金屬U-E密封結(jié)構(gòu)重復(fù)使用性能數(shù)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(jié)構(gòu)廣泛用于液體火箭發(fā)動機低溫推進劑供應(yīng)系統(tǒng)及高溫燃氣通道,通常采用硬質(zhì)合金作為基體,表面鍍覆銅、銀等軟金屬層,具有結(jié)構(gòu)簡易、質(zhì)量輕、位移補償性能好及工作載荷下自緊等優(yōu)點,能夠適應(yīng)高(低)溫、高壓及強腐蝕等惡劣環(huán)境[1-5]。發(fā)動機常見的金屬密封環(huán)結(jié)構(gòu)形式包括U-E環(huán)、自定位K形環(huán)、橫向K形環(huán)、V形環(huán)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(huán)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(huán)等效應(yīng)力、塑性應(yīng)變及接觸壓力之間的關(guān)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(huán)的設(shè)計,開展正交試驗對主副密封高度進行了匹配優(yōu)化設(shè)計[7]。核電反應(yīng)堆壓力容器中常采用金屬O形密封環(huán)或C形密封環(huán)[8-10]。姜露等對金屬C形密封環(huán)建立精細化分析模型,對密封環(huán)的壓縮回彈特性曲線進行精確模擬,并通過實驗驗證了數(shù)值分析方法的正確性[8]。張文昌等分析了金屬O形密封環(huán)的壓縮回彈性能、接觸性能和鍍層的影響,發(fā)現(xiàn)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(huán)幾何參數(shù)和壓縮率對密封性能的影響,發(fā)現(xiàn)壓縮率對密封環(huán)接觸應(yīng)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(huán)的密封特性試驗,得到了W型金屬密封環(huán)在不同壓縮量下的密封性能[13]。

液體火箭發(fā)動機金屬U-E密封在重復(fù)使用過程中,主副密封懸臂根部經(jīng)歷循環(huán)塑性應(yīng)變的作用,由于工作載荷具有非對稱性,局部會在平均應(yīng)力方向出現(xiàn)塑性應(yīng)變循環(huán)累積,產(chǎn)生棘輪效應(yīng)?；w合金的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變行為和棘輪應(yīng)變累積會顯著影響密封環(huán)的壓縮回彈性能,棘輪損傷累積也會縮短密封環(huán)的疲勞壽命。金屬密封結(jié)構(gòu)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(huán)的補償能力,只有密封環(huán)的補償量大于法蘭接頭在工作載荷作用下產(chǎn)生的變形分離,密封環(huán)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(zhì)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(fù)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(fù)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(jié)構(gòu)通常采用鎳基高溫合金,工作在高溫環(huán)境下其塑性力學(xué)行為與常溫情況下不同,具有明顯的黏性特征,加載速率、環(huán)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(huán)在重復(fù)使用過程中的壓縮回彈行為。金屬密封結(jié)構(gòu)在重復(fù)使用過程中存在局部嚴重塑性變形區(qū)域且承受非對稱循環(huán)載荷,材料的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表現(xiàn)為復(fù)雜的硬化、軟化和棘輪現(xiàn)象,需要建立具有混合(等向-隨動)應(yīng)變強化模型的循環(huán)黏塑性本構(gòu)對其力學(xué)行為進行描述[14-15]。自20世紀80年代以來,學(xué)者們針對棘輪塑性本構(gòu)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(yīng)變演化規(guī)律建立了多種宏觀唯象的循環(huán)塑性本構(gòu)模型[16-22]。本文基于鎳基高溫合金的循環(huán)力學(xué)行為試驗,確定了Chaboche循環(huán)黏塑性本構(gòu)模型參數(shù),對金屬U-E密封結(jié)構(gòu)在循環(huán)使用載荷作用下的力學(xué)行為進行了仿真分析,研究了金屬密封結(jié)構(gòu)重復(fù)使用性能演化規(guī)律。

1 統(tǒng)一黏塑性理論

本構(gòu)關(guān)系是材料在特定溫度和載荷環(huán)境中的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系,是對材料力學(xué)響應(yīng)的直觀數(shù)學(xué)描述。黏塑性本構(gòu)是一種與時間相關(guān)的本構(gòu),反映了塑性和黏性的共同作用。在統(tǒng)一黏塑性理論中將塑性變形和黏性變形統(tǒng)一處理為非彈性變形,用流動法則來反映與時間相關(guān)的塑性變形的演化過程[23]。建立循環(huán)黏塑性本構(gòu)通常包含以下基本要素:應(yīng)變分解、屈服函數(shù)、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(guān)聯(lián)性流動法則條件下,循環(huán)黏塑性本構(gòu)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(zhǔn)確描述材料在循環(huán)載荷作用下的軟硬化、平均應(yīng)力松弛和棘輪等循環(huán)特性,本構(gòu)模型的發(fā)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(huán)棘輪本構(gòu)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(tài)恢復(fù)模型改進發(fā)展的,A-F模型包含一個線性強化項和一個動態(tài)恢復(fù)項,由于動態(tài)恢復(fù)項的存在會引起隨動硬化準(zhǔn)則的非線性,導(dǎo)致一個不閉合的滯回環(huán),從而可以模擬材料的棘輪行為。Chaboche模型在A-F模型的基礎(chǔ)上將背應(yīng)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(yīng)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(wěn)定的應(yīng)力應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(huán)黏塑性本構(gòu)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(huán)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(yīng)力空間中屈服面向各個方向等量擴大,應(yīng)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(shù),描述Q的演化速率。

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

εr=(εmax+εmin)/2

(10)

式中εmax和εmin分別為每個循環(huán)中的最大應(yīng)變值和最小應(yīng)變值。

2 有限元分析

2.1 密封結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)如圖1所示。主密封唇構(gòu)成第一道密封,副密封唇構(gòu)成第二道密封,兩道密封之間設(shè)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(yù)緊力作用壓緊主副密封唇,產(chǎn)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(chǎn)生變形分離,同時高溫介質(zhì)填充至主密封上下懸臂內(nèi)側(cè),主密封張開回彈產(chǎn)生自緊,比壓增大;當(dāng)?shù)谝坏烂芊獍l(fā)生泄漏時,第二道密封前腔體壓力上升,副密封產(chǎn)生自緊,比壓增大,最終實現(xiàn)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(huán)的壓縮回彈分析中需要對密封環(huán)和法蘭的變形情況進行表征,主要涉及密封環(huán)自身的壓縮量、回彈量及法蘭的分離量。壓縮量是密封環(huán)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(huán)的重要設(shè)計變量;由上、下法蘭之間的初始裝配間隙控制,通常預(yù)緊力小部分先由密封環(huán)直接承受(使U-E密封環(huán)壓縮至設(shè)計壓縮量),后續(xù)大部分預(yù)緊力由法蘭承受?；貜椓渴敲芊猸h(huán)自身性能,由密封環(huán)的結(jié)構(gòu)形式和材料性能決定;密封環(huán)被加載至一定壓縮量過程中主副密封懸臂根部會產(chǎn)生一定量的塑性變形,使密封環(huán)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(huán)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(tài),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(zhì)壓力的作用后,相對于初始裝配壓緊狀態(tài)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(huán)使用工況

金屬密封法蘭結(jié)構(gòu)工作過程中受到螺栓預(yù)緊力、介質(zhì)壓力及高溫的循環(huán)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(jié)構(gòu)中,螺栓規(guī)格為M22,裝配預(yù)緊力為180 kN,額定工作內(nèi)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(jié)構(gòu)典型的循環(huán)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(huán)會經(jīng)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(huán)使用過程為:常溫預(yù)緊→(加壓→升溫→卸壓→降溫)×8→拆卸。

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

2.3 材料性能參數(shù)

密封環(huán)的基質(zhì)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(huán)的承載能力,對密封環(huán)進行循環(huán)壓縮回彈分析時,可以不考慮銅鍍層的影響。法蘭在循環(huán)使用過程中整體處于純彈性,局部會發(fā)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(gòu)模擬法蘭。

彈塑性分析中材料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系通常需要借助于真應(yīng)力σT和真應(yīng)變εT來描述,而真應(yīng)力和真應(yīng)變是基于試樣當(dāng)前構(gòu)形計算得到的,在達到頸縮之前與工程應(yīng)力σN和工程應(yīng)變εN具有如下關(guān)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(yīng)力-應(yīng)變曲線直接確定。采用統(tǒng)一黏塑性循環(huán)本構(gòu)模型對金屬密封在重復(fù)使用過程中的力學(xué)行為進行模擬時,還需要用到黏性常數(shù)、隨動硬化參數(shù)和各向同性硬化參數(shù),可以通過單軸拉伸及循環(huán)加載試驗結(jié)果進行確定,具體方法如下。

1)黏性常數(shù)K和n由不同應(yīng)變率下單調(diào)加載的單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線確定。

2)由于Chaboche模型采用3個背應(yīng)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(jù)單軸拉伸曲線繪制背應(yīng)力隨塑性變化曲線,然后計算背應(yīng)力參數(shù)Ci和γi,計算式為

(13)

(14)

3)各向同性硬化準(zhǔn)則中與后繼屈服應(yīng)力演化規(guī)律相關(guān)的參數(shù)Qsa和b,需結(jié)合應(yīng)變循環(huán)下的應(yīng)力幅值隨塑性應(yīng)變變化曲線獲得。

表1列出了依據(jù)試驗結(jié)果確定的密封環(huán)材料的Chaboche模型參數(shù),表2列出了計算中使用的法蘭材料性能參數(shù)。

表1 U-E密封環(huán)材料Chaboche模型參數(shù)

表2 法蘭材料性能參數(shù)

2.4 結(jié)果與分析

采用Chaboche循環(huán)黏塑性本構(gòu)和2.3節(jié)所確定的模型參數(shù)對U-E密封環(huán)在循環(huán)力熱載荷作用下的力學(xué)行為進行了數(shù)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(huán)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(yīng)力-應(yīng)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(yīng)變隨循環(huán)使用歷程的累積情況。圖3～圖8中橫坐標(biāo)均為有限元分析中的分析步,每一個分析步用于實現(xiàn)一組載荷的施加,反映了法蘭密封結(jié)構(gòu)的加載歷程,分析步1用于模擬法蘭的裝配預(yù)緊過程,分析步2～5分別用于模擬第一次工作循環(huán)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(huán)過程,依次類推。

圖3 副密封軸向接觸合力隨循環(huán)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(huán)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(yīng)力-應(yīng)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(yīng)力-應(yīng)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(yīng)變隨循環(huán)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(yīng)變隨循環(huán)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(chǎn)生了更高的塑性應(yīng)變,達到了3.2%,而主密封懸臂根部塑性應(yīng)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(huán)使用過程中,介質(zhì)壓力會作用至主密封懸臂內(nèi)側(cè)產(chǎn)生自緊作用,從而使主密封和副密封的循環(huán)力學(xué)行為表現(xiàn)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(xù)上升;而對于副密封,介質(zhì)壓力使上下法蘭發(fā)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(tài)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(dǎo)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(xiàn)下降。泄壓后,主密封懸臂內(nèi)側(cè)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(zhì)壓力產(chǎn)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(fù),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(xiàn)上升。經(jīng)歷第一次加壓→升溫→卸壓→降溫循環(huán)載荷后,主副密封軸向接觸合力均恢復(fù)到接近預(yù)緊狀態(tài)水平,但在經(jīng)歷了多次循環(huán)使用后,副密封唇的軸向接觸合力明顯發(fā)生了下降,而主密封唇的幾乎未發(fā)生明顯衰減。其原因可以依據(jù)圖5～圖8給出的主副密封懸臂根部循環(huán)應(yīng)力應(yīng)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(huán)載荷作用下均出現(xiàn)了非閉合應(yīng)力-應(yīng)變遲滯環(huán),隨著循環(huán)使用次數(shù)增加副密封遲滯環(huán)向前移動得更加明顯,即附加了更大的棘輪應(yīng)變。相應(yīng)地,在圖7和圖8中,副密封懸臂根部等效塑性應(yīng)變在棘輪效應(yīng)的影響下,累積速度明顯快于主密封。循環(huán)使用8次并卸除螺栓預(yù)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(yīng)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(yīng)變僅為0.5%、0.6%和0.7%,較高的殘余塑性應(yīng)變水平使副密封回彈能力下降,表現(xiàn)為副密封唇軸向接觸合力下降。另一方面,累積塑性應(yīng)變水平(PEEQ)一定程度上反映了密封環(huán)所經(jīng)歷的損傷量,經(jīng)過8次循環(huán)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(yīng)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(yīng)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(fā)生疲勞破壞。對比3種載荷工況下密封環(huán)的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變行為,較高的介質(zhì)壓力和預(yù)緊力不足均會導(dǎo)致塑性應(yīng)變的加速累積,進而影響密封環(huán)的循環(huán)壓縮回彈性能和疲勞壽命。

3 結(jié)論

基于統(tǒng)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(huán)基體材料循環(huán)力學(xué)行為,分析了密封環(huán)經(jīng)歷8次循環(huán)使用過程中主副密封唇宏觀接觸合力的演化規(guī)律和局部塑性應(yīng)變累積部位的損傷進程,得到了以下結(jié)論。

1)工作中介質(zhì)壓力會作用至主密封懸臂內(nèi)側(cè)并產(chǎn)生自緊作用,使主密封和副密封在循環(huán)使用過程中軸向接觸合力表現(xiàn)出完全不同的循環(huán)特征,主密封在施加介質(zhì)壓力后接觸合力達到峰值,而密封在壓緊狀態(tài)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(yīng)變,循環(huán)使用過程中表現(xiàn)出明顯的棘輪效應(yīng)。經(jīng)歷8次循環(huán)使用載荷作用后,副密封懸臂根部殘余了更高的塑性應(yīng)變,導(dǎo)致其回彈能力明顯下降,累積塑性應(yīng)變遠高于主密封,預(yù)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(fù)使用過程不能發(fā)揮冗余設(shè)計作用。

3)提高的介質(zhì)壓力和預(yù)緊力不足均會導(dǎo)致塑性應(yīng)變的加速累積,進而影響密封環(huán)的循環(huán)壓縮回彈性能和疲勞壽命,應(yīng)在裝配過程中注意控制預(yù)緊力。