王晨威,閆方琦,李智軍,常 濤,陳建華

(西安航天動力研究所,陜西 西安 710100)

0 引言

金屬密封作為低溫液體火箭發(fā)動機的重要零部件,廣泛用于低溫管路、高溫管路、渦輪泵、閥門系統(tǒng)中,起到隔離介質(zhì)、保護(hù)系統(tǒng)的作用,在發(fā)動機高/低溫、高壓、搖擺、振動等復(fù)雜工況環(huán)境以及法蘭結(jié)構(gòu)變形和裝配變形的影響下,極易出現(xiàn)介質(zhì)泄漏,引起密封失效。金屬密封分為單道密封和雙道密封,單道密封包括O形密封、C形密封等;雙道密封在單道的基礎(chǔ)上又增加一道密封,在第一道密封發(fā)生泄漏時,第二道密封可以及時阻止介質(zhì)泄漏[1-7]。U-E密封作為自緊式雙道密封的典型結(jié)構(gòu),在工作時,密封懸臂受到高壓介質(zhì)的擠壓產(chǎn)生彈性變形并張開,密封比壓增大從而產(chǎn)生自緊作用,冗余式的復(fù)雜結(jié)構(gòu)設(shè)計有效提升了密封環(huán)的回彈性和可靠性[8-9],但給密封的設(shè)計帶來較大困難。國內(nèi)關(guān)于U-E金屬密封的研究較少。馬瑩等利用有限元模型對U-E密封進(jìn)行了建模分析,并對主副密封唇壓縮量變化進(jìn)行了研究[10]。而在其他異形金屬密封的研究上,杜宸宇等將法蘭看成剛體對多種異形結(jié)構(gòu)金屬密封環(huán)進(jìn)行了力學(xué)特性數(shù)值研究,得出不同密封環(huán)適用的不同環(huán)境[11]。上述研究都未考慮實際工作情況下的法蘭變形與傾斜問題,實際工作中法蘭的變形會導(dǎo)致U-E主/副面之間的壓縮量存在差異,進(jìn)而導(dǎo)致主/副密封面壓強不匹配,但可以從密封結(jié)構(gòu)方面改善這一情況,通過設(shè)計U-E主/副密封懸臂的高度差來匹配法蘭的傾斜變形量大小。關(guān)于法蘭、螺栓和密封結(jié)構(gòu)的研究很多。薛杰等將法蘭視為剛體,對工作壓力下法蘭結(jié)構(gòu)的螺栓和密封件受力進(jìn)行了分析[12]。Nash等分析了螺栓預(yù)緊力對法蘭的影響,發(fā)現(xiàn)加壓后法蘭出現(xiàn)明顯的變形[13]。Lin等對反應(yīng)堆壓力容器進(jìn)行三維瞬態(tài)密封傳熱分析,比例RPV法蘭仿真結(jié)果顯示上法蘭和下法蘭分別出現(xiàn)了不同程度的軸向偏斜[14]。Yu等通過采用彈塑性非線性接觸來分析HTR-10壓力容器的法蘭應(yīng)力和變形,結(jié)果表明法蘭表面塑性變形較大,增加法蘭高度和封頭厚度有利于密封性能[15]。上述文獻(xiàn)均揭示了系統(tǒng)加壓后法蘭存在變形傾斜問題,但其法蘭螺栓密封結(jié)構(gòu)系統(tǒng)采用的密封件為單道式墊片密封,并無對特型密封件的研究。因此,對U-E密封系統(tǒng)的法蘭變形問題,需參考上述文獻(xiàn)中常用的法蘭變形理論。在文獻(xiàn)[16]規(guī)范中對法蘭變形的計算方法有Walters法和PVRC法。Walters法基于彈性梁[17]和圓平板彎曲理論,并且將螺栓法蘭的聯(lián)接視為靜定結(jié)構(gòu),省去了預(yù)緊和工作時螺栓載荷的變化,是一種簡化的應(yīng)力計算方法。PVRC方法[18]是在Walters法的基礎(chǔ)上,加入了帶泄漏率準(zhǔn)則的螺栓—墊片載荷新計算方法。由于PVRC方法將墊片作為一個重要研究對象,不適用于異形截面密封環(huán),因此在特型截面U-E密封的研究中,著重采用Walters法進(jìn)行分析。

對于U-E密封復(fù)雜結(jié)構(gòu)問題,在主/副密封匹配設(shè)計之后,可對主/副密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行分體設(shè)計,由于設(shè)計參數(shù)眾多,全面設(shè)計試驗耗費時間較長,可采用研究多因素多水平的一種常用設(shè)計方法——正交試驗,基于虛擬正交試驗可實現(xiàn)方案快速迭代設(shè)計,獲得多因素影響下的最優(yōu)解。

因此,本文基于Walters法蘭變形分析法計算出法蘭變形量大小及法蘭主/副密封面分離量差異,找出主/副密封比壓差異,通過主/副密封面分離量和密封比壓差異對主/副密封進(jìn)行匹配設(shè)計,并利用虛擬正交試驗對多結(jié)構(gòu)參數(shù)下的復(fù)雜密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行分體設(shè)計。

1 法蘭變形模型及有限元建模

1.1 密封工作過程描述

U-E金屬密封的泄漏分為3種,即初始泄漏、工作泄漏、卸載泄漏,分別對應(yīng)于3個工作過程,是否發(fā)生泄漏問題通常用密封比壓進(jìn)行表示,當(dāng)密封比壓大于介質(zhì)壓強的10倍以上,則認(rèn)為該密封不發(fā)生泄漏。

初始泄漏是指U-E密封存在設(shè)計缺陷或加工缺陷,在法蘭未充入高壓介質(zhì),就發(fā)生密封比壓不足,導(dǎo)致密封失效。工作泄漏是指法蘭在高壓介質(zhì)的作用下發(fā)生分離、偏斜,使密封比壓不足,導(dǎo)致密封失效。卸載泄漏是指高壓介質(zhì)泄壓,U-E密封懸臂回彈與法蘭回彈跟隨性不匹配,出現(xiàn)密封比壓為0的瞬間,發(fā)生泄漏。3種泄漏問題中,故障率最高的是工作泄漏。在工作時,法蘭的受力如圖1所示,其中A、C為法蘭接觸的主密封面,B、D為法蘭接觸的副密封面,主密封泄漏后,高壓介質(zhì)充入副密封懸臂。這些力導(dǎo)致法蘭產(chǎn)生分離和偏斜,引起密封比壓的變化。通過仿真模型分析法蘭偏斜量大小,對U-E金屬密封的主/副密封比壓設(shè)計有一定的參考意義。

圖1 法蘭受力簡圖Fig.1 Flange force

1.2 數(shù)學(xué)模型

密封比壓是評判金屬靜密封性能的一個重要指標(biāo),密封比壓即密封面接觸壓強,密封比壓的大小受材料、法蘭變形、密封結(jié)構(gòu)等多種因素影響,U-E金屬(見圖2)密封的密封比壓可以表示為

圖2 U-E密封結(jié)構(gòu)Fig.2 U-E seal structure

p=f(M,δ,GM,GS,GMS)

(1)

式中:p為密封比壓;M為材料參數(shù);δ為法蘭變形,包括法蘭軸向分離、法蘭傾斜變形等;GM為主密封結(jié)構(gòu),包括懸臂長度、懸臂張角等;GS為副密封結(jié)構(gòu),包括懸臂厚度、懸臂張角等;GMS為主/副密封相關(guān)匹配結(jié)構(gòu),主要為主/副密封懸臂高度差。

由于密封比壓表述式為隱式表達(dá)式,因此需要對其中的參數(shù)進(jìn)行獨立分析。GH145材料具有良好的硬度和回彈性,因此本文U-E密封材料選取為GH145,即M不作為研究對象,對其他4個參數(shù)進(jìn)行分析設(shè)計,通過法蘭傾斜變形量大小,找到主/副密封面回彈差異,從回彈量的差異大小對主/副密封的高度進(jìn)行差異化設(shè)計;主/副密封高度匹配完后對主/副密封進(jìn)行分體正交優(yōu)化設(shè)計;研究思路見圖3(p0為介質(zhì)壓強,當(dāng)密封比壓p>10p0認(rèn)為密封性能良好)。

圖3 研究思路Fig.3 Research flow chart

1.3 基于Walters法的法蘭變形分析

在分析法蘭的分離和變形時,對法蘭、螺栓、密封環(huán)共同進(jìn)行分析,結(jié)合Walter利用結(jié)構(gòu)力學(xué)的方法進(jìn)行受力分析與邊界條件的設(shè)置。將法蘭沿著周向按單位長度進(jìn)行均分,取分出的一部分進(jìn)行分析,該部分厚度較小可近似看做拉伸體,基于Walters法,此時,將法蘭和螺栓視為懸臂梁結(jié)構(gòu)。螺栓連接處視為固定端,法蘭受介質(zhì)壓強部分視為受到均勻載荷,法蘭受密封環(huán)反力部分視為受到集中載荷,均為純彎矩載荷(見圖1)。值得注意的是,法蘭內(nèi)腔受到的介質(zhì)壓強所產(chǎn)生的周向載荷在周向分布均勻,即被法蘭本身所抵消,為平衡力;在法蘭管道內(nèi)受到的介質(zhì)壓強所產(chǎn)生的軸向力沒有作用在法蘭截面上,并且只引起螺栓在軸向的長度拉伸,分析時可將這兩個力忽略。

法蘭的變形采用撓度表示,利用能量守恒原理計算法蘭在主密封面和副密封面處的撓度差值,即線彈性體由于變形儲存的應(yīng)變能U等于外力所做的外力功W。根據(jù)Clapeyron原理有[19]

(2)

式中:Fi為外載荷;δi為所有載荷共同作用下的最終位置。

法蘭為均勻材料,利用材料的應(yīng)力(σ)—應(yīng)變(ε)關(guān)系曲線,計算出應(yīng)力單元體的應(yīng)變能密度為

(3)

卡氏第二定理中指出,線彈性結(jié)構(gòu)的應(yīng)變能U對作用在結(jié)構(gòu)上的某個載荷Fi的偏導(dǎo)數(shù)等于該載荷作用點沿該載荷作用方向的位移δi。法蘭受力簡單,簡化模型后不受扭矩和軸力,即

(4)

式中M(x)為法蘭所受彎矩,包括集中力和均布力。

將法蘭假設(shè)成為懸臂梁結(jié)構(gòu)時,法蘭材料在變形的線彈性范圍內(nèi),根據(jù)撓度計算定理,法蘭的撓度和轉(zhuǎn)角與所受到的力為線性關(guān)系,并且法蘭的彎曲變形很小,所以當(dāng)法蘭上同時作用了多個力時,任何一個力所引起的變形不會受到其他力的影響,可以對各個力所引起的撓度進(jìn)行代數(shù)相加。

1.4 法蘭—密封—螺栓仿真建模

圖4為螺栓—密封環(huán)—法蘭結(jié)構(gòu)模型,其材料參數(shù)見表1和圖5,整體結(jié)構(gòu)及所有彎矩為軸對稱形式,因此按照模型周向的24個螺栓將結(jié)構(gòu)分成15°塊模型進(jìn)行分析。螺栓和墊片統(tǒng)一采用球面螺栓和球面墊片,采用此規(guī)格的螺栓和墊片保證了在螺栓或法蘭發(fā)生偏斜時,墊片施加的壓緊力始終垂直于法蘭接觸面[20],并根據(jù)Walters法對仿真模型的邊界進(jìn)行設(shè)定,即將下法蘭螺栓伸出底端固定;上法蘭與密封環(huán)邊界條件設(shè)置在柱坐標(biāo)系下,約束其前后端面沿周向的轉(zhuǎn)動和徑向的位移。根據(jù)Clapeyron法對仿真模型中求解方式進(jìn)行選定。

表1 材料的力學(xué)性能參數(shù)Tab.1 Mechanical properties of materials

圖4 螺栓—密封環(huán)—法蘭切塊模型Fig.4 Model of bolt-seal ring-flange structure

圖5 GH 4145 和S-03鋼材料應(yīng)力—應(yīng)變圖Fig.5 Stress-strain curve of material GH4145 and S-03 steel

模型中法蘭和U-E密封為六面體網(wǎng)格(C3D8R),螺栓頭部下端網(wǎng)格為四面體網(wǎng)格(C3D4)。U-E密封環(huán)主副密封唇處和上下法蘭主副密封接觸面處采用較主體網(wǎng)格(1 mm)更細(xì)化的尺寸為0.1 mm的網(wǎng)格,以保證接觸位置和密封比壓的計算精度;法蘭和螺栓不承受大應(yīng)力部位采用大尺寸網(wǎng)格。螺栓與墊片、墊片與法蘭之間的接觸采用無摩擦的光滑接觸,螺栓與法蘭、主副密封唇與法蘭的接觸采用粗糙接觸,摩擦因數(shù)為0.149[21]。為避免跳躍式的突變,螺栓位移設(shè)置幅值曲線平滑系數(shù)為0.2。

整個仿真過程共設(shè)置為3個階段[仿真時長設(shè)置為1.4 s(并不代表實際工作時間)]:第一階段,螺栓預(yù)緊,保持和現(xiàn)有的U-E密封壓縮量設(shè)計方案一致,設(shè)置預(yù)緊位移為0.8 mm;第二階段,充入40 MPa高壓介質(zhì);第三階段,排出高壓介質(zhì),螺栓卸載,設(shè)置卸載位移為0.8 mm。

1.5 正交實驗設(shè)計

U-E密封由于其復(fù)雜的橫截面形式,涉及多種參數(shù),主密封設(shè)計參數(shù)主要有密封懸臂長度、內(nèi)張角和外張角;副密封設(shè)計參數(shù)主要有懸臂張角和厚度。每個結(jié)構(gòu)設(shè)計5個變量,分別對主密封進(jìn)行3因素5水平的正交試驗設(shè)計、副密封進(jìn)行全面試驗設(shè)計,實驗參數(shù)見表2。

表2 仿真實驗對應(yīng)水平編號Tab.2 Orthogonal experimental corresponding horizontal numbering

2 結(jié)果分析

2.1 法蘭變形及主/副密封比壓分析

法蘭的傾斜變形直接導(dǎo)致U-E主/副密封面的密封比壓存在較大差異,在仿真中將分為主密封正常和主密封失效兩個情況進(jìn)行,整個過程的時常設(shè)置為1.4 s,其中裝配0.4 s,工作0.6 s,卸載0.4 s,分別考慮兩種情況下的法蘭變形量,法蘭變形結(jié)果見圖6。仿真結(jié)果表明:在主密封正常時主密封面位移緊隨副密封位移,無位移滯后現(xiàn)象,在裝配過程中(0～0.4 s)法蘭并無明顯變形產(chǎn)生。法蘭充入40 MPa高壓介質(zhì)過程,充入介質(zhì)總時長為0.6 s(0.4～1.0 s),由于設(shè)置光滑幅值曲線,壓力隨時間慢慢升高,主密封面與副密封面存在位移滯后現(xiàn)象,法蘭的變形也逐漸明顯,且在加壓完畢時,上下法蘭滯后距離達(dá)到最大,其值為0.156 mm,為法蘭主/副密封的水平高度差。1.0～1.4 s時螺栓完全卸載,密封環(huán)受法蘭壓力作用,材料產(chǎn)生了永久塑性變形,導(dǎo)致法蘭無法回到初始位置。

圖6 上法蘭仿真變形結(jié)果Fig.6 Simulated deformation results of upper flange structure

主密封發(fā)生泄漏,高壓介質(zhì)進(jìn)入副密封區(qū)域,法蘭受壓面積增加,主密封自緊效應(yīng)消失,副密封出現(xiàn)自緊效應(yīng),該情況下法蘭主副密封面位移如圖7所示,位移趨勢和主密封未失效時保持一致。不同的是,在加壓完畢后,上法蘭的主密封面變形量增加了0.11 mm,副密封面變形量增加了0.07 mm;下法蘭主密封面變形量增加了0.04 mm,副密封面變形量變化甚微。主密封面相對副密封水平高度差為0.23 mm。

圖7 密封面位移隨時間變化(0.8 mm壓縮量)Fig.7 Seal displacement variation with time (seal compression is 0.8 mm)

密封比壓在仿真中用密封面接觸壓強(CPRESS)表示,密封的密封性能采用密封比壓比來表示,即密封比壓/介質(zhì)壓強。當(dāng)密封比壓比的值大于10時,認(rèn)為該密封可靠。圖8結(jié)果顯示:在考慮了法蘭變形的情況下,副密封面密封比壓比在工作時(主密封泄漏)大于10,在沖壓過程中最小為9.6,可認(rèn)為副密封在介質(zhì)壓強為40 MPa時是可靠的。但是主密封在工作時(主密封未泄漏)密封比壓比均小于10,密封不可靠,該主密封設(shè)計理論壓縮量為0.8 mm,由于法蘭的變形,實際壓縮量只有0.7 mm,加壓后壓縮量為0.35 mm,遠(yuǎn)小于理論設(shè)計值。在后續(xù)結(jié)構(gòu)設(shè)計中,需要考慮增大壓縮量。

圖8 密封比壓隨時間變化(0.8 mm壓縮量)Fig.8 Specific-pressure of seal variation with time (seal compression is 0.8 mm)

綜上所述,引入Walters法的法蘭變形分析,在介質(zhì)壓強為40 MPa時,法蘭傾斜變形使主/副密封面間存在0.16～0.23 mm高度差,導(dǎo)致U-E密封主/副密封比壓不匹配,同時引起實際壓縮量小于設(shè)計壓縮量,導(dǎo)致主密封面密封比壓不足。

2.2 U-E密封設(shè)計與仿真評估

法蘭的變形引起主/副密封面產(chǎn)生高度差,設(shè)計U-E密封時,考慮由密封面的高度差引起的密封比壓的變化。根據(jù)2.1節(jié)分析結(jié)果,法蘭的變形使得實際壓縮量小于設(shè)計壓縮量,為增大壓縮量,將設(shè)計壓縮量從0.8 mm增加到1.2 mm;同時由于法蘭的變形傾斜,將主/副密封面高度差設(shè)計為0.15 mm(見圖9,h=0.15 mm)。

圖9 主/副密封匹配設(shè)計示意圖Fig.9 The schematic view of master and secondary seal matching design

通過對比正交實驗密封面的密封比壓,仿真結(jié)果表明:主密封外懸臂張角在14.4°～16.0°、內(nèi)懸臂張角在20.0°～22.0°、密封懸臂長度在25.0～30.0 mm、副密封懸臂厚度在1.75～2.25 mm、懸臂張角在18.9°～23.1°內(nèi),密封比壓均滿足要求。由于密封比壓不是越大越好,過大的密封比壓容易導(dǎo)致密封環(huán)的壓潰,最優(yōu)結(jié)構(gòu)的密封比壓比需要大于10且接近10,故選取密封比壓比為10.5的一組設(shè)計結(jié)構(gòu)參數(shù):α1=16.0°、α2=20.0°、L=25 mm、d=2.00 mm、β=21.0°。

增加壓縮量為1.2 mm后的法蘭變形如圖10所示,主密封未泄漏時,法蘭主副密封面高度差約0.25 mm;主密封泄漏后,法蘭主副密封面高度差約0.28 mm;壓縮量增加導(dǎo)致密封環(huán)支反力增加,法蘭主/副密封面高度差隨之增加。

圖10 密封面位移隨時間變化(1.2 mm壓縮量)Fig.10 Seal displacement variation with time (seal compression is 1.2 mm)

分別對比新/老結(jié)構(gòu)的主/副密封面密封比壓,具體結(jié)果見圖11。對于老結(jié)構(gòu),在設(shè)計的時候,由于未考慮法蘭變形,因此當(dāng)法蘭變形時,實際壓縮量不足,導(dǎo)致密封比壓不足;對于新結(jié)構(gòu),設(shè)計時候考慮了法蘭變形和增加壓縮量,因此增加壓縮量后的密封環(huán)接觸壓強均有明顯增加,由于壓縮量增加程度大于主副密封高度差增加程度,所以主密封接觸面壓強增大了約66%,即262 MPa。副密封工作時接觸面壓強增大了約10%,即54 MPa。兩者在工作時密封比壓比均大于10,解決了老結(jié)構(gòu)主密封密封比壓不足的問題,同時也未將副密封密封比壓增加很多,密封性良好?？紤]了法蘭的變形,根據(jù)主/副密封接觸面壓強,能夠為U-E密封環(huán)主/副密封高度的設(shè)計提供參考。

圖11 密封比壓隨時間變化Fig.11 Specific-pressure of seal variation with time

2.3 典型試驗驗證

對優(yōu)化后的U-E密封環(huán)進(jìn)行試驗考核,試驗結(jié)果見表3,20 MPa為1倍壓力。在低壓情況下,施加1.2 mm的壓縮量,多次進(jìn)行液壓試驗未出現(xiàn)泄漏情況;在高壓情況下,施加1.2 mm的壓縮量,多次進(jìn)行試驗未出現(xiàn)泄漏情況。此試驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果基本一致,這里需要說明的是,實際工作中密封面表面涂有軟銅鍍層,可以更好地提高密封性。

表3 U-E密封環(huán)試驗結(jié)果Tab.3 Experiment results of U-E seal

3 結(jié)論

1)將法蘭變形引入U-E密封環(huán)設(shè)計中,比將法蘭視為剛體的密封環(huán)設(shè)計方法更加符合實際。采用Walters理論將法蘭看作彈性梁,法蘭螺栓結(jié)構(gòu)為靜定結(jié)構(gòu),通過理論分析結(jié)合三維仿真,得出法蘭主/副密封面變形的大小。通過法蘭變形將主/副密封之間的設(shè)計聯(lián)系起來;對于U-E密封多參數(shù)設(shè)計問題,采用3因素5水平的正交實驗進(jìn)行設(shè)計分析;形成了一套系統(tǒng)性的優(yōu)化設(shè)計方案。

2)基于Walters法,法蘭在充入高壓介質(zhì)后產(chǎn)生變形導(dǎo)致U-E密封環(huán)的主/副密封面之間產(chǎn)生0.23 mm的高度差,并使得實際壓縮量只有設(shè)計壓縮量的44%,根據(jù)此結(jié)果,對U-E密封環(huán)的主/副密封結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化,將主/副密封高度差增大到0.3 mm;對密封壓縮量進(jìn)行了增加,將壓縮量由0.8 mm增加到1.2 mm。重新對設(shè)計后的密封環(huán)進(jìn)行三維仿真,其密封比壓達(dá)到要求。

3)對改進(jìn)后的密封環(huán)進(jìn)行試驗考核,通過了重復(fù)充泄壓試驗,最高壓力為40 MPa,試驗中密封環(huán)性能良好,顯示了改進(jìn)效果明顯,驗證了模型的正確性。