寬溫域下電靜液作動器的液壓缸活塞格萊圈動密封性能分析

韓小霞， 馮永保， 謝 建， 魏小玲， 李 良

(火箭軍工程大學 導彈工程學院， 陜西 西安 710025)

引言

電靜液作動器(Electro-hydrostatic Actuators，EHA)是典型的高度集成化和小型化電液控制系統， 其在減小體積和重量的同時，減小了散熱面積，大大降低了自身散熱能力，使得一部分熱量滯留在EHA的密閉腔體內，從而導致EHA系統的油溫快速上升[1-3]，影響運行安全。在實際應用中，EHA系統中液壓油液的溫度變化尤其明顯，使得其主要部件液壓缸的活塞密封結構的泄漏流量和啟動摩擦力發生變化，從而導致EHA系統表現出變死區特性。

液壓缸活塞密封件一般選用填料組合式動密封，即格萊圈密封。格萊圈是O形圈與方形圈的組合密封形式，方形圈材料為聚四氟乙烯，更加耐磨，與金屬之間的摩擦力更低，方形圈彌補了O形圈不耐磨且摩擦力大的缺點，而橡膠O形圈具有高彈性，可自補償方形圈的磨損[4]。密封件失效是高壓高溫電液控制系統產生故障的主要原因之一。在高溫下密封件發生熱膨脹，壓縮應力顯著提高，長時間暴露在高溫之下，密封件發生永久變形，當溫度保持不變時，密封件仍可起到密封作用，但當溫度降低時，密封件很快收縮，脫離密封表面，產生泄漏，從而造成液壓缸有效輸出流量死區，影響EHA的控制性能。因此，研究寬溫域下液壓缸活塞格萊圈動密封性能對EHA的高精度控制具有實際意義。

針對填料密封圈已有不少研究，主要包括密封性能分析和結構參數優化。其中，針對O形密封圈的研究較多[5-11]：文獻[5]分析了原油高溫熱采工具O形橡膠圈在高溫高壓下的密封性能，研究表明，當溫度升高時O形圈最大接觸應力和最大剪切應力均相應減小，而最大Von Mises應力明顯減小；文獻[6]為了定量計算高精度電液伺服馬達的內泄漏，提出了一種基于有限元的油膜控制方程數值解法，并分析了O形圈預壓縮量、介質壓力、油溫等參數對泄漏量和摩擦力的影響，研究結果表明，長時間高頻工作狀態下，電液伺服馬達的泄漏量和摩擦力會隨著溫度的升高而降低，但密封的磨損量將會增加；文獻[7]針對液壓缸活塞桿O形圈密封結構，研究了摩擦熱對O形圈密封性能的影響，結果表明，當密封接觸面發熱嚴重時，密封圈變軟，密封間隙無法自補償，使得油液泄漏量增加，密封性能下降。

文獻[12]針對航空液壓作動器中組合密封件，分析了不同壓合量、溫度和油壓對泄漏量和摩擦力的影響，發現當溫度升高時，泄漏量減小，但摩擦力增大；通過改變方形圈結構減小了泄漏量；文獻[13]研究了格萊圈在不同O形圈壓縮量和材料硬度、方形圈厚度下的動密封性能，并基于響應曲面法，以最大接觸壓力和最小啟動摩擦力為優化目標，對格萊圈的密封參數進行了優化；文獻[14]分析了組合密封件在偏置狀態下的密封性能變化規律。綜上分析，雖然已有大量關于格萊圈(組合密封圈)的研究，但對寬溫域下液壓缸活塞格萊圈密封性能研究較少。

本研究通過數值分析不同介質壓力和溫度時液壓缸活塞格萊圈性能，獲得密封接觸面上的接觸壓力，利用逆解一維雷諾方程獲得密封面間的油膜厚度，建立考慮油液黏溫特性時最大啟動壓力和泄漏流量的數學模型，分析活塞單行程運行過程中最大啟動壓力和泄漏流量隨介質壓力和溫度的變化規律，為EHA的液壓缸活塞格萊圈的設計和選型提供參考。

1 模型建立

1.1 幾何模型建立

圖1所示為EHA組成及其液壓缸活塞用格萊圈密封的幾何模型。安裝時的預壓縮量決定著泄漏流量和啟動壓力的大小，密封結構及格萊圈參數如表1所示。

圖1 液壓缸活塞格萊圈密封結構幾何模型

表1 幾何模型參數

1.2 有限元計算模型

采用ABAQUS軟件建立圖1所示格萊圈的二維軸對稱有限元模型。其中O形圈材料是硬度為邵氏70°的丁腈橡膠，方形圈材料為聚四氟乙烯(PTFE)。O形圈與密封面觸處的摩擦系數為0.25，丁腈橡膠的熱膨脹系數設為175×10-6℃-1，聚四氟乙烯的熱膨脹系數設為11.4×10-5℃-1。

橡膠屬于超彈性材料，本研究分析中采用的橡膠模型是Mooney-Rivlin模型，應變能函數為：

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)

(1)

式中，W—— 應變能密度

C10,C01—— 材料Mooney常數

I1,I2—— 第一、第二應變張量不變量

2 液壓缸活塞密封結構數學模型

2.1 最大啟動壓力模型

EHA工作過程中，液壓缸的啟動壓力主要源自密封件和配合面之間相對運動產生的摩擦力。該啟動壓力既給液壓缸帶來好處也產生危害。好處在于啟動壓力的存在形成液相薄膜，出現流體潤滑現象；且在帶有負載的情況下EHA運行更加平穩。危害是啟動壓力使密封件磨損破壞而縮短其使用壽命，并且摩擦生熱使油液黏度降低從而導致泄漏量增大。

設摩擦系數為f，滑動潤滑密封面上剪切應力為τ，由活塞格萊圈密封結構所引起的啟動摩擦力F可表示為：

(2)

式中，D—— 液壓缸缸體內徑

L—— 密封接觸面寬度

活塞壁面剪切應力為[15]：

(3)

式中， dp/dx—— 液相薄膜間的壓力梯度

h—— 密封面間液膜厚度

把式(3)代入式(2)可得：

(4)

設最大啟動壓力為pm，則pm為：

(5)

式中，A—— 液壓缸加載腔活塞有效作用面積

從式(5)可以看出，活塞密封結構的啟動壓力大小與密封接觸面寬度、加載腔活塞有效作用面積、缸體內徑、活塞運動速度和液相薄膜壓力分布有關，而密封面間的液相薄膜壓力分布梯度與液壓缸活塞密封結構參數密切相關。

由于液壓油液黏度μ值的大小隨油液壓力和溫度的變化而變化，根據文獻[16]，溫度對μ的影響較大，且隨著溫度的升高，μ值減小。當忽略壓力對油液的黏度μ的影響時，可得：

μ=μ0e-α(T-T0)

(6)

式中,μ0—— 油液在1個大氣壓、T0溫度下的動力黏度，Pa·s，T0取20 ℃

α—— 油液黏溫系數

T—— 油液溫度，℃

將式(6)代入式(5)可得：

(7)

2.2 往復密封泄漏流量模型

液壓缸活塞密封結構相對缸筒做往復運動，在密封面之間形成了一層薄薄的液相薄油膜。這層液相薄膜的形態直接影響液壓缸活塞密封結構的密封性能。在恒定流情況下，設活塞沿x軸方向相對缸筒以速度u運動，密封面間液膜厚度可以采用一維穩態條件下的雷諾方程來求解：

(8)

式中，p—— 液膜壓力(密封面間接觸壓力)

h—— 液膜厚度

ho—— ?p/?x=0時的液膜厚度

μ—— 油液黏度

u—— 活塞運動速度

從式(8)可以看出，密封面間流體形成動力潤滑的條件是液膜必須呈收斂的楔形，即液膜厚度h沿x方向呈收斂的楔形變化。當h為常數，則右邊為0，無法建立流體動壓力。此外，密封面間必須存在相對運動，且油液必須有一定的黏度。

(9)

(10)

(11)

此時的內泄漏量為活塞伸出時黏附在活塞上的油流量。假設活塞直徑為D，外行程時液壓缸活塞密封結構的內泄漏量計算如下：

(12)

式中，D—— 活塞直徑

L—— 活塞桿行程

uo—— 活塞桿伸出時的速度

(13)

在dp/dx=0處，也就是最大壓力點處， 液相薄膜的流動速度分布從ui線性減小到0。在界面外的油壓側，液相薄膜具有勻速ui。 因此，其液相薄膜的高度hi為hi*的1/2，計算公式如下：

(14)

此時的內泄漏量為活塞縮回時黏附在活塞上的油流量。內行程時內泄漏量計算如下：

(15)

因此液壓缸往復運動一次時的凈內泄漏量為：

(16)

將式(6)代入式(16)可得:

Q=Qo-Qi

(17)

式(15)表明，密封面間液相薄膜壓力分布與液壓缸活塞密封單行程內泄漏量之間為反比關系。在活塞直徑、活塞行程和速度已知的條件下，只要能夠得到dp/dx大小，即可得到液壓缸活塞密封結構的內泄漏量大小，本研究借助ABAQUS軟件求取接觸壓力p的曲線，從而得到dp/dx的最大值。

3 計算結果分析

有限元幾何模型的參數如表1所示，外形程和內行程速度均為1 m/s，環境溫度變化范圍為 (-20～100 ℃)，環境溫度為20 ℃ 時油液黏度μ=0.07048 Pa·s，行程長度為30 mm，分別在介質壓力為1， 7， 16 MPa時分析EHA活塞密封性能。

3.1 格萊圈內部Von Mises應力和接觸壓力

不同介質壓力和環境參數下，對密封圈的性能要求不同。在密封圈材料和安裝參數不變的情況下，當活塞行程為30 mm，活塞的運動速度為1 m/s時分別分析低(1 MPa)、 中(7 MPa)和高(16 MPa)介質壓力下，格萊圈內部Von Mises應力和接觸壓力在寬溫域(-20～80 ℃)內隨溫度的變化規律。

如圖2～圖4所示，為低、中和高壓時，不同溫度下格萊圈內部Von Mises應力τv分布云圖，圖5為不同介質壓力下最大Von Mises應力隨溫度變化的曲線。從圖2可以看出，低介質壓力下，溫度為-20 ℃時，最大Von Mises應力主要集中在方形圈內部，O形圈中心區域的Von Mises 應力較大；可明顯看出低溫下橡膠密封圈的可壓縮性變差；隨著溫度的升高，O形圈的變形量增大，O形圈和方形圈內部區域最大Von Mises 應力也逐漸增大，方形圈內部Von Mises應力集中更明顯，分布更均勻。從圖3和圖4可以看出，在中高介質壓力下，隨著溫度的升高，格萊圈內部的Von Mises應力逐漸增大，最大Von Mises應力位于方形圈，在靠近介質一側和密封間隙處出現Von Mises應力集中。從圖5可以看出，不論低、中和高介質壓力下，隨著溫度的升高，密封圈最大Von Mises應力增大；低壓下，Von Mises應力隨溫度升高而增大的更為明顯。

圖2 介質壓力1 MPa時，不同溫度下格萊圈內部Von Mises應力云圖

圖3 介質壓力7 MPa時，不同溫度下格萊圈內部Von Mises應力云圖

圖4 介質壓力16 MPa時，不同溫度下格萊圈內部Von Mises應力云圖

圖5 不同介質壓力下格萊圈內部最大Von Mises應力

綜上分析，低壓下，O形圈出現了Von Mises 應力集中；中高壓力下，最大Von Mises應力集中于方形圈。總的來說，溫度的升高增加了格萊圈失效的風險。

如圖6所示為不同介質壓力下，液壓缸活塞格萊圈密封的密封面間接觸壓力隨溫度的變化曲線，表2為不同介質壓力和溫度下最大接觸壓力值。從圖6和表2可以看出，低介質壓力下，隨著密封圈溫度的升高，接觸壓力明顯增大，溫度為-20 ℃時的最大接觸壓力大于1 MPa， 溫度為80 ℃時的最大接觸壓力約為-20 ℃時的3倍左右，幾種不同溫度工況下格萊圈可以起到密封作用。介質壓力為7 MPa，溫度從-20 ℃逐漸增大時，密封面間的接觸壓力也逐漸增大，但不及低介質壓力下增加幅值大，溫度為80 ℃時的最大接觸壓力約為-20 ℃的1.3倍左右，幾種不同溫度工況下的最大接觸壓力均大于7 MPa，格萊圈可以起到密封作用。高介質壓力16 MPa下，溫度為-20 ℃時，密封面間的最大接觸壓力小于介質壓力，此時格萊圈密封失效；在溫度逐漸升高時，密封面間的接觸壓力也逐漸增大，0 ℃時最大接觸壓力大于介質壓力，即溫度大于0 ℃時格萊圈可以起到密封作用。通過以上分析可以看出，隨著介質壓力的升高，密封圈密封有效的溫度范圍變小，即低中介質壓力下，液壓缸活塞密封有效的溫域更寬；高介質壓力下，0 ℃以下的低溫域工況對液壓缸活塞橡膠密封的要求更高。

圖6 不同介質壓力和溫度下密封面間最大接觸壓力

表2 不同介質壓力和溫度下最大接觸壓力

3.2 最大啟動壓力和泄漏流量變化規律分析

基于3.1節中利用ABAQUS軟件求出的接觸壓力曲線，即可求得(dp/dx)max的變化規律如表3所示。

使用HLM46號抗磨液壓油，油液溫度為20 ℃時，μo=0.07048 Pa·s，黏溫系數α取1/23，方形圈與液壓缸筒內壁的摩擦系數取0.03。根據表1所示幾何結構參數和表3所示(dp/dx)max值，從而得到介質壓力1, 7, 16 MPa時，單行程泄漏流量大小變化規律如表4和圖7所示，最大啟動壓力變化規律如表5和圖8所示。

表3 不同介質壓力和溫度下最大接觸壓力梯度(dp/dx)max

從表4和圖7可以看出，由于橡膠材料的熱脹冷縮現象，不論低中高介質壓力下，單個行程的泄漏流量均隨溫度的升高而減小；相同溫度下，隨著介質壓力的升高，泄漏流量逐漸減小。從表5和圖8可以看出，同一介質壓力下，隨著溫度的升高，液壓缸活塞最大啟動壓力pm逐漸減小；相同溫度下，隨著介質壓力的升高，pm逐漸增大。當介質壓力相同時，溫度每增加20 ℃，泄漏流量減小量不低于25%，最大啟動壓力減小量不低于15%。

圖8 不同介質壓力下，啟動壓力隨溫度變化曲線

表5 不同介質壓力和溫度下最大啟動壓力

圖7 不同介質壓力下，單行程泄漏流量隨溫度變化曲線

表4 不同介質壓力和溫度下單行程泄漏流量

綜上分析可知，當液壓缸密封結構的參數不變，相同溫度工況下，密封結構的泄漏流量與活塞最大啟動壓力大小呈負相關，符合實際應用；相同介質壓力工況下，密封結構的泄漏流量與活塞最大啟動壓力均呈現逐漸減小的變化趨勢，這與丁腈橡膠材料的熱脹冷縮和易變形的特性有關。值得注意的是，液壓缸活塞往復運行過程中，溫度的適當升高有利于提高活塞密封結構的密封性能，但當溫度超過80 ℃時，O形圈發生永久變形和老化的風險會大大增加，并且高溫下橡膠密封圈變得更軟，在液壓缸活塞往復動密封中容易發生沿周向的扭轉現象，這都將大大縮短液壓缸活塞密封的使用壽命，從而增加了液壓缸使用的故障率。

4 結論

(1) 不論低、中和高介質壓力下，溫度適當升高有利于降低最大啟動壓力和泄漏流量，然而增加了格萊圈失效的風險；

(2) 隨著介質壓力的升高，密封圈密封有效的溫度范圍變小，即低中介質壓力下，活塞密封有效的溫域更寬；高介質壓力下，0 ℃以下的低溫域工況對EHA活塞橡膠密封件的品質要求更高；

(3) EHA活塞格萊圈密封結構的泄漏流量隨溫度升高而減小，隨介質壓力升高而增大；最大啟動壓力隨溫度升高而降低，隨介質壓力升高而增大。過高的溫度將增加格萊圈中O形圈永久變形的風險和老化程度，且在液壓缸活塞往復動密封中容易發生沿周向的扭轉現象，將大大縮短液壓缸活塞密封的使用壽命，增加了EHA使用的故障率。