Glattblecheinlage 30 6 2,5 1,20 1

F5 Graphit mit Glattblecheinlage und Innenbördel

40 9 3,5 1,29 1

G1 gummigeb. Faserdichtung 40 24 3,5 3,43 1

H1 Kammprofildichtung mit Graphit-auflagen

40 15 6,5 1,15 1

H3 Wellringdichtung mit Graphitaufla-gen und Innenbördel

20 10 5 1,00 1

H4 Wellringdichtung mit Graphitauf-lagen

20 10 3 1,67 1

*) geprüft mit 16 bar He

Die Bestimmung des Ausblastyps unterliegt insbesondere bei kleinen Werten für QS min (L)

einer gewissen Unsicherheit, da hier der Unterschied zwischen QS min (L) und der

Flächenpressung für Ausblasen Qbo nahe der Messunsicherheit der Prüfmaschine liegt. Es

resultiert für die jeweilig gewählten Wertepaare für QA und QS min (L) für 10 Dichtungen der

Ausblastyp 1, welcher ausdrückt, dass die Ausblassicherheit durch die Auslegung gegeben

ist. Lediglich bei der ePTFE-Dichtung (A1) und bei der Graphit-Spiralringdichtung (E1)

29

bedeutet die Einhaltung von QS min (L) nicht gleichzeitig hinreichende Sicherheit gegen

Ausblasen. Hier sind höhere Flächenpressungen im Betrieb zu fordern.

6 Emaillierte Flanschverbindungen und Flanschverbindungen aus GFK

Die Thematik der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen ist insbesondere bei

Flanschverbindungen mit kritischen Medien von Bedeutung. Zusätzlich sind bei

Flanschverbindungen mit emaillierten Flanschen üblicherweise Dichtungen mit größerer

Dichtungsdicke als bei Flanschverbindungen mit Stahlflaschen eingesetzt, um

unvermeidliche Unbenheiten, welche beim Emaillieren entstehen, ausgleichen zu können.

Bei Flanschverbindungen mit glasfaserverstärkten Kunststoffflanschen (im Weiteren mit

“GFK-Flansche” bezeichnet) werden in der Regel bei der Montage aus Festigkeitsgründen

maximal Flächenpressungen von 10 MPa erreicht. Durch die viskose Verformung des GFK

im Betrieb bei Temperatur kommt es zu Schraubenkraftrelaxation, so dass kritische

Zustände bezüglich des Ausblasens der Dichtung entstehen können.

Aufgrund der Exponiertheit von emaillierten und von GFK-Flanschverbindungen werden

diese bezüglich dem Ausblasverhalten innerhalb der spezifischen Randbedingungen geprüft.

Dabei ist im Folgenden zu klären, ob für diese Flanschverbindungen die Prüfung in der

Prüfmaschine mit Stahlplatten abdeckend ist.

6.1 Emaillierte Flanschverbindungen

Um das Verhalten von Dichtungen in emaillierten Flanschverbindungen abbilden zu können,

wurde eine Flanschverbindung DN100 entsprechend den geometrischen Angaben nach DIN

28139 in Verbindung mit der Pfaudler-Werknorm “Bauteile für Druckgeräte der Kategorie I-

IV” von der Firma Pfaudler hergestellt und emailliert. Eine Hälfte dieser symmetrischen

Flanschverbindung mit geteiltem Losflansch und Bund ist in Bild 26 dargestellt. Die

Besonderheit von emaillierten Flanschen und emaillierten Bauteilen im Allgemeinen liegt in

der Vermeidung von scharfen Kanten, da die Emailleschicht an scharfen Kanten leicht zu

beschädigen ist.

Aus diesem Grund entspricht die Geometrie der Dichtleiste nicht denen von Stahlflanschen.

In Bild 27 sind die Unterschiede der Dichtleistenformen gegenübergestellt. Die Innenseite

der Dichtleiste wird bei allen Nennweiten (50-200) mit einem Radius von 10 mm abgerundet,

die Außenseite mit einem Radius von 3 mm. Daraus resultiert bei gleicher Dichtkraft für die

emaillierte Flanschverbindung eine im Vergleich zu Stahlflanschen und zur Dichtungsprüfung

mit genormten Prüfplatten abweichende Verpressung der Dichtung. Es kommt zu einer

Überhöhung der Flächenpressung in der Dichtungsmitte bei gleichzeitig verminderter

Verpressung der Randbereiche. Wird angenommen, dass die Flächenanteile, welche in den

abgerundeten Bereichen liegen, keinen Anteil an der Dichtkraft bewirken und die

30

Flächenpressung der verbleibenden Fläche homogen verteilt ist, dann resultieren die in

Bild 28 dargestellten prozentualen Flächenpressungsüberhöhungen im Vergleich zur

Dichtungsprüfung in der Prüfmaschine. Es ist bei der Auslegung darauf zu achten, dass die

Definition der Flächenpressung bei der Prüfung identisch zur

Flanschverbindungsberechnung ist. Es wurde festgestellt, dass die Dichtung in realen,

balligen Emaillflanschen bei einer Pressung zerstört wurde, die niedriger war, als der

Kennwert QS max, der in einer Prüfpresse mit ebenen, biegesteifen Prüfplatten ermittelt wird.

Bild 26: Hälfte der emaillierten Prüfflanschverbindung mit geteiltem Losflansch

Bild 27: Abgerundete Dichtleisten emaillierter Flansche im Vergleich zu Stahlflanschen (grau)

31

100

110

120

130

140

150

50 80 100 150 200Nennweite

Flä

chen

pres

suns

über

höhu

ng /

%

Bild 28: Lokale Flächenpressungsüberhöhung in der emaillierten Flanschverbindung im Vergleich zur Prüfmaschine bei gleicher Dichtungskraft

Bild 29: Eingesetzte Dichtungen für die Untersuchung der Ausblasicherheit von emaillierten Flanschverbindungen: Innen vorverpresste PTFE-Dichtung (links), PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage (rechts)

Bild 30: Emaillierte Dichtungsprüfplatten mit den Geometrischen Abmessungen entsprechend DIN 28139 bzw. Pfaudler-Werknorm “Bauteile für Druckgeräte der Kategorie I-IV” für emaillierte Bunde (links) mit emaillierter glatter Dichtleiste als Gegenstück (rechts)

Um das von der Prüfmaschine abweichende Ausblasverhalten von emaillierten

Flanschverbindung quantifizieren zu können, werden mit den in Bild 29 dargestellten

typischen Dichtungen für emaillierte Flanschverbindungen vergleichende

Entlastungsversuche in der Prüfmaschine mit den Stahlprüfplatten, mit den emaillierten

Prüfplatten entsprechend Bild 30 und in der in Bild 26 dargestellten emaillierten

Prüfflanschverbindung durchgeführt. Die Prüfung in der Prüfflanschverbindung erfolgt mit

den in Kapitel 4.2 beschriebenen Hydraulikzylindern entsprechend den Bauteilversuchen

32

inklusive Innendruckkompensation analog zum Vorgehen mit der Prüfmaschine. Bei der

Bestimmung der Flächenpressung werden die in Bild 27 dargestellten Radien nicht

berücksichtigt. Daher wird für gleiche Dichtkraft die gleiche Flächenpressung angegeben.

Die Randbedingungen (QA, QS min (L), Prüfmedium, Prüfdruck und Temperatur) sind

zusammen mit den Ergebnissen für Qbo und Sbo für die PTFE-Hüllendichtung mit

Graphiteinlage in Tabelle 3 und für die innen vorverpresste PTFE-Dichtung in

Tabelle 4 angegeben. Die dazugehörigen Verläufe der Leckagerate sind in Bild 31 und

Bild 32 dargestellt.

Tabelle 3: Randbedingungen und Ergebnisse der Prüfung mit der PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage

QA / MPa 15

QS min (L) / MPa 9

Prüfmedium N2, 40 bar

Prüfmaschine Prüfflansch-verbindung

Stahl emailliert

Prüftemperatur RT RT 150°C RT

Qbo / MPa 4,5 3 4 3

Sbo / - 1 1,5 1,1 1,5

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

100.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

.

Prüfmaschine - Stahlplatten

emaillierte Flanschverbindung

Prüfmaschine - emaillierte Platten - RT

Prüfmaschine - emaillierte Platten - 150°C

QA=15 MPaQSmin/2 = 4.5 MPa

Bild 31: Leckageraten der Entlastungsversuche – PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage

33

Tabelle 4: Randbedingungen und Ergebnisse der Prüfung mit der innen vorverpressten PTFE-Dichtung

QA / MPa 30

QS min (L) / MPa 7


Prüfmaschine Prüfflansch-verbindung

Stahl emailliert

Prüftemperatur RT RT 150°C RT

Qbo / MPa 4,5 2 2 1

Sbo / - 0,8 1,8 1,8 3,5

0.000

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

.

Prüfmaschine DN40

emaillierte Flanschverbindung

Prüfmaschine - emaillierte Platten - RT

Prüfmaschine - emaillierte Platten - 150°C


Bild 32: Leckageraten der Entlastungsversuche – innen vorverpresste PTFE-Dichtung

Zusammenfassend kann für diese Dichtungen unter den geprüften Randbedingungen

gesagte werden, dass die Prüfung der Ausblassicherheit in der Prüfmaschine mit

Stahlplatten zu den geringsten Werten der Ausblassicherheit führen. Dabei spielt

voraussichtlich die lokale Flächenpressungsüberhöhung der emaillierten Dichtleisten eine

große Rolle. Auch die Prüfung bei 150°C in der Prümaschine mit den emaillierten Prüfplatten

wird durch die Messung mit Stahlplatten bei Raumtemperatur abgedeckt.

Wird die Messung in der Prüfmaschine mit Stahlplatten als Grundlage der Bewertung

herangezogen, dann deckt im Falle der PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage der

Dichtheitsnachweis mit QS min (L) die Ausblassicherheit mit ab. Im Falle der innen

vorverpressten PTFE-Dichtung muss für eine ausreichende Ausblassicherheit die

Mindestflächenpressung im Betrieb von 7 MPa (QS min (L)) auf 9 MPa (2 x Qbo) erhöht werden.

34

6.2 Flanschverbindungen aus GFK

In GFK-Flanschverbindungen sind die maximal zulässigen Schraubenkräfte werkstoffbedingt

geringer als bei baugleichen Stahlflanschverbindungen. Die Berechnung von

Flanschverbindungen aus GFK erfolgt momentan nach dem AD 2000-Merkblatt. Typische

Dichtungsflächenpressungen bei der Montage (QA) liegen im Bereich zwischen 7 und 10

MPa. Es ist zu klären, inwiefern die Prüfung der Ausblassicherheit in der Prüfmaschine mit

dem Verhalten der realen Flanschverbindung korreliert.

Hierzu werden die Ergebnisse der Entlastungsversuche in der Dichtungsprüfmaschine mit

Stahlplatten mit den Ergebnissen von Entlastungsversuchen in einer realen GFK-

Flanschverbindung mit GFK-Losflanschen und -Bunden (siehe Bild 33) verglichen.

Bild 33: Flanschverbindung aus GFK mit Bunden und Losflanschen (die Rohransätze sind mit Kappen verschlossen)

Die Bunde mit dem Rohransatz sind druckdicht verschlossen und mit einem Druckanschluss

versehen. Im Innenraum befindet sich bei der Prüfung ein Füllkörper, um ein möglichst

geringes Messvolumen für die Druckabfallmethode zu erreichen.

Zum Einsatz kommen zwei PTFE-Dichtungen, die ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus

PTFE und die gefüllte und strukturierte PTFE-Dichtung (siehe Bild 34), welche sich für den

Einsatz in GFK-Flanschverbindungen insbesondere durch ihre Medienbeständigkeit eignen

und in ihrem Abdichtverhalten für niedrige Flächenpressungen optimiert sind.

Für beide Dichtungen wurde im Leckageversuch bei der Entlastung von 10 MPa auf das

Minimum von 2,5 MPa die Dichtheitsklasse 0,01 mg/sm nicht überschritten. Für die

Berechnung von Sbo wird daher für QS min (L) der Wert 2,5 MPa zu Grunde gelegt.

35

Bild 34: Eingesetzte PTFE-Dichtungen: ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE (links) und gefüllte und strukturierte PTFE-Dichtung (rechts)

Die Ergebnisse der Entlastungsversuche einerseits in der Prüfmaschine und andererseits in

der GFK-Flanschverbindung sind in Tabelle 5 und Tabelle 6 enthalten. Generell ist die

Aussage bezüglich des Ausblastyps schwierig zu treffen, da alle vier Typen eine

Ausblaspressung Qbo aufweisen, die innerhalb eines Bereichs von einem MPa liegt. Die

Ausblassicherheit ist bei beiden Dichtungen sowohl in der Prüfmaschine als auch in der

Prüfflanschverbindung gegeben. Wie die Entlastungsversuche in Bild 35 und Bild 36 zeigen,

ist für beide Dichtungen nur bei der letzten Flächenpressungsstufe von 1 MPa ein Wert für

die Leckagerate zu ermitteln, welcher bei beiden Dichtungen noch um den Faktor 100 von

der Leckagerate für Ausblasen entfernt ist. Die Prüfung in der Prüfmaschine liefert für beide

Dichtungen höhere Werte für Qbo und ist damit in dem betrachteten Rahmen abdeckend für

das Ausblasverhalten von GFK-Flanschverbindungen.

7 Ergebnisse der Langzeituntersuchungen mit Temperaturauslagerung

Die Auslegung einer Flanschverbindung erhebt den Anspruch, den Nachweis einer auf

Dauer technisch dichten Flanschverbindung zu erbringen. Diesem Anspruch muss auch die

Vorgehensweise beim Nachweis der Ausblassicherheit genügen. Die Hochwertigkeit von

Dichtelementen entsprechend TA Luft in Verbindung mit den VDI-Richtlinien 2200 und 2440

wird in einem Bauteilversuch nachgewiesen, welcher unter betriebsnahen Randbedingungen

durchzuführen ist. Diese Prüfung wird in einer Flanschverbindung DN40 PN40 mit

realistischer Flächenpressung (in der Regel 30 MPa) durchgeführt, welche mit

Messschrauben kontrolliert aufgebracht wird, siehe Bild 37.

Tabelle 5: Ergebnisse der Entlastungsversuche der ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE

QA / MPa 10

QS min (L) / MPa (40 bar) 2,5


Prüfmaschine GFK-Flanschverbindung

Qbo / MPa 1,25 1

Sbo / - 1 1,25

36

0.001

0.010

0.100

1.000

0 2 4 6 8 10 12


Le

cka

ge

rate

mg

/(sm

) .

Prüfmaschine - Stahlplatten

GFK - Flanschverbindung

QA=10 MPaQSmin/2=1,25 MPa

Bild 35: Entlastungsfunktionen der ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE in der Prüfmaschine und in der GFK-Flanschverbindung bei 16 bar, N2

Tabelle 6: Ergebnisse der Entlastungsversuche der gefüllten und modifizierten PTFE-Dichtung

QA / MPa 10

QS min (L) / MPa (16 bar, He)

2,5


Prüfmaschine GFK-Flanschverbindung

Qbo / MPa 1,25 1,25*

Sbo / - 1 1

*Der Wert 1,25 resultiert aus der Ungenauigkeit bei der Einstellung der Flächenpressung

Nach dem Verspannen erfolgt eine Warmlagerung im Ofen bei der Nenntemperatur für

mindestens 48 h. Nach dem Abkühlen wird die Leckagerate ermittelt und bei der Demontage

die verbleibende Flächenpressung bestimmt. Ziel dieser Untersuchung ist der Nachweis des

Potenzials der Dichtung, hochwertige Eigenschaften unter den gegebenen

Randbedingungen aufzuweisen.

37

0.00001

0.00010

0.00100

0.01000

0.10000

1.00000

10.00000

0 2 4 6 8 10 12


Le

cka

ge

rate

mg

/(sm

) . Prüfmaschine - Stahlplatten

GFK-Flanschverbindung

QA=10 MPaQSmin/2=1,25 MPa

Bild 36: Entlastungsfunktionen der gefüllten und strukturierten PTFE-Dichtung in der Prüfmaschine und in der GFK-Flanschverbindung bei 16 bar, N2

Bild 37: Prüfflanschverbindung für den Bauteilversuch nach TA Luft mit Messschrauben

Diskussionen der Ergebnisse des Vorgängervorhabens ließen die Frage aufkommen,

inwiefern sich im Betrieb der Innendruck und die Temperatur auf das Ausblasverhalten der

Dichtungen auswirken. Gemäß der Zielsetzung beim Nachweis der Hochwertigkeit nach

TA Luft wird ein Bauteilversuch angestrebt, welcher unter betriebsnahen Randbedingungen

das Ausblasverhalten der Flanschverbindung aufzeigt und den Vergleich zwischen der

Prüfung in der Prüfmaschine mit dem tatsächlichen Ausblasverhalten der Dichtung in der

Flanschverbindung unter Temperatur und Innendruck ermöglicht. Die zentrale Frage nach

38

der Mindestauslagerungszeit, nach der keine weitere Abnahme der Ausblassicherheit zu

erwarten ist, wird durch Prüfungen mit unterschiedlicher Auslagerungsdauer geklärt. Es

werden Prüfungen mit 4 h, 24h, 150 h und 2 Monaten Auslagerungsdauer durchgeführt.

Die geprüften Dichtungen sind in Bild 38 dargestellt. Dabei handelt es sich um die

gummigebundene Faserdichtung, die ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE und

die gefüllte PTFE-Dichtung. Auf die Prüfung der Graphitdichtung wurde verzichtet, da bei

Graphit kein zeit- und temperaturabhängiges Verhalten zu erwarten ist, sofern die

Temperatur 400 °C nicht überschreitet.

Bild 38: Eingesetzte Dichtungen: gummigebundene Faserdichtung (links), ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE (Mitte) und gefüllte PTFE-Dichtung (rechts)

Der Prüfablauf erfolgt in vier Schritten:

Schritt 1: Die Flanschverbindung wird mit einer definierten Schraubenkraft montiert (siehe

Bild 37). Dazu werden kalibrierte Messschrauben eingesetzt, deren Verlängerung im

Vergleich zu einem unbelasteten Innenstift mit Messuhren kontrolliert wird.

Bild 39: Auslagerung der Prüfflanschverbindungen im Ofen

Schritt 2: Die verspannte Flanschverbindung wird unter Innendruck in einem Ofen

ausgelagert, siehe Bild 39. Dabei werden die Temperatur mittels Thermoelement und der

Innendruck kontinuierlich aufgezeichnet.

39

Schritt 3: Nachdem die Flanschverbindung auf Raumtemperatur abgekühlt und der

Innendruck abgelassen ist, wird die verbleibende Flächenpressung ermittelt. Da die

Flanschverbindung nicht komplett entlastet werden darf, um anschließend einen

Entlastungsversuch durchführen zu können, werden die Schrauben einzeln entlastet, die

Schraubenlängung gemessen und wieder auf den gemessenen Wert verspannt. Mit der

verbleibenden Schraubenkraft wird der PQR-Wert der Flanschverbindung ermittelt.

Schritt 4: Im letzten Schritt werden auf die Schrauben die hydraulischen Zylinder gesetzt,

siehe Bild 40. Bei steigendem Hydraulikdruck sinkt die Schraubenkraft, welche durch die

Muttern übertragen wird. In Vorversuchen wurde allerdings festgestellt, dass die

Schraubenkraft im Vorfeld um etwa 30 % gesenkt werden muss, damit sich die Muttern beim

Erreichen der verbleibenden Schraubenkraft durch die Hydraulikzylindern lösen lassen. So

wird verhindert, dass die Dichtung über das Maß der Restschraubenkraft hinaus verpresst

wird. Nun wird mit der Flanschverbindung ein Entlastungsversuch entsprechend der

Vorgehensweise in Kapitel 2.1 durchgeführt.

Bild 40: Prüfflanschverbindung nach Warmauslagerung und Übernahme der Schraubenkraft mit den Hydraulikzylindern

Es werden Prüfungen bei zwei verschiedenen Prüftemperaturen durchgeführt. Die

gummigebundene Faserdichtung und die ePTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE

werden bei 200°C ausgelagert mit einer Anfangsflächenpressung von 40 MPa bzw. 20 MPa.

In einem zweiten Ofen wird die gefüllte PTFE-Dichtung und die ePTFE-Dichtung mit

Inneneinfassung aus PTFE bei 150°C ausgelagert mit einer Anfangsflächenpressung von 30

MPa bzw. 10 MPa. Die Prüfung erfolgt mit 40 bar Stickstoff, sowohl bei der Auslagerung als

auch beim Entlastungsversuch.

40

In Bild 41 sind die zeitlichen Verläufe von Temperatur und Innendruck bei der Auslagerung

der Flanschverbindungen im Ofen bei der Auslagerungszeit von 150 h und 2 Monaten

dargestellt. Bei der Auslagerungsdauer von 150 h ist bei beiden Temperaturen keine

Schwankung zu erkennen und der Innendruck sinkt nur minimal ab. Bei der Auslagerung von

2 Monaten sinkt der Innendruck deutlich um mehr als 2 bar ab, verbleibt aber immer

oberhalb von 38 bar. Dieser Druckabfall ist bezüglich der ausblasfördernden Wirkung des

Innendrucks aber tolerabel.

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200

Zeit / h

Te

mp

era

tur

/ °C

0

10

20

30

40

50

Dru

ck /

ba

r

Temperatur - 150°C

Temperatur - 200°C

Druck - 150°C

Druck - 200°C

0

50

100

150

200

250

0 500 1000 1500 2000

Zeit / h

Te

mp

era

tur

/ °C

-10

0

10

20

30

40

50

Dru

ck /

ba

r

Temperatur - 150°C

Temperatur - 200°C

Druck - 150°C

Druck - 200°C

Bild 41: Zeitlicher Verlauf von Temperatur und Innendruck bei der Warmauslagerung der Prüf-flanschverbindungen im Ofen mit 150 h (links) und 2 Monaten (rechts) Auslagerungsdau-er

Im Folgenden sind die Ergebnisse der Entlastungsversuche nach Warmauslagerung für die

jeweilige Dichtung und Prüftemperatur den Ergebnissen des Standard-Entlastungsversuchs

in der Prüfmaschine bei Raumtemperatur gegenübergestellt.

In Bild 42 sind die Entlastungsfunktionen der gummigebundenen Faserdichtung für die

verschiedenen Auslagerungszeiten mit der Entlastungsfunktion der Prüfung in der

Prüfmaschine gezeigt. Bei der Prüfung nach 150°h Auslagerungsdauer wurde bis zur

Entlastungsstufe 1 MPa kein signifikanter Druckabfall ermittelt. Die Unterschiede zwischen

den Entlastungsfunktionen der ausgelagerten Flanschverbindung sind minimal. Bei allen

ausgelagerten Flanschverbindungen liegt die Leckagerate bei Entlastung auf 2 MPa nach

unterhalb von 0,1 mg/(sm).

Die Leckagerate im Standard-Entlastungsversuch in der Prüfmaschine bei Raumtemperatur

steigt im Vergleich zu den ausgelagerten Flanschverbindungen ab 15 MPa an, Ausblasen

(entsprechend 1 mg/(sm) Leckagerate) tritt bei 4 MPa Flächenpressung auf. Die Prüfung der

Ausblassicherheit in der Prüfmaschine ist abdeckend für die ausgelagerten

Flanschverbindungen.

41

Die Ergebnisse der Entlastungsversuche für Qbo und Sbo sind in Tabelle 7 angegeben.

Auffallend ist die große Schwankung in Sbo, obwohl die Verläufe der Entlastungsfunktionen

sehr ähnlich sind. Hieraus wird ersichtlich, dass die Bestimmung von Sbo bei kleinen

Flächenpressungen schwierig ist.

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 5 10 15 20 25


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Prüfmaschine

4 h

24 h

2 Monate

QA=40 MPaQSmin/2 = 11.5

Bild 42: Leckagefunktionen der Entlastungsversuche der ausgelagerten Flanschverbindungen mit der gummigebundenen Faserdichtung

Tabelle 7: Randbedingungen und Ergebnisse der Auslagerungsversuche der gummigebundenen Faserdichtung

QA / MPa 40

QS min (L) / MPa 23


Prüf-maschine

4 h 24 h 150 h 2 Monate

Auslagerungstemperatur - 200°C

Restpressung nach Auslagerung / MPa

- 26 25 23 25

Qbo / MPa 4 1,5 1 1* 2

Sbo / - 2,9 7,7 11,5 11,5 5,8

PQR / - - 0,65 0,63 0,57 0,63

*keine Leckage messbar bis 1 MPa

Die Prüfung der gefüllten PTFE-Dichtung mit 30 MPa Anfangspressung und 150°C

Auslagerungstemperatur führt zu den in Bild 43 dargestellten Verläufen der

Entlastungsfunktionen. Die Schwankungen der Entlastungsfunktionen der ausgelagerten

Flanschverbindungen sind im Bereich unter 4 MPa deutlich ausgeprägt, die Werte der

42

Leckageraten streuen um eine Größenordnung. Es ist jedoch kein Trend bezüglich

Auslagerungsdauer und Leckagerate ersichtlich.

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Prüfmaschine

4 h

24 h

150 h

2 Monate

QA=30 MPaQSmin/2 = 2 MPa

Bild 43: Leckagefunktionen der Entlastungsversuche der ausgelagerten Flanschverbindungen mit der gefüllten PTFE-Dichtung

Verglichen mit den ausgelagerten Flanschverbindungen, bei denen Qbo immer ≤ 2MPa ist,

liegt bei der Prüfung in der Prüfmaschine im Standard-Entlastungsversuch bei

Raumtemperatur die Flächenpressung für Ausblasen deutlich höher bei 3 MPa. Die Werte

für Qbo und Sbo sind in Tabelle 8 zusammengefasst.

Tabelle 8: Randbedingungen und Ergebnisse der Auslagerungsversuche der gefüllten PTFE-Dichtung

QA / MPa 30

QS min (L) / MPa 4


Prüf-maschine

4 h 24 h 150 h 2 Monate



- 7 7 6 6

Qbo / MPa 3 1 2 1 1

Sbo / - 0,7 2 1 2 2

PQR / - - 0,23 0,23 0,20 0,20

43

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

100.000

0 2 4 6 8 10


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Prüfmaschine

4 h

24 h

150 h

2 Monate


Bild 44: Leckagefunktionen der Entlastungsversuche der ausgelagerten Flanschverbindungen mit der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE – Anfangspressung 20 MPa und Aus-lagerungstemperatur 200°C

Nachdem die Prüfung der PTFE-Dichtung mit 10 MPa Anfangspressung und 200°C

Auslagerungstemperatur zum Ausblasen der Dichtung im Ofen geführt hat, wurde die

Anfangspressung auf 20 MPa erhöht. Die Messung der verbleibenden Schraubenkraft zeigte

nachdem der Druck komplett abgefallen war, dass durch die Kriechrelaxation der Dichtung

die Flächenpressung völlig verloren ging. Die Ergebnisse der Entlastungsfunktionen in

Bild 44 zeigen für die ausgelagerten Flanschverbindungen unabhängig von der

Auslagerungsdauer ein annähernd flächenpressungsunabhängiges Verhalten der

Leckagerate. Selbst bei der Entlastung auf 1 MPa ist kein signifikanter Anstieg der

Leckagerate zu erkennen. Damit liegt Qbo für alle ausgelagerten Flanschverbindungen bei

1 MPa und Sbo demnach bei 1,25. Die Prüfung in der Prüfmaschine bei Raumtemperatur

zeigt einen sprunghaften Anstieg der Leckagerate bei Entlastung auf 1 MPa um mehr als

zwei Größenordnungen. Mit einem Qbo von 1,5 MPa restultiert für Sbo der Wert 0,8. Damit

deckt die Prüfung in der Prüfmaschine das Verhalten der ausgelagerten

Flanschverbindungen ab, siehe auch Tabelle 9.

Bei der Prüfung der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE bei 150°C

Auslagerungstemperatur war die Resflächenpressung ausreichend, damit kein Ausblasen

während der Auslagerungsphase auftrat. Die Ergebnisse der Entlastungsversuche in Bild 45

sind identisch mit den Ergebnissen der Versuche mit 20 MPa Anfangspressung und 200°C

Auslagerungstemperatur. Die Entlastungsversuche der ausgelagerten Flanschverbindungen

zeigen keinen Anstieg der Leckagerate bis zu einer Entlastung auf 1 MPa. Qbo ist bei allen

44

ausgelagerten Flanschverbindungen 1 MPa. Der Sicherheitsbeiwert gegen Ausblasen Sbo ist

einheitlich 1,25, siehe auch Tabelle 10. Die Prüfung in der Prüfmaschine bei

Raumtemperatur zeigt wie bei der Prüfung bei 200°C eine um über zwei Größenordnungen

ansteigende Leckagerate bei der Entlasung von 2 MPa auf 1 MPa Flächenpressung mit Qbo

gleich 1,5 MPa und Sbo gleich 0,8.

Tabelle 9: Randbedingungen und Ergebnisse der Auslagerungsversuche der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE, Anfangspressung 20 MPa und 200°C Auslagerungstemperatur

QA / MPa 20

QS min (L) / MPa 2,5*


Prüf-maschine

4 h 24 h 150 h 2 Monate



- 8 5 6 7

Qbo / MPa 1,5 1 1 1 1

Sbo / - 0,8 1,25 1,25 1,25 1,25

PQR / - - 0,4 0,25 0,3 0,35

*Minimale Flächenpressung bei der Leckageprüfung

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Prüfmaschine

4 h

24 h

150 h

2 Monate

QA=10 MPaQSmin/2 = 1,25

Bild 45: Leckagefunktionen der Entlastungsversuche der ausgelagerten Flanschverbindungen mit der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE – Anfangspressung 10 MPa und Aus-lagerungstemperatur 150°C

45

Tabelle 10: Randbedingungen und Ergebnisse der Auslagerungsversuche der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE - Anfangspressung 10 MPa und 150°C Auslagerungstemperatur

QA / MPa 10

QS min (L) / MPa 2,5*


Prüf-maschine

4 h 24 h 150 h 2 Monate



- 4 4 3 3

Qbo / MPa 1,5 1 1 1 1

Sbo / - 0,8 1,25 1,25 1,25 1,25

PQR / - - 0,4 0,4 0,3 0,3

*Minimale Flächenpressung bei der Leckageprüfung

Eine weitere Erkenntnisquelle zur Frage nach der Mindestauslagerungszeit von

Flanschverbindungen unter Temperatur bis zum Erreichen eines statischen Zustandes in

Bezug auf die Ausblassicherheit bietet die Messung der verbleibenden Flächenpressung

nach der Auslagerung. In Bild 46 sind die Ergebnisse in Form des PQR-Wertes, ein aus der

Dichtungsprüfung nach DIN EN 13555 auf die Auslagerungsversuche übertragener

Kennwert, welcher das Verhältnis aus Restpressung zur Anfangspressung darstellt. Ein PQR-

Wert von 1 bedeutet keinen Flächenpressungsabfall im Betrieb, der Wert 0,5 dagegen einen

50%igen Rückgang der Flächenpressung. Die im Rahmen der Bauteilversuche im Ofen

ermittelten Werte sind nicht direkt vergleichbar mit Kennwerten aus der Dichtungsprüfung, da

bei der Dichtungsprüfung der Flächenpressungsrückgang beim Abkühlen und Setzvorgänge

der metallischen Bauteile nicht berücksichtigt werden.

Im Falle der gummigebundenen Faserdichtung liegen die Flächenpressungen nach dem

Auslagern und Abkühlen zwischen 23 und 26 MPa, ausgehend von 40 MPa

Anfangspressung. Der PQR-Wert nach 4 h Auslagerung von 0,65 unterscheidet sich nur

minimal vom PQR-Wert nach 2 Monaten mit 0,63.

Die PQR-Werte der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE unterliegen sowohl bei

200°C und 20 MPa Anfangspressung, als auch bei 150°C und 10 MPa Anfangspressung

einer gewissen Streuung, es gibt einen geringen Trend zu geringeren PQR-Werten bei

längeren Auslagerungsdauern. Der Großteil der Flächenpressungsabnahme resultiert

allerdings aus den ersten Stunden inklusive der Aufheizphase im Ofen. Bei 150°C und

10 MPa Anfangspressung liegen die Unterschiede der Flächenpressungsabnahme zwischen

den Versuchen mit 4 h und 2 Monaten Auslagerungsdauer im Bereich von 10 % und mit

46

1 MPa im Bereich der Messgenauigkeit der Bestimmung der Schraubenkraft mittels

Messuhren.

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

Faserdichtung -200°C


PTFE - 200°C

PTFE gefüllt 150°C PTFE-Dichtung mitInneneinfassung aus

PTFE - 150°C

PQ

R /

-

4 h

24 h

150 h

2 Monate

Bild 46: Werte für PQR der verschiedenen Dichtungen nach unterschiedlichen Auslagerungsdau-ern in den Prüfflanschverbindungen im Ofen

Zusammenfassend ist zu sagen, dass der weitere Flächenpressungsabfall nach den ersten

vier Stunden keinen signifikanten Einfluss auf das Ausblasverhalten der Flanschverbindung

hat. Die Ermittlung der Ausblassicherheit in der Prüfmaschine bei Raumtemperatur ist in

allen geprüften Fällen abdeckend für die Ausblassicherheit einer unter Temperatur

ausgelagerten Flanschverbindung, vorausgesetzt, bei der Bewertung der Ausblassicherheit

liegt eine Auslegung zu Grunde, welche mit einem realistischen Wert (in Bezug auf die bei

der Prüfung gewählte Temperatur, Anfangspressung und Steifigkeit) für PQR die

Flächenpressung im Betrieb als Basis für die Bewertung der Ausblassicherheit liefert.

8 Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen mit der Dichtung im

Kraftnebenschluss (KNS)

Die Vorgehensweise für den Festigkeits- und Dichtheitsnachweis von Flanschverbindungen

mit der Dichtung im Kraftnebenschluss (KNS) in druckführenden Systemen von Energieer-

zeugungsanlagen ist in KTA 3211.2 /10/ geregelt. In weiterführenden Untersuchungen zum

Nachweis der Dichtheit von KNS-Flanschverbindungen /11/ wurde eine Vorgehensweise

entwickelt, nach der die Dichtheit von KNS-Flanschverbindungen auf der Basis der Rückfe-

derung an der Dichtung bewertet wird. Darüber hinaus wurde ein prüftechnisches Konzept

entwickelt, welches die benötigten Dichtungskennwerte liefert.

47

Bei KNS-Flanschverbindungen sind grundsätzlich zwei Fälle zu unterscheiden. In Bild 47

sind die Unterschiede zwischen Krafthauptschluss und diesen beiden Fällen von

Kraftnebenschluss dargestellt. Im Krafthauptschluss liegt die Dichtung zwischen den

Dichtleisten der Flansche, alle Belastungen (Schraubenkraft, Innendruck und Kräfte aus der

Rohrleitung) wirken sich direkt auf die Flächenpressung der Dichtung aus. Bei KNS-

Flanschverbindungen liegt die Dichtung entweder in einer Nut und die Flansche ohne

Dichtleiste kommen vollflächig in Kontakt (Fall 1) oder die Dichtung ist mit einem Distanzring

versehen oder in eine Nut in der Dichtleiste eines der beiden Flansche eingelegt (Fall 2); es

besteht metallischer Kontakt der Dichtleisten bzw. zwischen den Dichtleisten und dem

Distanzring. Im Folgenden werden nur KNS-Flanschverbindungen entsprechend Fall 2

betrachtet.

Krafthauptschluss Kraftnebenschluss

Fall 1 Fall 2Distanzring

Dichtung

Krafthauptschluss Kraftnebenschluss

Fall 1 Fall 2Distanzring

Dichtung

Bild 47: Ausführungsformen von Krafthaupt- und Kraftnebenschlussflanschverbindungen

Bei der Auswahl der Einzelteile einer KNS-Flanschverbindung sind folgende Punkte zu be-

rücksichtigen bzw. zu gewährleisten /12/:

Erreichen der „Blocklage“ (Kontakt zwischen den Flanschen bzw. zwischen den Flan-

schen und dem Distanzring der Dichtung) unter Einhaltung der geforderten Dichtheits-

klasse

Die Kenntnis der Kennwerte der verwendeten KNS-Dichtung wird voraussetzt. Die Block-

lage (siehe Bild 48, rechts) wird definiert als metallischer Kontakt zwischen den Flan-

schen bzw. zwischen den Flanschen und dem Distanzring der KNS-Dichtung unter Ein-

haltung der zulässigen Flanschblattneigung und Spalthöhe.

Bild 48: KNS-Spiralringdichtung in Nut (Schnittdarstellung), rechts in Blocklage

unverpresst verpresst

48

Ausreichende Steifigkeit der Flansche für das Erreichen der Blocklage bei der Montage

und das Beibehalten der Blocklage im Betrieb

Der Nachweis wird durch die Begrenzung der Flanschblattneigung für die gegebene

Dichtung (Dichtungspressung für KNS: σKNS) und die relevanten Belastungen geführt.

Bestimmung der Spalthöhe - sofern die Blocklage eingehalten ist - aus der als über dem

Querschnitt konstant betrachteten Flanschblattneigung und dem Abstand des Kontakt-

punktes zur Dichtungsmitte, Bild 49

Bild 49: Flanschverbindung mit der Dichtung im Kraftnebenschluss

8.1 Dichtheitsnachweis für Flanschverbindungen mit KNS

Die Beanspruchungssituation einer Flanschverbindung mit der Dichtung im KNS ist in Bild 50

dargestellt. Sie wird bestimmt durch die Mindestdichtungskraft für Kraftnebenschluss FDKU,

welche aus dem Dichtungskennwert KNS abgeleitet wird, die Kraft am Rohransatz aus In-

nendruck und zusätzlichen Rohrleitungslasten FR und die Ringflächenkraft FF als Folge des

Innendrucks auf die Dichtleiste (druckbeaufschlagte Ringfläche zwischen Flanschinnen-

durchmesser und mittlerem Dichtungsdurchmesser). Aus diesen Kräften leitet sich die mini-

mal erforderliche Schraubenkraft bei der Montage FS0min ab, um die Blocklage im Betrieb ein-

zuhalten. Die Kräfte bewirken über die zugehörigen Hebelarmen ar, af und ad ein Moment,

welches die Rotation der Flansche zur Folge hat. Zusätzlich wird das Moment der über FS0min

hinausgehenden Einbauschraubenkraft F+ mit dem in Bild 50 dargestellten Hebelarm aKNS

berücksichtigt.

metallischer Kontakt bei Erreichen von KNS => Kontaktpunkt

Schraube

Vorschweißflansch mit Dichtleiste

Dichtung (z.B. Spiralringdichtung in Nut)

Rohransatz

Dichtung mit metallischem

Stützring oder Dich-tung in Nut

49

Bild 50: Beanspruchungssituation einer Flanschverbindung mit KNS, mit der minimal erforderli-chen Schraubenkraft, um die Blocklage im Betrieb nicht zu verlassen (links), überlagert mit der zusätzlich zur Mindestkraft bei der Montage aufgebrachten Schraubenkraft (rechts)

Nach den obigen Ausführungen ergeben sich die Kräfte und das wirkende Moment ME nach

folgenden Beziehungen:

FRDKUS FFFF min0 Gl. 4

FFF SS min00 Gl. 5

knsFFRRDDDKUE aFaFaFSaFM Gl. 6

Die resultierende Primärspannung A-A im Schnitt A-A ergibt sich nach:

AA

EAA W

M

Gl. 7

mit WA-A aus Gleichung A 2.10-13 des Entwurfs KTA 3211.2 (2003) /10/:

2i

2FFi

2FLiFAA sssdhd2dd

4W

Gl. 8

Schnitt A-A

FS0min

50

Aus Gleichung 9 kann dann nach A 2.10-25 (Entwurf KTA 3211.2 (2003) /10/) die Flansch-

blattneigung berechnet werden:

BFFRT

iFAA

hhE

dd 18075,0 Gl. 9

Die Dichtheit der Flanschverbindung wird mit der Spalthöhe in der Dichtungsmitte bewertet,

Bild 51. Im Rahmen der Dichtungsprüfung wird die maximal zulässige Rückfederung der

Dichtung Rzul(L) für die Einhaltung der geforderten Dichtheitsklasse L ermittelt. Die Spalthöhe

resultiert aus der gegensinnigen Rotation der beiden Flansche um den Kontaktpunkt. Wird

die Flanschblattneigung über dem Querschnitt als konstant angenommen, so berechnet sich

die Spalthöhe hS in der Dichtungsmitte konservativ (die Neigung der Dichtleiste ist immer

kleiner als die Flanschblattneigung) nach:

2F

tan1F

tanS

a2FS

h1FS

hS

h . Gl. 10

Bild 51: Konzept zur Führung des Dichtheitsnachweises für eine Flanschverbindung mit der Dich-tung im Kraftnebenschluss

Die Dichtheit der Flanschverbindung ist eingehalten, wenn gilt:

LzulRS

h . Gl. 11

8.2 Kennwerte für KNS-Dichtungen

Für die Auslegung einer Flanschverbindung mit der Dichtung im Kraftnebenschluss werden

die vier folgenden Dichtungskennwerte benötigt:

KNS: Mindestflächenpressung im Einbauzustand für das Erreichen von KNS

pKNS(L): Maximaler Betriebsdruck für die angestrebte Dichtheitsklasse L

gKNS : Relaxationsfaktor zur Beschreibung der Relaxation der Dichtungsflächenpressung

Rzul(L): Zulässige Rückfederung der Dichtung für die Dichtheitsklasse L

F1

as

dm

hs F1

Flansch 1

Flansch 2

Kontaktpunkt

51

8.3 Nachweis der Ausblassicherheit für KNS-Flanschverbindungen

Zur Bewertung der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen mit der Dichtung im

Kraftnebenschluss wird auf die Definition der Ausblassicherheit von

Krafthauptschlussverbindungen zurückgegriffen. Ausblasen ist demnach gegeben, wenn die

Leckagerate die geforderte Dichtheitsklasse um den Faktor 100 übersteigt oder wenn die

Dichtung versagt und aus dem Sitz gepresst wird, so dass grobe Leckage eintritt.

Anders als bei Krafthauptschlussverbindungen wird die Flächenpressung der KNS-Dichtung

im Betrieb bei der Auslegung nicht ausgewiesen. Bei der in Kapitel 8.1 dargelegten

Nachweisführung für die Dichtheit bezieht sich die Bewertung der Dichtheit auf die Spalthöhe

in der Dichtungsmitte. Die Dichtheit der Flanschverbindung wird reduziert durch die mit der

Spalthöhenänderung einhergehende steigende Rückfederung der Dichtung im Betrieb. Es ist

naheliegend, die Bewertung der Ausblassicherheit auf diesem Gedanken aufzubauen. Aus

Gleichung 11 ergibt sich dann folgender Grenzwert für die Spalthöhe hS:

LboR2S

h Gl. 12

Die Definition der Ausblassicherheit erfolgt sinngemäß in Anlehnung an Gleichung 1:

1R2

Rbo

S)L(zul

Lbo

Gl. 13

Diese Forderung ist nur gültig, sofern die Einhaltung der Blocklage zu jederzeit rechnerisch

nachgewiesen ist. Da für die Kennwertermittlung von Rzul(L) noch kein Prüfablauf definiert ist,

wird im Folgenden erläutert, wie die zulässige Spalthöhe für die Dichtheitsklasse L und die

Spalthöhe für Ausblasen prüftechnisch ermittelt werden können.

8.4 Experimentelle Untersuchung der Ausblassicherheit von KNS-Dichtungen

Zur Bestimmung der maximal zulässigen Rückfederung wird die KNS-Dichtung in der

zugehörigen Nut in der Prüfmaschine dem in Bild 52 dargestellten Belastungsschema

unterzogen. Zunächst wird die Dichtung in Blocklage (Spalthöhe Null) verpresst.

Anschließend wird die Dichtungskraft beziehungsweise -flächenpressung stufenweise

reduziert und für jede Stufe die Leckagerate ermittelt.

Aus dieser Untersuchung ergibt sich die Stauchkurve in Bild 53, woraus der Kennwert für die

Mindestflächenpressung für Kraftnebenschluss (KNS) erhalten wird. Dieser Wert repräsen-

tiert die Flächenpressung, welche benötigt wird, um die Dichtung vollständig in die Nut zu

verpressen, und stellt gleichzeitig die maximal erreichbare Flächenpressung der Dichtung

dar. Dieser Wert ergibt sich aus einem steilen Anstieg der Stauchkurve, dem Punkt, ab dem

keine weitere Dickenabnahme der Dichtung stattfindet.

52

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

Zeit / h

Dic

htun

gsdi

cke

/ mm

0

50

100

150

200

250

300

Flä

chen

pres

sung

/ M

Pa

Dichtungsdicke

Flächenpressung

Bild 52: Zeitlicher Ablauf zur Ermittlung der zulässigen Rückfederung der Dichtung und der Rückfederung für Ausblasen einer KNS-Dichtung

Die Auswertung der zulässigen Rückfederung für die Dichtheitsklasse L und die Rückfede-

rung bei Ausblasen erfolgt in der Darstellung der Leckagerate über der Rückfederung der

Dichtung entsprechend Bild 54. Hierbei markiert die Blocklage die Rückfederung Null, die

Rückfederung entspricht der von der Blocklage ausgehenden Dickenzunahme der Dichtung

durch die Entlastung . Für jede Entlastungsstufe wird ein zugehöriger Wert der Leckagerate

ermittelt. Die Werte für die zulässige Rückfederung für die Dichtheitsklasse L ist am zugehö-

rigen Durchstoßpunkt erreicht, der dazugehörige Wert für die Rückfederung für Ausblasen

am Durchstoßpunkt bei der 100-fachen Leckagerate der geforderten Dichtheitsklasse L.

Diese Vorgehensweise wird am Beispiel einer Graphit-Spiralringdichtung in einer Nut er-

probt, Bild 55. Die Nut wird dabei mit einem metallischen Innen- und Außenring simuliert, so

dass die Prüfung in einer Prüfmaschine mit Standard-Prüfplatten möglich ist. Auf diese Wei-

se wird der Aufwand für die Prüfung mit unterschiedlichen Nutgeometrien reduziert. Es wer-

den insgesamt vier geometrische Varianten, d. h. Kombinationen von Dichtungsdicke (5 und

6 mm) und Nuttiefen (4,2 mm, 4,4 mm und 4,6 mm) untersucht.

Die Ergebnisse für KNS, Rzul(L), Rbo(L) und Sbo sind für die vier verschiedenen Kombinationen

von Dichtungsdicke und Nuttiefe in Tabelle 11 zusammengestellt. Die Prüfung erfolgte bei

Raumtemperatur mit Stickstoff (40 bar) als Prüfmedium. Die Dichtungen beider Dicken (5

mm und die 6 mm) halten bei 4,6 mm Nuttiefe und Blocklage nicht die geforderte Dichtheits-

klasse L0,01 (Leckagerate 0,01 mg/(sm)) ein. Für diese Konfigurationen können daher keine

Dichtungskennwerte für diese Dichtheitsklasse angegeben werden. Die 6 mm dicke Dichtung

53

in Nuten der Tiefe 4,2 mm und 4,4 mm unterscheiden sich nicht hinsichtlich Leckagerate und

KNS. Für diese beiden Konfigurationen ergibt sich ein Rzul(0,01) von 0,06 mm und ein Rbo(0,01)

von 0,16 mm. Die Ausblassicherheit beträgt demnach 1,33 und ist damit ausreichend.

0

25

50

75

100

125

150

175

200

4 4.2 4.4 4.6 4.8 5 5.2 5.4 5.6 5.8 6

Dichtungsdicke / mm

Flä

chen

pres

sung

/ M

Pa

6mm / h_Ring 4,6mm

5mm / h_Ring 4,6mm

6mm / h_Ring 4,4mm

6mm / h_Ring 4,2mm

Bild 53: Stauchkurven der KNS-Spiralringdichtung für verschiedene geometrische Ausführungen (Kombinationen von Dichtungsdicke und Nuttiefe)

0.001

0.01

0.1

1

10

100

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25Rückfederung / mm

Leck

ager

ate

/ m

g/(s

m)

6mm / h_Ring 4,6mm

5mm / h_Ring 4,6mm

6mm / h_Ring 4,4mm

6mm / h_Ring 4,2mm

Bild 54: Entlastungsfunktionen der KNS-Spiralringdichtung in verschiedenen geometrischen Aus-führungen (Dichtungsdicke und Nuttiefe) mit Ermittlung von Rzul(L) und Rbo(L)

Rzul(0,01) Rbo(0,01)

54

Bild 55: Graphit-Spiralringdichtung in simulierter Nut für die Ermittlung der zulässigen Rückfe-derung der Dichtung und der Rückfederung für Ausblasen

Tabelle 11: Dichtungsdicke, Nuttiefe und die dazugehörigen Werte für Rzul(L) und Rbo(L) bzw. Sbo der geprüften Graphit-Spiralringdichtungen

Dichtungsdicke / mm

Nuttiefe / mm

KNS / MPa Rzul(0,01) / mm Rbo(0,01) / mm Sbo /-

6 4,6 75 - -

5 4,6 20 - -

6 4,4 100 0,06 0,16 1,33

6 4,2 100 0,06 0,16 1,33

Wichtig bei dieser Betrachtung ist, dass die in der Berechnung ausgewiesene Spalthöhe

aufgeteilt ist in die Spalthöhe, welche aus der Schraubenkraft bei Montage resultiert, und in

einen Anteil, welcher aus der Zunahme der Spalthöhe im Betrieb durch den Innendruck,

durch zusätzliche Lasten aus der Rohrleitung und den Anteil der Schraubenkraft, welcher

über FS0min hinausgeht, verursacht wird. Nur dieser zweite Anteil führt zu einer Rückfederung

der Dichtung, welche wiederum eine Zunahme der Leckagerate bewirkt. Dies eröffnet die

Möglichkeit, die Dichtheit einer KNS-Flanschverbindung an die Rückfederung der Dichtung

im Betrieb zu koppeln, welche aus der Differenz der Spalthöhe bei der Montage und im Be-

trieb resultiert.

Weiterhin ist noch zu untersuchen, ob die im Vergleich zur Dichtungsprüfung mit idealsteifen

Platten und Spalthöhe Null geringere Verpressung der Dichtung in einer realen Flanschver-

bindung durch die endliche Spalthöhe bei der Montage einen relevanten Einfluss hat.

Allgemeingültige Festlegungen zu zulässigen Spalthöhen können nach derzeitigem Stand

der Kenntnisse noch nicht getroffen werden.

55

9 Theoretische Analyse zum Thema Ausblassicherheit

Im Rahmen einer theoretischen Betrachtung sollen die physikalischen

Grundzusammenhänge beim Ausblasen einer Flanschverbindung erhellt werden. Zunächst

wird die Ausblassicherheit analytisch formuliert als Zusammenhang zwischen der Belastung

der Dichtung (Innendruck und Dichtungskraft) und der Reibkraft beziehungsweise der

Beanspruchung der Dichtung in Umfangsrichtung bei radialer Aufweitung, Bild 56.

Dichtung

Bolzen

Flansch

MutterFD

FD

Fpi

FR

FR

FB

FB

Dichtung

Bolzen

Flansch

MutterFD

FD

Fpi

FR

FR

FB

FB

Bild 56: Belastungssituation der Dichtung unter Innendruck

Im zweiten Teil wird die Beanspruchungssituation der Dichtung in den

Prüfflanschverbindungen DN100 PN160 und DN100 PN16 mit der Methode der Finiten

Elemente ermittelt. Ein auf die Struktursimulation aufbauendes Transportmodell ermöglicht

den Einblick in die lokale Druckverteilung in der Dichtung und in die örtliche

Leckagestromdichte beziehungsweise die globale Leckagerate der Dichtung.

9.1 Analytische Betrachtung

Ausblassicherheit durch Eigenfestigkeit der Dichtung

Die tangentiale Zugkraft Fz in der Dichtung infolge des Innendrucks pi beträgt:

iDDz pdh2

1F Gl. 14

mit hD: Dichtungsdicke

dD: mittlerer Dichtungsdurchmesser

Ausblassicherheit durch Eigenfestigkeit der Dichtung ist gegeben, wenn die Tangential-

spannung in der Dichtung z kleiner ist als die Zugfestigkeit der Dichtung RmD (z. B. nach

DIN 52910):

FB: Schraubenkraft

FD: Dichtungskraft (f(FB))

FR: Reibkraft (2 x)

Fpi: Innendruckkraft

FB: Schraubenkraft

FD: Dichtungskraft (f(FB))

FR: Reibkraft (2 x)

Fpi: Innendruckkraft

56

mDiD

Dz Rp

b

d

2

1 Gl. 15

mit bD: Dichtungsbreite

Ausblassicherheit durch Reibkraft infolge Dichtungskraft

Die Reibkraft FR wirkt in beiden Kontaktflächen „obere Flanschdichtleiste-

Dichtungsoberseite“ und „Dichtungsunterseite -untere Flanschdichtleiste“. Für Ausblassi-

cherheit muss die Gesamtreibkraft 2 · FR größer sein als die austreibende Innendruck-

kraft Fpi:

iDDpiR pdhFF2 Gl. 16

Für die Dichtungskraft FD ergibt sich mit DR FF

iDDD pdh2

F

Gl. 17

Ausblassicherheit durch Eigenfestigkeit und Reibkraft

Zur Ausblassicherheit tragen sowohl die Reibkraft als auch die Kraft entsprechend der

Eigenfestigkeit der Dichtung bei. Für die Dichtungskraft FD ergibt sich damit die Forde-

rung (modifizierte Gleichung (15) aus /13/):

mDDDiDDD Rbh2pdh2

1F

Gl. 18

Zur Bestimmung der Reibkoeffizienten der Paarung Dichtung-Flanschdichtleiste werden

die Gleichungen 17 oder 18 nach aufgelöst. Ergebnisse für verschiedene Dichtungen auf

der Basis von PTFE - ermittelt in Ausblasversuchen im Moment des Ausblasens, also bei

Gleichheit der beiden Terme in den Gleichungen 17 und 18 – sind in Tabelle 12 zusammen-

gestellt. Die Angaben stimmen gut mit dem Wert = 0,05 für PTFE-Dichtungen in KTA

3211.2 überein.

9.2 Analyse des Ausblasens mit der Methode der Finiten Elemente

Die Methode der Finiten Elemente wird auch für die Berechnung von Flanschverbindungen

zunehmend eingesetzt. Sie liefert konkrete Angaben zu lokalen Verformungen und bietet die

Möglichkeit, Messergebnisse und analytische Modelle zu verifizieren. Es wird in einem ers-

ten Schritt eine Strukturanalyse durchgeführt, welche die radiale und die umlaufende Flä-

chenpressungsverteilung der Dichtung aufzeigt. Auch wird die Flanschblattneigung mit den

Ergebnissen der Bauteilversuche verglichen. In einem zweiten Rechengang wird die Lecka-

57

gerate bis hin zum Ausblasen mit einem Transportansatz ermittelt und mit den Ergebnissen

der Bauteilversuche verglichen. Die Analyse des Ausblasverhaltens von Flanschverbindun-

gen mit der FE-Simulation wird aufgrund des hohen Aufwands auf die Modellierung der

Flanschverbindungen mit der gummigebundenen Faserdichtung beschränkt.

Tabelle 12: Reibkoeffizienten entsprechend der Gleichung 17, ermittelt aus Entlastungsversuchen an vier verschiedenen PTFE-Dichtungen

Maße Dichtung / mm Maße Dichtleiste / mm

Material Reibkoeffizient µ

161,4 x 139,4 x 3,07 160 x 140 (Stahl)

PTFE gefüllt 0,05

160,6 x 140,0 x 2,31 160 x 140 (Stahl)

PTFE gefüllt mit Glaskugeln 0,045

161,0 x 140,4 x 2,39 160 x 140 (Stahl)

PTFE gefüllt mit Glaskugeln 0,04

161,3 x 119,3 x 3,25 160 x 120 (Stahl)

PTFE gefüllt 0,04

9.2.1 Theoretischer Hintergrund

Für die Berechnung des Massentransports durch die Dichtung wird entsprechend Bild 57 die

Annahme getroffen, dass innerhalb eines homogen-porösen Mediums, in welchem eine

Druckdifferenz besteht, im stationären Zustand ein lineares Druckprofil herrscht.

Bild 57: Druckprofil in einem homogenen, eindimensional durchströmten porösen Medium

Aus dieser Annahme resultiert der in Gleichung 19 dargestellte Zusammenhang:

i

a

ai

rr

PPl

QMQ

ln2

. Gl. 19

Die Herleitung von Gleichung 19 ist zusammen mit der Verifikation der Vorgehensweise in

/14/ erläutert. Gleichung 19 gilt für eine homogen verpresste Flachdichtung, entsprechend

einer Dichtung in der Dichtungsprüfmaschine mit biegesteifen Prüfplatten. Die

Durchlässigkeit ist bei der Dichtungsprüfung daher konstant und kann aus dem

Leckagediagramm ermittelt werden.

58

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

0 25 50 75 100 125 150Flächenpressung / MPa

Leck

ager

ate

/ mba

rl/(s

m) Entlastungskurven

Belastungskurve

Stauchverhalten der Dichtung

Dichtungsprüfung1. Rechenschritt

Strukturanalyse

Ergebnis

Flächenpressungsverteilung

Dichtungsprüfung

lokale Durchlässigkeit

2. Rechenschritt

Transportproblem

Leckagestromdichte / LeckagerateDruckverteilung

Pi

Pa

jedem Element wird die lokale Durchlässigkeitin einer individuellen Materialdefinition zugewiesen

Die Leckagerate wird aus der Integration der Leckagestromdichte über die Mantelfläche erhalten

Ergebnis

MPa

MPa

bar mbar·l·m/s

0

10

20

30

0 0.5 1 1.5 2Stauchweg / mm

Flä

chen

pres

sung

/ M

Pa

MessungBelastungskurve

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

0 25 50 75 100 125 150Flächenpressung / MPa

Leck

ager

ate

/ mba

rl/(s

m) Entlastungskurven

Belastungskurve

Stauchverhalten der Dichtung

Dichtungsprüfung1. Rechenschritt

Strukturanalyse

Ergebnis

Flächenpressungsverteilung

Dichtungsprüfung

lokale Durchlässigkeit

2. Rechenschritt

Transportproblem

Leckagestromdichte / LeckagerateDruckverteilung

Pi

Pa

jedem Element wird die lokale Durchlässigkeitin einer individuellen Materialdefinition zugewiesen

Die Leckagerate wird aus der Integration der Leckagestromdichte über die Mantelfläche erhalten

Ergebnis

MPa

MPa

bar mbar·l·m/s

0

10

20

30

0 0.5 1 1.5 2Stauchweg / mm

Flä

chen

pres

sung

/ M

Pa

MessungBelastungskurve

Bild 58: Schematische Darstellung der Vorgehensweise zur Abbildung der von der lokalen Flä-chenpressung abhängigen Durchlässigkeit und Leckagerate der Dichtung in der FE-Simulation

Dieser Wert , welcher unter Berücksichtigung der Be- und Entlastung der Dichtung mittels

eines Interpolationsalgorithmus (siehe Kapitel 10) für beliebige Zustände zu ermitteln ist, wird

59

in einem zweiten Schritt dem lokalen Element als Werkstoffkennwert für die Durchlässigkeit

zugewiesen. Der Ablauf der zwei Rechenschritte ist in Bild 58 zusammengefasst.

9.2.2 Modellierung

Um die Auswirkungen einer homogenen Schraubenkraft und des Innendrucks auf die Dich-

tungsflächenpressung zu erfassen, genügt die Abbildung eines Segmentes der Flanschver-

bindung entsprechend der Hälfte der Schraubenanzahl, im hier betrachteten Fall mit 8

Schrauben also 1/16 der Flanschverbindung, Bild 59. Die Geometrien der Flanschverbin-

dung DN100 PN160 und DN100 PN16 entsprechen den Angaben der DIN 2637 bezie-

hungsweise DIN 2633. Das realistische Aufbringen der Schraubenkraft wird mit einer

„Constraint-Equation“ erreicht, welche eine einheitliche Verschiebung der Knoten in Schrau-

benmitte in z-Richtung zur Folge hat. Dabei ist die Schraube in der Mitte geteilt und die Stirn-

flächen werden entgegengesetzt mit der Schraubenkraft belastet. Somit bildet sich eine über

dem Schraubenquerschnitt gleichförmige Membranspannung aus, sofern keine großen Ver-

formungen auftreten. Die geometrische Abbildung der Schrauben entspricht DIN EN ISO

4014. Beide Enden der Schraube werden als Schraubenkopf gestaltet. Plastische Verfor-

mungen an der Kopfauflagefläche und im Gewinde werden nicht abgebildet. Die Entlastung

erfolgt - wie auch bei den experimentellen Untersuchungen - nach dem Erreichen der

Schraubenkraft bei Montage stufenweise, die Entlastung der Dichtung durch den Innendruck

wird durch eine äquivalente Erhöhung der Schraubenkraft kompensiert.

Bild 59: FE-Modell des Segments der Flanschverbindung DN100 PN16 (links) und DN100 PN160 (rechts) mit angeschlossener Rohrleitung

60

Zwischen Schraubenkopf und Unterlegscheibe sowie Unterlegscheibe und Flansch wird die

Flächenpressung mit einem Knoten zu Knotenkontakt abgebildet. Dieser erlaubt auch das

Abheben der Kontaktpartner. Stabile Konvergenz, welche auch Rechnungen mit massiven

plastischen Verformungen erlaubt, wird erfahrungsgemäß dann erreicht, wenn die Netze auf

beiden Seiten der Kontaktstellen die gleiche Geometrie besitzen. Die Flanschblattneigung

wird wie in Bild 60 dargestellt aus der relativen Verschiebung der Punkte 1 und 2 an der

Flanschaußenseite berechnet nach:

12

12arctanZZF

XX

UUh

UU Gl. 20

Bild 60: Ermittlung der Flanschblattneigung aus den Ergebnissen der FE-Simulation an der Posi-tion der Schrauben (verformte Flanschverbindung 200-fach skaliert)

Die Flanschblattneigung wird in Anlehnung an die Messung der Flanschblattneigung ent-

sprechend Kapitel 4.2 an der Position der Schrauben und an der Position zwischen dern

Schrauben ermittelt. Die FE-Software ANSYS erlaubt für die Modellierung des mechani-

schen Verhaltens einer Dichtung die punktweise Eingabe der zyklischen Stauchkurve. In

Bild 61 ist die Stauchkurve der gummigebundenen Faserdichtung (schwarz) den punktweise

definierte Kurven für Montage (rosa) und Entlastung (blau) hinterlegt.

Die Transportrechnung im zweiten Schritt der Analyse benötigt als Werkstoffkennwerte die

Werte aus dem Leckagediagramm. In Bild 62 ist ein Leckagediagramm aus fünf verschiede-

nen Entlastungsversuchen mit unterschiedlicher Anfangspressung konstruiert. Fehlende

Messwerte sind von Hand extrapoliert. Erforderlich ist die Extrapolation für die FE-

Simulation, da für jede lokale Flächenpressung ein Wert für die Durchlässigkeit vorliegen

muss. Dies gilt für die Zustände bei hohen Flächenpressungen (bei Montage bis 120 MPa)

aber auch für die Entlastungsstufen bei geringen Flächenpressungen, da es lauf Ergebnis-

sen der FE-Simulation zum teilweise Abheben der Dichtflächen von der Dichtung kommt,

1

2UX

UZ

hF

Radial

Axial

Umfang

61

also bis Null MPa Entlastung. Die Werte bei Null MPa Flächenpressung sind auf den Wert

von 1000 mg/(sm) festgelegt.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 0.05 0.1 0.15 0.2

Stauchweg / mm

Flä

che

np

ress

un

g /

MP

a

Bild 61: Zyklische Stauchkurve und ihre punktweise Abbildung in der FE-Simulation der gummi-gebundenen Faserdichtung

0.00001

0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

100

1000

10000

0 20 40 60 80 100


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Montagekurve10 MPa Entlastungsversuch N220 MPa Entlastungsversuch N240 MPa Entlastungsversuch N260 MPa Entlastungsversuch N2110 MPa Entlastungsversuch N2Schätzung MontagekurveSchätzung Montagekurve niedrige PressugSchätzung 110 MPa hoher PressungsbereichSchätzung 60 MPa hoher PressungsbereichSchätzung E 5 MPaSchätzung E 10 MPaSchätzung E 20 MPaSchätzung E 40 MPaSchätzung E 60 MPaSchätzung E 110 MPa

Bild 62: Erweitertes Leckagediagramm zur Interpolation der lokalen Durchlässigkeit für die Transportrechnung

Die Schraubenkraft und der Innendruck wird in den in Tabelle 13 dargestellten Schritten auf-

gebracht. Der Ablauf der Simulation ist an den Ablauf der Ausblasversuche der Prüfflansch-

verbindungen angepasst. Die Unterschiede in den Schraubenkräften der beiden Druckstufen

liegen in den verschiedenen Außendurchmessern der Dichtleiste.

62

Tabelle 13: Stufenweiser Ablauf der FE-Simulation

Berechnungsschritt 1 2 3 4 5 6

Schraubenkraft / kN PN160 / PN16

416 / 376

456 / 417

144 / 135

92 / 88 71 / 69 61 / 60


40 40 10 5 3 2

Innendruck / bar 0 40 40 40 40 40

9.2.3 Ergebnisse der Struktursimulation

In Bild 63 ist die Messung der Flanschblattneigung der Flanschverbindung DN100 PN160 an

der Position der Schraube und an der Position zwischen den Schrauben mit den

entsprechenden Werten der FE-Simualtion gegenübergestellt. Die Steigungen der Kurven

unterscheiden sich bezüglich der Messposition nur geringfügig. An der Position der

Schraube sind die Flanschblattneigung geringfügig kleiner, als an der Position zwischen den

Schrauben. Dieser Effekt wird auch in der FE-Simulation ermittelt. Die Zunahme der

Flanschblattneigung durch den Innendruck ist an allen Positionen identisch und auch in den

Ergebnissen der FE-Simulation zu erkennen.

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0.09

0.1

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50


Fla

nsc

hb

latt

ne

igu

ng

/ ° .

Messung PN160 - an den Schrauben

FE-Simulation PN160 - an den Schrauben

Messung PN160 - zwischen den Schrauben

FE-Simulation PN160 - zwischen den Schrauben

Bild 63: Flanschblattneigung der Flanschverbindung DN100 PN160 mit der gummigebundenen Faserdichtung als Funktion der Flächenpressung der Dichtung, Vergleich der Messposi-tionen „an den Schrauben“ mit der Position “zwischen den Schrauben“ und mit den Er-gebnissen der FE-Simulation

Da bei der Messung der Flanschverbindung DN100 PN16 mit der gummigebundene Faser-

dichtung die Datenerfassung der Messuhren nicht funktionierte, muss beim Vergleich zwi-

schen Messung und FE-Simulation auf die Ergebnisse der Messung der Flanschverbindung

DN100 PN16 mit der gefüllten PTFE-Dichtung zurückgegriffen werden. Damit Unterscheiden

63

sich FE-Simulation und Messung in der Anfangsflächenpressung und in den Staucheigen-

schaften der Dichtung. Den Vergleich der auf die Flächenpressung bezogene Flanschblatt-

neigung findet in Bild 64 statt. Die Steigung der Funktionen sind zu Beginn ähnlich, ab etwa

20 MPa Flächenpressung steigen die Flanschblattneigungen bei der Messung überproporti-

onal an. Dieser Effekt ist in den Ergebnissen der FE-Simulation nicht zu erkennen. Die Un-

terschiede zwischen den Flanschblattneigungen an der Position der Schraube und zwischen

den Schrauben beträgt bei der Messung etwa 10%, in der FE-Simulation sind die Werte an-

nähernd identisch.

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Fla

nsc

hb

latt

ne

igu

ng

/ ° .

Messung PN16 - an den Schrauben

FE-Simulation PN16 - an den Schrauben

Messung PN16 - zwischen den Schrauben

FE-Simulation PN16 - zwischen den Schrauben

Bild 64: Experimentell ermittelte Flanschblattneigung der Flanschverbindung DN100 PN16 mit der gefüllten PTFE-Dichtung (QA=30 MPa) als Funktion der Flächenpressung der Dich-tung, Vergleich der Messpositionen „an den Schrauben“ und der Position “zwischen den Schrauben“ und mit den Ergebnissen der FE-Simulation der Flanschverbindung DN100 PN16 mit der gummigebundenen Faserdichtung (QA=40 MPa)

Die Neigung der Flanschblätter bedeutet für die Dichtflächen ebenfalls eine Neigung mit ein-

hergehender Flächenpressungsüberhöhung am äußeren Randbereich der Dichtung. Die

Schraubenteilung verursacht eine Variation der mittleren Flächenpressung über dem Dich-

tungsumfang. Inwieweit dies sich auf die Flächenpressung der Dichtung auswirkt, ist in der

Tabelle 14 für die Flanschverbindung DN100 PN160 und in der Tabelle 15 für die Flansch-

verbindung DN100 PN16 dargestellt. Es sind jeweils die Flächenpressungsverteilungen des

Segments der Dichtung für die Stufen 2, 3, 4 und 6 entsprechend Tabelle 13 gezeigt. Die

Position der Schraube ist mit „S“ bezeichnet, die Position zwischen den Schrauben mit „Z“.

Die durch die Neigung der Dichtleiste verursachte radiale Variation der Flächenpressung

führt bei der Flanschverbindung DN100 PN160 mit gummigebundener Faserdichtung in der

64

Stufe 2, bei QA und 40 bar Innendruck, an der Außenkante der Dichtung zu einer Flächen-

pressungsüberhöhung von 16 MPa gegenüber der mittleren Flächenpressung bei einer

gleichzeitigen Minderung um 19 MPa an der Innenseite. In den weiteren Stufen bewirkt die

Entlastung der Dichtung mit dem einhergehenden Rückgang der Neigung der Dichtfläche

das „Zurückrollen“ der Flansche auf die weniger verpresste Innenseite der Dichtung. Dem-

entsprechend findet sich die höhere Flächenpressung in den Stufen 3,4 und 6 an der Innen-

kante der Dichtung, was im Falle von Stufe 2 bei einer mittleren Flächenpressung von 2 MPa

zum Abheben der Dichtung an der Außenkante der Dichtung führt. In allen Stufen ist keine

nennenswerte Variation der Flächenpressung über dem Dichtungsumfang zu erkennen.

Tabelle 14: Flächenpressungsverteilung der Dichtung in den Stufen 2 - 4 und 6, Flanschverbindung DN100 PN160, gummigebundene Faserdichtung, 40 bar Innendruck

Flächenpressungsverteilung bei 40 MPa mittlere Flächenpressung in-klusive 40 bar Innendruck, Stufe 2

Flächenpressungsverteilung bei Entlas-tung auf 10 MPa mittlere Flächenpres-sung und 40 bar, Stufe 3

Flächenpressungsverteilung bei Entlas-tung auf 5 MPa mittlere Flächenpressung und 40 bar ,Stufe 4


Die Flächenpressungsverteilung der Flanschverbindung DN100 PN16 mit gummigebundener

Faserdichtung in den Stufen 2 - 4 und 6 ist in Tabelle 15 dargestellt. Im Vergleich zur „stei-

fen“ Verbindung PN160 ist hier die Flächenpressungsüberhöhung an der Außenkante der

Dichtung deutlich stärker ausgeprägt. Die maximale Flächenpressung bei Stufe 2 ist 128

MPa und damit dreimal so hoch wie die mittlere Flächenpressung. Die innere Hälfte der

Dichtung ist nicht verpresst. Bei der Entlastung der Dichtung ist dadurch der Effekt des Flä-

S

Z

65

chenpressungsverlusts an der Außenkante im Vergleich zur „steifen“ Verbindung größer:

schon bei der Entlastung auf 5 MPa hebt die Dichtleiste an der Außenkante von der Dichtung

ab. Die Variation der Flächenpressung über dem Dichtungsumfang ist geringfügig ausge-

prägt, hat aber entsprechend den Ergebnissen der Transportsimulation nur geringen Einfluss

auf die globale Leckagerate.

Tabelle 15: Flächenpressungsverteilung der Dichtung in den Stufen 2 - 4 und 6, Flanschverbindung DN100 PN16, gummigebundene Faserdichtung, 40 bar Innendruck

Flächenpressungsverteilung bei 40 MPa mittlere Flächenpressung in-klusive 40 bar Innendruck, Stufe 2


Flächenpressungsverteilung bei Entlas-tung auf 5 MPa mittlere Flächenpressung und 40 bar, Stufe 4


9.2.4 Ergebnisse der Transportrechnung

Die Ergebnisse der Transportrechnung liegen für die Stufen 2 - 4 und 6 entsprechend

Tabelle 13 vor. Die Transportrechnung liefert einerseits die lokale Leckagestromdichte und

andererseits die Druckverteilung innerhalb der Dichtung. Durch Integration der

Leckagestromdichte wird die globale Leckagerate der Dichtung erhalten. Die Verteilung der

lokalen Leckagestromdichte gibt Aufschluss über kritische Bereiche innerhalb der Dichtung,

welche eine hohe globale Leckagerate bewirken. Die Leckagestromdichte der Stufen 2 - 4

und 6 sind für die Flanschverbindung DN100 PN160 in Tabelle 16 angegeben. Zwangsläufig

sinkt die Leckagestromdichte mit zunehmendem Dichtungsdurchmesser von innen nach

S

Z

66

außen durch die Vergrößerung der zu durchströmenden Fläche. Von Interesse ist

insbesondere die Variation der Leckagestromdichte über dem Umfang, welche äußerst

gering ist und bei Stufe 2 (ohne Entlastung) das Maximum zwischen den Schrauben “Z”

besitzt, das bei den Stufen 3, 4 und 6 an die Position der Schraube “S” wandert.

Tabelle 16: Leckagestromdichte innerhalb der Dichtung in den Stufen 2 - 4 und 6, Flanschverbin-dung DN100 PN160, gummigebundene Faserdichtung, 40 bar Innendruck

Leckagestromdichte bei 40 MPa mittlere Flächenpressung inklusive 40 bar Innendruck, Stufe 2

Leckagestromdichte bei Entlastung auf 10 MPa mittlere Flächenpressung und 40 bar, Stufe 3



Die Leckagestromdichte nach der Simulation der Flanschverbindung DN100 PN16 ist in

Tabelle 17 dargestellt. Hier ist an der Innenseite der Dichtung eine lokale Überhöhung der

Leckagestromdichte zu verzeichnen, welche durch eine numerische Instabilität

hervorgerufen ist. Diesen Schluss lässt die Flächenpressungsverteilung in Tabelle 15 zu, da

hier kein lokales Minimum der Flächenpressung, welche eine derartige Überhöhung der

Leckagestromdichte zur Folge hätte, zu verzeichnen ist. Auch bei dieser Druckstrufe sind die

auf den Umfang bezogenen Unterschiede gering, bei Entlastung verlagert sich der Ort des

Maximums an die Position der Schraube.

Z

S

67

Tabelle 17: Leckagestromdichte innerhalb der Dichtung bei den Stufen 2 - 4 und 6, Flanschverbin-dung DN100 PN16, gummigebundene Faserdichtung, 40 bar Innendruck

Leckagestromdichte bei 40 MPa mittlere Flächenpressung inklusive 40 bar Innendruck, Stufe 2




In Tabelle 18 ist die Druckverteilung innerhalb der Dichtung der Flanschverbindung

DN100 PN160 für die Stufen 2 - 4 und 6 dargestellt. Ein hoher Gradient des Druckabfalls

bedeutet eine geringe lokale Durchlässigkeit in Verbindung mit einem Großteil der Dichtwir-

kung. In Stufe 2 ist die Dichtung insbesondere an der Außenkante verpresst, dementspre-

chend sinkt der Druck erst an der Außenseite der Dichtung. Mit zunehmender Entlastung

wandert dieser Bereich in Richtung Dichtungsinnenseite, da sich die Verpressung der Dich-

tung dorthin verlagert. Dieser Effekt ist auch bei den Ergebnissen für die Flanschverbindung

DN100 PN16 in Tabelle 19 zu beobachten.

Z

S

68

Tabelle 18: Druckverteilung innerhalb der Dichtung bei den Stufen 2 - 4 und 6, Flanschverbindung DN100 PN160, gummigebundene Faserdichtung, 40 bar Innendruck

Druckverteilung bei 40 MPa mittle-re Flächenpressung inklusive 40 bar Innendruck, Stufe 2

Druckverteilung bei Entlastung auf 10 MPa mittlere Flächenpressung und 40 bar, Stufe 3



Tabelle 19: Druckverteilung innerhalb der Dichtung bei den Stufen 2-4 und 6, Flanschverbindung DN100 PN16, gummigebundene Faserdichtung, 40 bar Innendruck

Druckverteilung bei 40 MPa mittle-re Flächenpressung inklusive 40 bar Innendruck, Stufe 2


Z

S

Z

S

69



Die zentrale Aussage der Transportrechnung bezüglich des Ausblasverhaltens der betrach-

teten Flanschverbindungen liefert die Auswertung der globalen Leckagerate und der Ver-

gleich zwischen Messung und Simulation in Bild 65. Dargestellt sind die Ergebnisse in Form

der Leckagerate als Funktion der Flächenpressung, analog zu der Darstellung der Ergebnis-

se des Entlastungsversuchs. Der Vergleich der Berechnung der Flanschverbindung

DN100 PN160 liefert bei 40 MPa Flächenpressung und der Entlastung auf 10 MPa eine gute

Übereinstimmung von Messung und Simulation, bei weiterer Entlastung wird die globale Le-

ckagerate in der FE-Simulation überschätzt.

0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

100

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

FE-Simulation DN100PN160-Faserdichtung

Prüfflanschverbindung DN100 PN160

Prüfflanschverbindung DN100 PN16

FE-Simulation DN100PN16

Bild 65: Vergleich der Ergebnisse der Entlastungsversuche mit den Prüfflanschverbindungen DN100 PN160 bzw. PN16 und gummigebundener Faserdichtung (40 bar Stickstoff) mit den Ergebnissen der FE-Simulation

70

Der Vergleich zwischen Messung und Simulation für die Flanschverbindung DN100 PN16

zeigt ebenfalls gute Übereinstimmung bei 10 MPa Flächenpressung (bei 40 MPa Anfangs-

pressung liegen keine Messwerte vor). Insbesondere der positive Einfluss der Flanschblatt-

neigung auf die Leckagerate wird durch die FE-Simulation korrekt wiedergegeben. Bei den

Entlastungsstufen 5, 3 und 2 MPa sind die Leckageraten der FE-Simulation im Vergleich zur

Messung deutlich erhöht.

0.00001

0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

100

1000

10000

0 20 40 60 80 100


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Montagekurve

10 MPa Entlastungsversuch N2



60 MPa Entlastungsversuch N2110 MPa Entlastungsversuch N2

Schätzung Montagekurve

Schätzung Montagekurve niedrige Pressug

Schätzung 110 MPa hoher Pressungsbereich

Schätzung 60 MPa hoher Pressungsbereich

Schätzung E 5 MPa

Schätzung E 10 MPa

Schätzung E 20 MPa

Schätzung E 40 MPa

Schätzung E 60 MPaSchätzung E 110 MPa

Montage

2 MPa

10 MPa

Bild 66: Erweitertes Leckagediagramm für die Kennwertermittlung der lokalen Durchlässigkeit der gummigebundenen Faserdichtung in der FE-Simulation und Auswertung der Daten-punkte für verschiedene Flächenpressungsstufen in der FE-Simulation der Flanschver-bindung DN100 PN16

Eine mögliche Ursache für die Unterschiede zwischen der FE-Simulation der Flanschverbin-

dungen und der Messung bei niedrigen Flächenpressung liegt vermutlich in der begrenzten

Datenbasis bei der Erstellung des erweiterten Leckagediagramms, Bild 66. Bei Leckageraten

über 10 mg/(sm) und weiterer Entlastung ist die Leckagerate messtechnisch nicht erfassbar,

da die Befüllung des Prüfvolumens nicht mehr möglich ist. Daher sind die Datenpunkte für

niedrige Flächenpressungen geschätzt. In Bild 66 sind die geschätzten Bereiche des erwei-

terten Leckagediagramms blau hervorgehoben. Die Datenpunkte für die Ermittlung der

Durchlässigkeit in der Transportrechnung sind für die Stufen 2, 3 und 6 dargestellt. Zwangs-

läufig liegen die Datenpunkte der Stufe 2 mit QA = 40 MPa auf der Belastungsfunktion. Bei

Stufe 3 „rutschen“ die Datenpunkte auf den dazugehörigen Entlastungsfunktionen nach links

in den Bereich um 10 MPa. An dieser Stelle liegen alle Werte im Bereich der gemessenen

Entlastungsfunktionen und sind daher physikalisch begründet. In diesem Bereich stimmt die

Messung mit den Ergebnissen der Simulation gut überein. Bei der weiteren Entlastung auf 2

71

MPa sind alle Datenpunkte innerhalb des geschätzten Datenbereichs und damit außerhalb

des durch die Messung abgedeckten Bereichs. Die Aussagefähigkeit der FE-Simulation hin-

sichtlich Dichtheit ist in diesem Bereich daher eingeschränkt.

Zusammenfassend kann gesagt werden, dass die FE-Simulation die Vorstellung der Verfor-

mungen einer Flanschverbindung bestätigt. Die Flanschblattneigung hat einen positiven Ef-

fekt auf die Ausblassicherheit von Flanschverbindungen, die Variation der Flächenpressung

über dem Dichtungsumfang ist in geringer Form vorhanden, hat aber keinen nennenswerten

Einfluss auf das Ausblasverhalten der Flanschverbindung.

Bei anderen „weichen“ Dichtungswerkstoffen mit flacherer Stauchkurve (wie zum Beispiel

PTFE-Dichtungen oder Graphitdichtungen) im Vergleich zur relativ „harten“ gummigebunde-

nen Faserdichtung sind die Auswirkungen der Verformung der Flanschverbindung auf die

Flächenpressungsverteilung vermutlich geringer, so dass bei diesen Dichtungswerkstoffen

das Ausblasverhalten realer Flanschverbindungen eher dem der Entlastungsversuche in der

Prüfmaschine entspricht. Diese Aussage deckt sich mit den Ergebnissen der Entlastungs-

versuche in den Prüfflanschverbindungen mit unterschiedlichen Dichtungswerkstoffen in Ka-

pitel 4.1; bei den Versuchen mit der gummigebunden Faserdichtung traten die größten Un-

terschiede in der Leckagerate zwischen der Prüfung in den Prüfflanschverbindung und in der

Prüfmaschine auf.

10 Maßnahmenkatalog

In die folgenden Empfehlungen von Maßnahmen zur Vermeidung des Ausblasens von

Flanschverbindungen fließen die im Rahmen dieses Forschungsvorhabens gewonnenen

Kenntnisse ein. Ein bereits in Kapitel 2.1 angesprochener Punkt ist die unabdingbare

Notwendigkeit einer rechnerischen Auslegung der Flanschverbindung mit anschließender

qualifizierter Montage. Ohne Auslegung mit Dichtheits- und Festigkeitsnachweis kann keine

Aussage hinsichtlich Ausblassicherheit getroffen werden. Dazu kommt die Erkenntnis, dass

eine pauschale Einteilung der Dichtungen in verschiedene Klassen hinsichtlich des

Ausblasverhaltens nicht zielführend ist und dem realen Verhalten der Dichtungen unter den

gegebenen Einsatzbedingungen nicht gerecht wird. Aus diesen Gründen resultiert die

Empfehlung, den Nachweis der Ausblassicherheit in die Flanschverbindungsberechnung

einzubinden.

Für realistische und an die betrieblichen Randbedingungen der Flanschverbindung

angepasste Dichtungskennwerte wird ein Interpolationsalgorithmus vorgestellt, welcher die

Berechnung von Werten für QS min(L) und Qbo(L) in Abhängigkeit von der tatsächlichen

Anfangsflächenpressung QA aus den gemessenen Werten des Leckagediagramms

ermöglicht. Die Abhängigkeit der Ausblassicherheit vom Wertepaar QA und QS min(L) legt die

72

Durchführung von Entlastungsversuchen mit unterschiedlichen Anfangspressungen nahe.

Die Zusammenfassung einzelner Entlastungsversuche zum erweiterten Leckagediagramm,

welches gleichzeitig die Ermittlung von QS min(L) und Qbo(L) ermöglicht, wird erörtert.

Die für die Bewertung der Ausblassicherheit einer Flanschvernbindung entscheidende Größe

ist die Flächenpressung im Betrieb. Diese wird im Rahmen der

Flanschverbindungsberechnung nach KTA 3211.2 direkt ausgewiesen oder es wird, wie bei

der Flanschverbindungsberechung nach DIN EN 1591-1, die Einhaltung von QS min(L

nachgewiesen ohne Angabe der aktuellen betrieblichen Flächenpressung. Die

Flächenpressung im Betrieb wird neben der Flächenpressung bei der Montage und der

Entlastung der Dichtung durch die betrieblichen Belastungen insbesondere von der

Kriechrelaxation der Dichtung (charakterisiert durch den Kriechrelaxationsfaktor PQR)

beeinflusst. Diese wird im Rahmen des Kriechrelaxationsversuchs nach DIN EN 13555 in der

Regel bei einer Steifigkeit von 500 kN/mm für eine bestimmte Temperatur und

Anfangsflächenpressung angegeben. Die verfügbare Datenbasis an PQR-Werten ist aufgrund

des Prüfaufwands gering, für eine Übertragung von Kennwerten auf andere

Randbedingungen besteht keine Grundlage. Deshalb wird eine Möglichkeit vorgestellt, wie

das Kriechrelaxatioinsverhalten von Dichtungen für unterschiedliche Anfangspressungen und

Steifigkeiten mit geringem Prüfaufwand realisierbar ist.

10.1 Einbindung des Ausblassicherheitsnachweises in die Flanschverbindungsberechung mit einem erweiterten Leckagediagramm

Zum Nachweis der Ausblassicherheit ist die Kenntnis von QS min(L) und der Flächenpressung

für Ausblasen Qbo erforderlich. Da beide Kennwerte im Leckageversuch ermittelt werden und

beide insbesondere von der Anfangsflächenpressung bei der Montage (QA) abhängig sind,

bietet sich die Ermittlung der Kennwerte aus dem gleichen Leckagediagramm an. Das

Problem bei der bestehenden Vorgehensweise zur Ermittlung von QS min(L) liegt in der

üblichen Begrenzung der minimalen Flächenpressungen beim Entlasten auf 10 MPa, nur

gelegentlich wird auf 5 MPa entlastet. Häufig wird dabei allerdings die Flächenpressung für

Ausblasen nicht erreicht. Um Qbo(L) und QS min(L) aus einem Leckagediagramm ermitteln zu

können, ist eine entsprechende Modifikation der Prüfmethodik erforderlich. Generell

bestehen zwei Möglichkeiten mit den nachfolgend genannten Vor- und Nachteilen:

Zusammenstellung des Leckagediagramms aus einzelnen Entlastungsversuchen mit

abgestuften Werten für QA

Vorteil: - günstigere Werte der Leckagerate

Nachteil: - erhöhter Prüfaufwand

Prüfung entsprechend dem Standard-Leckageversuch mit Entlastungen bis zu einer

Leckagerate >1

73

Vorteil: - kein erhöhter Prüfaufwand

Nachteile: - ungünstigere Werte für die Leckagerate

- gegebenenfalls Versuchsabbruch bei Ausblasen

Exemplarisch sind in Bild 67 die Ergebnisse für die Zusammenstellung des Leckagedia-

gramms aus mehreren Entlastungsversuchen mit abgestuften QA-Werten für die gummige-

bundene Faserdichtung dargestellt. Dieses Leckagediagramm bildet die Grundlage für die

Ermittlung der lokalen Durchlässigkeit in der FE-Simulation in Kapitel 9.2. Da die Prüfung mit

dem Prüfmedium Stickstoff nach der Differenzdruckmethode durchgeführt wurde, können

keine Leckageraten deutlich unterhalb von 0,001 mg/(sm) gemessen werden. Bei der Prü-

fung mit Helium und mit Massenspektrometer entfällt diese Einschränkung.

Der Vergleich der beiden Prüfmethoden für die gummigebundene Faserdichtung in Bild 68

bei 40 MPa Anfangspressung zeigt geringere Leckageraten bei den Entlastungsversuchen.

Als Konsequenz resultieren daraus niedrigere Wertepaare für QS min(L) und Qbo. Die Gründe

hierfür und auch die Frage, ob dieser Effekt auch bei anderen Dichtungsarten und

-werkstoffen auftritt, sind noch zu klären.

0.0001

0.001

0.01

0.1

1

10

100

0 20 40 60 80 100


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Montagekurve






Bild 67: Erweitertes Leckagediagramm der gummigebundenen Faserdichtung, aus fünf Entlas-tungsversuchen zusammengesetzt

74

0.01

0.1

1

10

0 10 20 30 40 50Flächenpressung / MPa

Leck

ager

ate

/ m

g/(s

m)

Leckageversuch 1

Leckageversuch 2

40 MPa Entlastungsversuch 1




Bild 68: Vergleich der beiden Vorgehensweisen für die Erstellung des erweiterten Leckagedia-gramms (geringere Leckageraten bei der Erstellung des Leckagediagramms aus einzel-nen Entlastungsversuchen)

Die Ermittlung der Ausblassicherheit erfolgt dann nach den Gleichungen 1 und 2 in Kapitel

2.1, welche als Abfrage in den Ablauf der Flanschverbindungsberechnung direkt integriert

werden kann und als Iteration zur Bestimmung der Anfangsflächenpressung QA und der Flä-

chenpressung im Betrieb oder des nachgewiesenen Mindestwertes durchgeführt wird. In

Bild 69 ist ein schematischer Ablauf der Flanschverbindungsberechnung nach KTA 3211.2

dargestellt, in welcher diese Abfrage zur Ausblassicherheit integriert ist.

10.2 Interpolation der Dichtungskennwerte QS min(L) und Qbo(L)

Für die Ermittlung der lokalen Durchlässigkeit in der FE-Simulation war die Entwicklung ei-

nes Interpolationsalgorithmus nötig, mit welchem für ein gegebenes Wertepaar für QA und

eine von QA aus auf einen beliebigen Wert reduzierte Flächenpressung QB ein zugehöriges

Wertepaar der Leckageraten bestimmt wird. Dafür bedarf es zunächst eines Leckagedia-

gramms, welches den ganzen Flächenpressungsbereich, für den Werte ausgewiesen wer-

den sollen, abdeckt. Da die Dichtung in der FE-Simulation vollständig entlastet wird, müssen

Werte bis Null MPa vorliegen. Die Interpolation erfolgt mit dem Strahlensatz, Flächenpres-

sungen werden linear interpoliert, die Leckageraten logarithmisch.

Für die vollständige Beschreibung des Leckagediagramms müssen zwei Fälle unterschieden

werden:

Fall 1: Die betriebliche Flächenpressung QB ist größer beziehungsweise gleich der

Flächenpressung der ersten Entlastungsstufe

Fall 2: Die betriebliche Flächenpressung QB ist kleiner als die Flächenpressung der

ersten Entlastungsstufe

75

Flansche: Abmessungenzulässige Spannungen

Schrauben: Abmessungenzulässige Spannungen

Dichtung: Abmessungen Kennwerte

Vorspannkraft der SchraubenBelastungen (p,T,F,M,...)

Mindestflächenpressung im Betrieb zur Einhaltung der geforderten Dichtheit

Berechnung der vorhan-denen Flächenpressung

bei Montage und im Betrieb

Mindest-flächenpressungen

eingehalten

Berechnung der vorhan-denen Spannungen der Bauteile


Spannung in den Flanschen zulässig

Spannung in den Schrauben zulässig

Flächenpressung der Dichtung zulässig

Änderung von Flansch,

Schrauben undDichtung

Erhöhung der Schraubenkraft

bei Montage

nein

nein

nein

nein

nein

ja

Montage entsprechend den Vorgaben der Berechnung

ja

Dichtheits-nachweis

Festigkeits-nachweis

Eingangsgrößen

Dimensionierung

Sicherheit für Ausblaseneingehalten

Nachweis der Ausblas-

sicherheitnein

ja

ja

Flansche: Abmessungenzulässige Spannungen

Schrauben: Abmessungenzulässige Spannungen

Dichtung: Abmessungen Kennwerte

Vorspannkraft der SchraubenBelastungen (p,T,F,M,...)

Mindestflächenpressung im Betrieb zur Einhaltung der geforderten Dichtheit

Berechnung der vorhan-denen Flächenpressung


Mindest-flächenpressungen

eingehalten

Berechnung der vorhan-denen Spannungen der Bauteile


Spannung in den Flanschen zulässig

Spannung in den Schrauben zulässig

Flächenpressung der Dichtung zulässig

Änderung von Flansch,

Schrauben undDichtung

Erhöhung der Schraubenkraft

bei Montage

nein

nein

nein

nein

nein

ja

Montage entsprechend den Vorgaben der Berechnung

ja

Dichtheits-nachweis

Festigkeits-nachweis

Eingangsgrößen

Dimensionierung

Sicherheit für Ausblaseneingehalten

Nachweis der Ausblas-

sicherheitnein

ja

ja

Bild 69: Schema des Berechnungsganges bei der Flanschverbindungsberechnung nach KTA 3211.2 mit integriertem Nachweis der Ausblassicherheit

76

Die Situation im Leckagediagramm für den Fall 1 ist in Bild 70 dargestellt, für den Fall 2 in

Bild 71. Die betriebliche Leckagerate ergibt sich dann entsprechend den Formulierungen des

für die FE-Software ANSYS programmierten Interpolationsalgorithmus in Beilage C:

Bild 70: Interpolation der betrieblichen Leckageraten im Leckagediagramm, Fall 1

Bild 71: Interpolation der betrieblichen Leckageraten im Leckagediagramm, Fall 2

Das Ergebnis der Interpolation, Bild 72, liefert realistische Werte für QS min und Qbo und er-

möglicht den Abbau von Konservativitäten in der Berechnung, welche durch die diskreten

Flächenpressungsstufen im Leckageversuch bestehen. Sind ausschließlich die Werte für

QS min und Qbo in Abhängigkeit von QA zu ermitteln, kann auch auf die Vorgehensweise zur

Interpolation von Dichtungskennwerten in DIN EN 1591-1 (Ausgabe 2010) /5/ zurückgegrif-

fen werden.

Q1 Qi Q0/M/N

i

0

1 M

N B

QB

L0

LN LB Li LM LM

QX/Z QW/Y

B

W

Y Z

QB

LW

LB LY

LZ

X LX

77

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

1.E+03

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100


Le

cka

ge

rate

/ m

g/(

sm)

Bild 72: Ergebnis der Interpolation am Beispiel des Leckagediagramms der gummigebundenen Faserdichtung für Anfangsflächenpressungen zwischen 20 und 40 MPa

10.3 Ermittlung von PQR

Die Flächenpressung einer realen Flanschverbindung ist im Betrieb insbesondere vom

Kriechrelaxationsverhalten der Dichtung abhängig. In DIN EN 13555 sind Kriechrelaxations-

versuche zur Bestimmung von PQR bei 3 Temperaturstufen vorgesehen - für jede Temperatur

3 PQR-Versuche mit verschiedenen Anfangsflächenpressungen und je Temperatur und An-

fangsflächenpressung 3 PQR-Versuche mit unterschiedlichen Steifigkeiten. Dies ergibt zu-

sammen 27 PQR-Versuche mit einer minimalen Prüfdauer von jeweils etwa 5 h. Wird jeder

Versuch mindestens einmal wiederholt, muss eine Gesamtzahl von 54 Prüfungen durchge-

führt werden. Dabei ist nach wie vor nicht geklärt, wie der Kennwert PQR für abweichende

Anfangspressungen und Steifigkeiten der Flanschverbindung zu bestimmen ist.

Im Folgenden soll daher eine Darstellung der Ergebnisse der Kriechrelaxationsversuche vor-

gestellt werden, die es ermöglicht, mit wenigen Versuchen eine Funktion zu finden, welche

das Kriechverhalten der Dichtung bei einer Temperatur für beliebige Anfangspressungen und

Steifigkeiten repräsentiert. Bild 73 zeigt die Ergebnisse einer Reihe von Kriechrelaxations-

versuchen mit einer PTFE-Dichtung DN40 PN40 (Dicke 2 mm; 150 °C). Die Restflächen-

pressung nach den Versuchen kann mit einer stetigen Funktion (hier beispielsweise mit ei-

nem Polynom 2. Grades) angenähert werden.

78

0

20

40

60

80

100

120

140

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

gasket thickness [mm]

ga

ske

t st

ress

[M

Pa

]030-0250

030-0500

030-1000

060-0250

060-0500

060-1000

090-0250

090-0500

090-1000

120-0250

120-0500

120-1000

curve fit

Y = 833*X² - 1096*X + 374

Bild 73: Ergebnisse von Kriechrelaxationsversuchen an einer PTFE-Dichtung bei 150 °C für vier verschiedenen Anfangsflächenpressungen und drei unterschiedliche Steifigkeiten

Die vorgeschlagene Charakterisierung des Kriechrelaxationsverhaltens von Dichtungen bie-

tet eine Basis zur Ermittlung realistischer Dichtungskennwerte PQR für eine Auslegung mit

verbesserter Qualität hinsichtlich Dichtheit und Ausblassicherheit. Diese neue Prüfmethodik

und die Auswertung der Versuche ist in weiteren Untersuchungen zu validieren. Auch die

Übertragbarkeit auf andere Dichtungswerkstoffe muss noch überprüft werden.

Flächenpressung [MPa] - Steifigkeit[kN/mm]

79

11 Gegenüberstellung der vorgegebenen Ziele mit den erzielten Ergebnissen

Arbeits- paket

Inhalt Ergebnisse

AP 1 Ermittlung der Dich-tungskennwerte für alle untersuchten Dichtun-gen

Die für den Nachweis der Ausblassicherheit relevanten Dichtungskennwerte wurden für die 12 untersuchten ver-schiedenen Dichtungstypen ermittelt.

AP 2 Erweiterung des Prüf-programms in Prüf-flanschverbindungen

Es wurden an unterschiedlich steifen Flanschverbindun-gen (DN100 PN16 und DN100 PN160) systematische und statistisch abgesicherte Untersuchungen zum Einfluss der Flanschblattneigung und des Innendrucks durchgeführt. Diese Entlastungsversuche belegen, dass die Prüfung der Ausblassicherheit in einer Dichtungsprüfmaschine das Ausblasverhalten realer Flanschverbindungen konservativ abdeckt.

AP 3 Prüfungen in Prüf-flanschverbindungen mit GFK-Flanschen und emaillierten Bun-den mit Losflanschen

Bei emaillierten Bunden mit Losflanschen deckt im Falle der geprüften PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage die Auslegung den Aspekt Ausblassicherheit ab. Im Falle der innen vorverpressten PTFE-Dichtung muss für eine aus-reichende Ausblassicherheit die Mindestflächenpressung im Betrieb erhöht werden.

Die Prüfung der Ausblassicherheit in einer Dichtungsprüf-maschine deckt das Ausblasverhalten von Flanschverbin-dungen mit GFK-Flanschen konservativ ab.

AP 4 Erweiterung der Palette der untersuchten Dich-tungsarten

Es wurden 12 unterschiedliche Dichtungstypen in die Un-tersuchungen einbezogen: PTFE-Dichtungen in verschie-denen Ausführungen und Vorbehandlungen, Graphit-Spiralringdichtungen, Graphitdichtungen mit Glattblech-einlage und Innenbördel, gummigebundene Faserdich-tungen, Kammprofildichtungen mit Graphitauflagen, Well-ringdichtungen mit Graphitauflagen und Innenbördel

AP 5 Erweiterung der Lang-zeituntersuchungen mit thermischer Auslage-rung

Prüfungen von Flanschverbindungen nach 4 h, 24h, 150 h und 2 Monaten thermische Auslagerung zeigen, dass ein weiterer Flächenpressungsabfall nach den ersten vier Stunden keinen signifikanten Einfluss auf das Ausblasver-halten der Flanschverbindung hat. Die Ermittlung der Aus-blassicherheit in der Prüfmaschine bei Raumtemperatur ist in allen geprüften Fällen abdeckend für die Ausblassi-cherheit einer unter Temperatur ausgelagerten Flansch-verbindung.

AP 6 Theoretische Analyse des Ausblasverhaltens von Flanschdichtungen

Die Grundzusammenhänge der Ausblassicherheit werden analytisch formuliert als Zusammenhang zwischen der Belastung der Dichtung (Innendruck und Dichtungskraft) und der Reibkraft beziehungsweise der Beanspruchung der Dichtung in Umfangsrichtung bei radialer Aufweitung.

Weiterhin wird die Beanspruchungssituation der Dichtung in Flanschverbindungen mit der Methode der Finiten Ele-mente ermittelt. Ein auf die Struktursimulation aufbauen-des Transportmodell ermöglicht den Einblick in die lokale Druckverteilung in der Dichtung und in die örtliche Lecka-

80

gestromdichte beziehungsweise die globale Leckagerate der Dichtung.

AP 7 Ausblassicherheit von Flanschdichtungen im Kraftnebenschluss (KNS)

Es wurde ein neues Konzept für den Nachweis der Aus-blassicherheit von KNS-Flanschverbindungen entwickelt auf der Basis maximal zulässiger Spalthöhen im Bereich der Dichtung. Diese Vorgehensweise wurde am Beispiel einer Graphit-Spiralringdichtung in einer Nut erprobt und validiert.

AP 8 Erarbeitung eines Maß-nahmenkataloges für die Vermeidung des Ausblasens von Flanschdichtungen

Ein Katalog mit Maßnahmen zur Vermeidung des Ausbla-sens von Flanschverbindungen wurde erstellt.

Zwischen- und Ab-schlussbericht(e)

erledigt

12 Personal- und Sachmitteleinsatz

Für die durchgeführten Untersuchungen wurde an der Forschungsstelle Universität Stuttgart

Institut für Materialprüfung, Werkstoffkunde und Festigkeitslehre (IMWF) ein wissenschaftli-

cher Mitarbeiter und ein technischer Mitarbeiter in Vollzeit beschäftigt.

Für die Messung der Flanschblattneigung wurde eine Prüfeinrichtung mit Messtechnik (digi-

tale Messuhren, Druckaufnehmer, Thermoelemente) und Datenerfassung beschafft.

13 Nutzen der erzielten Forschungsergebnisse

13.1 Wissenschaftlich-technischer und wirtschaftlichen Nutzen insbesondere für KMU

Die aus dem Forschungsvorhaben resultierenden Erkenntnisse und Ergebnisse können di-

rekt umgesetzt und genutzt werden. Die entwickelte Prüfmethodik und -technik wird einem

Gerätehersteller (Mitglied des projektbegleitenden Ausschusses) angeboten, um sie in die

bestehenden Steuerprogramme von Dichtungsprüfmaschinen zu implementieren und kom-

merziell anzubieten. Bei diesem Hersteller handelt es sich um ein kleines Unternehmen, das

die diese Marktlücke füllt. Die Prüftechnik wird von der dichtungsherstellenden Industrie zu

akzeptablen Kosten übernommen und in der firmeneigenen Qualitätssicherung eingesetzt.

Auf diese Weise sind auch die kleinen und mittelständischen Unternehmen dieser Branche in

der Lage, den geforderten Nachweis der Ausblassicherheit ihrer Produkte zu erbringen.

Die Klassierung der Dichtelementgruppen erleichtert die gezielte Auswahl von Dichtele-

menten seitens der Anwender und ermöglicht eine zielgerichtete Entwicklung bei den Dicht-

elementherstellern. So werden unnötige Kosten für Fehlentwicklungen vermieden.

81

Die entwickelte und validierte Vorgehensweise für den Nachweis der Ausblassicherheit von

Dichtungen in Flanschverbindungen kann unmittelbar in die Auslegung von Flanschverbin-

dungen integriert werden. Es ist lediglich der definierte Ausblasversuch im Rahmen der Dich-

tungsprüfung durchzuführen. Weitere Nachweise im Zuge der Auslegung sind nicht erforder-

lich.

13.2 Innovativer Beitrag und industrielle Anwendungsmöglichkeiten

Von diesem Forschungsvorhaben profitieren insbesondere kleine und mittelständische Un-

ternehmen der dichtungsherstellenden Industriebranche. Diese werden in die Lage versetzt,

mit vertretbarem Aufwand den Nachweis der Ausblassicherheit ihrer Produkte zu erbringen.

Dies ist künftig unabdingbare Voraussetzung für erfolgreiche Vermarktung, denn es ist zu

erwarten, dass der Trend mehr und mehr zu Dichtelementen hingeht, für die der Nachweis

der Ausblassicherheit geführt ist. Den Herstellern bieten sich neue Perspektiven zur Qualifi-

kation ihrer Produkte und zur Steigerung ihrer Leistungsfähigkeit. Damit geht eine Verbesse-

rung ihrer Wettbewerbsfähigkeit einher.

Ein Vorteil bietet sich auch für die Branche der messtechnik- und geräteherstellenden Indust-

rie. Es ist zu erwarten, dass gerade kleine, flexible Unternehmen diese Marktnische nutzen

werden.

Ingenieurbüros bieten sich neue Möglichkeiten, umfassende Auslegungen für Anlagenbauer

und -betreiber einschließlich Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen an-

zubieten.

14 Umsetzung der angestrebten Forschungsergebnisse

Die Ergebnisse des Forschungsvorhabens sind in Zwischen- und Abschlußberichten nieder-

gelegt. Der Abschlussbericht wird - wie üblich bei abgeschlossenen AiF-

Forschungsvorhaben - in die Home Page der Materialsprüfungsanstalt (MPA) Universität

Stuttgart eingestellt und allen Besuchern zum Herunterladen angeboten.

Weitere Informationen werden bei Konferenzen, Symposien und Workshops an die Fachwelt

übermittelt, beispielsweise am Rande des XVII. Dichtungskolloquiums am 29. und 30. Sep-

tember 2011 in Steinfurt, beim 37. MPA-Seminar am 6. und 7. Oktober 2011 an der Universi-

tät Stuttgart, beim SGL/IDT-Symposium am 15.11.2011 in Frankfurt und beim für 2012 vor-

gesehenen Workshop „Dichtverbindungen in der Anlagentechnik“ der MPA Stuttgart. Die

Ergebnisse werden weiterhin in Arbeitskreisen und Fachausschüssen mit Zuständigkeit für

Ausblassicherheit (DECHEMA, VDI, VDMA, ...) vorgestellt.

Bei der nächsten Überarbeitung der VDI Richtlinie 2200 wird die Implementierung der entwi-

ckelten Vorgehensweise zum Nachweis der Ausblassicherheit von Dichtungen in Flansch-

82

verbindungen angeboten. Weiterhin ist vorgesehen, die Ergebnisse in die europäische Nor-

mung (CEN) im Zuge der anstehenden Überarbeitung der Dichtungsprüfnorm DIN EN 13555

einzubringen; die nächste Sitzung des zuständigen CEN-Committee (CEN TC74 WG8) findet

im September 2011 unter Beteiligung der Materialsprüfungsanstalt (MPA) Universität Stutt-

gart statt.

Die ermittelten Dichtungskennwerte werden der FH Münster zur Implementierung in die Da-

tenbank für Dichtungskennwerte angeboten.

Die Materialsprüfungsanstalt (MPA) Universität Stuttgart wird die im Rahmen des durchge-

führten Forschungsvorhabens neu gewonnenen Erkenntnisse nutzen und für Firmen bei der

unmittelbaren industriellen Anwendung beratend tätig sein.

15 Vorgesehene Veröffentlichungen im Zusammenhang mit dem Vorhaben

Voraussetzungen für den Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen

H. Kurz, R. Hahn und H. Kockelmann

Zeitschrift Dichtungstechnik (2011)

Nachweis der Ausblassicherheit von Flanschverbindungen im Rahmen der Auslegung

R. Hahn, H. Kockelmann, H. Kurz und E. Roos

7. FDBR-Fachtagung Rohrleitungstechnik, März 2012, Magdeburg

Ein neues Konzept zum Nachweis der Ausblassicherheit von Dichtungen in Flanschver-

bindungen

H. Kurz, R. Hahn und H. Kockelmann

ISGATEC Dichtungstechnik Jahrbuch 2012

Blow-out safety proof for bolted flange connections within design calculation

R. Hahn, H. Kockelmann, H. Kurz and E. Roos

Int. Journal of Pressure Vessels and Piping (2012)

16 Durchführende Forschungsstelle

Universität Stuttgart

Institut für Materialprüfung, Werkstoffkunde und Festigkeitslehre (IMWF)

Pfaffenwaldring 32

70569 Stuttgart

Leiter der Forschungsstelle

Professor Dr.-Ing. habil. Eberhard Roos

83

Projektleiter

Dr.-Ing. Hans Kockelmann

Das IMWF führte das Forschungsvorhaben in Verbindung mit der Materialsprüfungsanstalt

(MPA) Universität Stuttgart

Pfaffenwaldring 32

70569 Stuttgart (Stuttgart)

durch, wobei das IMWF auf die personelle und gerätetechnische Grundausstattung der MPA

Stuttgart zurückgegriffen hat.

17 Gewerbliche Schutzrechte

Die Anmeldung und der Erwerb gewerblicher Schutzrechte ist nicht vorgesehen.

18 Förderhinweis

Das IGF-Vorhaben 15935 N der Forschungsvereinigung DECHEMA e.V. Chemische Tech-

nik und Biotechnologie wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der

industriellen Gemeinschaftsforschung und -entwicklung (IGF) vom Bundesministerium für

Wirtschaft und Technologie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages geför-

dert.

84

19 Literatur

/1/ VDI-Richtlinie 2200: Dichte Flanschverbindungen - Auswahl, Auslegung,

Gestaltung und Montage von verschraubten Flanschverbindungen (2007)

/2/ DIN 28090: 1995 Statische Dichtungen für Flanschverbindungen;

Teil1: Kennwerte und Prüfverfahren

/3/ DIN 2505 E 1986 und E 1990: Berechnung von Flanschverbindungen

Teil1: Berechnung

Teil 2: Dichtungskennwerte

/4/ H. Kockelmann and Y. Birembaut: Asbestos-free Materials for Gaskets for

Bolted Flanged Connections;

Synthesis Report of the Brite Euram Project BE 5191 Focusing on Gasket Factors

and Associated Gasket Testing Procedures; 4th Int. Symposium on Fluid Sealing of

Static Gasketed Joints, September 17-19, 1996, Mandelieu-La Napoule, France

/5/ DIN EN 1591: Flansche und ihre Verbindungen, Regeln für die Auslegung von

Flanschverbindungen mit runden Flanschen und Dichtung

DIN EN 1591-1: Berechnungsmethode (Oktober 2001 + A1:2009)

DIN EN 1591-2: Dichtungskennwerte (2008)

/6/ DIN EN 13555: Flansche und ihre Verbindungen, Dichtungskennwerte und

Prüfverfahren für die Anwendung der Regeln für die Auslegung von Flanschverbin-

dungen mit runden Flanschen und Dichtungen (Februar 2005)

/7/ PERL, Pressure Equipment - Reduction of Leak Rate: Gasket Parameters Measure-

ment; Research Project Sponsored by the European Commission and the European

Gasket Manufacturing Industry, 11/2000 – 10/2002

/8/ R. Hahn and H. Kockelmann: PERL - European Research Project on Characteri-

zation of Gaskets for Bolted Flange Connections, 30th MPA-Seminar in conjunction

with the 9th German-Japanese Seminar, Stuttgart, October 6 and 7, 2004

/9/ H.-H. Over, A. Igelmund, H. Zerres, Y. Gouérout and H. Kockelmann, Web-

enabled Databank for Gasket Parameters, 2003 ASME Pressure Vessel and Pip-

ing Conference, Cleveland, Ohio, USA, July 20-24, 2003

/10/ KTA 3211.2 (6/1992): Druck- und aktivitätsführende Komponenten von Systemen

außerhalb des Primärkreises, Teil 2: Auslegung, Konstruktion und Berechnung

Regeländerungsentwurfsvorschlag (3/2003)

85

/11/ H. Kurz, H. Kockelmann und G. König, Auslegung von Flanschverbindungen mit der

Dichtung im Kraftnebenschluss; XVI. Dichtungskolloquium, 16./17. September 2009,

Steinfurt

/12/ G. König, R. Bieselt, D. Klucke, D. Schümann, H. Kurz and H. Kockelmann, Calcula-

tion of Bolted Flange Connections of Metal-to-Metal Contact Type - Results of

MPA/VGB-Project SA „AT“ 19/08 -

36th MPA-Seminar, October 7 and 8, 2010 in Stuttgart, Paper No. 15

/13/ M. Becker, S. Hofmann, A. Riedl und W. Tietze, Beitrag zur Berechnung der Ausblas-

sicherheit unverstärkter Flachdichtungen

VDI Bericht 1579, Zuverlässig Abdichten, Baden-Baden, 2000

/14/ H. Kurz and E. Roos, Characterization and minimization of leakage through gaskets

by finite element simulation using transport equations; Proceedings of the 2010

ASME Pressure Vessels & and Piping Conference (PVP 2010), July 19-22, 2010,

Seattle, WA, USA

Beilagen A

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

0 5 10 15 20 25 30 35


Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum

Bild A1: Flanschblattneigung beim Entlastungsversuch, Flanschverbindung DN100

PN16, Graphitdichtung mit Glattblecheinlage

-0.05

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0 2 4 6 8 10 12


Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum


PN16, PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE

Beilage 1

Beilage 2

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,10

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50


Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum


PN160, gummigebundene Faserdichtung

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0,07

0,08

0,09

0,10

0 5 10 15 20 25 30 35 40


Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum


PN160, Graphitdichtung mit Glattblecheinlage

0,00

0,01

0,02

0,03

0,04

0,05

0,06

0 2 4 6 8 10 12 14


Ne

igu

ng

[°]

Schraube

Zwischenraum


PN160, PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE

Beilage 3

Beilagen B

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]

Leckageversuch, 40 bar, RT, DN40 QS min(L=0.01, QA=20) < 10 MPa (Hersteller/DB

Münster) QS min(L=0.01, QA=40) < 10 MPa gewählt: QA = 30 MPa

Bild B1: Leckageversuch der ePTFE-Dichtung (A1)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Lec

kag

erat

e [m

g/(

s*m

)]

Versuch 222 80 barVersuch 153 60 barVersuch 159 40 barVersuch 173 20 bar

RT

N2

St-a

QA=30 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung A1a2 (ePTFE)bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck


QSmin/2 = 2.5 MPa

Bild B2: Entlastungsversuche ePTFE-Dichtung (A1) für verschiedene Innendrücke

Beilage 4

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

era

te [

mg/

m/s

]

Leckageversuch, 40 bar, RT, DN40

QS min(L=0.01, QA=20) < 10 MPa

(Hersteller/DB Münster)

QS min(L=0.01, QA=40) < 10 Mpa

gewählt: QA = 30 MPa

Bild B3: Leckageversuch der gefüllten PTFE-Dichtung (B2)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Lec

kag

erat

e [m

g/(

s*m

)]

Versuch 218 80 barVersuch 162 60 barVersuch 142 40 bar

Versuch 174 20 bar

RTSt-a

QA=30 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung B2a2 (PTFE gefüllt) bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck

N2


QSmin/2 = 2.5 MPa

Bild B4: Entlastungsversuche der gefüllten PTFE-Dichtung (B2) für verschiedene

Innendrücke

Beilage 5

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

0 5 10 15 20 25


Leck

age

rate

[m

g/s/

m]

.

p = 16 barT = 25 °CHe


QS min(L=0.01, QA=10) < 2,5 MPa (


Bild B5: Leckageversuch der gefüllten und strukturierten PTFE-Dichtung (B3) für 16 bar

He

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

1.E+02

0 2 4 6 8 10 12


Le

cka

ge

rate

[mg

/m/s

]

St-a RT

16 bar N2

QA=10 MPaQS min(QA=10 MPa, p=16 bar) = 2,5 MPa

QSmin/2 = 1,25 MPa

ABS-Entlastungsversuch der Dichtung B3 (PTFE gefüllt und strukturiert)

Bild B6: Entlastungsversuch der gefüllten und strukturierten PTFE-Dichtung (B3) für 16

bar N2

Beilage 6

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


QS min(L=0.01, QA=20) = 9 MPa (

Bild B7: Leckageversuch der PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage (C2)

Entlastungsversuch Nr. 277 - C2c8 - 160.0x114.3x7.80 Dichtleisten Stahl: 160 x 120

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14


Leck

age

rate

[mg

/(s*

m)]

.

St-c

QA=20 MPa

40 bar N2

RTQS min(QA=20 MPa, p=40 bar) = 9 MPa

QSmin/2 = 4.5 MPa

Bild B8: Entlastungsversuch der PTFE-Hüllendichtung mit Graphiteinlage (C2)

Beilage 7

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


Qmin(L=0.01) = 20 MPa (Hersteller/DB Münster)

QS min(L=0.01, QA=40 MPa) = 15 MPa


Bild B9: Leckageversuch der Spiralringdichtung mit Graphitauflage (E1)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Lec

kag

erat

e [m

g/(

s*m

)]


RT

N2

St-a

QA=40 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung E1a2 (Spiralring GR)bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck


QSmin/2 = 8 MPa

Bild B10: Entlastungsversuche der Spiralringdichtung mit Graphitauflage (E1) für

verschiedene Innendrücke

Beilage 8

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


QS min(L=0.01, QA=20) < 10 MPa


QS min(L=0.01, QA=40) < 10 MPa


Bild B11: Leckageversuch der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE (F1)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Lec

kag

erat

e [m

g/(

s*m

)]

Versuch 226 80 bar


RT

N2

St-a

QA=10 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung F1a2 (ePTFE mit Diffusionssperre)

QSmin/2 = 1.25 MPa

QS min(QA=40 MPa, p=40 bar) = 2.5 MPa

Bild B12: Entlastungsversuche der PTFE-Dichtung mit Inneneinfassung aus PTFE (F1)

für verschiedene Innendrücke

Beilage 9

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


QS min(L=0.01, QA=20) < 10 MPa


QS min(L=0.01, QA=40) < 10 MPa


Bild B13: Leckageversuch der Graphitdichtung mit Glattblech (F4)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Lec

kag

erat

e [m

g/(

s*m

)]


RT

N2

St-a

QA=30 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung F4a2 (GR mit Glattblecheinlage)bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck

QSmin/2 = 3 MPa


Bild B14: Entlastungsversuche der Graphitdichtung mit Glattblech (F4) für verschiedene

Innendrücke

Beilage 10

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


QS min(L=0.01, QA=20) < keine Angabe


QS min(L=0.01, QA=40) < keine Angabe


Bild B15: Leckageversuch der Graphitdichtung mit Glattblech und Innenbördel (F5)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Leck

age

rate

[m

g/(s

*m)]

Versuch 214 80 bar


RT

N2

St-aQA=40 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung F5a2 (GR mit Glattbl. u. IB) bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck

QSmin/2 = 4.5 MPa


Bild B16: Entlastungsversuche der Graphitdichtung mit Glattblech und Innenbördel (F5)

für verschiedene Innendrücke

Beilage 11

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

1.E+01

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]

Leckageversuch, 40 bar RT, DN40

QS min(L=0.01, QA=40) < 10 (Hersteller/DB

Münster)


Bild B17: Leckageversuch der gummigebundenen Faserdichtung (G1)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Leck

ager

ate

[mg

/(s*

m)]

Versuch 196 80 bar


RT

N2

St-a

QA=40 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung G1a2 (FA)bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck

QSmin/2 = 12 MPa

Bild B18: Entlastungsversuche der gummigebundenen Fasersichtung (G1) für


Beilage 12

1.00E-06

1.00E-05

1.00E-04

1.00E-03

1.00E-02

1.00E-01

1.00E+00

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


QS min(L=0.01, QA=40) < 10 MPa (Herstel-

ler/DB Münster)


Bild B19: Leckageversuch der Kammprofildichtung mit Graphitauflage (H1)

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Lec

kag

erat

e [m

g/(

s*m

)]


RT

N2

St-a

QA=40 MPa

ABS-Entlastungsversuche der Dichtung H1a2 (Kammprofil GR)bei 20, 40, 60 und 80 bar Innendruck


QSmin/2 = 7.5 MPa

Bild B20: Entlastungsversuche der Kammprofildichtung mit Graphitauflage (H1) für


Beilage 13

1.00E-06

1.00E-05

1.00E-04

1.00E-03

1.00E-02

1.00E-01

1.00E+00

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Leck

age

rate

[mg

/m/s

] Leckageversuch, 40 bar, RT, DN40

QS min(L=0.01) keine Angabe (Hersteller/DB

Münster)


Bild B21: Leckageversuch der Wellringdichtung mit Graphitauflage und Innenbördel (H3)

Entlastungsversuch Nr. 260 - H3a2 - 92.0x49.0x2.48 Dichtleisten Stahl: 90 x 50

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14 16


Leck

age

rate

[mg

/(s*

m)]

.

RT

40 bar N2

St-a

QA=20 MPa

5.1

QSmin/2=5 MPa


Bild B22: Entlastungsversuch der Wellringdichtung mit Graphitauflage und Innenbördel (H3)

Beilage 14

1.E-06

1.E-05

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.E+00

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45


Lec

kag

erat

e [m

g/m

/s]


QS min(L=0.01, QA=20) keine Angabe (Her-

steller/DB Münster)


Bild B23: Leckageversuch der Wellringdichtung mit Graphitauflage (H4)

Entlastungsversuch Nr. 261 - H4a2 - 92.1x51.1x2.46 Dichtleisten Stahl: 90 x 50

0.001

0.010

0.100

1.000

10.000

0 2 4 6 8 10 12 14


Leck

age

rate

[mg

/(s*

m)]

.

RT

40 bar N2

St-a

16

QA=20 MPa

3.0


QSmin/2=5 MPa

Bild B24: Entlastungsversuch der Wellringdichtung mit Graphitauflage (H4)

Beilage 15

Beilage 16

Beilagen C

/prep7

/CWD, ''

! input elementdaten

*dim,elemente,array,120,3

*set,elemente( 1 , 1 ), 13001

*set,elemente( 1 , 2 ), 22.03975

*set,elemente( 1 , 3 ), 13.0345

*set,elemente( 2 , 1 ), 13002

*set,elemente( 2 , 2 ), 25.2035

*set,elemente( 2 , 3 ), 12.32675

…

…

!input montagekurve

*dim,montage,array,11,2

*set,montage(1,1), 0

*set,montage(1,2), 2.571566659

*set,montage(2,1), 1

*set,montage(2,2), 1.432840295

…

…

! input entlastungsaeste

*dim,betrieb,array,11,11,2

*set,betrieb( 1 , 1 , 1 ), 0

*set,betrieb( 1 , 1 , 2 ), 2.571566659

*set,betrieb( 2 , 1 , 1 ), 1

*set,betrieb( 2 , 1 , 2 ), 1.432840295

*set,betrieb( 2 , 2 , 1 ), 0

*set,betrieb( 2 , 2 , 2 ), 2.571566659

*set,betrieb( 3 , 1 , 1 ), 2

*set,betrieb( 3 , 1 , 2 ), 0.798358193

…

…

!Schleife ueber Elemente

Beilage 17

*do,e,1,120,1

Qi=elemente(e,2)

QB=elemente(e,3)

*do,ms,1,11,1

*if,Qi,ge,montage(ms,1),then

*if,Qi,lt,montage(ms+1,1),then

QN=montage(ms,1)

Q1=montage(ms,1)

L1=montage(ms,2)

L0=montage(ms+1,2)

Q0=montage(ms+1,1)

Li=L0*10**(((Q0-Qi)*(log10(L1)-log10(L0)))/(Q0-Q1))

!Fallunterscheidung - Fall 1, im Dreieck

*if,Qb,ge,Q1,then

LM=betrieb(ms+1,2,2)

LN=LM*10**(((Q0-Qi)*(log10(L1)-log10(LM)))/(Q0-Q1))

LB=Li*10**(((Qi-QB)*(log10(LN)-log10(Li)))/(Qi-Q1))

*endif

!Fallunterscheidung - Fall 2, im Viereck

*if,Qb,lt,Q1,then

*do,j,1,10,1

*if,Qb,ge,betrieb(ms,j+1,1),then

*if,Qb,lt,betrieb(ms,j,1),then

QW=betrieb(ms,j+1,1)

LW=betrieb(ms,j+1,2)

QX=betrieb(ms,j,1)

LX=betrieb(ms,j,2)

QY=betrieb(ms+1,j+2,1)

LY=betrieb(ms+1,j+2,2)

QZ=betrieb(ms+1,j+1,1)

LZ=betrieb(ms+1,j+1,2)

LWY=(LY)*10**(((log10(LW)-

log10(LY))*(Q0-Qi))/(Q0-Q1))

LXZ=(LZ)*10**(((log10(LX)-

log10(LZ))*(Q0-Qi))/(Q0-Q1))

Beilage 18

LB=LXZ*10**((log10(LWY)-

Log10(LXZ))*(QX-QB)/(QX-QW))

*endif

*endif

*enddo

*endif

*endif

*endif

*enddo

/output,Elementdaten,txt,,append

*vwrite,e,Qi,Li,Qb,Lb

(F15.8,F15.8,F15.8,F15.8,F15.8)

/out

*enddo !Schleife ueber Elemente

Documents

Schlussbericht - mpa.uni-stuttgart.de · implementiert /9/ und sie werden bei der zur Zeit laufenden Revision der DIN ENV 1591-2 (Dichtungskennwerte) berücksichtigt