全海深超高压往复密封静态特性

马云祥, 王振耀, 刘 顿, 吴德发, 刘银水

(1.华中科技大学 机械科学与工程学院, 湖北 武汉 430074; 2.中国船舶科学研究中心, 江苏 无锡 214082)

引言

深海占全球海洋面积的90%以上,蕴含着丰富的能源资源、矿产资源和生物资源,对实现人类可持续发展具有重要意义[1]。我国在“十四五”规划中明确指出要加快实施深海探测战略,推动海洋工程装备发展,建设海洋强国[2]。深海技术装备是维护国家海洋权益和保障海洋资源开发的关键支撑,已经成为国际地位和影响力的重要象征。

往复密封是工业关键技术,能有效避免流体介质或固体颗粒从密封运动偶合面间泄漏,被广泛应用于潜水器、浮力调节系统、深海采样器、水下机械手等深海装备[3-4]。往复密封失效会导致系统作业故障,甚至可能发生压载水舱海水倒灌,造成潜水器深海失事。深海作业时,往复密封受到海深压力和系统内压的共同作用,存在单边或双边受压的密封工况,以及单边、双边受压相互转换的情况。此外,深海超高压环境对往复密封的可靠性和密封性能带来更严峻地挑战,极端海深压差近120 MPa。

目前,国内外已有诸多学者开展各类密封圈的密封性能研究,包括O形密封圈[5-7]、异形密封圈[8-10]、组合密封圈[11-12]等,但密封压力等级较低,且很少有考虑密封圈双边受压工况。刘鹏等[13]研究了不同硬度的O形密封圈在60 MPa静水压力作用下的密封性能,得到邵氏硬度90 HA的密封圈,在设计密封安全裕度值约10 MPa时,能满足6 km深海环境下的安全密封。但并未给出不同海深时密封安全裕度的设计要求,不能满足全海深作业范围时密封设计的需要。

往复密封工作时,密封圈与配合金属表面间存在相对运动,相比静密封更易发生摩擦磨损、疲劳断裂、挤出破坏等密封失效,而深海超高压作业环境对往复密封的静密封性能提出了更高的要求。

因此,本研究以全海深海水液压可调压载装置往复密封为研究对象,考虑深海作业工况和全海深密封压力,探究可能发生密封失效的危险区域,提出往复密封静态特性评价指标,采用平均裕度值对密封可靠性定性评估,通过试验确定设计平均裕度值和密封压缩量取值下限,经万米海试验证密封可靠。

1 有限元计算模型及方法

1.1 往复密封几何模型

根据实际用途的差异,往复液压密封被分为活塞密封和活塞杆密封,本研究以往复活塞杆密封为例介绍,主要针对其在深海单边和双边受压工况时的静密封性能进行研究。

为了方便计算,通常将三维模型简化为二维轴对称模型,如图1所示为建立的往复密封平面几何模型,由活塞杆、组合式密封圈和沟槽构成基本的往复密封结构。在实际深海应用时,密封圈受到系统工作压力和海深压力的共同作用,因此将密封圈仅单侧受压和两侧同时受压的密封状态分别定义为单边和双边受压工况。

图1 往复密封几何模型Fig.1 Geometric model of reciprocating seal

1.2 超弹性橡胶的材料模型

组合式密封圈由抗磨密封的矩形圈和补偿施力的D形圈组成,两者分别为聚氨酯和丁腈橡胶材料。为了描述超弹性橡胶材料的物理特性,有众多相关的本构模型曾被提出,如Mooney-Rivlin、Klosne-Segal、Ogden-Tschoegl等模型[14]。其中,两参数的Mooney-Rivlin模型能够在150%的橡胶材料应变范围内得到较为合理的近似,从而被广泛应用,其应变能形式如式(1)所示[15]:

(1)

式中,W为应变能函数;I1,I2为第一、第二应变张量;C10,C01为表征材料偏斜变形的Rivlin系数;d为不可压缩参数。根据邵氏A硬度(Shore A hardness,HSA)与材料弹性模型E之间的关系,可求得橡胶材料的Rivlin系数[16]:

(2)

(3)

材料的不可压缩常数d通过式(4)计算,对于该近似不可压缩材料,泊松比ν可取0.499:

(4)

通过邵氏硬度计测得橡胶材料硬度,根据式(2)～式(4)求得有限元计算所需基本参数,如表1所示。

表1 组合式密封圈的基本材料参数Tab.1 Basic material parameters of combined seal

1.3 有限元模型及边界条件

如图2所示为建立的二维轴对称有限元模型,采用四边形单元网格划分,网格节点数31057,对比节点数79146的加密网格,最大接触应力相对误差不超过0.2%。

图2 有限元仿真模型Fig.2 Finite element analysis model

整体网格为PLANE 182单元,共设置四组接触对,分别为矩形圈与活塞杆、矩形圈与D形圈、矩形圈与沟槽、D形圈与沟槽,除矩形圈与D形圈间为对称接触,其余均为非对称接触。

固定位移约束沟槽外边缘,强制活塞杆向上移动完成密封圈的预压缩过程。根据密封受压工况选择流体渗透压力起始点和对应的接触单元,依次迭代完成各接触对流体渗透压力的施加,达到模拟海深压力的效果。

2 静密封性能评价方法

深海往复密封的静态特性与海深压力、结构参数、密封形式等多种因素有关,其静密封性能和可靠性难以仅通过某方面特征进行评价。因此,采用有限元分析后处理结果中的等效应力、应变、最大主应力、剪切应力、接触应力等多种指标对往复密封的静密封性能进行评价,同时提出综合性指标平均裕度值评估密封可靠性:

(1) 内部应力与应变,包括等效应力、等效应变、剪切应力等,探究密封失效的危险区域;

(2) 接触应力与长度,密封偶合面接触产生的应力和密封长度,评估密封接触状态;

(3) 平均裕度值K,与密封区域内接触应力σc、接触长度l以及密封压力p相关,可由式(5)表示:

(5)

式中,a和b分别表示密封接触区域的起点和终点坐标;pl和pr为密封圈两侧的流体压力。将接触应力在密封区域内的积分与接触长度之比定义为平均接触应力,平均裕度值则表示平均接触应力相对密封压力的安全冗余量。当密封圈橡胶材料不发生破坏失效时,在一定程度上可认为平均裕度值越大,密封可靠性越高。

3 仿真结果与分析

3.1 应力分析

初始载荷步时,活塞杆向上移动挤压密封圈完成预压缩,此时密封圈的等效应力分布如图3a所示,最大等效应力主要分布在矩形圈与活塞杆接触的区域,矩形圈内部等效应力值逐渐向内递减。由于D形圈硬度远小于矩形圈,故其等效应力处于较低区间范围。矩形圈与活塞杆接触的角点位置存在应力集中,是发生挤压失效的危险区域。密封圈预压缩过程中,与活塞杆的摩擦作用使得中间部位产生拉伸,也处于最大等效应力区域。

图3 单边受压工况时密封圈内部等效应力分布云图Fig.3 Von Mises stress distribution of seal under single sealing condition

随着海深压力的增加,最大等效应力区域逐渐向矩形圈的左上方转移,形成了应力峰值,高压时该现象尤为显著,如图3所示。活塞杆与沟槽之间间隙的存在,使得密封圈在海深压力的作用下逐渐向间隙内填充,造成了等效应力峰值和橡胶材料的挤入。在海深压力120 MPa时,密封圈被挤入间隙部分的应力分布情况,如图4所示。被挤入间隙的材料受到明显拉伸,而其边缘存在更为严重的压缩,最大压应力超过140 MPa。此外,过高的剪切应力将造成密封圈剪切断裂,该区域是可能发生密封圈橡胶材料失效的最危险区域。

图4 密封圈被挤入间隙部分的应力分布图Fig.4 Stress distribution of seal being squeezed into gap section

双边密封受压工况时的等效应力云图,如图5所示,随着海深压力的增加,密封圈内部等效应力分布基本无明显变化,最大等效应力变化不大。由于在双边海深压力作用下密封圈内部受压均匀,各向主应力随海深增加而增大,但等效应力变化不大,无明显材料失效危险区域。

图5 双边受压工况时密封圈内部等效应力分布云图Fig.5 Von Mises stress distribution of seal under bilateral sealing condition

3.2 接触状态分析

往复密封偶合面的接触状态是保障流体压力密封的关键, 也是评估静密封性能的重要指标。进一步分析深海单、双边受压工况时的密封区域接触状态,对研究超高压密封失效形式和评估静密封可靠性具有重要意义。

往复密封单边受压工况时,不同海深压力下的接触应力分布如图6所示。密封区域内的接触应力分布均呈现出边缘峰值的特征,且靠近挤入间隙位置的接触应力峰值明显大于另一侧。此外,随着海深压力的增加,接触应力大致呈比例增加趋势,同时接触长度也不断扩展。因此,在密封圈橡胶材料不发生破坏的情况下,其挤入间隙现象对高压密封是有利的。

如图7所示为双边受压工况时,最大接触应力σmax和接触长度l随海深压力ps的变化情况。随着海深压力的增加,最大接触应力近似线性增加,接触长度略有减小,但双边受压时各压力点的最大接触应力均小于单边受压。仿真结果显示接触单元数几乎未发生改变,密封圈与活塞杆之间产生了更强的抱紧力,以抵抗外界海深压力的变化。

3.3 密封可靠性分析

密封可靠性的评估是一个涉及多学科且极为复杂的问题,难以仅通过单纯的仿真或数学计算量化。因此,本研究从密封接触状态的角度出发,采用综合性指标平均裕度值对密封可靠性作定性分析。

单边受压工况时,平均接触压力σe随海深压力ps增加近似呈线性增长,平均裕度值K呈现出先增大后减小的趋势,如图8所示。在海深压力40 MPa时,平均裕度值达到峰值8.7 MPa,相对其他压力点密封可靠性更高。海深压力会使密封圈体积缩小,密封安全裕度下降,而密封圈材料挤入间隙有利于增强密封接触,从而使得低压时平均裕度值存在上升趋势。

图8 单边受压工况的平均裕度值随海深压力的变化

在双边受压工况时,随着海深压力增加,平均接触应力近似线性增加,而平均裕度值呈现出逐渐减小的趋势,如图9所示。双边受压时平均裕度值并未出现单边受压时的峰值情况,表明海深压力会使密封安全裕度下降,与前述分析吻合。两种工况均在最高海深压力120 MPa时的平均裕度值最低,表示在该压力点时的密封可靠性最低,最易发生密封接触失效。

图9 双边受压工况时平均裕度值随海深压力的变化Fig.9 Variation of average margin with sea pressure under bilateral sealing condition

针对两种工况在海深压力120 MPa时,平均裕度值随压缩量x的变化情况作进一步分析。如图10所示,压缩量增加会使密封圈的自紧性更好,平均裕度值随之提高,密封可靠性更高。双边受压工况下的平均裕度值随压缩量的增加速率大于单边受压工况,但在低压缩量0.3 mm时单边受压工况的平均裕度值更高,这与单边受压时的橡胶材料挤入间隙和双边受压时密封圈均匀压缩有关。

4 试验研究

根据上述研究结果,密封压缩量直接影响到平均裕度值的大小,压缩量越大则平均裕度值越大,密封可靠性越高。然而,设计的平均裕度值也不能过大,这会产生额外的往复摩擦力,影响到系统的作业性能和密封寿命。因此,需通过试验进一步探究平均裕度值与密封可靠性的对应关系,找到平均裕度值的设计临界值。

实际深海作业时,往复密封存在单边和双边受压工况转换的情况。试验中考虑该情况,并将压缩量作为评价密封可靠性的变量,测试单边、双边受压时以及密封工况转变后的密封状态。

如图11所示为超高压密封可靠性试验原理图,测试密封件被安装在试验阀块内,通过水液压动力源向压力口1或压力口2提供高压水以模拟深海环境。试验时推杆不发生移动,试验阀块内各部件均处于静止状态,部分零件表面加工有引流槽利于压力传递,海水泵出口压力通过溢流阀调节,通过高压截止阀实现长时间压力密封, 液压万用表实时显示密封压力变化。

图11 超高压密封可靠性试验原理图

试验时通过溢流阀将海水泵出口压力调至被测压力点,压力稳定后手动关闭截止阀,并停止海水泵工作,观察液压万用表显示的密封压力是否下降,保持试验现场原状态至指定测试时间。

密封工况转变的试验流程如下:

(1) 双边受压—单边受压:压力口1和压力口2同时加压,保压指定时间,泄压后向压力口1加压测试。

(2) 单边受压—反向加压:仅向压力口1加压,保压指定时间,泄压后向压力口2加压测试。

试验结果如表2所示,密封圈压缩量0.3 mm时在保压结束后反向加压时发生泄漏,其余压缩量均未发生泄漏。因此,对应密封圈的单边受压设计平均裕度值最低不应小于4.38 MPa,密封圈压缩量不应小于0.4 mm。最终,实际往复密封圈取压缩量0.5 mm,安装于可调压载装置控制阀内部,经万米海试验证密封可靠,试验装置如图12所示。

表2 密封可靠性试验结果Tab.2 Results of seal reliability test

图12 “奋斗者”号全海深载人潜水器可调压载装置Fig.12 Variable ballast system of “struggle” manned submersible

5 结论

考虑深海单边、双边受压工况,研究了全海深压力和密封压缩量对往复密封静态特性的影响,探究可能发生密封失效的危险区域,采用综合性指标平均裕度值对密封可靠性定性分析,并开展了超高压静密封可靠性试验,得到的主要结论如下:

(1) 单边受压工况时,海深压力使密封圈橡胶材料被挤入间隙,易造成密封材料破坏失效,但形成的接触应力峰值和接触长度扩展利于高压密封;

(2) 双边受压工况时,密封圈内部等效应力随海深压力变化很小,无材料失效危险区域,但高压使密封接触长度和安全裕度下降,相比单边受压更易造成密封接触失效;

(3) 单边受压时,密封圈的平均裕度值随海深压力先增加后减小,在压力点40 MPa左右达到峰值,而双边受压时平均裕度值与海深压力呈负相关,两种工况的平均裕度值均在最高海深压力120 MPa时最低,且与密封压缩量呈正相关;

(4) 结合试验研究深海工况转变时不同压缩量对密封可靠性的影响,得到满足全海深作业要求的单边受压设计平均裕度值不低于4.38 MPa,密封压缩量不小于0.4 mm。该往复密封结构应用于“奋斗者”号全海深载人潜水器可调压载装置,经万米海试验证密封性能可靠。