固體火箭發動機橡膠密封結構可靠性試驗及評估方法①

郭 宇，李海陽，申志彬，汪根來，卞云龍

(1.國防科技大學 空天科學學院，長沙 410073；2.空天任務智能規劃與仿真湖南省重點實驗室，長沙 410073；3.中國航天科工集團有限公司六院四十一所，呼和浩特 010010)

0 引言

由于結構簡單緊湊，“O”形橡膠靜密封結構(以下簡稱密封結構)廣泛應用于固體火箭發動機(以下簡稱發動機)各個連接部位。作為發動機貯存過程中的薄弱環節和極少數的可更換部件，密封結構的壽命是確定固體導彈首翻期的主要因素之一。因此，許多專家和學者就密封結構的貯存試驗和評價方法開展了大量分析和研究工作，肖鑫和周堃總結了橡膠材料加速老化試驗方法及其測試手段的進展情況；常新龍等進行了密封件失效環境影響和機理分析；任全彬、胡殿印等開展了一系列密封結構力學性能的分析仿真；張凱團隊、肖琰、牟獻良、楊喜軍和肖坤等參考密封圈相關標準，研究了橡膠密封圈的恒定溫度加速老化試驗方法和密封圈壽命；閆平義等研究了密封圈的回彈速率測試方法；張慶雅等研究了法蘭螺栓系統中密封圈性能的模糊評價方法；林總君和常新龍等研究了密封圈的濕度-熱加速老化試驗方法；朱立群研究了橡膠密封圈特殊條件下(乙二醇環境)的加速老化試驗方法；趙建印建立了性能退化數據可靠性評估方法。雖然這些方法和研究成果為發動機密封結構的壽命研究和評價提供了理論支持和參考方法，但由于失效表征參數、試驗項目以及評價體系之間不協調，難以有效指導工程應用。

本文在系統分析發動機全壽命周期歷程的基礎上，以密封接觸應力為表征參數，將貯存試驗和工作試驗結合起來，采用步進加載方式進一步提高貯存試驗的效率，采用單項試驗測試發動機點火時密封面張開過程接觸應力變化情況，并以此建立密封結構可靠性模型，實現其全壽命周期可靠性評價。

1 密封結構典型載荷歷程及分析

固體發動機密封結構在全壽命周期中經歷“三段式”壓力載荷剖面，如圖1所示。

(1)長期貯存段

密封結構主要承受大氣環境壓力，由于橡膠為粘彈性材料，壓縮時“O”形密封圈會產生應力松弛，使得接觸應力不斷減小。

(2)點火升壓段

密封結構要承受發動機點火燃氣高速沖擊，當燃氣達到一定壓力后，在氣壓推動下側向移動擠壓到密封槽側壁，并隨著壓力增加密封圈接觸應力不斷增加；同時，燃氣壓力使密封面張開，密封圈壓縮率降低，密封接觸應力減少。該過程時間較短，統計表明：該階段燃燒室壓強在50～200 ms內急速升高至5～20 MPa。

(3)工作平衡段

密封結構承受燃燒室高溫高壓準靜態壓力，密封圈粘彈效應減弱，且高溫燃氣的熱傳導使密封圈溫度升高，密封接觸壓力比點火升壓段有所增大，但主要是由于橡膠具近似不可壓縮性，在發動機內壓傳遞到密封圈側面，使其發生彈性變形致使密封面接觸壓力增大。

圖1 密封結構全壽命周期載荷剖面示意圖

根據接觸密封性能評價失效判據為

≥

式中為密封圈的接觸應力；為發動機燃燒室內壓強。

接觸應力由邊界條件決定，這與預接觸應力和發動機的工作內壓有關，可表示成：

=+

(1)

式中為無內壓接觸應力初始值；為工作應力和接觸應力的線性比例，0<≤1。

由圖1可看出，密封失效在第二、三階段完全相關，而第一階段的貯存影響第二階段的工作可靠性。因此，全壽命周期密封可靠性的分析和研究主要考慮前兩個階段，分析具體情況見表1，這三個階段的密封可靠性為>≥。

表1 不同階段密封結構的載荷和可靠性

2 發動機密封結構貯存可靠性評價方法

2.1 密封結構貯存可靠性評價技術方案

根據以上分析，結合第一和第二階段的載荷歷程，密封結構的貯存可靠性試驗和評價采用技術方案如圖2所示。

其中，貯存試驗的目的是再現或模擬發動機長期貯存段中密封結構的性能變化，獲得密封面接觸應力的退化規律；密封面張開速率測試的目的是獲得發動機點火升壓段密封面的張開速度和最大張開量，確定密封面張開過程接觸應力測試的試驗條件；回彈接觸應力測試可獲得密封面在張開過程中接觸應力的變化歷程；通過對比貯存后發動機點火內壓變化及其引起的密封面接觸應力的變化，即可對密封結構貯存可靠性做出評價。

圖2 密封結構貯存可靠性試驗和評價技術方案

2.2 密封結構步進加速貯存試驗方法

與恒定廣義應力試驗方法相比，逐級步進應力試驗通過逐步施加更大的加速應力，實現退化量逐步增加，縮短低應力水平下的試驗時間，提升了試驗效率，同時也減少了試驗樣本的消耗。密封結構步進應力加速老化試驗的加速應力(溫度)呈階梯狀遞增，對應的性能(接觸應力)分段逐級退化，如圖3所示。

假設為密封圈正常工作溫度，且步進的加速溫度為，對應的截止時間為(=1，2，…，)。且<<…<，<<…<。各級加速應力溫度可表示為

在上述加速應力下，密封結構性能退化用維納模型可表示為

()=

(2)

式中()～(()，)，(=1，2，…，)為漂移系數(形狀參數)，與應力水平有關；為擴散系數(尺度參數)，由失效機理決定，保持不變，與應力水平無關。

根據前期密封結構退化相關研究成果，退化軌跡可用式(3)描述：

(3)

式中為老化時間；()為貯存時刻接觸應力；為時間因子；為退化常數。

漂移系數與溫度關系符合阿雷尼烏斯方程：

=exp(-)

(4)

式中、為老化模型常數。

圖3 步進應力加速老化試驗加載及性能退化示意圖

2.3 密封面張開速率測量方法

在發動機點火過程中，密封結構的密封面會張開，張開速率受到密封結構的剛度和點火增壓速率的影響，可通過數值模擬進行計算和分析，但最可信和準確的方式還是直接測量。

密封面張開速率測試采用如圖4所示的位移測量法，即通過機械或其他方式分別在兩個密封面上連接兩個輔助支撐，在其中一個支撐上以一定間距固定兩個位移傳感器。在發動機點火過程中，通過測距傳感器測量兩個支撐之間的位移變化，并通過幾何關系計算出密封面在接觸處的張開速率。

圖4 點火階段密封面張開速率測試方法

若為密封圈位置處密封面張開位移，為傳感器1處位移，為傳感器2處位移，、分別為密封到傳感器1、傳感器1到傳感器2的距離。假定密封面近似為剛體，張開為小變形，則各尺寸的幾何關系如圖5和式(5)所示。

圖5 張開速率測試中的幾何關系

(5)

根據式(5)，密封面回彈速率可表示為

=+(-)(1+)

(6)

式中為密封圈位置處密封面張開位移；、分別為傳感器1、傳感器2處移動速率。

2.4 回彈過程密封面接觸應力的測量方法

由“O”形密封結構的形式與特點，發動機點火過程中密封結構的接觸應力難以直接測量。當前密封接觸應力的間接測量方法有兩種：

(1)薄膜傳感器介入測量法

將柔性薄膜壓力傳感器置于密封圈和密封面之間，實時監測密封面時貯存或張開時接觸應力的變化。目前傳感器技術水平，薄膜壓力傳感器的厚度可低至0.2 mm，壓力測量范圍可達20 MPa。由于測試過程不影響發動機工作，可直接在發動機點火試驗中實施。但由于傳感器有一定厚度，在原密封結構中直接安裝傳感器會引起密封圈壓縮率的變化，因此需要對密封槽深度進行微調。另外，還要考慮傳感器的引線對試驗安全性和效率的影響。

(2)材料試驗機模擬法

材料試驗機模擬法就是用材料試驗機模擬密封面張開過程，并測試該過程中接觸應力的變化。將密封結構試驗件的上密封面通過夾具連接到橫梁上，下密封面通過夾具固定到底座上,以密封面張開速率進行速度控制、以張開量為進行位移控制進行試驗，并通過力傳感器記錄張開過程中的接觸壓力。前期的分析和測試表明，密封面張開速率一般不大于10 mm/min，由于張開速度較慢、張開過程極短。因此，需要試驗機具有較好的低速穩定性能和較高的采集頻率。考慮貯存期時，該試驗需在密封結構貯存試驗后開展。

前期的研究表明，密封接觸應力變化符合如下公式。

()=(0)exp(-)

(7)

式中為常數；為位移系數；為張開位移；張開速度；為張開時間；(0)為密封面張開前初始接觸應力，()為貯存時間后密封結構接觸應力，有(0)=()。

3 基于接觸應力的密封結構可靠性模型

根據失效判據，密封結構可靠度為密封面接觸應力大于發動機內壓的概率，即點火時刻密封可靠性()為密封接觸應力()大于點火壓力()的概率，即

()=(()>())

(8)

將式(1)代入，則有

()=(())>(1-)()

(9)

點火壓力增加使密封接觸壓力增加，而密封面張開會導致密封面接觸壓力也增加，但總體上密封接觸應力增加。但發動機點火建壓段壓力急劇增加速度大于密封接觸應力增加速度，密封可靠性逐步降低(如圖1點火建壓段載荷變化趨勢)。由于點火可靠性廣義應力和強度是相關量，因此全壽命周期密封可靠性可化解為式(10)。

=min(())

=min((()>(1-)()))

=(()>(1-)())

(10)

式中為點火終點時刻。

式(10)可用如圖6表示，即密封可靠性隨著點火壓力增加不斷變小(()不變)。

圖6 式(10)中與密封可靠性相關壓力的變化情況

4 案例

4.1 試驗數據和問題

某發動機密封結構采用繩徑5 mm的F108密封圈，設計壓縮量25%，初始相對壓強8.5(點火最大壓強/初始接觸應力)。按圖3方法在發動機工作過程中進行張開速率測試，并按圖4和式(6)進行計算得：密封面張開速率為=6.97 mm/s，密封部位最大張開間隙量=0.49 mm(對應張開時間70 ms)。

表2 F108密封圈25%高溫步進加速貯存試驗結果

密封結構貯存試驗采用25%壓縮率條件下的高溫步進加速老化試驗方法，步進應力依次為363、383、403、413、423 K，每個溫度貯存30 d，遵循“先密后疏”的原則設定了7個采樣點，各步進過程的相對接觸應力結果如表2和圖7所示。

圖7 密封結構步進加速老化試驗中接觸應力退化情況

4.2 數據處理

按照式(2)～式(4)對貯存數據進行處理，得到結果如表3所示，密封結構298 K時退化規律為

()～(exp(-0003804531)，000097)

式中為貯存時間，d。

同樣，采用維納模型對圖8中的回彈試驗數據進行處理，可得回彈過程中接觸應力衰減規律為

()～(()exp(-00485104815)，0000104)

式中為回彈時間，ms。

據已知條件：=70 ms、()=8.5、=0.997，計算得(1-)()～(0.255，0.07)。以式(10)進行密封結構貯存6～25 a的可靠性(點估計)計算，結果見表4。

表3 高溫步進加速貯存試驗參數擬合結果

根據發動機可靠性要求和分配情況，一般要求密封結構可靠性點估計值大于0.999 9，故可認為該發動機密封結構壽命不低于15 a，這也與實際情況一致。

表4 密封結構不同貯存壽命時的可靠性

5 結論

(1)全面分析了密封結構在發動機全壽命周期中的載荷歷程，以密封接觸應力為表征參數，建立了密封結構可靠性試驗和評估方法。

(2)采用溫度步進試驗實現密封結構性能的加速退化，采用維納模型進行退化隨機過程的描述。這不僅減少試驗件消耗和試驗資源的占用，而且提高了試驗效率和試驗結果的客觀性。

(3)提出了采用材料試驗機進行回彈過程中接觸應力測試的試驗方法，建立了考慮密封面張開速率與密封接觸應力關系的可靠性評估模型。

(4)以發動機常用繩徑5 mm、25%壓縮率F108 橡膠“O”形密封結構為對象，開展了一系列的試驗和可靠性評價，驗證該方法可用，評價結論比較可信。