基于斯特封的飛機作動器主密封有限元分析

張妙恬， 李德才， 索雙富， 時劍文

(清華大學 機械工程系， 北京 100084)

引言

往復密封屬于流體密封技術的一種，結構簡單緊湊，能有效阻止外界物質進入機械系統內部，被廣泛應用于航空航天、工程機械、礦業工程等眾多領域。密封件的失效會直接影響整機的效率，導致嚴重經濟損失，甚至會造成安全事故[1]。

飛機作動器密封屬于往復密封，是實現飛行控制功能的重要組成部分，在飛機的起飛和降落過程中起重要作用，其密封性能直接影響航空飛機運行的平穩性和安全性。20世紀70年代美國相關統計表明，作動器往復密封件失效占飛機作動器失效原因的90%以上[2]。目前飛機上的很多關鍵系統及零部件都被國外公司壟斷，作動器密封圈就是其中之一。國外的先進客機均已經使用35 MPa的壓力體制，而國內在密封壓力體制上一直使用21 MPa。研究表明，提高壓力體制到35 MPa可使飛機的重量和體積分別減少15%和28%[3]。因此，對高壓工況下的往復密封進行研究具有重要的理論價值和工程應用價值。

與單一密封件不同，組合密封通常由不同結構和性能的密封件組合而成，因此影響其密封性能的因素較多，成為密封研究的熱點[4-5]。目前，研究者們在建立密封圈彈流潤滑模型評價密封圈性能[6]、研究密封圈失效機理[7-8]以及改變密封圈結構和材料等方法，提高密封圈壽命和可靠性[9-10]等方面已經取得一定成果。

本研究選用斯特封作為飛機作動器密封的主密封件，首先通過單軸壓縮實驗獲得斯特封D形圈和階梯圈的材料參數，然后利用ABAQUS軟件完成斯特封在不同工況下的有限元仿真。

1 往復密封的密封機理

本研究的飛機作動器密封屬于活塞桿密封，密封圈安裝在液壓缸缸體的密封凹槽內。往復密封系統運動方式如圖1所示，假設液壓缸固定不動，活塞桿做往復運動，圖中x表示活塞桿往復運動的方向。

圖1 往復密封系統示意圖

在往復密封系統工作過程中，不同行程密封表現的特征不完全相同。根據往復密封中活塞桿的運動方向，定義活塞桿沿水平方向向右運動的行程為外行程，活塞桿沿水平方向向左運動的行程為內行程。在往復密封的外行程中，由于活塞桿的表面會殘留部分液壓缸內的油液，此部分油液隨活塞桿運動被帶入活塞桿和密封圈之間的界面并形成一層非常薄的油膜并將缸內油液帶出液壓缸；而在內行程中，被活塞桿帶出的油液又會隨活塞桿運動方向改變而被帶入液壓缸。

2 往復密封幾何模型

本研究采用的飛機作動器密封圈為重型軸用斯特封GMSS50活塞桿用單向作用密封圈。該密封圈由D形圈和階梯圈組成，結構如圖2所示，其中斯特封的D形圈材料為丁腈橡膠，主要為密封圈提供彈性力，可補償PTFE材料階梯圈的磨損；階梯圈的主體材料為聚四氟乙烯，填充約15%玻璃纖維和MoS2，該材料的摩擦系數較小且耐磨性能較高；往復密封系統的金屬活塞桿基體材料為不銹鋼。

圖2 斯特封結構示意圖

3 密封圈力學性能測試及材料參數獲取

通過單軸壓縮試驗獲得階梯圈材料玻璃纖維和MoS2填充的PTFE和D形圈材料丁腈橡膠的應力應變數據。實驗測量儀器采用清華大學材料實驗室的WDW3020型電子萬能試驗機，如圖3所示。

圖3 WDW3020型電子萬能試驗機

取添加玻璃纖維和MoS2的聚四氟乙烯材料進行單軸壓縮試驗，將材料加工成直徑為12 mm、高8 mm的圓柱體試樣，如圖4所示。同樣加工直徑為12 mm、高8 mm的丁腈橡膠圓柱體試樣進行單軸壓縮實驗[11]。根據GB/T 1041—1992《塑料壓縮性能試驗方法》的相關要求進行單軸壓縮試驗，壓縮速率設置為1 mm/min，實驗如圖5所示。

圖4 PTFE試樣

圖6所示為通過實驗測得的兩種材料的試驗測試數據。由圖6a可以看出，隨著PTFE試樣被壓縮，其受力逐漸加大直至被破壞。PTFE試樣受力F在2500～3500 N呈線性變化，其他階段呈非線性變化。因此，取圖中曲線的線性段進行彈性模量計算，3個實驗試樣的彈性模量計算結果分別為300.36，298.6，291.52 MPa。取3個結果計算其平均值，可以得到本研究所用添加玻璃纖維和MoS2的PTFE彈性模量為296.8 MPa。由圖6b得到的數據為有限元分析中丁腈橡膠的材料參數。

圖5 單軸壓縮試驗

圖6 試驗測試原始數據

4 基于ABAQUS的往復密封有限元仿真模型

4.1 斯特封有限元幾何模型的建立

由于所分析材料包含超彈性非線性本構模型，因此采用善于求解非線性問題的ABAQUS有限元分析軟件進行有限元分析，該軟件可有效處理高壓流體下非線性難收斂的問題。

1) 材料屬性設置

由于密封系統中活塞桿和密封溝槽的變形極小，因此將活塞桿和溝槽材料屬性設置為剛體。斯特封D形圈選用Mooney-Rivlin模型作為材料本構模型，超彈性參數由單軸壓縮試驗獲得，導入軟件后自動計算求得，設置泊松比為0.475。斯特封階梯圈的彈性模量由單軸壓縮試驗計算求得為296.8 MPa，設置泊松比為0.45。

2) 網格劃分

設置CAX4RH作為D形圈的網格單元類型，設置CAX4R作為PTFE階梯圈的網格單元類型，并將整個斯特封劃分為14166個單元。

3) 相互作用屬性設置

采用罰函數法定義D形圈與密封溝槽、階梯圈與活塞桿、階梯圈與密封溝槽、D形圈與階梯圈等接觸對。根據參考文獻[8，10]，在軟件中設定D形圈與密封溝槽之間、階梯圈與活塞桿之間、階梯圈與密封溝槽之間和D形圈與階梯圈之間的摩擦系數分別為0.5，0.3，0.3和0.8，建立的有限元模型如圖7所示。

圖7 斯特封有限元模型

4.2 過盈安裝

斯特封與活塞桿在實際安裝過程中為過盈裝配，裝配過程中斯特封受擠壓產生變形，其階梯圈的唇口與活塞桿接觸產生接觸壓力[12]。在有限元分析中可通過改變斯特封、活塞桿和密封溝槽的位移，模擬斯特封的過盈安裝過程。

定義邊界條件，添加過盈安裝過程的分析步：首先對D形圈進行預壓縮，將D形圈沿x方向向右移動0.3 mm；取消D形圈預壓縮，然后對密封溝槽進行定位，將密封溝槽沿x方向向左移動0.3 mm；最后對活塞桿進行定位，將活塞桿沿x方向水平向右移動0.375 mm，完成過盈安裝。

圖8a為斯特封在經過過盈安裝后的Von-Mises應力云圖，由圖可知，經過過盈安裝過程后斯特封的最大Von-Mises應力出現在階梯圈唇口附近，最大Von-Mises應力值為36.89 MPa。由圖8b可以看出，過盈安裝后，斯特封階梯圈唇口與活塞桿的接觸由點變為線，接觸寬度增加。

圖8 斯特封過盈安裝后Von-Mises應力云圖

4.3 流體壓力加載

在往復密封工作過程中，高壓油液對密封圈產生力的作用，并最終轉化為密封唇口的接觸壓力。在有限元分析中，一般可通過兩種方法對流體壓力進行壓力加載：第一種是指定邊界法，即在壓力加載前設定好密封圈的受力節點和加載流體壓力的邊界點；第二種是壓力滲透法，即設置流體滲透的接觸對、加載起點和壓力值的方法來施加流體壓力。由于高壓油液會試圖穿過密封接觸面，ABAQUS軟件可以通過設定“主從面”來定義接觸對，并模擬流體穿過兩個相互接觸的表面。由于壓力滲透法可動態的找到流體加載臨界點，計算結果客觀準確，因此本研究采用壓力滲透法進行高壓油液的流體壓力加載。

4.4 往復密封過程設置

如圖9所示，定義活塞桿向外帶出密封流體的方向為外行程方向，其相反的方向則為內行程方向。由于活塞桿會導致階梯圈唇口與活塞桿接觸區的應力應變發生變化，因此需添加內外行程分析步來模擬整個往復密封過程。在模擬往復密封內外行程分析步中，給活塞桿的參考點添加y方向±2 mm的位移。

圖9 內外行程示意圖

5 往復密封的有限元仿真結果及分析

5.1 應力分析

分別施加10， 20， 30， 35 MPa的流體壓力p，得到斯特封在往復密封過程中的應力云圖。如圖10～圖12所示，為斯特封在不同流體壓力和不同工況狀態下的Von-Mises應力云圖。

圖10 不同壓力下斯特封過盈安裝后Von-Mises 應力云圖

由圖10可知，由于過盈安裝，斯特封最大應力區域主要集中在階梯圈唇口附近，隨著油壓增加，應力向周圍擴散，但最大應力區域仍集中在唇口附近。由圖11和圖12可知，內外行程時斯特封的Von-Mises應力變化趨勢相同，應力與油壓成正比，且其最大應力值發生在階梯圈唇口與活塞桿的接觸區域。隨著流體壓力增大，應力增大加速。當油壓達到飛機作動器油壓35 MPa 時，過盈安裝后、內行程時和外行程時的最大Von-Mises應力分別為55.00， 55.22， 59.07 MPa。

圖11 不同壓力下斯特封內行程Von-Mises 應力云圖

圖12 不同壓力下斯特封外行程Von-Mises 應力云圖

比較可知，階梯圈的Von-Mises應力值遠遠大于D形圈。流體壓力增大后，斯特封的最大應力增大，且其階梯圈與活塞桿的接觸寬度增加。同一油液壓力下，斯特封運動狀態下的應力值大于靜止加壓狀態，且外行程時的最大應力大于內行程。

5.2 應變分析

如圖13和圖14所示，為不同流體壓力下斯特封內外行程的應變云圖。

由圖可知，斯特封的最大應變量與油壓成正比。由于丁腈橡膠的彈性模量大于玻璃纖維和MoS2填充的PTFE，因此D形圈的應變量大于階梯圈，其較大應變量主要出現在D形圈左上端靠近與階梯圈、密封溝槽的接觸區域。由圖13和圖14比較可知，同一油壓時，斯特封內行程的最大應變量大于外行程。當油壓達到飛機作動器油壓35 MPa時，內行程時和外行程時的最大應變分別為0.5447 mm和0.5027 mm。

圖13 不同壓力下斯特封內行程應變云圖

由以上應力應變分析可以得出：在高壓流體作用下，斯特封的階梯圈唇口為易發生失效部位，D形圈的左上端與階梯圈接觸區域也是易出現失效部位。此外，階梯圈底部與密封溝槽接觸區域在外行程時發生失效的可能性較大。

5.3 唇口接觸壓力及接觸寬度分析

由往復密封機理可知，當密封圈唇口的接觸壓力達到一定數值，才能保證其密封不泄漏。

通過ABAQUS軟件后處理模塊，創建斯特封唇口接觸區域路徑,如圖15所示，設坐標原點為密封圈高壓油側，然后可通過路徑提取出唇口接觸區域的接觸壓力分布。運用MATLAB軟件，根據所提取的接觸壓力值繪制斯特封唇口在不同壓力、不同工作狀態下的接觸壓力分布曲線，如圖16所示，圖中實線表示內行程的接觸壓力σ，虛線表示外行程的接觸壓力σ。

圖15 ABAQUS后處理模塊創建唇口路徑

由圖16可知，階梯圈唇口的接觸壓力σ與油壓p成正比，且同一油壓時外行程的唇口最大接觸壓力大于內行程。當p增至20 MPa后，唇口接觸區空氣側區域σ會發生突變。當油壓達到飛機作動器油壓35 MPa 時，唇口內行程時和外行程時的最大接觸壓力分別為149.97 MPa和112.86 MPa。根據分析可知，唇口σ在高壓油側的壓力梯度比空氣側大，這樣σ和壓力梯度分布可減小往復密封泄漏量。

在往復密封中，斯特封密封圈唇口的接觸寬度d同樣對密封系統的密封性能起著重要作用。圖17所示為斯特封唇口內外行程時的接觸寬度d，由圖可知，階梯圈唇口d與p成正比，且當p達到20 MPa后，其接觸寬度增長速度緩慢。唇口在內行程時d比外行程大，當油壓達到飛機作動器油壓35 MPa時，兩者差值約為0.15 mm。這是由于階梯圈唇口σ在內行程時較小，而較大的接觸寬度能增強斯特封的往復密封性能。

圖18為斯特封在同一行程時不同油壓下的階梯圈唇口σ分布圖，由分析結果可知，加載流體壓力后，唇口的接觸寬度d遠遠大于過盈安裝后的接觸寬度d，由此可知對唇口接觸寬度d產生影響的主要因素是流體壓力p的變化。

5.4 階梯圈底部接觸壓力及接觸寬度分析

斯特封階梯圈底部的接觸壓力σ也是影響密封圈往復密封性能的重要條件之一。階梯圈底部的接觸壓力σ是由階梯圈與密封溝槽擠壓產生，只有底部接觸壓力σ足夠大，才能支撐住階梯圈。

圖16 不同壓力下斯特封唇口接觸壓力分布圖

同樣創建斯特封階梯圈底部接觸區域路徑(如圖19所示)，設坐標原點為斯特封階梯圈底部靠近D形圈一側，然后通過創建的路徑從右到左提取出階梯圈底部接觸區域的接觸壓力σ分布值。根據所提取的接觸壓力值繪制階梯圈底部在不同壓力、不同工作狀態下的接觸壓力σ分布曲線，結果如圖20所示。

圖17 唇口接觸寬度

圖18 不同工況下斯特封唇口接觸壓力分布圖

圖19 ABAQUS后處理模塊創建底部路徑

圖20 不同壓力下斯特封底部接觸壓力分布圖

由圖20可以看出，在往復密封過程中，階梯圈底部σ與p成正比，且同一油壓工況下，外行程的階梯圈底部最大接觸壓力σ大于內行程。在內行程中，最大接觸壓力始終出現在階梯圈底部靠近D形圈的區域，當p為10 MPa時，由于油液壓力較小、活塞桿向上運動對斯特封產生向上的摩擦力，導致底部靠近空氣側區域σ、d迅速減小。隨著油液壓力增大，油液壓力開始占主導作用，階梯圈底部靠近空氣側區域σ也隨之增大。在外行程中，當p為10 MPa和20 MPa時，階梯圈底部的最大接觸壓力出現在靠近D形圈的位置，而當油壓達到30 MPa和35 MPa時，階梯圈底部的最大接觸壓力出現在階梯圈底部靠近空氣側的位置。當油壓達到飛機作動器油壓35 MPa時，底部內行程時和外行程時的最大接觸壓力分別為149.97 MPa和112.86 MPa。根據階梯圈底部σ分布曲線可知，階梯圈底部σ在底邊兩側都具有較大的壓力梯度，這樣的接觸壓力分布可減小密封泄漏量。

圖21所示為斯特封階梯圈底部內外行程d，由圖可知，底部d與油壓p成正比，當油壓達到20 MPa后，階梯圈底部的接觸寬度增長速度緩慢。斯特封階梯圈底部在外行程時d始終大于內行程，當油壓達到飛機作動器油壓35 MPa時，兩者差值約為0.11 mm。這是由于在往復密封外行程時，階梯圈除了受到高壓流體作用，還會受到活塞桿向下運動對其產生垂直向下的摩擦力，相比內行程時階梯圈底部受力增大，擠壓變形變大，d增加。

圖21 階梯圈底部接觸寬度

圖22為同一行程內不同油液壓力下階梯圈底部接觸壓力σ分布圖，由分析結果可知，除了內行程10 MPa工況外，階梯圈底部的接觸寬度d與油壓p成正比，當油壓達到20 MPa后，階梯圈底部的接觸寬度增長速度緩慢。

6 結論

本研究選用斯特封作為飛機作動器往復密封的主密封件進行有限元分析，得到了斯特封在過盈安裝和不同流體壓力10， 20， 30， 35 MPa時內外行程的應力應變云圖、階梯圈唇口和階梯圈底部的接觸壓力和接觸寬度分布。通過上述分析，得到以下結論：

圖22 不同工況下斯特封底部接觸壓力分布圖

(1) 往復密封在不同行程密封表現的特征不完全相同；

(2) Von-Mises應力與流體壓力成正比，階梯圈工作狀態時的Von-Mises應力值遠遠大于D形圈，運動狀態時的應力值大于靜止加壓狀態，且外行程的最大應力大于內行程；

(3) 應變量與流體壓力成正比，工作狀態時斯特封D形圈的應變量大于階梯圈。在高壓流體的作用下，斯特封的階梯圈唇口為易發生失效部位，D形圈的左上端與階梯圈接觸區域也是易出現失效部位。此外，階梯圈底部與密封溝槽接觸區域在外行程時發生失效的可能性較大；

(4) 階梯圈唇口、底部的接觸壓力與流體壓力成正比，且外行程時的最大接觸壓力比內行程大；階梯圈唇口、底部的接觸寬度與流體壓力成正比，且內行程時的唇口接觸寬度大于外行程，外行程時的底部接觸寬度大于內行程；在高壓流體作用下，唇口的接觸寬度遠遠大于過盈安裝后，說明影響唇口接觸寬度的主要因素是流體壓力。