开口缸气动弹射装置密封性能仿真分析与试验研究

王 恒，任 杰

(南京理工大学 机械工程学院， 南京 210094)

无杆式开口缸弹射装置是一类特殊用途的气动作动器，由开口缸、传动活塞、密封组件等部件组成，具有安装空间小、速度高、全行程作动等优点。典型的军事应用是美国的C-13-1和C-13-2型号蒸汽弹射器，其采用了一组对称布置的无杆式开口缸，以压缩蒸汽为动力实现了舰载机的高速重载弹射。本文中无杆式开口缸高压气动弹射装置的结构如图所示，其具有内弹道稳定可控、发射成本低、无污染、发射后无需清洁等优点，能较好的解决当前导弹武器冷发射方式存在的问题，是创新的发射原理。

开口缸高压气动弹射装置实现高速弹射的其中一个难点在于弹射过程中活塞的高速动密封性能，是制约弹射实现和性能提升的关键，因此开展开口缸气动弹射装置活塞密封性能研究具有重要的意义。迪力夏提·艾海提等[1-3]通过有限元分析和台架试验对气动往复Y型密封圈在不同工况下的密封性能进行研究；黄乐[4]利用ANSYS对Y形圈进行密封性能仿真,采用了一种循环迭代的方法寻找介质压力施加边界，此法较为复杂。欧阳小平等[5-7]以航空作动器的VL密封为研究对象，基于混合润滑假设，建立了考虑微观表面、空化效应与润滑油黏温效应的二维多物理场耦合往复密封模型，揭示了压力、温度、速度等因素对VL密封性能的影响规律；吴长贵等[8]基于有限元分析方法，对VL密封圈的密封性能进行分析，研究了介质压力对密封唇口接触应力分布的影响；Yu-li Huang等[9-10]通过有限元计算获得接触压力分布，将其等效为油膜压力，通过逆向求解Reynolds方程，寻求油膜载荷与密封圈动态接触载荷的平衡点，研究了润滑油充裕与乏油条件下的往复活塞杆的密封、润滑特性。

本文通过有限元仿真分析，为VL型密封圈用于弹射活塞的高速、高压动密封提供了理论依据，并结合密封性能试验验证了密封方案的可行性和密封性能的良好性。

1 弹射装置密封环境特点及密封方案

1.1 密封环境特点

无杆式开口缸高压气动弹射装置以气动技术为基础，以高压气体(压缩空气)作为动力源及工作介质，由高压气罐内预先蓄积的高压气体在气动阀开启时快速释放进入弹射气缸内，对活塞进行瞬间加速，活塞通过动力输出臂传递弹射动力。弹射活塞在高压气体的推动下能在0.7s左右时间内加速到30m/s完成弹射，弹射过程中缸内气压瞬间可达到9MPa高压。开口缸高压气动弹射装置密封结构示意图如图1，弹射活塞与气缸内壁之间的密封不仅属于典型的动密封范畴，而且还具有明显的压力高、速度快、行程长和瞬间冲击的特点，由于其密封环境十分恶劣，所以对弹射活塞密封件的选择具有很高的要求。

图1 开口缸高压气动弹射装置密封结构示意图

1.2 VL型密封圈结构形式与密封机理

VL型密封圈是TRELLEBORG(特瑞堡)公司为航空液压作动器专门设计的一种适用于高压、高速环境下的密封结构，由聚四氟乙烯V形圈和橡胶O形圈组成。其结构示意图如图2，V形圈与气缸内壁接触处的刃口，称为密封圈唇口(以下简称唇口)。VL型密封圈安装时需使O形圈有一定的预压缩量，预压缩量的存在使的唇口紧贴弹射缸内壁形成初始接触应力，在压缩气体开始瞬间作用时起初始密封作用；当气体压力增大时，O形圈被挤压，与密封槽壁紧密接触，发生弹性变形，施加更大的力挤压V形圈，使唇口更加紧贴气缸内壁，气体压力越大，唇口与气缸内壁之间的接触应力也越大，从而实现自紧型密封。在工作介质压力作用后VL型密封圈共有三个密封接触面分别为密封接触面Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ，其中密封接触面Ⅰ也即为唇口处密封接触面，三个密封面接触应力分布状况决定着密封圈整体的密封性能。

图2 VL型密封圈结构与密封接触面示意图

对于几乎所有类型动密封来说，密封件的润滑对于其密封性能与寿命均起非常重要的作用。当密封接触面以工作速度作相对运动时，在密封件与滑移面之间形成一层油膜，油膜的存在可改善密封圈的摩擦条件，减小磨损。在运动状态下，油膜不是稳定不变的，油膜厚度随摩擦面的相对速度、流体粘度、接触面压力等许多因素影响而改变[11]。

唇口密封接触面油膜厚度分布如图3所示。

图3 唇口密封接触面油膜厚度分布

唇口密封接触面油膜厚度的求解可以用流体力学逆解法，根据密封接触面的油膜压力，逆向求解Reynolds方程(雷诺方程)得出油膜厚度分布。油膜与压力关系的雷诺方程式为：

(1)

式中，v为弹射速度；h为油膜厚度；h*为最大压力点dP/dx=0处的油膜厚度，x为方向坐标；μ为流体粘度；P为油膜压力。由流体动压润滑理论的基本假设可认为油膜压力P(x)与唇口密封接触面的接触应力相等，另外由于润滑油膜厚度仅为几毫米，故可假设沿油膜厚度方向油膜压力不变。接触应力可从密封圈的仿真结果中提取，所以油膜压力分布P(x)是已知量。

对式(1)求导，可得：

(2)

将高压气体侧油膜最大压力梯度d2P/dx2=0处的点定义为A点，A点处的油膜厚度为hA，如图所示，则在A点处式(2)变为

(3)

A点处的油膜厚度梯度dh/dx≠0，于是A点处的油膜厚度为：

(4)

进一步可得最大油膜压力点厚度为：

(5)

将式(4)和式(5)代入式(1)中得：

(6)

通过求解上述三次方程可得出唇口密封处接触面油膜厚度分布h(x)。

2 VL型密封圈密封性能仿真分析

2.1 有限元仿真模型的构建

本文中选用的为PEL402000M12N型活塞用VL型密封圈，为有效的对密封结构进行仿真求解，可对密封模型做适当的简化，在建立有限元模型时做以下假设：

1) 由于密封结构的几何形状、接触边界条件和载荷都是关于活塞中心轴对称的，可将密封结构看作理想的完全轴对称模型；

2) 活塞和弹射缸体均为金属钢，其弹性模量远高于密封件材料的弹性模量，且工作过程中相对于密封件受力很小，于是在建模时可将沟槽与弹射缸设置为解析刚体；

3) 因开口缸高压气动弹射装置弹射过程瞬间完成，可忽略缸内温度变化对密封件材料力学性能的影响。

因此基于以上假设，可在即能保持计算精度又能减少计算时间的情况下将三维的VL型密封圈结构模型转化为二维轴对称模型进行仿真分析。在网格划分时单元类型均采用四边形单元，O形圈选用四节点双线性轴对称杂交减缩单元CAX4RH，该单元可以模拟橡胶材料的大变形等非线性特性，V形圈选用四节点双线性轴对称减缩单元CAX4R。密封性能分析时着重分析密封模型中接触面应力值分布情况，将V形圈、O形圈密封接触面的网格进行局部细化，于是即能在保证计算结果的精确可靠性的情况下，不会使得密封模型的单元总数很大，进而又可以提高仿真计算的速度。

模拟VL型密封圈在开口缸高压气动弹射装置中的工作状态可在ABAQUS通过设置不同的分析步实现，本文中总设置了三个分析步用以分别模拟密封圈的预压缩安装、静压工作状态、弹射滑动工作状态。

2.2 气体压力加载模拟

在VL型密封圈预压缩安装完成后模拟高压气体的加载时，寻找出所施加载荷表面的边界点至关重要，如图4左图所示预压缩后V形圈与O形圈紧密接触，在气压载荷作用下密封接触面边界点的位置会发生变化如右图所示，因此在施加气压载荷时应在先寻找密封接触面边界点之后才能把气压载荷施加到边界点处。文献[12]中对于流体压力的加载给出了两种方法，一种是指定边界法，通过事先指定受力的节点确定流体施加的边界点，这种施加方法显然与实际情况不符合，但依然被普遍采用。另一种是流体压力渗透载荷法，载荷从渗透起始点对接触面开始加载，如果计算中某些节点的接触压力值小于流体压力时，这些点被认定为渗透加载点，反之如果大于流体渗透压力载荷，流体渗透就会终止。文献中作者对比两种加载方法发现采用流体压力渗透法得到的计算结果更加客观。

图4 密封接触面边界点变化示意图

所以本文采用ABAQUS/Standard接触模块中的pressure penetration loading(流体压力渗透载荷)方法来模拟高压气体在密封圈一侧对密封件和对密封接触面的作用，pressure penetration loading是基于接触对定义的，可以模拟仿真计算周围的液体或者空气渗透到接触面的影响。利用流体压力渗透载荷的方式加载自动寻找密封接触面边界点，可在更加接近真实情况下展现高压气体作用时VL型密封圈的变形过程和各密封接触面接触压力值的变化规律。

2.3 仿真结果分析

1) 气压变化对密封性能的影响

开口缸高压气动弹射装置弹射行程中缸内工作气体压强会发生波动，由后续的密封试验测试可知缸内气压在弹射起始时瞬间达到9 MPa左右，弹射过程中的缸内压强基本保持在7 MPa以上。不同气压下密封状态会发生改变，分析VL型密封圈密封性能随气压大小变化的情况，可更好的用以指导弹射活塞的高速、高压动密封的设计。

图5中列出了预压缩率设定为17%时VL型密封圈在工作气压分别为0 MPa、7 MPa、8 MPa、9 MPa下密封接触面Ⅱ和Ⅲ处的接触应力云图，随着气压的增大O形圈逐渐被压缩，密封接触面Ⅱ、Ⅲ处的接触应力最大值均随气压增大逐渐增大；图6中唇口处密封接触面随工作气压的增大而逐渐变宽，接触应力最大值随工作气压的增大逐渐变小。可见通过O形圈的弹性补偿将气压为转化为接触应力，从而实现自紧密封，在不同气压下密封区最大接触应力值均大于工作压力能实现良好密封。

图5 气压变化对接触应力的影响

图6 唇口处(接触面Ⅰ)接触应力随气压变化曲线

2) 弹射工作状态下密封性能仿真分析

在开口缸高压气动弹射装置活塞运动行程中密封圈与气缸内壁之间的摩擦主要集中在唇口接触面处，在弹射状态下对VL型密封圈进行密封性能仿真分析，研究唇口接触面的摩擦力和动压润滑油膜厚度在不同弹射速度和气压下变化规律。

弹射速度分别选取为10 m/s、20 m/s、30 m/s，工作气压分别为7 MPa、8 MPa、9 MPa条件下的唇口处动压润滑油膜厚度分布情况如图7、图8、图9所示。从上述图中可以看出，相同气压力条件下唇口润滑油膜厚度随弹射速度增大而增加，这是因为滑动速度越大，唇口处流体动压效应越强从而导致油膜厚度增大；在相同弹射速度下随着气压的增大唇口处润滑油膜厚度逐渐减小。

图7 气压为7 MPa时唇口处油膜厚度分布曲线

图8 气压为8 MPa时唇口处油膜厚度分布曲线

图9 气压为9 MPa时唇口处油膜厚度分布曲线

唇口处摩擦力的大小是通过下式计算得出的：

(7)

式中:F为唇口所受摩擦力；f(s)为s处的摩擦系数；R为气缸内壁半径；P(s)为s处的接触应力；s为接触区宽度。

本文中摩擦因数f取为常数0.1，接触应力值在接触区上的分布可仿真计算结果中通过路径输出得到。于是由式(7)得出唇口处摩擦力的计算结果如图10所示。

从图10可以看出，同一弹射速度下唇口处摩擦力随着工作气压的增大而增大，尽管在之前唇口处接触应力最大值随工作气压增大而减小但是由于接触宽度的增加从而使得摩擦力是呈现增大的趋势；在较低弹射速度时油膜润滑形成，同一气压下摩擦力随速度的增大不断减小，随着弹射速度进一步的增大，摩擦力趋于稳定并略微有所减少。综上所述弹射速度越高越有利于唇口接触面的润滑，从而减少摩擦力延长使用寿命，低速弹射时润滑油膜厚度较薄且摩擦阻力大，VL型密封圈的磨损主要发生在弹射起始加速阶段和末尾减速阶段。

图10 唇口处摩擦力随弹射速度和工作气压变化曲线

3 开口缸弹射装置密封性能验证试验

3.1 弹射装置密封性能试验系统

开口缸高压气动弹射装置如图11所示，其密封性能试验原理如图12所示，试验时空气压缩机将压缩空气注入高压气罐中，通过气动阀控制高压气体进入弹射气缸内，活塞在高压气体介质压力推动下加速运动完成弹射，实时监测活塞前后两端的气压变化情况，用以分析弹射活塞VL型密封圈的密封性能。其主要组成部分开口缸、空气压缩机、高压气罐、气动阀等如图13。

图11 开口缸高压气动弹射装置

图12 开口缸高压气动弹射装置密封性能试验原理图

气压监测系统主要包括数据采集器、数据分析处理软件以及高精度压力传感器等。弹射时高压气体由进去口瞬间进入缸内，因此要求压力传感器具有较强的抗冲击能力，并且对数据采集器和压力传感器的响应速度和采样精度均有较高的要求。数据采集器选用的为专注于集成化物理量测试测量的德国imc公司的CS-5008型采集器，压力传感器选用的为远东仪器仪表公司的YD131压力变送器，参见图14。

图13 空气压缩机、高压气罐、气动阀

图14 CS-5008型数据采集器与压力传感器

3.2 弹射装置密封性能试验验证分析

为验证VL型密封圈用于弹射活塞的密封性能，分别开展了静态和弹射动态密封试验，在缸体上安装有压力传感器，监测点的位置参见图15，试验结束后提取各监测点气压数据如图16所示。

图15 压力监测点位置示意图

从图16中的静态进气口处压强变化曲线可以看出气缸内压强随着气动阀的开启迅速上升，因开口缸弹射装置的特点在钢带密封条对开口处的密封会有微量的泄露，所以气缸内压强会有所降低；弹射活塞低压端监测到的气压数据为零，说明VL型密封圈密封对弹射活塞与气缸内壁之间的静态密封具有很好的效果，或许也有可能存在非常微弱的气体泄漏，泄漏量远低于压力传感器的测量精度，但这也表明了VL型密封圈的密封效果很好。为减小试验误差，经多次试验后弹射活塞低压端监测到的压强数据变化仍为零。

图16 弹射过程中各监测点压强变化曲线

从图16可以看出随着弹射活塞的运动各监测点实时监测气压的变化情况，气缸内压强呈现逐渐减小的趋势较为明显，原因是弹射活塞向前运动气缸容积增大气动阀进气量无法补充迅速增大的容腔。各监测点均在弹射活塞过后时刻采集到气压瞬时迅速爬升，在经过监测点之前监测到缸内气压没有发生变化，由此表明VL型密封圈在开口缸高压气动弹射装置的弹射行程中具有非常好的动态密封效果。

4 结论

1) VL型密封圈中各密封接触面的接触应力最大值随工作气压的增大而增大，并且唇口处的接触应力最大值均大于其他密封接触面的接触应力的最大值，在不同工作气压下各密封接触面最大接触应力值均大于最大工作气压值，能实现弹射活塞良好的密封。

2) 在弹射状态时，相同气压条件下唇口动压润滑油膜厚度随弹射速度增大而增加，这和经验规律比较吻合；在相同弹射速度下，随着气压的增大唇口处润滑油膜厚度逐渐减小，VL型密封圈的磨损主要发生在弹射起始加速阶段和末尾减速阶段。

3) 在开口缸高压气动弹射装置中VL型密封圈对于弹射活塞和气缸内壁之间具有很好的静态和弹射动态密封效果，验证了VL型密封圈用于气动弹射活塞的高压、高速动密封的方案可行性，同时也验证了数值模型的有效性，为弹射装置密封结构设计奠定了基础。