超高壓環形平面金屬密封的密封性能研究

馮春宇 洪 濤 蘭洪強 劉文超 紀慶宇

(1.西南石油大學機電工程學院 四川成都 610500；2.中國石油工程建設有限公司西南分公司四川成都 610041；3.中國石油塔里木油田公司 新疆庫爾勒 841000)

在天然氣氣井的開采過程中，采氣樹在井口采氣設備中至關重要，它是控制井口天然氣流通與截斷的關鍵設備[1]。采氣樹的重要組成部分是閘板閥，閘板閥廣泛地應用于石油化工領域[2]，并適用于多種氣體、液體。近年來國內陸續發現并開發了新的天然氣區塊，部分井口壓力已經超過105 MPa，從而開始大量使用140 MPa的采氣井口設備[3-4]，這同時也對天然氣開采設備提出了更高的要求。井口壓力的提高，對閘板閥的金屬密封也提出了更高的要求，金屬密封的密封性能直接影響采油效率。

國內外都對金屬密封進行了深入的研究，并取得了許多進展。POLYCARPOU和 ETSION[5]對金屬氣封的靜態密封特性進行了研究。BLANTON和EBERL[6]對具有銀鍍層的 C 形環進行研究，測試了壓力、表面粗糙度和法蘭撓度等參數對 C 形環性能的影響。國內對金屬密封的研究較晚于國外，但也取得了一些進展。XING等[7]、申秀麗和翟宇[8]以 W 形密封圈為研究對象，分析了泄漏量與密封載荷、表面粗糙度的關系。林遠大[9]研究了高壓情況下密封環端面的形變量，計算求得了各種力作用在密封環上所產生的力矩。楊惠霞和顧永泉[10]通過建立密封環模型，并利用有限元的方法研究了密封環熱變與力變形、密封端面膜壓分布情況、端面接觸熱等之間的相互作用。張寶忠和肖敏[11]對密封環端面的變形規律進行了計算分析，提出了影響機械密封的因素，并提出了控制端面變形的控制方法。

由于塔里木氣田的特殊作業工況，閘板閥使用環境是高溫高壓等極端工況，對于閘板與內閥座之間的金屬密封有很高要求。而國內對于金屬密封的研究一般都在壓力100 MPa以下，很少有關于超高壓極端工況的金屬密封的研究報道。為了探索金屬密封面在滿足超高壓密封時所需要的接觸應力，本文作者利用實驗與仿真相結合的辦法，對高壓環境下環形金屬密封的密封特性進行研究，重點分析了密封面寬度和內閥座端面直徑對密封性能的影響。文中通過數據分析，找出最佳密封面寬度和端面直徑，并進行試驗檢驗，為超高壓環形平面金屬密封設計提供一定參考。

1 環形平面金屬密封機制及密封材料選擇

1.1 環形平面金屬密封機制

環形平面金屬密封，下文簡稱金屬密封，基本結構如圖1所示，其由動環、靜環及其他零部件組成。從微觀角度上說，其密封機制[12-13]是密封面之間的微觀凸峰會產生不同程度的彈性和塑性變形，由此形成的不同比壓組成一個封閉環；封閉環上產生大于介質壓力的反力，阻止介質分子進入密封面，從而形成密封效果。當有效密封寬度減小不能使介質壓力下降到0時，介質分子開始進入密封面，密封失效。

圖1 環形金屬密封結構簡圖

1.2 環形平面金屬密封材料選擇及性能

經調研發現，在塔里木氣田開采天然氣時會達到低溫-46 ℃與高溫120 ℃的極端溫度工況，井口壓力達到140 MPa。為了適應現場大溫度范圍、超高壓以及腐蝕性等極端環境[14]，對環形平面金屬密封材料的綜合性能提出了很高的要求，并且要求在環境溫度變化時材料的性能變化始終在安全范圍內。

綜合以上因素考慮，選擇不銹鋼718作為環形平面金屬密封基材進行研究。不銹鋼718材料在650 ℃以下具有高強度、良好的韌性以及在高低溫環境下均具有良好的耐腐蝕性[15]。選擇的718材料在不同溫度下的力學性能，如泊松比、彈性模量、屈服強度的擬合曲線如圖2所示。

圖2 718材料泊松比、彈性模量、屈服強度擬合曲線

2 環形平面金屬密封最小接觸應力試驗研究

2.1 試驗設計

為了探索金屬密封在滿足密封時所需要的最小接觸應力，出于安全、成本等因素限制，設計試驗裝置進行試驗研究。如圖3所示，液壓壓力p1作用在活塞上，活塞上所受到的壓力F1作用于內閥座上，氣壓p2從側面充入活塞，使得活塞端面受到向下的氣壓壓力F2，內閥座上的壓力為F2-F1，并作用于閘板上，即內閥座初始接觸應力，以此分析工裝開始泄漏時的壓力。其具體計算公式如下。

圖3 金屬密封受力分析

活塞底部所受液壓壓力：

(1)

式中：F1為活塞底部加壓時所受的壓力；R1為活塞底部端面半徑。

活塞頂部所受密封氣壓壓力：

(2)

式中：F2為活塞底部加壓時所受的壓力；R2為活塞頂部承受氣壓的半徑。

內閥座受力：

F3=F1-F2

(3)

式中：F3為內閥座受力。

金屬密封接觸應力：

(4)

式中：R3為閥座金屬密封面直徑。

根據上述將金屬密封工裝設計成如圖4樣式。其內部金屬密封與實際金屬密封形式一致，同樣存在內閥座，閘板等部件，通過內閥座以及閘板進行金屬密封。為了測得環形平面金屬密封密封臨界泄漏最小接觸應力，工裝采用活塞缸的形式，活塞液壓等級為2～14 MPa，活塞缸上部設計密封溝槽并與內閥座相連接，活塞底部打入液壓，側邊打入氣壓。

圖4 裝置安裝剖面圖

2.2 試驗結果

如圖5所示，試驗時將手動液壓泵打壓至指定壓力后，開啟空壓機，關注氣瓶上的壓力表以及工裝是否有氣泡產生。當工裝剛剛開始冒氣泡時，記錄試驗數據。

圖5 金屬密封試驗現場圖片

所得試驗數據如表1所示。結果表明，金屬密封密封時所需的最小接觸應力要遠遠大于密封氣體的壓力。對所得的接觸應力數據進行擬合，得到的最小接觸接觸應力與壓力的擬合方程為

表1 不同液壓壓力下試驗裝置的臨界接觸應力

y=1.190 07x+1.746 8

(5)

由此得到在140 MPa超高壓環境下，金屬密封能夠密封所需的最小接觸應力為約168 MPa。

3 金屬密封性能仿真分析

3.1 有限元模型及邊界條件設置

研究的金屬密封的通徑為78 mm，考慮到內閥座以及外閥座在實際使用情況下需要安裝橡膠密封，為了模擬實際工況下閘板閥閥座的狀況，參考標準并在內閥座以及外閥座上預留出密封溝槽，最終選取的金屬密封組合的模型如圖6所示。閘板與內閥座之間設置接觸類型為摩擦接觸，壓力施加在入口端金屬密封處，其壓力大小為140 MPa。

圖6 金屬密封組合模型

3.2 不同因素對金屬密封性能的影響3.2.1 內閥座端面直徑對最大接觸應力的影響

金屬密封面寬度保持24 mm，當端面直徑為102 mm時，經過計算得出出口端最大接觸應力為1 500 MPa左右，已經遠遠大于718材料室溫下的屈服強度980 MPa，材料會發生屈服。因此，以取一定安全系數計算所得的端面直徑112 mm為基準，進行接觸應力仿真，得到出入口端接觸應力分布如圖7所示。其中出口端最大接觸應力為441.24 MPa，入口端最大接觸應力為959.24 MPa，小于材料的屈服極限。

圖7 端面直徑為112 mm時出入口端接觸應力

通過改變端面直徑得到出入口端最大應力分布，如圖8所示。

圖8 端面直徑對出入口端最大接觸應力的影響及擬合曲線

從圖8可以看出，隨端面直徑增大，出口端金屬密封最大接觸應力下降；當內閥座端面直徑大于116 mm時，最大接觸應力下降趨勢變緩，在880～910 MPa之間波動；同時入口端最大接觸應力下降趨勢也變緩。這是因為，隨著端面直徑的增大，密封面接觸面積變大，同時密封面比壓下降，因此最大接觸應力減小；當內閥座端面直徑大于116 mm時，有效接觸面積增大變緩，因此最大接觸應力曲線下降趨勢變緩。因此在設計內閥座時，在滿足密封條件時，應保證內閥座端面直徑大于116 mm。

3.2.2 內閥座端面直徑對有效密封寬度的影響

在金屬密封其他構件及邊界條件不變的情況下，研究了端面直徑與有效密封面寬度的關系。如圖9所示，隨著端面直徑的增加，出入口端的有效密封面寬度按比例增加。這是因為，端面直徑增大密封比壓減小，密封面之間的微觀凸峰變形變小，使得有效密封寬度增大。可見，隨著端面直徑增大，有效密封面寬度也增大，閘板閥金屬密封可靠性提高。

圖9 端面直徑對有效密封面寬度的影響及擬合曲線

3.2.3 密封面寬度對最大接觸應力的影響

其他自變量保持不變，密封面寬度在24～27 mm之間變化，分析了密封面寬度對最大接觸應力的影響，如圖10所示。出入口端最大接觸應力隨密封面寬度的變化較小，其中入口端最大接觸應力在350～370 MPa之間波動，而出口端最大接觸應力在900 MPa左右波動。其原因是金屬密封在密封過程中，隨著密封面寬度增加，介質由內沿向外沿流動的路徑增加，流阻增加，但最大接觸應力仍在內沿處。因此可得出結論，最大接觸應力并不隨密封面寬度增加而發生改變。

圖10 密封面寬度對出入口端最大接觸應力的影響

3.2.4 密封面寬度對有效密封寬度的影響

如圖11所示，對出、入口端內閥座與閘板的接觸應力數據進行擬合發現，隨著密封面寬度的增加，有效密封面寬度穩定在一定的范圍內，入口端有效密封面寬度的擬合值約為8.53 mm，出口端約為15.64 mm。密封寬度增加，最大接觸應力變化較小，密封面之間的變形較小。可以得出結論，有效密封面寬度并不會隨著金屬密封件密封面寬度的改變而發生改變。綜上，金屬密封有效密封面寬度只與內閥座端面直徑有關。

圖11 密封面寬度對有效密封面寬度的影響

3.2.5 不同溫度條件下接觸應力分析

由于在新疆塔里木油田現場，存在著極端溫度的工況，其最低溫度可達-46 ℃，而最高溫度則達到121 ℃[10]，因此文中研究了不同溫度下金屬密封的接觸應力變化情況。從圖2中的擬合曲線方程可得到溫度-50～130 ℃下的材料參數，通過仿真得到不同溫度下出入口端的接觸應力。由圖12可以看出，在-50～130 ℃工況下，溫度對材料接觸應力的影響很小，驗證了選材的可靠性。

圖12 不同溫度下不銹鋼718材料出入口端接觸應力

4 環形金屬密封超高壓試驗

通過前述仿真計算得到了各因素對金屬密封的影響，確定了內閥座的端面直徑為116 mm，金屬密封面寬度為26 mm。但由于仿真軟件是基于理想模型進行的工況模擬，與實際工況仍存在一定差異，并不能完整地體現真實高壓情況下的實際情況。因此，需要對金屬密封件進行超高壓打壓試驗，以驗證設計的金屬密封的密封性能。

金屬密封配件均采用不銹鋼718材料，對設計出的金屬密封配件進行加工，并對金屬密封面噴涂硬質合金WC，加工成品如圖13所示。

圖13 金屬密封配件

試壓步驟如下：將金屬密封及其他配件裝配在閘板閥閥體上，閘板閥出入口兩端用法蘭連接，并將進口一端與高壓打壓設備相連接，將出口端打開，并放入水中，如圖14所示。高壓端引入氣源，加壓范圍為0～140 MPa，采取慢速加壓的方式。加壓時，試驗高壓端，每個加壓階段的加壓過程要求進氣均勻。

圖14 閘板閥氣壓實驗裝置

試驗加壓過程為：加壓到70 MPa，穩壓3 min，在無泄漏的前提下繼續加壓至140 MPa，穩壓15 min，再升壓2.5 MPa，穩壓15 min。在保壓期間，水池中應無可見氣泡，同時高壓試驗壓力降低不超過2 MPa，即為試驗合格。

氣壓檢測結果如表2所示。試驗結果顯示第一次試壓試驗壓降為0.97 MPa，第二次壓降為0.14 MPa，2次試驗均無可見氣泡產生。可見，該金屬密封當試驗壓力達到140 MPa仍保持良好的密封性能，并且壓降在允許的范圍內，驗證了所設計的閘板閥金屬密封的可行性。

表2 金屬密封氣壓檢測結果

5 結論

(1)為研制超高壓環境下使用的環形平面金屬密封，優選出不銹鋼718作為密封材料，并通過試驗得出滿足金屬密封密封條件所需最小接觸應力與壓力之間的關系。

(2)建立金屬密封內閥座-閘板有限元模型，分析座端面直徑、金屬密封密封面寬度對密封性能的影響。結果表明：隨著內閥座端面直徑的增大，金屬密封的最大接觸應力逐漸減小，有效密封寬度隨之增大，因此在滿足尺寸要求等情況下，內閥座端面直徑盡可能取較大尺寸；金屬密封密封面寬度的改變對最大接觸應力以及有效密封寬度的影響較小，可以忽略。

(3)不同溫度條件下接觸應力分析表明，不銹鋼718材料能很好地適應高低溫環境，材料性能穩定。

(4)通過仿真確定內閥座的端面直徑為116 mm，金屬密封面寬度為26 mm，并通過140 MPa氣壓試驗驗證了所研制的金屬密封在超高壓環境下使用的可行性。