Активная герметизация газотранспортного оборудования: термомеханическое обоснование уплотнения из никелида титана

Екатерина СЕМИТКИНА
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет», к. т. н.
E-mail: ekaterina-semitkina@mail.ru

Сергей УСАЧЕВ
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет», магистр
E-mail: s.usachevsr@gmail.com

Марина ТЕРЕНТЬЕВА
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет», к. т. н.
E-mail: marina_tufyakova@mail.ru

Николай БОГДАНОВ
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет»,
к. ф.-м. н.
E-mail: bnp55@mail.ru

Метаданные научной публикации

УДК: 622.691.4.07
DOI 10.46920/2409-5516_2026_8223_70
EDN EKBZWR

Активная герметизация газотранспортного оборудования: термомеханическое обоснование уплотнения из никелида титана

Active Sealing of Gas Transportation Equipment: Thermomechanical Substantiation of a Titanium Nickelide Seal

Екатерина СЕМИТКИНА
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет», к. т. н.
E-mail: ekaterina-semitkina@mail.ru
Ekaterina SEMITKINA
Ukhta State Technical University, Candidate of Technical Sciences
E-mail: ekaterina-semitkina@mail.ru

Сергей УСАЧЕВ
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет», магистр
E-mail: s.usachevsr@gmail.com
Sergey USACHEV
Ukhta State Technical University, master’s student
E-mail: s.usachevsr@gmail.com

Марина ТЕРЕНТЬЕВА
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет», к. т. н.
E-mail: marina_tufyakova@mail.ru
Marina TERENTEVA
Ukhta State Technical University, Candidate of Technical Sciences
E-mail: marina_tufyakova@mail.ru

Николай БОГДАНОВ
ФГБОУ «Ухтинский государственный технический университет»,
к. ф.-м. н.
E-mail: bnp55@mail.ru
Nicolay BOGDANOV
Ukhta State Technical, Candidate of Physico-Mathematical Sciences
E-mail: bnp55@mail.ru

Аннотация. В статье рассмотрен подход к активной герметизации фланцевых соединений газотранспортного оборудования с применением уплотнительного кольца из материала с эффектом памяти формы (ЭПФ) – никелида титана. Показана взаимосвязь состава сплава, температур мартенситных превращений, предварительного деформирования и формируемого контактного давления. Установлена необходимость учета механического нагружения при выборе температурного диапазона активации ЭПФ. Получены расчетные зависимости для предварительной оценки состава сплава и монтажных параметров уплотнения.
Ключевые слова: газотранспортное оборудование, фланцевое соединение, активная герметизация, никелид титана, эффект памяти формы, контактное давление

Abstract. The article considers an approach to the active sealing of flange joints in gas transmission equipment using a sealing ring made of a titanium nickelid shape memory alloy (SMA). The relationship between the alloy composition, martensitic transformation temperatures, prestraining, and the generated contact pressure is demonstrated. The necessity of considering mechanical loading when selecting the temperature range for SMA activation is established. Analytical dependencies for the preliminary evaluation of the alloy composition and seal installation parameters have been obtained.
Keywords: gas transmission equipment, flange joint, active sealing, titanium nickelide, shape memory alloy, contact pressure

Введение

Надежность газотранспортной инфраструктуры определяется техническим состоянием не только линейной части магистральных газопроводов, но и технологического оборудования компрессорных станций, газораспределительных станций и узлов подготовки газа. Разъемные фланцевые соединения необходимы для выполнения технического обслуживания, диагностирования и ремонта оборудования, однако они же одновременно являются потенциальными зонами потери герметичности. Герметизирующая способность таких соединений обеспечивается контактным давлением между уплотнительным элементом и сопрягаемыми поверхностями фланцев.
На стадии монтажа необходимое давление создается затяжкой шпилек или болтов. В процессе эксплуатации оно может снижаться вследствие релаксации крепежных элементов, ползучести и остаточной деформации прокладки, температурного расширения деталей, вибрации и циклического изменения давления рабочей среды. Для оборудования компрессорных станций, длительно работающего в условиях совмещенного температурного и механического нагружения, постепенное уменьшение контактного давления повышает риск образования микрозазоров и утечек газа.
Традиционные неметаллические, полуметалические и металлические уплотнения относятся преимущественно к пассивным элементам. После монтажа они не имеют собственного механизма восстановления утраченного усилия прижатия. Компенсация снижения контактного давления требует дополнительной подтяжки крепежа, остановки оборудования либо замены прокладки. На объектах непрерывного технологического цикла такие операции сопровождаются эксплуатационными затратами, увеличением продолжительности ремонта и дополнительными рисками для персонала.
Нарушение герметичности газового оборудования имеет технические, энергетические и экологические последствия. Утечка означает потерю подготовленного и транспортируемого энергетического ресурса, формирование пожаро- и взрывоопасной зоны и увеличение нагрузки на систему производственного контроля. Поэтому разработку технологии предупреждения утечек целесообразно рассматривать как одно из направлений повышения энергетической эффективности, промышленной безопасности и экологической устойчивости газотранспортной системы.

Перспективным направлением является переход от пассивных прокладок к активным герметизирующим элементам, способным изменять напряженно-деформированное состояние в ответ на внешнее воздействие. Для их создания могут применяться функциональные материалы с эффектом памяти формы. Наибольшее инженерное распространение получили сплавы на основе никелида титана NiTi, сочетающие способность восстанавливать предварительно заданную форму, значительную обратимую деформацию и возможность регулирования температур фазовых превращений посредством изменения состава и термомеханической обработки [1–3].
Эффект памяти формы в NiTi связан с обратимым превращением между низкотемпературной мартенситной и высокотемпературной аустенитной фазами. В мартенситном состоянии уплотнительному элементу задается предварительная деформация. При нагреве и переходе материала в аустенит кольцо стремится восстановить исходную форму. Если свободное восстановление ограничено пазами фланцев, возникают реактивные напряжения, преобразующиеся в дополнительное контактное давление. Температурный гистерезис позволяет сохранять повышенное давление при последующем охлаждении до начала обратного превращения [2–6].
Практическая реализация такого решения требует согласованного выбора состава NiTi, температур фазовых превращений, предварительной деформации и прочностных параметров фланцевого узла. Критические температуры зависят не только от химического состава и режима обработки, но и от напряженного состояния материала. Следовательно, выбор сплава по характеристикам ненагруженного образца может привести к ошибочному определению температуры активации после установки кольца во фланцевое соединение.

Концепция активного уплотнительного элемента

Объектом исследования является овальное металлическое кольцо большого диаметра, размещаемое в кольцевых пазах разъемного фланцевого соединения сосуда или аппарата, работающего под внутренним давлением. Геометрическая схема соответствует традиционным кольцевым металлическим прокладкам, применяемым в соединениях высокого давления [8–10, 12], однако материалом рабочего элемента принимается сплав NiTi с эффектом памяти формы.
Термомеханический цикл активного уплотнения включает четыре последовательных состояния. Сначала кольцо охлаждается до мартенситного состояния. Затем ему задается предварительная деформация, превышающая порог переориентации мартенсита, но не приводящая к необратимому повреждению материала. После установки между фланцами кольцо нагревается выше температуры начала обратного превращения As. Возврат к исходной геометрии ограничивается стенками пазов, вследствие чего в контактной зоне формируются реактивные напряжения. Их действие суммируется с монтажным усилием и увеличивает давление на уплотнительных поверхностях.
В рамках предварительного анализа рассмотрены два способа монтажа. При первом способе кольцо деформируется в мартенситном состоянии вне фланцевой пары и затем устанавливается в пазы. При втором способе недеформированное кольцо устанавливается в соединение, а требуемая деформация создается непосредственно усилием затяжки шпилек. Первый способ позволяет разделить операции формирования деформации и монтажа, но требует специального технологического оборудования. Второй способ проще для эксплуатации, однако предварительное напряжение одновременно влияет на температурные границы превращения, поэтому должно учитываться при выборе состава сплава.

Расчетная методика. Температуры фазовых превращений

Фазовое состояние NiTi характеризуется температурами начала и окончания прямого мартенситного превращения Ms и Mf, а также начала и окончания обратного аустенитного превращения As и Af. Ниже Mf материал находится преимущественно в мартенситном состоянии и допускает задание обратимой деформации. При достижении As начинается восстановление формы, а при Af обратное превращение завершается. Температура Ms при охлажении определяет границу, ниже которой начинается снижение реактивного контактного давления.
Температуры мартенситных превращений сплавов с ЭПФ зависят от химического состава материала, а реализация эффекта памяти формы связана с обратимым мартенсит-аустенитным превращением [13].
Для предварительной оценки температур фазовых превращений использованы линейные аппроксимации экспериментальных данных для бинарных сплавов NiTi в диапазоне 50–51 ат. % Ni. В отличие от упрощенного подхода, основанного на постоянных температурных интервалах между Ms, Mf, As и Af, каждая критическая температура рассматривается как самостоятельная функция содержания никеля. Такой подход учитывает изменение ширины прямого и обратного мартенситных превращений при изменении состава сплава. Полученные зависимости используются как инженерная аппроксимация для предварительного выбора состава и не заменяют экспериментальное определение температур методом дифференциальной сканирующей калориметрии для конкретной плавки [14, 15].
По экспериментальным данным [15] авторами выполнена линейная аппроксимация зависимостей:

Ms = 75,9 – 95,2 (СNi – 50), (1)

Mf = 53,7 – 91,6 (СNi – 50), (2)

As = 86,7 – 97,2 (СNi – 50), (3)

Af = 112,2 – 103,6 (СNi – 50), (4)

где СNi – концентрация никеля в сплаве, ат. %.
Физическая металлургия NiTi существенно сложнее: температуры превращений зависят от содержания примесей, дисперсности выделений, термообработки, накопленной деформации и циклической стабилизации [2, 6].
По зависимостям (1)–(4) выполнен расчет критических температур фазовых превращений для бинарных сплавов NiTi с содержанием никеля от 50,0 до 51,0 ат. %. Полученные значения приведены в таблице 1.

Полученные результаты подтверждают высокую чувствительность температур фазовых превращений NiTi к химическому составу. В рассматриваемом диапазоне увеличение содержания никеля сопровождается последовательным снижением температур Ms, Mf, As и Af. При этом изменение температурных интервалов прямого и обратного превращений не описывается постоянным смещением относительно Ms, что подтверждает целесообразность раздельной аппроксимации каждой критической температуры.
Для наглядной оценки влияния содержания никеля на положение критических температур фазовых превращений результаты расчета дополнительно представлены графически на рисунке 2.

Из рисунка 2 видно, что увеличение содержания никеля в бинарных сплавах NiTi сопровождается последовательным снижением всех критических температур фазовых превращений. Наиболее выраженное практическое значение имеет смещение температур As и Af, определяющих начало и завершение активации эффекта памяти формы при нагреве. Полученные зависимости подтверждают возможность регулирования температурного диапазона работы активного уплотнения за счет изменения химического состава сплава. Одновременно видно, что даже небольшое изменение содержания никеля приводит к заметному смещению температур превращения, что предъявляет повышенные требования к точности выдерживания состава и последующей термомеханической обработки материала.
На основании таблицы 1 и рисунка 2 для дальнейшего анализа выделены два характерных состава: Ti49,2Ni50,8 с пониженными температурами фазовых превращений и Ti49,5Ni50,5 с промежуточным температурным диапазоном превращения.

Условие герметичности и реактивное напряжение

Для оценки способности активного уплотнения обеспечивать герметичность необходимо сопоставить формируемое контактное давление с уровнем давления, требуемым для уплотнения рабочей среды. В соответствии с ГОСТ 34233.4-2017 расчет герметичности фланцевого соединения выполняется через усилие на прокладке в рабочих условиях, а прокладочный коэффициент m принимается в зависимости от конструкции и материала уплотнения. Для стандартных металлических колец овального или восьмигранного сечения значения m составляют 5,5 для сталей 05кп и 08Х13 и 6,5 для стали 08Х18Н10Т. Соответствующие значения удельного давления предварительного обжатия составляют 125 и 180 МПа [9].
Никелид титана в таблицах ГОСТ 34233.4-2017 в качестве материала уплотнительного кольца не рассматривается. Поэтому непосредственно присваивать кольцу из NiTi нормативное значение прокладочного коэффициента m некорректно. На этапе предварительного анализа значения для традиционных металлических овальных колец могут использоваться только как сравнительный ориентир. При рабочем давлении газа 10 МПа диапазону m = 5,5–6,5 соответствует ориентировочный уровень среднего контактного давления порядка 55–65 МПа. Окончательное значение параметров герметизации кольца из NiTi должно определяться экспериментально.
Для дальнейшего анализа суммарное контактное напряжение в зоне сопряжения кольца с уплотнительными поверхностями представляется в виде:

σконт = σ0 + σреак, (5)

где σ0 – контактное напряжение, сформированное при монтаже и предварительном деформировании кольца;
σреак – реактивное напряжение, возникающее при ограниченном восстановлении формы NiTi.
В пределах температурного интервала обратного мартенситного превращения изменение критического напряжения NiTi с температурой может быть приближенно описано соотношением Клаузиуса – Клапейрона. Для предварительной инженерной оценки при ограниченном восстановлении формы реактивную составляющую принимаем в виде:

σреак = Ссс (Т – As), (6)

где Ссс – коэффициент Клаузиуса – Клапейрона, МПа/°C;
T – температура кольца, °C;
As – температура начала обратного мартенситного превращения, °C.
Для близких к эквиатомному составу сплавов NiTi экспериментально полученные значения dσ/dT обычно находятся в диапазоне 5–8 МПа/К. Кроме того, коэффициент зависит от состояния материала и истории термомеханического нагружения [16]. Поэтому в предварительном расчете целесообразно принять Ссс = 7 МПа/°C как характерное значение внутри экспериментально установленного диапазона, а не как универсальную константу материала.
Тогда при нагреве относительно As:

При повышении температуры кольца на 5, 10 и 15 °C относительно As расчетные реактивные напряжения составляют соответственно 35, 70 и 105 МПа.
Следовательно, уже в пределах первых 15 °C обратного превращения расчетная реактивная составляющая может достигать величины, сопоставимой с контактным давлением, необходимым для металлических уплотнений высокого давления. При этом зависимость (6) рассматривается как упрощенная одномерная оценка: фактическое реактивное напряжение определяется степенью стеснения восстановления формы, геометрией кольца, контактными условиями и термомеханической историей NiTi. Экспериментальные исследования также показывают, что коэффициент Клаузиуса – Клапейрона для NiTi не является строго постоянным.

Связь монтажного усилия с контактным напряжением

При предварительном деформировании кольца непосредственно во фланцевом соединении начальное контактное напряжение σ0 формируется усилием затяжки крепежных элементов. В упрощенной инженерной постановке среднее контактное напряжение определяется отношением усилия, передаваемого на уплотнительное кольцо, к эффективной площади его контакта с одной из уплотнительных поверхностей:

σ0 = Fм / Sэф , (7)

где Fм – суммарное монтажное усилие, передаваемое на уплотнительное кольцо, Н;
Sэф – эффективная площадь контакта кольца с одной уплотнительной поверхностью, мм2.
Для кольцевой контактной зоны предварительная оценка площади может быть выполнена по выражению:

Sэф = π Dср bэф, (8)

где Dср – средний диаметр уплотнительного кольца, мм;
bэф – эффективная ширина контактной зоны, мм.
При равномерной затяжке крепежных элементов суммарное монтажное усилие в первом приближении определяется как:

Fм = n • Fш, (9)

где Fш – усилие предварительного натяжения одной шпильки, Н;
n – число шпилек.
При практической реализации требуемое усилие Fш может задаваться посредством контролируемой затяжки по крутящему моменту либо непосредственного контроля натяжения шпилек; конкретные параметры затяжки должны определяться с учетом характеристик резьбового соединения и коэффициентов трения.
Таким образом, начальное контактное напряжение может быть записано в виде:

σ0 = (n • Fш) / (π • Dср • bэф). (10)

Зависимость (10) используется в работе для предварительной оценки уровня нагружения NiTi-кольца при монтаже. Она позволяет связать усилие затяжки крепежных элементов с начальным контактным напряжением, которое далее учитывается совместно с реактивной составляющей, возникающей при активации эффекта памяти формы.
При этом формулы (7)–(10) представляют собой упрощенную расчетную схему. В реальном фланцевом соединении распределение усилий определяется жесткостью фланцев и крепежа, геометрией прокладки, действием внутреннего давления и деформациями элементов соединения.

Смещение температур превращений под нагрузкой

Температуры фазовых превращений NiTi зависят не только от химического состава, но и от механического напряжения. При термомеханическом нагружении внешнее напряжение изменяет условия равновесия аустенитной и мартенситной фаз, вследствие чего критические температуры превращения смещаются относительно значений, определенных в ненагруженном состоянии [17]. Экспериментальные исследования NiTi подтверждают повышение температур Ms, Mf, As и Af при увеличении приложенного напряжения.
В первом приближении связь между приложенным напряжением и смещением критической температуры может быть представлена через соотношение Клаузиуса – Клапейрона:

T iσ = T i0 + σэф / Ci , (11)

где T i0 – температура соответствующего фазового превращения в ненагруженном состоянии;
T iσ – температура превращения под нагрузкой;
σэф – эффективное механическое напряжение, влияющее на фазовое превращение;
Ci = dσ/dT – коэффициент Клаузиуса – Клапейрона для соответствующей критической температуры, индекс i соответствует Ms, Mf, As и Af.
Экспериментальные данные показывают, что значения СMs, СMf, СAs и СAf могут различаться, поэтому использование единого коэффициента следует рассматривать как инженерное приближение [17]. В настоящей работе для предварительной оценки принимается ранее обоснованное значение Сi = Ссс = 7 МПа/°C.
При таком допущении выражение (11) принимает вид:

∆T = σэф/Ci ≈ σэф/7. (12)

Например, при эффективном напряжении 50, 100 и 150 МПа расчетное смещение температурного диапазона составляет соответственно приблизительно 7,1; 14,3 и 21,4 °C.

Таким образом, механическое нагружение может существенно изменять фактический температурный диапазон активации уплотнения. Поэтому выбор состава NiTi только по значениям Ms, Mf, As и Af, полученным для ненагруженного материала, является достаточным лишь для предварительного отбора сплава. При проектировании уплотнительного элемента необходимо учитывать напряженное состояние кольца в составе фланцевого соединения.

Результаты и обсуждение

Влияние состава NiTi на температурный диапазон активации

Расчет по зависимостям (1)–(4) показывает выраженное влияние содержания никеля на температуры мартенситных превращений. При увеличении содержания Ni от 50,0 до 51,0 ат. % температуры Ms, Mf, As и Af последовательно снижаются. Таким образом, даже сравнительно небольшое изменение химического состава позволяет существенно смещать температурный диапазон реализации эффекта памяти формы.
Для состава Ti49,8Ni50,2 расчетная температура начала обратного превращения составляет около As ≈ 67 °C, а завершения – Af ≈ 92 °C.
Следовательно, ранее рассмотренный состав Ti49,8Ni50,2 характеризуется достаточно высокой температурой активации и не является оптимальным кандидатом для самопроизвольного срабатывания уплотнения при умеренных эксплуатационных температурах.
При содержании никеля 50,5 ат. % расчетные температуры снижаются до As ≈ 38 °C, Af ≈ 60 °C. Такой состав представляет больший интерес для условий, в которых активация уплотнения должна происходить при положительных температурах.
Для Ti49,2Ni50,8 получено As ≈ 9 °C, Af ≈ 29 °C, что позволяет рассматривать данный состав как перспективный для низкотемпературного исполнения активного уплотнения.
При этом результаты, представленные в таблице 1 и на рисунке 2, относятся к ненагруженному состоянию материала. В реальном уплотнительном элементе механическое напряжение приводит к дополнительному смещению температур превращения. Поэтому окончательный выбор состава должен выполняться совместно с назначением уровня предварительного деформирования и технологии монтажа.
Выделенные составы представляют интерес для дальнейшего анализа.

Влияние механического нагружения на температурный диапазон

Полученные результаты показывают, что химический состав не может рассматриваться отдельно от напряженного состояния уплотнительного кольца. Согласно зависимости (12), при принятом для предварительной оценки коэффициенте Клаузиуса – Клапейрона ССС = 7 МПа/°C увеличение эффективного напряжения на 50, 100 и 150 МПа соответствует расчетному смещению температур фазового превращения примерно на 7,1; 14,3 и 21,4 °C соответственно.
Таким образом, состав, обеспечивающий требуемый диапазон активации в ненагруженном состоянии, после установки во фланцевое соединение может переходить в другой температурный режим.
Особенно хорошо это видно на Ni50,5Ti49,5. В ненагруженном состоянии для него получено As ≈ 38 °C.
При условном эффективном напряжении порядка 100 МПа расчетное смещение может составить около ΔT ≈ 14 °C, то есть начало превращения может сместиться ориентировочно в область T Asσ ≈ 52 °C. Следовательно, применение состава Ni50,5Ti49,5 для диапазона, например, +10…+40 °C уже не является очевидным и требует дополнительной проверки.

Формирование контактного давления

При активации эффекта памяти формы ограниченное восстановление предварительно деформированного кольца приводит к возникновению реактивного напряжения. В принятой расчетной модели суммарное среднее контактное напряжение определяется как:

σконт = σ0 + σреак.

При ССС = 7 МПа/°C повышение температуры кольца относительно As на 5, 10 и 15 °C соответствует расчетной реактивной составляющей 35, 70 и 105 МПа.
Следовательно, ограниченное восстановление формы способно создавать дополнительное контактное давление, сопоставимое по величине с начальным монтажным воздействием.
При этом основным результатом является не достижение максимально возможного реактивного напряжения, а способность уплотнения компенсировать снижение исходного контактного давления при изменении температурного и силового состояния соединения.

Полученные значения характеризуют потенциальный вклад эффекта памяти формы в формирование контактного давления и не являются нормативным критерием герметичности. Фактическое распределение контактных напряжений определяется геометрией кольца и пазов, усилием затяжки, жесткостью фланцевого соединения и степенью ограничения восстановительной деформации.

Практическая интерпретация результатов

Совместный анализ состава, температур превращения и механического нагружения показывает, что проектирование активного уплотнения из NiTi представляет собой связанную термомеханическую задачу.
При увеличении содержания никеля температурный диапазон превращения смещается в область более низких температур. Одновременно механическое нагружение способно смещать этот диапазон в противоположном направлении – к более высоким температурам. Следовательно, эти два фактора могут использоваться совместно для настройки температурного интервала работы активного уплотнения.
Таким образом, химический состав NiTi и уровень механического нагружения выступают взаимосвязанными параметрами настройки температурного диапазона активного уплотнительного элемента.

Ограничения расчетной модели

Предложенная модель предназначена для предварительного инженерного анализа и имеет ряд ограничений. Используются усредненные значения напряжений, линейная аппроксимация температурных зависимостей и приближенное представление реактивного напряжения. Не учитываются пространственная неоднородность напряженного состояния овального кольца, локальное распределение контактного давления, шероховатость поверхностей, отклонения геометрии пазов, разброс усилий затяжки, циклическое изменение функциональных свойств NiTi и технологическая история конкретной плавки. Поэтому полученные результаты следует рассматривать как аналитическое обоснование концепции и основу для последующей конечно-элементной и экспериментальной верификации.

Заключение

1. Предложена концепция активной герметизации фланцевых соединений газотранспортного оборудования с использованием овального уплотнительного кольца из никелида титана. Формирование дополнительного контактного давления обеспечивается за счет ограниченного восстановления предварительно деформированного кольца при обратном мартенситном превращении.
2. На основе экспериментальных данных для бинарных сплавов NiTi получены инженерные аппроксимации температур Ms, Mf, As и Af в диапазоне содержания никеля 50–51 ат. %. Установлено, что увеличение содержания Ni на 0,1 ат. % приводит к снижению различных критических температур приблизительно на 9–10 °C, что подтверждает высокую чувствительность температурного диапазона работы NiTi к химическому составу.
3. Расчет показал, что состав Ti49,2Ni50,8 характеризуется низкими температурами обратного превращения (As ≈ 9 °C, Af ≈ 29 °C) и представляет интерес для низкотемпературного исполнения активного уплотнения. Для состава Ti49,5Ni50,5 получены более высокие значения (As ≈ 38 °C, Af ≈ 60 °C), что позволяет рассматривать его как кандидата для условий эксплуатации при положительных температурах. Окончательный выбор состава должен выполняться с учетом напряженного состояния кольца и экспериментально определенных температур превращения конкретного материала.
4. Показано, что механическое нагружение является самостоятельным фактором настройки температурного диапазона активного уплотнения. При принятом для предварительной оценки коэффициенте Клаузиуса – Клапейрона ССС = 7 МПа/°C эффективные напряжения 50, 100 и 150 МПа соответствуют расчетному смещению температур превращения приблизительно на 7,1; 14,3 и 21,4 °C соответственно. Следовательно, выбор состава NiTi только по температурам превращения ненагруженного материала недостаточен.
5. В рамках принятой линейной модели повышение температуры кольца на 5, 10 и 15 °C относительно As соответствует реактивной составляющей напряжения порядка 35, 70 и 105 МПа. Полученные значения показывают принципиальную возможность использования эффекта памяти формы для создания дополнительного контактного воздействия и компенсации части потерь исходного монтажного давления. При этом расчетные значения не следует рассматривать как нормативный критерий герметичности.
6. Установлено, что химический состав NiTi, предварительное деформирование, механическое нагружение и температурный режим должны назначаться как взаимосвязанные параметры активного уплотнительного элемента. Разработанная методика может применяться для предварительного выбора диапазона состава и режима работы NiTi. Для перехода к практическому проектированию необходимы экспериментальное определение температур фазовых превращений конкретной плавки, нелинейное конечно-элементное моделирование контактного взаимодействия, оценка циклической стабильности эффекта памяти формы и испытания макета фланцевого соединения на герметичность. 

Использованные источники

1.         Лихачев В. А., Кузьмин С. Л., Каменцева З. П. Эффект памяти формы. Л.: Изд-во Ленинградского университета, 1987. 216 с.

2.         Otsuka K., Ren X. Physical metallurgy of Ti–Ni-based shape memory alloys // Progress in Materials Science. 2005. Vol. 50, No. 5. P. 511–678. DOI 10.1016/j.pmatsci.2004.10.001.

3.         Lagoudas D. C. (ed.). Shape Memory Alloys: Modeling and Engineering Applications. New York: Springer, 2008. 436 p. DOI 10.1007/978-0-387-47685-8.

4.         Brinson L. C. One-dimensional constitutive behavior of shape memory alloys: thermomechanical derivation with non-constant material functions and redefined martensite internal variable // Journal of Intelligent Material Systems and Structures. 1993. Vol. 4, No. 2. P. 229–242. DOI 10.1177/1045389X9300400213.

5.         Auricchio F., Taylor R. L. Shape-memory alloys: modelling and numerical simulations of the finite-strain superelastic behavior // Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering. 1997. Vol. 143, No. 1–2. P. 175–194. DOI 10.1016/S0045-7825(96)01147-4.

6.         Wasilewski R. J., Butler S. R., Hanlon J. E. On the martensitic transformation in TiNi // Metal Science Journal. 1967. Vol. 1, No. 1. P. 104–110. DOI 10.1179/msc.1967.1.1.104.

7.         Ооцука К., Симидзу К., Судзуки Ю. Сплавы с эффектом памяти формы / под ред. Х. Фунакубо; пер. с яп. М.: Металлургия, 1990. 224 с.

8.         ГОСТ 33259-2015. Фланцы арматуры, соединительных частей и трубопроводов на номинальное давление до PN 250. Конструкция, размеры и общие технические требования. М.: Стандартинформ, 2016.

9.         ГОСТ 34233.4-2017. Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Расчет на прочность и герметичность фланцевых соединений. М.: Стандартинформ, 2018.

10.       ГОСТ 34655-2020. Арматура трубопроводная. Прокладки овального, восьмиугольного сечения, линзовые стальные для фланцев арматуры. Конструкция, размеры и общие технические требования.

11.       Семиткина Е. В. Обоснование и выбор рациональных параметров муфтовых соединений из материала с эффектом памяти формы для нефтепромысловых трубопроводов: дисс. … канд. техн. наук: 25.00.19. Ухта, 2019. 137 с.

12.       ASME B16.20-2023. Metallic Gaskets for Pipe Flanges. New York: The American Society of Mechanical Engineers, 2023.

13.       Терехин А. Г. О материалах с эффектом памяти и особенностях их применения // Инновации и инвестиции. 2020. № 6. С. 222–223.

14.       Frenzel J., George E. P., Dlouhy A., Somsen Ch., Wagner M. F.-X., Eggeler G. Influence of Ni on martensitic phase transformations in NiTi shape memory alloys // Acta Materialia. 2010. Vol. 58, No. 9. P. 3444–3458. DOI 10.1016/j.actamat.2010.02.019.

15.       Hikosaka G., Shinohara Y., Matsumura R., Nishida M., Inamura T. Lattice Parameters of B2 and B19′ Phases in Ti–Ni Alloys Near Transformation Temperatures: Effects of Ni Concentration and Temperature // Shape Memory and Superelasticity. 2025. Vol. 11. P. 579–592. DOI 10.1007/s40830-025-00546-9.

16.       Liu Y., Mahmud A., Kursawe F., Nam T.-H. Effect of pseudoelastic cycling on the Clausius–Clapeyron relation for stress-induced martensitic transformation in NiTi // Journal of Alloys and Compounds. 2008. Vol. 449, No. 1–2. P. 82–87. DOI 10.1016/j.jallcom.2006.02.080.

17.       Rodinо S., Siciliano M., Curcio E. M., et al. Development of an Automated Experimental System for Thermomechanical and Electrical Characterization of NiTi Shape Memory Alloys // Experimental Mechanics. 2024. Vol. 64. P. 425–440. DOI 10.1007/s11340-024-01036-2.