極限工況下蓄能密封環密封性能分析與實驗探究

田 浩 陳 平 田 乾 史 巖

(1.北京化工大學機電工程學院 北京 102200;2.航天材料及工藝研究所 北京 100076)

隨著我國航天工業的不斷發展，新一代運載火箭將成為我國航天運輸系統的主力軍。這類新型運載火箭中貯箱的使用工況更加復雜和嚴苛，表現在其貯箱法蘭人孔直徑大大增加，且工作介質為液氮或者液氧等超低溫介質。傳統橡膠密封圈在上述使用環境中存在易被介質溶脹以及易老化等缺點[1]，已無法滿足其使用需求，因此有必要開展蓄能型C形密封環在極端工況下密封性能的研究[2-3]。

目前國內外學術界對蓄能型C形密封環基本特性的研究工作雖屢有報道，但在超低溫極端工況下密封性能的研究尚不充分。20世紀90年代，YANAGISAWA等[4]曾對不加彈性元件的金屬C形環進行了壓縮特性和密封特性的分析；朱丹書、陸慶芝[5]對復合型C形環的研制過程進行了介紹，并對其進行壓縮試驗來了解其基本性能，但并未對該結構的密封特性進行詳細分析。近年來學者們利用幾何簡化的近似方法對螺旋彈簧進行了力學性能模擬并初步獲得了蠕變等現象對密封面接觸比壓的影響。熊光明等[6]將螺旋彈簧簡化為連續排列的O形環，對反應堆壓力容器C形密封環進行了密封性能數值模擬，但這種方法人為地放大了彈性元件的補償能力，影響了結構的回彈性能和力學性能的計算精度。清華大學摩擦學國家實驗室團隊對金屬C形環的力學特性和密封面接觸特性進行了較詳細的分析，同時也對金屬C形環的密封機制進行了闡述，但并未對金屬C形環結構的多種幾何參數對密封性能和力學性能的影響進行比較和分析[7-8]。李琪琪[9]對該密封環進行了參數化分析，對結構尺寸的變化對密封性能的影響做了詳細的論述，但是分析模型尺寸較小且沒有考慮溫度載荷。與此同時，國內外其他學者也對組合式密封結構展開了理論計算分析工作，但大多采用橡膠等充當彈性元件，由于材料特性受限，無法模擬低溫密封的性能[10-15]。

本文作者針對新型運載火箭管路系統的大直徑低溫密封工況，建立了蓄能型C形密封環的三維模型，對結構所處的機械載荷耦合場進行了應力和接觸特性分析，通過氦檢密封試驗驗證了常溫及極端溫度下的密封性能，證明了數值仿真方法的合理性和有效性。

1 結構設計

1.1 結構簡介

蓄能型C形密封環由3部分構成：內部為螺旋彈簧組成的彈性體(由GH4145金屬絲在機器上繞制而成)，中部為起支撐作用的合金層(GH4169)，最外部為貼在合金層上用來彌補密封面微小缺陷的軟金屬層(純銀)。彈簧金屬C形密封環的密封系統示意圖如圖1所示，整個密封結構由一個平法蘭、開槽法蘭及安裝在槽內的密封環組成。密封環截面如圖2所示。

圖1 蓄能型C形密封環密封結構截面示意

1.2 主要設計參數

建模分析的密封環初始參數尺寸見表1。

表1 蓄能型C形密封環結構參數 單位：mm

1.3 主要材料參數

文中材料模型選擇非線性等向強化本構模型，該本構模型采用von Mises準則來表達材料應力應變關系，其本構方程式如下所示：

σ=k+R0εp+R∞(1-e-bεp)

式中：k代表屈服應力；R∞指的是飽和度參數；R0和b為材料本構關系的材料常數。

密封環所采用主要材料為奧氏體類的鎳基高溫合金，該材料在-253～650 ℃溫度范圍內具有良好的綜合力學性能。室溫下該材料參數如表2所示。

表2 蓄能型C形密封環材料參數

1.4 數值仿真模型

大直徑彈簧蓄能金屬密封環由3部分組成，由于結構具有周期性，故取三節彈簧進行分析建模。對密封環進行接觸對設置，文中模型有3個主要接觸對，分別是軟金屬層和上下法蘭以及密封槽側間隙接觸對、軟金屬和合金包覆層接觸對以及彈簧和合金包覆層接觸對。以上3個接觸對在加載工作過程中都會產生滑移，設置接觸對為面面接觸；軟金屬和法蘭接觸對設置為摩擦接觸，摩擦因數為0.15；軟金屬和合金包覆層由于相對滑移較小所以設置為綁定接觸；合金包覆層和彈簧接觸對設置為摩擦接觸，摩擦因數為0.15。對金屬密封環截面以及彈簧斷面添加周期對稱約束，上法蘭向下移動相應的距離以模擬初始預緊工況，設置內部密封壓力為30 MPa，該壓力遠大于實際工況0.45 MPa。如圖3所示對模型進行網格劃分。在建模中采用2種單元類型，非接觸結構采用八節點、每個節點具有3個自由度的SOLID185單元進行網格劃分，接觸結構采用平面接觸單元CONTA173單元進行網格劃分，共劃分網格216 018個，節點221 305個。

圖3 密封結構及有限元網格劃分

2 最佳工況

航天器燃料貯箱用蓄能型C形密封環的使用分析中，壓縮率是決定密封件密封性能至關重要的因素，下文將從壓縮方向上的回彈性能、密封環與法蘭的接觸面接觸壓力分布等方面進行分析，從而得到最佳操作工況下的壓縮率，為之后分析實驗提供理論依據。

2.1 壓縮回彈分析

密封件的回彈性能是密封性能的主要評價指標之一，對于內置彈簧的金屬密封環，彈簧對密封環的回彈性能具有一定的補強作用，密封件回彈性能用回彈率來評價。回彈率計算公式如下：

式中：ψ為密封件的回彈率；h0為初始截面自由高度；h1為密封件截面高度；h2為密封件回彈結束后截面高度。

不同壓縮率下的回彈率變化如圖4所示。在壓縮率小于20%時回彈率隨壓縮率的增加顯著下降，在壓縮率大于20%之后回彈率隨著壓縮率的增加減小速率明顯變緩。這是由于在較大的壓縮位移之下彈簧以及合金包覆層部分結構發生不可恢復的塑性變形。塑性區域隨著壓縮率的增加而顯著增加，其中對回彈起到關鍵作用的結構已經大部分發生塑性變形，其余結構對壓縮回彈補償量較少，此時密封環已經接近壓縮極限，整體結構已經失去保持其原來形貌的能力。因此在加載過程中為保持最佳的密封效果，該大直徑金屬密封環的最佳壓縮率應該維持在15%～25%。

圖4 不同壓縮率下回彈率變化曲線

不同壓縮率下的密封環壓縮回彈曲線如圖5所示。在壓縮量小于0.2 mm時由于密封環處于完全彈性階段，線載荷和壓縮位移成正相關。在壓縮量超過0.2 mm時部分結構發生塑性屈服，此時隨著壓縮位移的增加線載荷不再有明顯變化，始終維持在320 MPa左右。但在壓縮位移超過1.5 mm時隨著壓縮率的增加線載荷顯著下降，甚至在目標壓縮率為35%時，在壓縮位移達到1.3 mm左右時線載荷就顯著下降。在該壓縮率下工作狀態線載荷僅在150 MPa左右，故而該密封環最佳壓縮率應小于25%，此時壓縮回彈性能不會發生過大變化。

圖5 不同壓縮率下的壓縮回彈曲線

2.2 密封面接觸壓力分布

有限元計算得到的密封面接觸壓力分布如圖6所示。金屬密封環表面及內部有許多細小的孔道為介質外泄提供了通道，密封面接觸面壓力對密封界面細小孔道的流體流動有比較明顯的約束限制作用。在加載過程中接觸面壓力分布大部分在100 MPa以上，這個壓力已經超過軟金屬銀的屈服極限(85 MPa)，在達到屈服極限之后密封環最外側的金屬銀會發生明顯屈服變形，大變形使得密封接觸面孔隙和銀層內部流體介質流通通道被極大地壓縮，使得流體流通產生了較大阻力，使流體泄漏量明顯減小，提高了密封環的密封性能。

圖6 不同壓縮率時密封面比壓分布

隨著壓縮率的不斷增加接觸面密封比壓峰值也隨之增加，同時隨著壓縮率增加密封面比壓峰值沿徑向向密封環圓心處偏移。這是由于在下壓過程中密封環與密封槽側壁發生接觸，側壁對密封環產生一定的補償作用，壓縮率越大補償作用越明顯?？梢娫诿芊猸h安裝設計過程中密封環與密封槽側壁的安裝間隙也是設計安裝時需要考慮的方面。

密封面比壓分布同時也呈現出規律性變化，在壓縮率較低時密封比壓帶為一條分布帶。隨著壓縮率的逐漸增加，彈簧的補償作用逐漸凸顯，在壓縮率超過15%時密封面比壓分布帶變為2條，出現2個密封比壓峰，在這2個比壓峰中靠近密封環圓心處峰值較小，這也由法蘭側壁的補償作用影響所致。隨著壓縮率的增加兩峰中間低壓區域面積不斷增加，在壓縮率達到35%時中間區域的密封比壓甚至低于100 MPa，此時如果繼續加載中間區域密封面比壓將低于金屬銀的屈服極限。從線載荷示意圖(圖7)中也可以看出，在部分區域線載荷值甚至低于50 MPa，此時在密封面上將出現較大密封比壓極低區域，對密封效果產生較大影響。

圖7 不同壓縮率下密封中線線載荷

在此定義密封面徑向中線線載荷大于100 MPa區域為有效作用區域，不同壓縮率下的有效作用區域如圖8所示。在25%壓縮率以下時有效作用區域與壓縮率呈線性正相關，在壓縮率大于25%時隨著壓縮率增加有效作用區域不再發生較大變化，始終保持在3.3 mm左右，故密封環最佳壓縮率應小于25%。

圖8 不同壓縮率下有效作用區域

結合密封面比壓分布和線載荷分布情況，得到壓縮率在20%左右時密封環具有最佳密封性能，以此結論作為后續模擬實驗的加載工況。

3 極限溫度下密封性能模擬分析

基于以上分析確定的最佳壓縮率對極端工作溫度下(176 ℃、-196 ℃)的金屬密封環進行有限元模擬分析，對比在不同工況下密封環性能差異。低溫工況下密封結構主要材料性能參數(彈性模量、屈服強度)都有所提高，高溫工況下則有所降低。

圖9所示為不同溫度工況下密封面比壓分布，圖10所示為不同溫度工況下接觸中線線載荷分布。在低溫工況和常溫工況下密封面比壓分布和中線線載荷沒有明顯差異，在高溫工況下密封面比壓和中線線載荷下降明顯，這主要是因為在高溫工況下材料力學性能出現大幅下降。

圖9 不同溫度下密封環Mises應變

圖10 不同溫度下密封中線線載荷

不同工況溫度下壓縮回彈曲線如圖11所示。隨著壓縮位移的增加，密封環線載荷不斷提高，在壓縮位移為0.3 mm時達到線載荷峰值。常溫工況下壓縮位移在0.3 mm之后隨著壓縮位移的增加線載荷不再發生較大變化，始終維持在330 MPa左右。低溫工況下線載荷峰值為440 MPa，高溫工況線載荷峰值為300 MPa。不同溫度工況下到達線載荷峰值之后隨著壓縮位移的增加線載荷都有所降低，其中低溫工況下下降更明顯；不同溫度工況下密封環具有相近的壓縮回彈率。

圖11 不同溫度下壓縮回彈曲線

4 實驗分析

對設計使用密封環進行氦氣泄漏檢測實驗。由于密封結構至少需要1.4倍安全系數，燃料貯箱壓力在0.45 MPa左右，設計實驗壓力從0.2 MPa開始，以0.2 MPa的壓力梯度遞增。密封環密封性能測試分別在常溫(20 ℃)、液氮溫度(-196 ℃)和高溫(176 ℃)下進行。

4.1 密封實驗性能檢測系統

實驗采用的密封性能檢測系統如圖12所示。

圖12 密封性能檢測實驗系統

實驗時首先在實驗工裝內裝入密封環，對180個螺栓按照十字分布標記，按照標號順序對稱施加螺栓力矩，保證密封件壓縮到位。

密封工裝分為內腔和外腔(如圖13所示)，在每次實驗之前外腔需抽真空以檢測外腔密封情況。實驗過程中內腔沖入一定壓力氦氣，外腔抽真空并連接質譜儀，內外腔由密封環形成密封隔斷，在一定時間內檢測泄漏進入外腔的氦氣量。實驗中共使用3個相同密封環，分別用于不同工況下的實驗。溫箱中通入液氮以提供實驗所需溫度，溫度計檢測到溫箱溫度達到實驗所需溫度時保持一定時間后，打開高壓氣瓶手動截止閥開始提供氦氣，氦氣經過減壓裝置調節至實驗壓力后通入工裝內腔，在質譜儀檢測泄漏進入外腔的氦氣量。

圖13 實驗工裝(mm)

4.2 密封實驗方法及結果

設置內腔壓力分別為0.2、0.4、0.6 MPa，在常溫(20 ℃)、液氮溫度(-196 ℃)、高溫(176 ℃)和極端安裝工況下分別進行了密封泄漏實驗。實驗方法如下：

(1)首先進行常溫下的密封泄漏實驗，在0.2、0.4、0.6 MPa內腔壓力下依次進行密封泄漏實驗。

(2)對于液氮溫度下的泄漏實驗，考慮到實驗依然需要在常溫中完成相應加載過程，所以在常溫實驗結束之后校核法蘭螺栓力矩，緊接著進行液氮溫度實驗。將實驗工裝整體放入溫箱中并通入液氮保溫2 h，使其達到實驗所需溫度，隨后在內腔中通入不同壓力氦氣檢測泄漏量。

(3)高溫工況實驗時更換同尺寸密封環，為排除無關因素干擾，在高溫實驗開始之前進行常溫泄漏檢測實驗，保證其與第一次常溫實驗泄漏量量級無明顯差異。高溫工況采取在工裝上纏繞加熱帶的方式對工裝進行加熱，當溫度達到176 ℃時保持2 h使整體溫度達到實驗溫度。

(4)極端安裝工況實驗時更換同尺寸密封環，并人為制造安裝平面度誤差為0.3～0.4 mm，在常溫工況下進行該實驗。

4種工況下的泄漏量實驗結果見表3。

表3 不同壓力和溫度工況下泄漏量實驗結果

從表3可以看出：

(1)常溫下密封的泄漏量始終維持在10-9Pa·m3/s的量級，在不同壓力下沒有出現過大波動，此時密封性能良好。

(2)液氮溫度下的泄漏量在不同壓力下均維持在10-7Pa·m3/s的量級。在液氮溫度下泄漏量較常溫工況有一定增加，但內腔壓力變化時泄漏量波動較小。

(3)高溫工況下的泄漏量量級在10-6Pa·m3/s，滿足密封性能要求，隨著壓力波動密封泄漏量變化較小。

(4)在極端安裝工況下，內腔壓力為0.2、0.4 MPa時泄漏量在10-3Pa·m3/s的量級。但在內腔壓力到達0.6 MPa時即出現較大泄漏導致質譜儀報警，實驗至此終止。和常溫密封泄漏實驗結果相比可知，該型號大尺寸密封環對平面度和安裝精度要求較高，在安裝加工時應嚴格控制平面度誤差。

5 結論

(1)利用ANSYS建立大尺寸內置彈簧金屬密封環的有限元模型，基于壓縮回彈性能、線載荷、密封面接觸比壓分布情況分析得到，在壓縮率20%左右時密封環達到最佳密封效果。

(2)經有限元模擬仿真和多工況實驗論證，該新型大尺寸密封環在不同溫度工況下都具有良好的密封性能，能夠滿足航天器燃料貯箱密封要求，且使用范圍較廣。不同溫度泄漏實驗中的泄漏量從大到小依次是：高溫工況、低溫工況、常溫工況。

(3)該型號密封環在密封壓力波動時由于彈簧的補償作用使密封泄漏量始終保持在相對穩定的區間，總體密封性能良好。

(4)該型號密封環對密封系統要求較高，應嚴格控制加工及安裝精度，應用時應充分考慮工裝尺寸變形、焊接等多方面影響因素。