某型炮射彈發動機金屬W環開口方向對密封性能影響的仿真與試驗研究

黃龍，岳光，楊蓓，徐義軍，吳新洲，潘玉田

(1.南昌航空大學 飛行器工程學院，江西 南昌 330063；2.太原工業學院 自動化系，山西 太原 030008；3.中北大學 智能武器研究院，山西 太原 030051；4.中國航發長江動力有限公司，湖南 岳陽 414001)

W形金屬密封環是導彈或火箭彈發動機上較為重要的氣體密封件,主要用于發動機高導和機匣間、壓氣機、燃燒部件和噴嘴等重要氣路位置的密封,其密封效果對導彈發動機性能至關重要。W形金屬密封環屬于復雜薄壁結構,具有回彈性能優異、自緊密封性能良好、位移補償和吸震能力強等優點[1],因此在世界各國先進導彈或火箭彈發動機中得到了廣泛應用。

國外對于W形金屬密封環的研究比較成熟,Persson等[2]研究了塑性變形對金屬密封件泄漏率的影響;Sarawate等[3]利用W形金屬密封環高溫試驗臺研究了軸向位移對金屬密封件泄漏率的影響;More等[4]分析了高溫下應力對W形密封環性能的影響。國內對于W形金屬密封環設計制造的研究仍處于起步階段,諸多學者利用數值分析軟件進行分析,給W形金屬密封環的設計及制造工藝研究提供了理論依據[5-7]。龔雪婷等[8]基于有限元分析研究了W環壁厚及預壓縮量對密封性能的影響;陳希等[9]基于ANSYS研究了W密封環波數對密封環強度性能的影響;索雙富等[10-11]基于ANSYS研究了W形密封環的厚度等結構參數對密封環軸向剛度的影響;李偉平等[12]對金屬密封環泄漏率的預測方法進行了研究,分析了金屬密封環接觸表面的粗糙度、接觸應力及接觸面積等對W金屬密封環泄漏率仿真計算的影響。

W形金屬密封環根據開口方向的不同分為內開口環和外開口環,將開口朝里并作用于內側高壓密封的稱為內開口環,反之稱為外開口環[13]。目前國內外對于W形金屬密封環開口方向對密封性能的影響研究較少,在實際應用中也忽略了開口方向的不同會影響密封效果。但在進行導彈發動機氣路結構設計時,存在一些可以選擇壓力作用側方向的情況,進而需要選擇裝配W形金屬密封環的開口方向。此時應該考慮W環內、外開口的密封性能差異,選擇更合適的W環開口方向,以增強密封有效性,從而提高發動機性能。筆者以某型炮射導彈W形金屬密封環為例,基于ABAQUS有限元分析軟件進行數值仿真研究,分析對比內開口環和外開口環的單位泄漏量,研究開口方向對密封性能的影響。通過發動機密封環綜合工況試驗臺進行密封試驗,驗證仿真結論的準確性,最后分析導致內外開口W環密封性能差異的原因。筆者研究內容及結論對炮射導彈發動機密封方案設計及W形金屬密封環的設計制造技術改進具有很強的指導意義,兼顧其他,可以應用到航空發動機研究,具有很強的使用價值。

1 泄漏量數值仿真計算

1.1 W金屬密封環的結構及主要參數

以某型炮射導彈發動機W形金屬密封環為研究對象,其結構參數示意如圖1所示,三維結構示意如圖2所示,W環與法蘭密封面接觸關系如圖3所示。

根據該型號現有W形金屬密封環,選取兩組內外徑大小接近,其他結構參數均相同,開口方向不同的W環作為研究對象,將該型W環分為1#內開口環和2#外開口環,其結構參數如表1所示。

表1 W形金屬密封環的結構參數

筆者研究的W形金屬密封環所用材料為沉淀強化高溫鎳基合金GH4169。GH4169在高溫下仍具有良好的綜合性能,是制造W形金屬密封環的優良材料[14],其基本力學性能參數如表2所示。

表2 GH4169材料力學基本性能參數

1.2 有限元模型的建立

利用ABAQUS有限元分析軟件分別對上述1#內開口W環和2#外開口W環進行有限元建模分析。由于W形金屬密封環是W形截面繞固定軸旋轉而成,不僅屬于軸對稱結構還是上下對稱結構,而且密封環在實際工況下所受到的壓力載荷和邊界條件都是中心軸對稱的,如圖4所示。因此將有限元模型簡化成平面軸對稱模型,既可以提高計算效率也可以保證計算精度[13]。建立金屬W環有限元模型后,根據金屬W環在炮射彈發動機中的實際工況施加相應的邊界條件和載荷。首先在邊界條件設置下法蘭的軸向位移約束,上法蘭施加軸向位移載荷,其次根據金屬W環裝配方式和發動機實際運行工況設置工作溫度和壓力載荷。

對W形密封環的性能分析屬于復雜的非線性分析,涉及邊界條件非線性、材料非線性和幾何非線性。W形金屬密封環用于平面和凹槽之間法蘭中,且都是可變形體,與法蘭之間的接觸面間既有法向力又有切向力。因此W形密封環和上下法蘭在ABAQUS仿真時選用柔體-柔體接觸類型,采用面對面接觸方式,并使用增廣拉格朗日乘子法(Augmented Lagrange Method)以加快模型計算速度。選取W形金屬密封環和上下法蘭接觸的表面作為接觸面,同時考慮W形密封環和法蘭密封面的接觸摩擦影響,故采用標準摩擦類型,摩擦系數為0.15[15]。

網格劃分的單元類型為CAX4R型,即一種4節點雙線性軸對稱四邊形減縮積分單元。在仿真過程中,網格數量、類型、疏密程度和網格質量對仿真準確性具有重大影響。綜合考慮計算效率和求解精度必須選擇合理的網格數量,對比不同網格尺寸對計算結果的影響和保證網格在變密變疏時計算結果誤差在5%內,最終確定密封環的網格單元尺寸為10 μm,接觸區域進行網格細化1 μm。以內開口環為例,密封環模型的網格劃分如圖5所示。

1.3 W形金屬密封環泄漏量仿真計算

W形金屬密封環的泄漏量是衡量其密封性能的關鍵因素之一。泄漏量是指單位時間內從密封環高壓側流向低壓側的流體質量或體積。當整個密封結構的泄漏量超過某一值后,即可認為密封失效[16]。目前用于計算泄漏量的數學模型主要包括平行圓板模型、三角溝槽模型和多孔介質模型3種,其中平行圓板模型將流體介質通過密封點處的泄漏簡化為介質通過間隙高度為h,由圓板內徑r1處流至外徑r2處的定常、層流流動[17-18]?？紤]W形金屬密封環的主要泄漏方式是由于密封件與對象件接觸面之間存在的微小間隙造成的界面泄漏,本文暫不考慮密封環接觸界面粗糙表面特征形狀影響[19],因此選用改進的平行圓板數學模型計算W形金屬密封環的體積泄漏量。實際上,有效接觸內、外徑和W形金屬密封環的壓縮量、壓力載荷等因素有關,接觸內外徑不同會導致單位泄漏量不同,新引入由壓縮率和內外壓差決定的動態系數γ,則泄漏量的計算公式為

(1)

式中:QV為體積泄漏量(m3/h);γ為動態系數;h為接觸面等效間隙(mm);μ為介質空氣粘度;P1、P2分別為施加在密封環內外側的壓力;r1、r2分別為密封環工作狀態下與法蘭接觸面圓板的內徑與外徑,可通過ABAQUS仿真處理得出密封環與法蘭面接觸應力云圖,直接提取接觸面網格節點坐標獲得[20],如圖6所示。

仿真計算泄漏量時,為保證結構參數相同,僅比較不同開口方向下W環密封性能,將1#環和2#環的開口方向均分別設置為內開口和外開口兩種形式,并在相同工況載荷下將泄漏量換算成單位長度泄漏量比較其密封性能。以1#環為例,通過ABAQUS仿真將1#環分別設置為內開口和外開口兩種形式,在其他結構參數均相同情況下,獲得不同軸向壓縮量下的密封環與法蘭面接觸應力云圖,再分別提取內外開口兩種形式與法蘭接觸面的內徑r1與外徑r2,如圖7所示。

分析對比發現相同結構參數和載荷條件下的外開口W環與法蘭接觸面的內徑、外徑均比內開口W環的更大,實際有效接觸圓周長也更大。為方便比較內外開口仿真泄漏量大小,將r1、r2代入式(1),分別計算相同工況下內開口形式和外開口形式的泄漏量QV,根據1#內、外開口W環模型結構和接觸面半徑r1和r2,計算實際接觸圓周長D,將泄漏量QV分別代入式(2),換算成單位長度泄漏量QV/mm(m3·h-1·mm-1)進行比較。

(2)

式中,D為實際接觸圓周長(mm)。

通過式(1)、(2)得出1#環內開口和外開口形式在軸向壓縮量分別為0.20、0.30、0.40、0.50、0.55和0.60 mm下的單位長度泄漏量,如圖8所示。

以相同方式,通過ABAQUS分別建立2#環內開口和外開口兩種形式仿真模型,獲得不同軸向壓縮量下的接觸內外徑,計算出內、外開口兩種形式的單位長度泄漏量進行比較,如圖9所示。

通過對比兩組內、外開口W形金屬密封環單位泄漏量的仿真結果,發現相同軸向壓縮量外開口W環和內開口W環單位泄漏量相差6.64%～25.63%;隨著軸向壓縮量增大,內、外開口環泄漏量均減小,兩者泄漏量差異變小,在軸向壓縮量大于0.5 mm后才能形成良好的密封效果。從仿真計算結果可以看出接觸內外徑的差別對內、外開口W環的密封性能有所影響,內開口W環密封性能優于外開口W環。

2 密封試驗驗證

2.1 金屬密封環密封試驗

為驗證數值仿真分析的可靠性,利用金屬密封環綜合工況試驗臺對結構參數相同、尺寸相近的1#內開口和2#外開口W金屬密封環進行密封試驗,密封環實物如圖10所示。

該金屬密封環綜合工況試驗臺包括試驗臺主機、壓力調節裝置、溫度調節裝置、測控系統及試驗操作中心。發動機金屬密封環綜合工況試驗臺如圖11所示。密封試驗主要是測量在一定壓差下不同軸向壓縮量的氣體泄漏量,密封試驗流程如圖12所示。

試驗過程通過測控系統控制上壓板移動,在W形金屬密封環內外放置限位環,提供基準并防止過載損壞試驗環,如圖13所示。利用位移光柵尺高精度的特性控制壓板移動,實現內外開口的W形密封環軸向壓縮量的精準控制。

測控系統將密封環壓縮量控制達到目標值后,氣壓控制系統根據1#內開口W環和2#外開口W環的不同選擇不同的進氣方式,建立內側高壓或外側高壓,壓差傳感器讀取試驗環內外壓差,待內外壓差達到目標值穩定后,通過流量傳感器讀取泄漏量。試驗臺所選用的傳感器精度高,抗沖擊能力強且經過專業校準,可以保證測量的精度。在試驗臺上分別進行內開口和外開口W環密封試驗,依次測量在相同工況下軸向壓縮量分別為0.20、0.30、0.40、0.50、0.55和0.60 mm下的泄漏量,通過式(2)換算成單位長度泄漏量,對比內外徑尺寸相近、其余結構參數相同的1#內開口W環和2#外開口環密封性能,其試驗結果如圖14所示。

試驗結果表明,在相同工況下軸向壓縮量為0.2～0.4 mm時,1#內開口W環明顯比2#外開口W環泄漏量更小,密封性能更好;并且在軸向壓縮量為0.4 mm以后,1#內開口W環泄漏量接近0且基本達到有效密封,而2#外開口W環在軸向壓縮量達到0.55～0.60 mm后,其泄漏量才接近0達到有效密封;2#外開口W環軸向壓縮量比1#內開口W環高出2.68%～3.57%才能具備良好的密封效果。在相同工況下內開口W環密封性能優于外開口W環,驗證了仿真計算結論的可靠性。

2.2 試驗結果分析

將密封試驗得到的1#內開口W環和2#外開口W環的單位長度泄漏量分別與有限元仿真計算得到的1#內開口W環和2#外開口W環的單位長度泄漏量進行對比,如圖15、16所示。

在軸向壓縮量為0.2 mm時,1#內開口環和2#外開口環的仿真泄漏量與試驗值偏差較小,分別偏小5.8%、2.6%;在軸向壓縮量為0.3 mm時,1#內開口環仿真泄漏量比試驗值偏大15.7%,2#外開口環仿真泄漏量比試驗值偏小8.1%;1#內開口環在軸向壓縮量0.4 mm以后,試驗與仿真計算下降趨勢略有不同,隨著壓縮量增大泄漏量基本穩定且接近0形成了有效密封;2#外開口環在軸向壓縮量為0.4 mm以后,隨著壓縮量增大仿真泄漏量比試驗值偏大,但仿真泄漏量與試驗值下降趨勢相似,直到壓縮量0.55 mm后接近0形成有效密封。

考慮金屬密封環在實際工作過程中,軸向壓縮量壓到一定程度后,壓差上升到一定值,內側高壓會對內開口W環內側有擠脹作用,使內開口W密封環有軸向張開的趨勢,增大密封環與上下法蘭的接觸應力有助于加強密封效果;外側高壓對外開口W環外側有擠脹作用,同樣會增大密封環與上下法蘭的接觸應力,加強密封效果,因此仿真值比試驗值略大,其作用效果如圖17所示。

在仿真計算泄漏量時考慮在一定壓縮量及壓差下W環所受到的擠脹作用力,式(1)中的系數γ就是根據壓縮率和內外壓差大小來確定的,因此可以減小計算誤差。從上述仿真結果與試驗結果分析得出,仿真計算泄漏量與采用金屬密封環綜合工況試驗臺進行的密封試驗所測得的泄漏量是準確可靠的。相同工況及軸向壓縮量下,內開W環比外開W環單位長度泄漏量更小、密封性能更好。

3 開口方向對W環密封性能影響分析

W形金屬密封環密封性能的影響因素主要有W環的軸向壓縮量、壁厚、接觸面內外徑、外壓等。陳希等[9]、索雙富等[10]的研究也表明,軸向壓縮量、接觸面內外徑和壁厚會影響W環密封面的接觸面積、接觸應力,從而影響其密封性能。

從建模仿真結果分析,相同結構參數及工況下外開口W環與法蘭接觸面內外徑比內開口W環的更大,會導致外開口W環單位泄漏量大于內開口W環,影響W形金屬密封環密封性能。從W形金屬密封環制造工藝分析,因為W形金屬密封環普遍采用滾壓成型工藝,在滾壓成型過程中外開口W環的邊緣是外翻拉伸引起接觸面壁厚變薄,而內開口W環邊緣內翻受到擠壓使接觸面壁厚會變厚,最終導致相同軸向壓縮量下,外開口W環密封面的接觸應力更小,密封性能降低。對兩組W環的邊緣壁厚進行光學成像尺寸測量,1#內開口W環邊緣壁厚為0.252～0.255 mm,2#外開口W環邊緣壁厚為0.238～0.240 mm,如圖18所示。因此外開口W環邊緣壁厚薄于內開口W環是W形金屬密封環密封性能差異的影響因素之一。

外開口W環比內開口W環所需的軸向壓縮量更大才能取得良好的密封效果。但在施加軸向壓縮量時應該考慮W環本身的最大強度極限,若軸向壓縮量過大會使W金屬密封環產生塑性變形,進而導致環的回彈性能降低,降低密封環使用壽命,不利于密封。

4 結束語

以某型W形金屬密封環為研究對象,基于ABAQUS有限元分析軟件對W環內開口和外開口的泄漏量進行數值仿真分析,并通過發動機金屬密封環綜合工況試驗臺進行密封試驗驗證,得出相同工況下內開口W環密封性能優于外開口W環,并從W形金屬密封環建模仿真和制造工藝分析了開口方向對W環密封性能影響因素。

相同工況下內開口W環密封性能優于外開口W環及其影響因素的研究結論,可為航空發動機做密封方案設計以及W形金屬密封環設計和制造提供參考。在可以選擇裝配W形金屬密封環開口方向的情況下,盡量采用內開口W形金屬密封環,可以提高其使用壽命有利于密封。在以后的W形金屬密封環設計和制造中,對于已確定結構的W形金屬密封環,可以針對外開口環進行優化設計或者在制造工藝中加以改進,以提高其密封有效性。

綜上,本文研究內容與結論對某型發動機密封方案設計及W形金屬密封環的設計制造具有很好的現實意義和應用價值,對于推動火炮發射火箭彈的研究具有重要的工程研究價值。