金屬U-E密封結構重復使用性能數值分析

姜 薇,李 晨,霍世慧,楊全潔,周肖宇

(航天液體動力全國重點實驗室, 陜西 西安 710100)

0 引言

金屬密封結構廣泛用于液體火箭發動機低溫推進劑供應系統及高溫燃氣通道,通常采用硬質合金作為基體,表面鍍覆銅、銀等軟金屬層,具有結構簡易、質量輕、位移補償性能好及工作載荷下自緊等優點,能夠適應高(低)溫、高壓及強腐蝕等惡劣環境[1-5]。發動機常見的金屬密封環結構形式包括U-E環、自定位K形環、橫向K形環、V形環等,其中U-E密封作為自緊式雙道密封,主要用于大通徑高溫高壓燃氣通道,工作環境嚴苛,泄漏失效最為頻繁。針對U-E密封的研究較少,馬瑩等利用有限元模型對U-E密封進行了建模分析,研究了主副密封唇的壓縮量與密封環等效應力、塑性應變及接觸壓力之間的關系[6]。王晨威等將法蘭服役條件下的變形量引入U-E密封環的設計,開展正交試驗對主副密封高度進行了匹配優化設計[7]。核電反應堆壓力容器中常采用金屬O形密封環或C形密封環[8-10]。姜露等對金屬C形密封環建立精細化分析模型,對密封環的壓縮回彈特性曲線進行精確模擬,并通過實驗驗證了數值分析方法的正確性[8]。張文昌等分析了金屬O形密封環的壓縮回彈性能、接觸性能和鍍層的影響,發現壓縮率決定密封的回彈補償性能,鍍層增加了接觸面積、均勻化了接觸壓力分布,對回彈特性影響可以忽略[11]。Shen等分析了金屬O形密封環幾何參數和壓縮率對密封性能的影響,發現壓縮率對密封環接觸應力的分布和大小有重要的影響[12]。Sarawate等通過高溫試驗臺開展了多種W型金屬密封環的密封特性試驗,得到了W型金屬密封環在不同壓縮量下的密封性能[13]。

液體火箭發動機金屬U-E密封在重復使用過程中,主副密封懸臂根部經歷循環塑性應變的作用,由于工作載荷具有非對稱性,局部會在平均應力方向出現塑性應變循環累積,產生棘輪效應。基體合金的循環應力-應變行為和棘輪應變累積會顯著影響密封環的壓縮回彈性能,棘輪損傷累積也會縮短密封環的疲勞壽命。金屬密封結構的密封性能主要取決于自身的壓縮回彈特性和接觸特性,其中壓縮回彈性能決定了密封環的補償能力,只有密封環的補償量大于法蘭接頭在工作載荷作用下產生的變形分離,密封環才能通過接觸作用提供一定的密封比壓,從而達到密封介質的作用。已有的密封壓縮回彈研究主要針對密封圈線彈性范圍服役情形,沒有考慮重復使用過程中局部進入塑性變形對壓縮回彈性能的影響,忽略了高溫密封在反復壓縮回彈過程中的棘輪和疲勞的交互作用。

金屬U-E密封結構通常采用鎳基高溫合金,工作在高溫環境下其塑性力學行為與常溫情況下不同,具有明顯的黏性特征,加載速率、環境溫度、載荷保持時間等因素會顯著影響材料的變形情況,進而影響密封環在重復使用過程中的壓縮回彈行為。金屬密封結構在重復使用過程中存在局部嚴重塑性變形區域且承受非對稱循環載荷,材料的循環應力-應變關系表現為復雜的硬化、軟化和棘輪現象,需要建立具有混合(等向-隨動)應變強化模型的循環黏塑性本構對其力學行為進行描述[14-15]。自20世紀80年代以來,學者們針對棘輪塑性本構模型開展了大量的試驗及理論研究,基于試驗獲得的棘輪應變演化規律建立了多種宏觀唯象的循環塑性本構模型[16-22]。本文基于鎳基高溫合金的循環力學行為試驗,確定了Chaboche循環黏塑性本構模型參數,對金屬U-E密封結構在循環使用載荷作用下的力學行為進行了仿真分析,研究了金屬密封結構重復使用性能演化規律。

1 統一黏塑性理論

本構關系是材料在特定溫度和載荷環境中的應力-應變關系,是對材料力學響應的直觀數學描述。黏塑性本構是一種與時間相關的本構,反映了塑性和黏性的共同作用。在統一黏塑性理論中將塑性變形和黏性變形統一處理為非彈性變形,用流動法則來反映與時間相關的塑性變形的演化過程[23]。建立循環黏塑性本構通常包含以下基本要素:應變分解、屈服函數、流動法則和硬化模型。在小變形加分解、初始各向同性彈性及關聯性流動法則條件下,循環黏塑性本構模型的主控方程為

ε=εe+εin+εT

(1)

σ=D∶(ε-εin-εT)

(2)

(3)

(4)

(5)

為了準確描述材料在循環載荷作用下的軟硬化、平均應力松弛和棘輪等循環特性,本構模型的發展主要集中在提出更好的隨動硬化和各向同性硬化律上。線性隨動硬化模型不能合理地描述材料的棘輪行為,因此在循環棘輪本構模型中通常采用非線性隨動硬化模型。非線性隨動硬化模型大多是基于Armstrong-Frederick(A-F)[24-25]動態恢復模型改進發展的,A-F模型包含一個線性強化項和一個動態恢復項,由于動態恢復項的存在會引起隨動硬化準則的非線性,導致一個不閉合的滯回環,從而可以模擬材料的棘輪行為。Chaboche模型在A-F模型的基礎上將背應力分解為若干項,并且令每一項服從A-F隨動硬化模型,每一項背應力分量反映材料在不同塑性變形階段的非線性行為,即

(6)

(7)

一般來說,一個穩定的應力應變滯回曲線可以分為3個重要階段:剛開始屈服時的高塑性模量階段、恒定的塑性模量階段(應變范圍較大時)和拐角處的瞬時非線性階段。Chaboche模型分別用3個背應力分量來描述這3個階段,能夠較好地模擬滯回曲線。

建立循環黏塑性本構時,通常同時考慮隨動硬化和各向同性硬化作用來描述材料的循環軟化/硬化行為及其對棘輪損傷的影響。各向同性硬化表示在應力空間中屈服面向各個方向等量擴大,應力在塑性流動中逐漸變化。本文采用了如下非線性形式的各向同性硬化模型。

(8)

對式(8)積分可得

Q=Qsa(1-e-bp)

(9)

式中:Q為各向同性變形抗力,反映了屈服面半徑在變形過程中的變化情況;Qsa為飽和各向同性變形抗力;b為材料參數,描述Q的演化速率。

棘輪變形是疊加在材料基本循環應力-應變響應上的二次變形,隨循環周次的增加逐漸累積,超過材料的斷裂應變后,最終導致材料“延性耗盡”進而斷裂失效。為了更好地揭示非對稱應力循環載荷下棘輪效應,本文使用如下的棘輪應變定義分析循環變形過程中棘輪應變值隨循環周次的變化。

εr=(εmax+εmin)/2

(10)

式中εmax和εmin分別為每個循環中的最大應變值和最小應變值。

2 有限元分析

2.1 密封結構與工作原理

U-E密封由變厚度的兩對主、副密封唇,限位臺等組成,結構如圖1所示。主密封唇構成第一道密封,副密封唇構成第二道密封,兩道密封之間設置限位臺,避免主、副密封唇受到過量壓縮。裝配時,上、下法蘭通過螺栓預緊力作用壓緊主副密封唇,產生初始比壓;工作中,法蘭受到壓力和溫度的作用,上下法蘭產生變形分離,同時高溫介質填充至主密封上下懸臂內側,主密封張開回彈產生自緊,比壓增大;當第一道密封發生泄漏時,第二道密封前腔體壓力上升,副密封產生自緊,比壓增大,最終實現雙道自緊密封。

圖1 金屬U-E密封幾何圖示Fig.1 Geometric diagram for metallic U-E seal

密封環的壓縮回彈分析中需要對密封環和法蘭的變形情況進行表征,主要涉及密封環自身的壓縮量、回彈量及法蘭的分離量。壓縮量是密封環在裝配過程中一對主(或一對副)密封唇沿軸向相對運動的位移,為密封環的重要設計變量;由上、下法蘭之間的初始裝配間隙控制,通常預緊力小部分先由密封環直接承受(使U-E密封環壓縮至設計壓縮量),后續大部分預緊力由法蘭承受。回彈量是密封環自身性能,由密封環的結構形式和材料性能決定;密封環被加載至一定壓縮量過程中主副密封懸臂根部會產生一定量的塑性變形,使密封環卸載后不能回彈至初始位置,而回彈量定義為壓縮量與卸載后密封環剩余壓縮量之差。法蘭分離量是其在工作載荷下的變形狀態,一般會在法蘭外邊沿、主密封唇和副密封唇所在徑向位置進行測量,法蘭受到高溫及介質壓力的作用后,相對于初始裝配壓緊狀態會相互分離,主、副密封唇位置的分離量分別小于各自的回彈量是可靠密封的前提。

2.2 循環使用工況

金屬密封法蘭結構工作過程中受到螺栓預緊力、介質壓力及高溫的循環作用,如圖2所示。圖2所示的高溫燃氣通道密封法蘭連接結構中,螺栓規格為M22,裝配預緊力為180 kN,額定工作內壓為28 MPa,最高工作溫度為500 ℃。

圖2 金屬密封法蘭載荷圖Fig.2 Schematic of loads for metallic seal and flange

目前金屬密封法蘭結構典型的循環使用過程為一次裝配、多次熱試車之后拆卸,在每一次熱試車過程中密封環會經歷加壓/升溫和泄壓/降溫過程,考慮到升壓和卸壓過程是瞬間完成的,而升溫和降溫過程相對要緩慢得多,因此本文分析的典型循環使用過程為:常溫預緊→(加壓→升溫→卸壓→降溫)×8→拆卸。

為了分析螺栓預緊力及介質壓力對金屬密封循環使用力學行為的影響,計算中考慮了3組載荷工況。①工況1:預緊力180 kN,介質壓力28 MPa。②工況2:預緊力130 kN,介質壓力28 MPa。③工況3:預緊力180 kN,介質壓力33.6 MPa。

2.3 材料性能參數

密封環的基質材料為鎳基高溫合金,表面鍍覆純銅,鍍層的名義厚度僅幾十微米,不影響密封環的承載能力,對密封環進行循環壓縮回彈分析時,可以不考慮銅鍍層的影響。法蘭在循環使用過程中整體處于純彈性,局部會發生微量屈服,可采用具有雙線性等向強化法則的彈塑性本構模擬法蘭。

彈塑性分析中材料的應力-應變關系通常需要借助于真應力σT和真應變εT來描述,而真應力和真應變是基于試樣當前構形計算得到的,在達到頸縮之前與工程應力σN和工程應變εN具有如下關系。

σT=σN(1+εN)

(11)

εT=ln(1+εN)

(12)

材料的楊氏模量E、泊松比ν、初始屈服強度Q0及塑性模量Ep可以通過單軸拉伸試驗獲得的應力-應變曲線直接確定。采用統一黏塑性循環本構模型對金屬密封在重復使用過程中的力學行為進行模擬時,還需要用到黏性常數、隨動硬化參數和各向同性硬化參數,可以通過單軸拉伸及循環加載試驗結果進行確定,具體方法如下。

1)黏性常數K和n由不同應變率下單調加載的單軸拉伸應力-應變曲線確定。

2)由于Chaboche模型采用3個背應力分量來反映材料不同塑性變形階段的非線性行為,可以根據單軸拉伸曲線繪制背應力隨塑性變化曲線,然后計算背應力參數Ci和γi,計算式為

(13)

(14)

3)各向同性硬化準則中與后繼屈服應力演化規律相關的參數Qsa和b,需結合應變循環下的應力幅值隨塑性應變變化曲線獲得。

表1列出了依據試驗結果確定的密封環材料的Chaboche模型參數,表2列出了計算中使用的法蘭材料性能參數。

表1 U-E密封環材料Chaboche模型參數

表2 法蘭材料性能參數

2.4 結果與分析

采用Chaboche循環黏塑性本構和2.3節所確定的模型參數對U-E密封環在循環力熱載荷作用下的力學行為進行了數值分析。圖3和圖4分別為3種載荷工況下副密封和主密封唇軸向接觸合力隨循環使用歷程的變化情況,實線均為上密封唇軸向接觸合力,虛線均為下密封唇軸向接觸合力。圖5和圖6分別為3種載荷工況下副密封和主密封懸臂根部徑向應力-應變遲滯回線。圖7和圖8分別為3種載荷工況下副密封和主密封懸臂根部局部塑性應變隨循環使用歷程的累積情況。圖3～圖8中橫坐標均為有限元分析中的分析步,每一個分析步用于實現一組載荷的施加,反映了法蘭密封結構的加載歷程,分析步1用于模擬法蘭的裝配預緊過程,分析步2～5分別用于模擬第一次工作循環過程的加壓、升溫、泄壓和降溫過程,分析步6～9用于模擬第二次工作循環過程,依次類推。

圖3 副密封軸向接觸合力隨循環加載歷程的變化Fig.3 Axial contact force of secondary seal during cyclic loading procedure

圖4 主密封軸向接觸合力隨循環加載歷程的變化Fig.4 Axial contact force of main seal during cyclic loading procedure

圖5 副密封懸臂根部危險部位徑向應力-應變滯回曲線Fig.5 Radial stress-strain hysteresis curve at the critical site in cantilever root of secondary seal

圖6 主密封懸臂根部危險部位徑向應力-應變滯回曲線Fig.6 Radial stress-strain hysteresis curve at the critical site in cantilever root of main seal

圖7 副密封懸臂根部局部塑性應變隨循環加載歷程的累積Fig.7 Local plastic strain of the critical site in the secondary seal during cyclic loading procedure

圖8 主密封懸臂根部局部塑性應變隨循環加載歷程的累積Fig.8 Local plastic strain of the critical site in the main seal during cyclic loading procedure

由圖7和圖8可以看出:初始裝配過程中,相同壓縮量下副密封懸臂根部產生了更高的塑性應變,達到了3.2%,而主密封懸臂根部塑性應變僅達到0.5%,其主要原因為副密封唇沿徑向更接近螺栓分布圓(見圖2),相較于主密封傳遞了更高的軸向壓縮載荷(見圖3和圖4,副密封唇軸向接觸合力為85 kN,主密封唇軸向接觸合力為76 kN),同時副密封的懸臂剛度亦顯著低于主密封。

循環使用過程中,介質壓力會作用至主密封懸臂內側產生自緊作用,從而使主密封和副密封的循環力學行為表現出完全不同的特點。加壓過程中,主密封唇軸向接觸合力由于自緊作用繼續上升;而對于副密封,介質壓力使上下法蘭發生分離,抵消一部分壓緊作用,從而使副密封唇軸向接觸合力相對于裝配狀態有所下降。升溫過程中,由于螺栓受熱伸長,作用于上下法蘭的壓緊力下降,同時高溫導致法蘭和螺栓材料性能下降,法蘭進一步變形分離,使主副密封唇傳遞的軸向合力均出現下降。泄壓后,主密封懸臂內側壓力卸除,自緊作用消失,使主密封唇軸向接觸合力顯著下降;而對于副密封,由于介質壓力產生的法蘭分離消失,副密封唇軸向接觸合力回升。降溫后,螺栓熱膨脹恢復,由于螺栓伸長引起的法蘭分離消失,主副密封唇傳遞的軸向合力均出現上升。經歷第一次加壓→升溫→卸壓→降溫循環載荷后,主副密封軸向接觸合力均恢復到接近預緊狀態水平,但在經歷了多次循環使用后,副密封唇的軸向接觸合力明顯發生了下降,而主密封唇的幾乎未發生明顯衰減。其原因可以依據圖5～圖8給出的主副密封懸臂根部循環應力應變行為進行分析。

圖5和圖6中,主副密封懸臂根部局部屈服部位在非對稱循環載荷作用下均出現了非閉合應力-應變遲滯環,隨著循環使用次數增加副密封遲滯環向前移動得更加明顯,即附加了更大的棘輪應變。相應地,在圖7和圖8中,副密封懸臂根部等效塑性應變在棘輪效應的影響下,累積速度明顯快于主密封。循環使用8次并卸除螺栓預緊力后,3種載荷工況作用下副密封懸臂根部殘余的等效塑性應變分別達到了4.6%、4.9%和5.0%,而主密封懸臂根部殘余的等效塑性應變僅為0.5%、0.6%和0.7%,較高的殘余塑性應變水平使副密封回彈能力下降,表現為副密封唇軸向接觸合力下降。另一方面,累積塑性應變水平(PEEQ)一定程度上反映了密封環所經歷的損傷量,經過8次循環使用后,3種載荷工況作用下副密封懸臂根部的累積塑性應變分別達到了6.2%、7.2%和7.6%,主密封懸臂根部的累積塑性應變分別為0.9%、1.4%和2.7%,從而可以推斷相較于主密封,副密封更易發生疲勞破壞。對比3種載荷工況下密封環的循環應力-應變行為,較高的介質壓力和預緊力不足均會導致塑性應變的加速累積,進而影響密封環的循環壓縮回彈性能和疲勞壽命。

3 結論

基于統一黏塑性理論,采用Chaboche 非線性隨動硬化和飽和型各向同性硬化模型共同描述密封環基體材料循環力學行為,分析了密封環經歷8次循環使用過程中主副密封唇宏觀接觸合力的演化規律和局部塑性應變累積部位的損傷進程,得到了以下結論。

1)工作中介質壓力會作用至主密封懸臂內側并產生自緊作用,使主密封和副密封在循環使用過程中軸向接觸合力表現出完全不同的循環特征,主密封在施加介質壓力后接觸合力達到峰值,而密封在壓緊狀態中即達到峰值,主密封受到軸向接觸合力水平明顯高于副密封。

2)副密封由于剛度低于主密封,其懸臂根部受到了更高的塑性應變,循環使用過程中表現出明顯的棘輪效應。經歷8次循環使用載荷作用后,副密封懸臂根部殘余了更高的塑性應變,導致其回彈能力明顯下降,累積塑性應變遠高于主密封,預示著更低的疲勞壽命。因而,副密封會先于主密封失效,在重復使用過程不能發揮冗余設計作用。

3)提高的介質壓力和預緊力不足均會導致塑性應變的加速累積,進而影響密封環的循環壓縮回彈性能和疲勞壽命,應在裝配過程中注意控制預緊力。