劉俊立，徐志高，張 峰，田 干，楊正偉，王 玉

(1.火箭軍工程大學(xué) 導(dǎo)彈工程學(xué)院，陜西 西安 710025；2.北京星際榮耀科技有限責(zé)任公司，北京 100176；3.陜西星際榮耀空間科技有限責(zé)任公司，陜西 西安 710100)

高超聲速飛行器在再入飛行過程中表面會出現(xiàn)氣動加熱和縫隙流等現(xiàn)象[1-2]，若不對飛行器操縱活動舵面、機(jī)身起落架開口等縫隙處進(jìn)行熱密封，則熱氣流從縫隙中進(jìn)入飛行器內(nèi)部，會對內(nèi)部大量的電子元器件造成直接的安全威脅，因此縫隙處的高溫動密封已成為高超聲速飛行器必須解決的難題。

現(xiàn)階段設(shè)計(jì)的縫隙高溫動密封主要分為：編織纖維繩和編織彈簧管密封[3-4]。Steinetz等[5-6]研究了不同尺寸和材料的編織繩密封組件泄漏量，結(jié)果表明能夠滿足基本工業(yè)密封要求。Cai等[7-8]將編織繩密封結(jié)構(gòu)等效為多孔介質(zhì)材料，基于Kozeny-Carman方程建立了密封泄漏模型。焦亞男等[9-10]分析了編織繩結(jié)構(gòu)氣體滲透量隨壓差的變化規(guī)律，通過對比研究三維四向、三維五向和二維包芯3種編織結(jié)構(gòu)，得到三維四向編織結(jié)構(gòu)在各個階段的密封性均優(yōu)于其他2種。雖然編織繩密封能夠滿足一定的密封性能要求，但縫隙大小在實(shí)際工作中會發(fā)生變化，密封結(jié)構(gòu)應(yīng)具有一定的回彈性，適應(yīng)不同尺寸縫隙密封要求。由于編織繩密封組件回彈性較差，NASA-Gleen研究中心設(shè)計(jì)了由外層護(hù)套、金屬編織彈簧管和內(nèi)部隔熱芯組成的編織彈簧管密封組件。Dunlap等[11-12]對單條和雙條的單層雙股編織彈簧管密封件分別研究了壓縮率、預(yù)載荷、接觸面積、剛性和彈性等力學(xué)性能，并基于阿基米德體積位移理論測量得到單層雙股編織彈簧管孔隙率。Taylor等[13-14]對金屬編織彈簧管不同材料的高溫回彈性能進(jìn)行了試驗(yàn)考核研究，通過對比研究IN-750、IN MA754、PM 2000、Rene 41等高溫合金材料，得出Rene 41材料具有優(yōu)良的耐高溫和回彈性能。彭祖軍等[15]制備了動密封結(jié)構(gòu)樣件，研究了不同密封樣件在不同動作時間下具有良好的高溫?zé)嶙栊阅?，研究發(fā)現(xiàn)密封樣件表面和背壁溫差相差600～700 ℃。薛云嘉等[16]研究了壓縮率、裝配方式、熱暴露溫度等參數(shù)對金屬編織彈簧管彈性的影響，得到了合金的氧化是編織彈簧管高溫回彈性降低的主要原因。目前，國內(nèi)針對高溫密封技術(shù)的研究處于起步階段，對高溫動密封組件在高溫下服役的密封性能研究還處于空白。

三維雙股編織繩密封組件由于其獨(dú)特的編織方式，不同纖維束在長、寬、高3個方向形成整體網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，因此密封組件強(qiáng)度高，柔韌性好，能夠滿足一定的密封要求[17]。相比于編織繩密封組件，金屬編織彈簧管密封組件具有能夠提供彈性的金屬編織彈簧管，由于密封組件外層護(hù)套、金屬編織彈簧管和內(nèi)部填芯材料均為耐高溫材料，其具有良好的高溫服役性能[15]。

本文針對三維雙股編織繩密封組件和雙層三股編織彈簧管密封組件，建立了高溫動密封組件密封泄漏模型，設(shè)計(jì)了高溫動密封組件密封性能實(shí)驗(yàn)平臺，分別對2種密封組件在壓差為100～600 kPa、溫度在常溫和100～600 ℃高溫條件下的密封性能進(jìn)行研究，通過對比泄漏模型計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)測量值，分析2種密封組件高溫密封性能，為高超聲速飛行器高溫動密封組件的選擇、設(shè)計(jì)和制備提供參考。

1 密封泄漏理論模型

三維雙股編織繩(3DDSBR)密封組件，其材料為石英纖維棉，以三維四向的編織方式編織而成，如圖1(a)所示。雙層三股編織彈簧管(DLTSBST)密封組件，由外層護(hù)套、內(nèi)層護(hù)套、金屬編織彈簧管和內(nèi)芯4部分組成，內(nèi)芯和護(hù)套材料為耐高溫陶瓷纖維，金屬編織彈簧管采用GH 141高溫合金絲編織而成，如圖1(b)所示。表1示出2種密封組件主要結(jié)構(gòu)。

圖1 密封組件示意圖Fig.1 Schematic diagram of sealing components.(a)3DDSBR sealing components；(b)DLTSBST seal assembly

表1 密封組件主要結(jié)構(gòu)性能Tab.1 Main structural performance of sealing components

1.1 密封泄漏通道建模

密封組件的泄漏通道可以分為密封組件內(nèi)部泄漏和密封組件表面泄漏，如圖2所示。泄漏通道與密封組件結(jié)構(gòu)和材料有關(guān)，通道與密封結(jié)構(gòu)和密封接觸面有關(guān)。

圖2 密封泄漏示意圖Fig.2 Schematic diagram of seal leakage.(a)Flow through seal;(b)Flow around seal

1.1.1 密封組件內(nèi)部泄漏模型

選取3DDSBR和DLTSBST密封組件為研究對象，根據(jù)2種組件的結(jié)構(gòu)特性，進(jìn)行密封性能研究分析時可以將其看成是由多股纖維束組成的多孔結(jié)構(gòu)。由于不同層纖維束之間的排列形狀均不規(guī)則，所以實(shí)際流體流過密封組件的流動特別復(fù)雜，因此，將密封組件簡化成多孔介質(zhì)進(jìn)行研究分析。

根據(jù)對多種多孔介質(zhì)材料、結(jié)構(gòu)尺寸和纖維直徑的大量試驗(yàn)研究，Ergun擬合得到：

(1)

式中：Po為密封出口壓力，Pa；Pi為密封進(jìn)口壓力，Pa；ρ為氣體密度，kg/m3；u為氣體流速，m/s；Dp為密封組件平均顆粒直徑，m；t為多孔介質(zhì)床層厚度，m；ε為多孔介質(zhì)孔隙率，%；μ為氣體運(yùn)動黏度系數(shù)，Pa·s。

在密封組件中，密封氣體的流速和纖維束的直徑均較小，當(dāng)多孔介質(zhì)中的流動為層流時，式(1)中的常數(shù)項(xiàng)可忽略不計(jì)。在早期的研究中，將曲折不規(guī)則的多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)，等效成截面為由圓形的纖維束裝配而成，如圖3所示。

圖3 密封組件多孔介質(zhì)模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of porous media model of sealing component

基于以上多孔介質(zhì)的假設(shè)，可以根據(jù)Kozeny-Carman方程建立密封泄漏速率與密封組件孔隙率之間的函數(shù)關(guān)系。

(2)

假設(shè)密封組件纖維直徑為Df，密封條的長度為L，則Dp可以表示為

(3)

當(dāng)L/Df的比值非常大時，式(3)可簡化為

Dp=1.5Df

(4)

假設(shè)密封氣體為理想氣體，則由理想氣體狀態(tài)方程得：

(5)

所以，式(2)除以Acρ/L，可得單位長度密封組件的氣體泄漏量：

(6)

式中：Rg為氣體常數(shù)；Mw為空氣摩爾質(zhì)量,kg/mol；Ac為密封流域橫截面積,m2；T為氣體絕對溫度,℃。

1.1.2 密封組件表面泄漏模型

密封組件表面泄漏量可以看成密封氣體從非多孔介質(zhì)密封組件與密封表面之間的縫隙泄漏。假設(shè)密封組件與密封表面之間的縫隙為2y0，則進(jìn)出口壓差與密封氣體泄漏速率為

(7)

同式(6)理想氣體假設(shè)相似，可得密封組件表面單位長度泄漏量：

(8)

1.1.3 泄漏流阻

根據(jù)式(6)密封組件內(nèi)部泄漏模型和式(8)密封組件表面泄漏模型，定義密封組件泄漏流阻R為

(9)

由式(9)知，泄漏流阻R與密封組件的結(jié)構(gòu)參數(shù)和密封工況參數(shù)呈函數(shù)關(guān)系，當(dāng)密封組件的種類和工況環(huán)境確定后，只與密封進(jìn)出口壓差有關(guān)。

1.2 不同密封組件泄漏流阻

1.2.1 3DDSBR密封組件泄漏流阻

由3DDSBR密封組件結(jié)構(gòu)知，密封組件孔隙率在不同部位均相同。

3DDSBR密封組件的泄漏通道為內(nèi)部泄漏和表面泄漏的總和，如圖4所示，即為：

圖4 3DDSBR密封組件泄漏示意圖Fig.4 3DDSBR seal assembly leakage diagram

(10)

其中下標(biāo)“sl”和“e”分別代表密封組件內(nèi)部和密封表面，2處通道泄漏量分別為：

(11)

(12)

由式(11)和式(12)可以得到3DDSBR密封組件內(nèi)部泄漏流阻：

(13)

3DDSBR密封組件表面泄漏由上下2個流阻通道組成。由圖4可知，上下2通道路徑長度和縫隙寬度相同，且相互并列，所以3DDSBR密封組件表面泄漏流阻為

(14)

其中

(15)

所以，3DDSBR密封組件總泄漏流阻為

(16)

1.2.2 DLTSBST密封組件泄漏流阻

假設(shè)DLTSBST密封組件的泄漏通道如圖5所示，同3DDSBR密封組件泄漏相似，DLTSBST密封組件泄漏通道為密封組件內(nèi)部泄漏和密封組件表面泄漏。

圖5 DLTSBST密封組件泄漏示意圖Fig.5 Schematic diagram of leakage of DLTSBST seal assembly

由DLTSBST密封組件結(jié)構(gòu)可知，外層纖維護(hù)套和內(nèi)層纖維護(hù)套的編織方式和原材料均相同，所以外層纖維護(hù)套和內(nèi)層纖維護(hù)套的孔隙率也相同。內(nèi)部填芯主要由陶瓷纖維棉填充而成，則內(nèi)部填芯與內(nèi)外2層纖維護(hù)套的孔隙率不同。金屬編織彈簧管是由金屬絲編織而成的金屬框架，泄漏氣體可完全通過金屬編織彈簧管，所以孔隙率為1，可將其泄漏流阻忽略不計(jì)[11-12]。假設(shè)外層纖維護(hù)套、內(nèi)層纖維護(hù)套和內(nèi)部填芯材料的孔隙率分別為εs1、εs2、εc。則DLTSBST密封組件的泄漏流阻如圖6所示。

圖6 DLTSBST密封組件泄漏通道和泄漏速率示意圖Fig.6 Schematic diagram of leakage channel and leakage rate of DLTSBST seal assembly

圖中：t為密封組件厚度；t1和t2分別為DLTSBST密封組件外層護(hù)套和內(nèi)部填芯的厚度；通道1和15表示從密封組件與密封結(jié)構(gòu)面之間的表面泄漏；通道2和14表示只從密封組件外層護(hù)套的泄漏；通道3～5和11～13表示從密封組件的外層護(hù)套—內(nèi)層護(hù)套—外層護(hù)套泄漏而出；通道6～10表示氣體由密封組件的外層護(hù)套—內(nèi)層護(hù)套—填充內(nèi)芯—內(nèi)層護(hù)套—外層護(hù)套泄漏。

DLTSBST密封組件的總流阻為

(17)

2 實(shí)驗(yàn)部分

2種高溫密封組件的結(jié)構(gòu)及材料參數(shù)如表1所示。成型后的3DDSBR密封組件直徑(dr)為11 mm。DLTSBST密封組件外層纖維套管和內(nèi)層纖維套管原料為耐高溫陶瓷纖維；金屬編織彈簧管原材料為GH 141耐高溫合金絲，以Strecker編織方式編織而成，編織金屬絲直徑(ds)為0.12 mm，編織針數(shù)為12，編織股數(shù)為3，成型后的DLTSBST密封組件直徑(dt)為14 mm。最后，分別裁剪長度(l)為100 mm 的3DDSBR密封組件和DLTSBST密封組件數(shù)段，作為高溫密封性能實(shí)驗(yàn)的試件，進(jìn)行高溫密封性能實(shí)驗(yàn)考核。

現(xiàn)有研究表明，密封組件在壓縮率小于50%，溫度低于800 ℃時可以保持完全彈性[16]。本文實(shí)驗(yàn)過程中壓縮率均為30%，對2種試件分別進(jìn)行工況環(huán)境溫度為常溫(20 ℃)和高溫(100～600 ℃)，密封組件壓差為100～600 kPa的密封性能進(jìn)行研究，測量不同密封組件在不同工況下對應(yīng)的密封泄漏量。實(shí)驗(yàn)時采用高溫壓縮空氣為密封介質(zhì)。

高溫?zé)嶙杳芊鈱?shí)驗(yàn)平臺如圖7所示，其主要由上蓋板、密封實(shí)驗(yàn)件和下蓋板組成。上下蓋板之間通過四周螺栓配合安裝。為阻止氣體從上下蓋板裝配面流出，在密封實(shí)驗(yàn)件外圍安裝密封圈進(jìn)行密封。調(diào)節(jié)外氣源壓差和高溫加熱爐溫度，對2種高溫動密封組件逐件進(jìn)行不同溫度和壓差下的密封性能試驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)過程中，將密封實(shí)驗(yàn)工裝放置于高溫加熱爐中，通過調(diào)節(jié)高溫加熱爐溫度，并經(jīng)過保溫處理后，模擬不同的工況環(huán)境溫度。密封測試氣體通過氣體入口流入至入口氣體腔，腔內(nèi)氣體在不同溫度和壓差下通過密封組件部分發(fā)生泄漏，將泄漏之后的氣體通過氣體出口腔進(jìn)行收集，氣體出口與氣體流量計(jì)相連，測量得到不同壓差和溫度下的密封組件泄漏量。實(shí)驗(yàn)完成后，對得到的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行研究分析。

圖7 高溫?zé)嶙杳芊鈱?shí)驗(yàn)平臺示意圖Fig.7 Schematic diagram of high temperature thermal resistance sealing test platform

3 結(jié)果和討論

3.1 壓差對泄漏量的影響

圖8示出20 ℃下三維雙股編織繩(3DDSBR)和雙層三股編織彈簧管(DLTSBST)2種密封組件實(shí)驗(yàn)與理論計(jì)算值對比結(jié)果?？梢姡?DDSBR密封組件和DLTSBST密封組件泄漏模型的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)測量得到的泄漏量基本吻合，密封組件泄漏量隨壓差的變化規(guī)律相似，即泄漏量與壓差呈二次函數(shù)關(guān)系，滿足Kozeny-Carman公式。

圖8 2種密封組件實(shí)驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)對比Fig.8 Comparison of test and theoretical data of two kinds of sealing components

由圖8可知，2種密封組件密封泄漏量在壓差為100 kPa時最小，隨著壓差的不斷增加，泄漏量增長趨勢均逐漸增大，當(dāng)壓差增加至600 kPa時泄漏量達(dá)到最大。這說明隨著壓差的不斷增大，對于3DDSBR密封組件，整條密封組件是由石英棉繩編織而成，基體的綜合孔隙率較高，且密封組件與密封面配合時，表面編織交錯結(jié)較大，導(dǎo)致密封組件與密封面的泄漏間隙較大。相比之下，DLTSBST密封組件由內(nèi)外2層護(hù)套組成，且護(hù)套均為陶瓷纖維編織而成，陶瓷纖維相較于石英纖維棉繩直徑較小，在等長度的密封條下相較于3DDSBR密封組件密度更大，在受到徑向壓力時，密封組件內(nèi)部的綜合孔隙率變化較小；且密封組件內(nèi)部的金屬編織彈簧管，具有良好的徑向補(bǔ)償和跟隨性能，當(dāng)受到外力作用時，彈性元件可抵消部分外力，相較于同等外力條件下的3DDSBR密封組件，DLTSBST密封組件與密封面之間的泄漏縫隙更小。因此在溫度20 ℃下氣體流過密封組件時，3DDSBR密封組件的密封泄漏量明顯高于DLTSBST密封組件。

對比3DDSBR和DLTSBST密封組件泄漏量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論值，測量數(shù)據(jù)均大于理論值，且隨著壓差的不斷增加，數(shù)據(jù)與理論值的差值逐漸增大，這是因?yàn)樵趯?shí)驗(yàn)過程中，密封組件兩端實(shí)際也存在泄漏，且密封組件泄漏模型中的參數(shù)與實(shí)際存在一定的偏差。其中，3DDSBR密封組件的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論值隨著壓差的增加差值更大，這是由于在受到外力作用時，由于3DDSBR密封組件本身回彈性能差，所以隨著橫向壓力的逐漸增加，密封組件與密封面之間的泄漏縫隙也逐漸增大導(dǎo)致。

3.2 溫度對泄漏量的影響

圖9示出不同溫度下3DDSBR密封組件泄漏量隨壓差變化的實(shí)驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)對比結(jié)果?？芍谕粶囟认?，密封組件的泄漏量隨著壓強(qiáng)的增加而不斷增大。在壓差為600 kPa，溫度為20 ℃時泄漏量最大為13.9 g/(m·s-1)。若將泄漏量閾值暫定為5 g/(m·s-1)，則在不同溫度條件下，滿足要求的密封壓差閾值不同。工況環(huán)境溫度為20 ℃時，滿足要求的密封壓差閾值為400 kPa。隨著溫度增加，滿足要求的密封壓差閾值不斷變大，在溫度為100和200 ℃時，密封壓差閾值分別為470和590 kPa，而當(dāng)溫度為300 ℃時，在0～600 kPa的壓差范圍內(nèi)，均能滿足密封要求。若將密封泄漏量閾值上調(diào)至8 g/(m·s)-1，在工況環(huán)境溫度為200和300 ℃，壓差在600 kPa范圍內(nèi)，3DDSBR密封組件均滿足密封要求。而當(dāng)工況環(huán)境溫度為20和100 ℃時，滿足要求的密封閾值分別為500和600 kPa。這表明在不同密封泄漏量閾值下，3DDSBR密封組件滿足要求的密封壓差閾值隨著溫度不斷增加逐漸變大。

圖9 3DDSBR密封組件試驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)對比Fig.9 3DDSBR sealing component test and theoretical data comparison

圖10示出DLTSBST密封組件在不同溫度下泄漏量隨壓差變化的實(shí)驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)對比結(jié)果?？芍?，同3DDSBR密封組件變化規(guī)律相似，在同一溫度下隨著壓差的增加，泄漏量也逐漸增大。在溫度為20 ℃，壓差為600 kPa時泄漏量達(dá)到最大值6.5 g/(m·s-1)。若將密封泄漏量閾值暫定為8 g/(m·s-1)，DLTSBST密封組件在工況環(huán)境溫度為300 ℃，壓差為600 kPa范圍內(nèi)均滿足密封要求。在不同溫度下，密封組件的泄漏量試驗(yàn)測量值均大于理論計(jì)算值，這是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)過程中密封組件存在局部泄漏，且隨著溫度和壓差的增加，實(shí)驗(yàn)與理論的差值更大。

圖10 DLTSBST密封組件實(shí)驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)對比Fig.10 DLTSBST sealing component test and theoretical data comparison

圖11示出3DDSBR密封組件和DLTSBST密封組件在不同壓差下，泄漏量隨著溫度的變化曲線圖?？芍?，在不同壓差條件下，密封組件的泄漏量在20 ℃最大，600 ℃時最小，2種密封組件均隨著溫度的增加逐漸減小。對于3DDSBR密封組件，這主要是因?yàn)殡S著溫度的增加，編織繩的石英纖維棉發(fā)生熱膨脹，由于在實(shí)驗(yàn)過程中繩兩端固定，所以石英纖維棉在徑向發(fā)生熱膨脹，導(dǎo)致3DDSBR密封組件與密封面之間的密封縫隙減小，使密封組件表面泄漏流阻增加；同時在3DDSBR密封組件內(nèi)部不同石英棉發(fā)生徑向熱膨脹的同時，由于石英棉之間均發(fā)生熱膨脹，所以同樣會導(dǎo)致密封組件的內(nèi)部泄漏流阻增加，從而使3DDSBR密封組件密封泄漏量隨著溫度的不斷增加而逐漸減小。對于DLTSBST密封組件，密封組件內(nèi)部金屬編織彈簧管具有良好的高溫服役特性和徑向跟隨性，同時，DLTSBST密封組件含有內(nèi)外2層護(hù)套，且2層護(hù)套的編織密度較大，隨著溫度的不斷增加密封組件呈徑向膨脹趨勢，導(dǎo)致密封組件與密封面之間的縫隙減小，從而使得DLTSBST密封組件泄漏量隨著溫度的增加而逐漸降低。

圖11 不同壓差下2種密封組件實(shí)驗(yàn)與理論數(shù)據(jù)對比Fig.11 Comparison of experimental and theoretical data of two sealing components under different pressure differences

對比不同壓差下3DDSBR密封組件和DLTSBST密封組件的泄漏量隨溫度的變化曲線。在同一壓差和工況環(huán)境溫度下，3DDSBR密封組件的泄漏量均大于DLTSBST密封組件。在不同壓差下，2種密封組件密封泄漏量均隨著溫度的增加而逐漸降低，且降低趨勢相似。且在同一工況下的3DDSBR密封組件泄漏量約為DLTSBST密封組件泄漏量的2倍，表明在相同壓差和工況環(huán)境溫度下，DLTSBST密封組件的密封效果較3DDSBR密封組件更好。且DLTSBST密封組件隨著溫度的增加密封泄漏量逐漸降低，表明其具有良好的高溫密封性能，能夠滿足高超聲速飛行器用高溫動密封的密封性能要求。

4 結(jié) 論

1)基于Kozeny-Carman方程建立的三維雙股編織繩和雙層三股編織彈簧管密封組件的密封泄漏模型，通過與高溫氣密實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)的對比，可以表征高溫動密封組件的泄漏。

2)三維雙股編織繩和雙層三股編織彈簧管密封組件的密封泄漏量均隨著壓差的不斷增加而逐漸增大，且三維雙股編織繩密封組件增長趨勢更明顯。密封泄漏量閾值不同，2種密封組件的壓差閾值和溫度閾值也不相同。密封泄漏量閾值相同的情況下，三維雙股編織繩密封組件的密封壓差閾值隨著溫度的不斷增加而逐漸增大。

3)隨著溫度的逐漸增加，三維雙股編織繩和雙層三股編織彈簧管2種密封組件在一定溫度范圍內(nèi)隨著溫度的增加而逐漸減小。在同種工況下，雙層三股編織彈簧管密封性能均優(yōu)于三維雙股編織繩密封組件。