2. 航天材料及工艺研究所, 北京 100076
2. Aerospace Materials and Technology Research Institute, Beijing 100076, China
随着近代核电、石油化工等工业生产的迅速发展和技术水平的不断提高，其设备运行工况也呈现出越来越严苛的趋势，例如出现高温、低温、高压、强腐蚀、核辐射等极端使用条件，因此对设备中应用的相关密封圈设计也提出了越来越高的要求。内置弹簧金属C形密封环由于具有回弹性能好、适应压力温度波动性强(具有内压自紧作用)和密封效果良好等特性，在多个领域逐渐得到应用，如在核电反应堆压力容器顶盖密封上用以替代原有金属O形环就是一个十分重要的应用。
目前国内外对内置弹簧金属C形密封环的研究相对较少。早期Wolff等[1]研究了弹簧金属C形环的密封性能；Sassoulas等[2]通过建立金属C形密封环二维轴对称模型，主要分析了密封环的残余线载荷和回弹量对密封性能的影响。国内学者主要针对该密封环的压缩-回弹特性实验、有限元分析和工程应用研制等展开研究[3-8]，但目前关于金属C形密封环的数值分析引入了较多的简化处理，不能准确地反应密封环的力学特性和密封性能，且没有综合考虑具体密封环结构尺寸对密封性能的影响。因此本文针对航天工业上重要管道密封的应用条件，选择内置弹簧C形组合密封环密封，采用ANSYS有限元分析软件建立了一种合理的分析模型，得到了不同参数下密封环的压缩回弹性能曲线及密封面上接触压力分布状态，并综合探讨了组合密封圈压缩量、合金包覆层厚度、弹簧丝直径和弹簧外径等关键参数对密封特性和力学行为的影响，为该组合C形密封环的选用和优化设计提供参考。
1 内置弹簧C形密封环C形密封环结构如图 1所示。内置弹簧金属C形环由外露的金属包覆层和包裹其内的圆柱形螺旋弹簧组成。螺旋弹簧由金属丝材绕制而成，作为组合密封环的弹性承载主体，要求其材料具有良好的弹性和承载强度；外部C形包覆层由里层的合金层和外层的软金属层组成，软金属层通常采用银或铝等材料[9]，其良好的延展性和塑性变形能充分弥补法兰密封面的微观不平。
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D—密封环中径；D1—弹簧匝外径；D2—弹簧丝直径；H1—软金属包覆层厚度；H2—合金包覆层厚度；L—密封环开口宽度；S—弹簧圈间距。 图 1 弹簧金属C形密封环结构示意图 Fig.1 Schematic diagram of the spring metal C ring structure |
弹簧选用高温合金Inconel-X750，包覆层选用合金Inconel 718，软金属包覆层为纯银。各材料基本属性如表 1所示。建模分析选定的组合密封圈基本结构参数如表 2所示。
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下载CSV 表 1 组合C形环密封圈各部分材料的特性参数 Table 1 Characteristic parameters of the materials in the combined C ring |
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下载CSV 表 2 组合C形环密封圈结构参数 Table 2 Structural parameters of the combined C ring |
本文采用非线性等向强化(NLISO)材料模型进行分析计算，网格划分选择solid 185实体单元。考虑到组合C形密封环沿周向具有周期性，即每一匝弹簧所对应的组合C形环环段构成一个周期；因此为了减少计算量，仅选取三匝弹簧所对应的C形环段完成建模和计算，即仅选取模型中间一段的计算结果进行分析，这样可部分消除一些边界约束效应的影响。
有限元模型及网格划分结果如图 2所示，其中在下法兰底面施加全约束，在法兰和C形环周期性截面上及三匝弹簧截面的两端施加对称约束。另外在加载过程中C形环和螺旋弹簧之间以及C形环与密封面之间会产生部分区域接触、分离或滑移，也会产生摩擦作用，因此建模时在各接触表面处建立了摩擦接触对连接，所用接触单元为Conta173，目标单元为Targe170。
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图 2 有限元模型 Fig.2 Finite element model |
模拟过程分为加载和卸载两个阶段。加载时，对上法兰整体逐渐施加向下的压缩位移(用压缩率表示，即压缩位移值和初始C形环截面外径之比)，以模拟密封圈初始预紧过程；卸载时，逐步撤掉上法兰位移压缩量，模拟密封圈卸载回弹过程。图 3所示为求解得到的20%压缩率压缩状态和完全卸载回弹状态下的Mises应力云图。
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图 3 组合C形环在压缩和回弹状态下的Mises应力分布 Fig.3 Mises stress distribution in the combined C-ring in the compression state and the spring-back state |
压缩率对密封圈能否实现良好密封有很大的影响，若初始压缩率太小，密封环则不足以弥补密封接触面的微观不平，易形成微观泄露通道，反之压缩率太大，大到一定程度密封环就会发生塌陷，失去回弹性能，对密封十分不利[10]。
图 4为密封环在不同压缩率作用下得到的线载荷以及不同载荷完全卸载后的回弹位移量的变化曲线。图 5为不同压缩率下C形密封环与法兰沿径向接触宽度上的接触压力分布，图中左侧为靠近C形密封环开口侧的方向，0 mm位置对应C形环外圆最高或最低点位置(为初始状态，两处是对称关系)。
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图 4 压缩率与线载荷及回弹量关系曲线 Fig.4 Plots of linear load and resilience value as a function of compression ratio |
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图 5 不同压缩率下沿径向接触宽度上的压力分布 Fig.5 Stress distribution along the radial contact width at different compression ratios |
由图 4可见，当压缩率小于25%左右时，回弹量随压缩率提高而增大，之后回弹速率趋于平缓，压缩率大于30%时回弹量明显减小。所以实际密封环压缩率的选择最好小于30%，而对于一般波动工况下法兰系统密封，20%压缩率就能有效补偿各种因素造成接触面的密封比压下降的影响。
由图 5显示可知，接触压力沿径向分布宽度约为2~3 mm。压缩率越大时，线载荷越大，接触宽度也越大，但接触压力的峰值却并没有随之线性增大，而是略有增加，且基本稳定在500~600 MPa之间。这说明增加压缩载荷对密封圈的最大密封比压影响不明显，另外实际最大压力也并非出现在中间位置(图中0 mm处)，而是分布在靠中间位置的两侧，且接触压力沿径向宽度分布很不均匀，中间位置(0 mm)处明显偏低，而且随压缩率增加到25%时几乎趋向于零。
综上，选择20%~25%的压缩率，可以使其回弹性能和预紧载荷等情况达到较好的状态。
3.2 合金包覆层厚度对密封性能的影响合金包覆层主要作用是保护银层并在弹簧和银层之间传递回弹力。选择相同压缩位移(1.0 mm)下不同合金层厚度，计算得到不同压缩线载荷和密封环回弹量之间的变化情况，结果如图 6所示。由图 6看出，合金包覆层壁厚由0.2 mm增加到0.45 mm时，回弹量呈现先增加后减小的趋势，如厚度约为0.25 mm时的回弹量是一个相对较大值，即回弹量已达0.34 mm，当厚度为0.45 mm时，回弹量则回落到0.29 mm，减小约15%。所以合金包覆层厚度选择0.20~0.30 mm范围比较合理。
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图 6 不同合金厚度在压缩量1.0 mm时的线载荷和回弹量 Fig.6 Linear load and resilience value for different alloy thickness with a compression of 1.0 mm |
提取不同合金厚度下的接触压力(p)分布如图 7所示，图中水平向右为密封环径向宽度方向，竖直方向为密封环周向方向。由图 7可知，壁厚较小时中间低接触压力区域分布宽度有所扩大，也证明了合金包覆层厚度取0.25~0.30 mm相对合理。
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图 7 压缩量1.0 mm时不同合金厚度下的接触压力分布 Fig.7 Distribution of contact pressure for different alloy thickness with a compression of 1.0 mm |
弹簧丝直径决定密封环的刚度和回弹性能，弹簧丝直径越大，弹簧密封圈刚度也越大，回弹性能就越好；但压缩线载荷也会随之急剧增加，从而不利于初始密封预紧和法兰设计。图 8(a)为计算得到的相同压缩位移1.0 mm下不同弹簧丝直径下的最大接触压力变化曲线，图(b)为不同弹簧丝直径与对应的压缩线载荷及回弹量的变化关系。
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图 8 压缩量1.0 mm时不同弹簧丝直径的线载荷、回弹量和接触压力 Fig.8 Linear load, resilience value and contact stress for different diameters of the spring wire with a compression of 1.0 mm |
由图 8(a)可以看出，对于同样压缩量来说，弹簧丝直径越大，密封环表面的接触压力增大，可以得出密封环的密封性能也相对较好。由图 8(b)看出，密封环的回弹量和线载荷随着弹簧丝直径增大而增大，弹簧丝直径0.60 mm时比0.50 mm时密封环回弹量提高约14%，但弹簧丝直径超过0.60 mm后，回弹量基本不变而线载荷增加幅度较大，如弹簧丝直径增加到0.80 mm时，初始预紧线载荷增加到约1600 N/mm，说明过大的线载荷不利于法兰设计。所以弹簧丝直径选择在0.60~0.70 mm范围较合理。
3.4 弹簧匝外径对密封性能的影响密封圈基本尺寸不变而仅改变弹簧匝外径大小，也会对密封圈压缩回弹性能产生一定影响。一般来说，弹簧匝直径增大，密封圈压缩刚度会相应减小，即产生同样大小的压缩位移所需的压缩载荷变小，使同样大小的压缩载荷产生的压缩回弹效果提高。压缩位移1.0 mm时不同弹簧匝外径的线载荷、回弹量和接触压力的变化曲线如图 9(a)、(b)所示。
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图 9 压缩量1.0 mm时不同弹簧匝外径的线载荷、回弹量和接触压力 Fig.9 Linear load, resilience value and contact stress for different outside diameters of the spring with a compression of 1.0 mm |
由图 9可以看出，压缩位移不变时，随着弹簧匝外径的增大密封环表面接触压力减小，对应施加的线载荷也减小，即表示密封圈的压缩刚度变小。但弹簧匝外径增大到4.2 mm时，线载荷减小趋势变缓，接触压力减小速率加快，而过小的接触压力会引起密封介质的泄露。另一方面，密封环的回弹量随着弹簧匝外径增大而增大，当弹簧匝外径达到4.0 mm时，其回弹量可以达到约0.3 mm，可以有效补偿因各种因素引起法兰变形和密封环松弛的影响。所以选择弹簧匝外径尺寸大小在4.0~4.2 mm区域内，其回弹性能和密封环接触压力大小等较为合理。
4 压缩回弹性能及实验对比为验证本文分析模型和计算结果的可靠性，进行了相同尺寸实物密封圈样品的压缩-回弹性能对比实验。实验设备为长春机械科学研究院有限公司生产的电子万能试验机，该机型采用text export控制系统，测试数据结果直接在电脑系统上面显示，读取位移精度为0.001 mm，力精度为0.1 N。组合C形环模拟计算及实验结果如图 10所示。
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图 10 压缩回弹仿真以及实验结果对比 Fig.10 Comparison of simulated of compression-resilience data with the test results |
由图 10实验曲线可以看出，实验中加载位移逐渐加大到1.0 mm(即压缩率约达20%)时，对应最大线载荷约900 N/mm；随后开始卸载，C形环变形部分恢复，即产生回弹；载荷完全撤掉后，C形环回弹量约达0.336 mm，即回弹率达33.6%，说明C形环回弹性能良好。由图 10模拟曲线可以看出，仿真计算得出回弹量约0.314 mm，回弹率为30.4%，与实验结果吻合较好。验证了本文所建立的理论模型是合理的。
5 结束语本文针对适用于管道法兰的内置弹簧金属C形密封环，采用ANSYS软件对其建立了三维有限元模型，并通过压缩-回弹实验验证了模型的合理性。通过探讨合金包覆层厚度、弹簧丝直径和弹簧匝外径等参数对密封环回弹性能的影响，得到了合理的参数取值范围。这一结果为新型内置弹簧金属C形密封环的模拟分析及工程设计应用提供一定的参考，但在选用该密封环时，应综合考虑实际工作情况和法兰连接系统的刚度进行适当调整。
| [1] |
Wolff D, Probst U, V lzke H, et al. Safety aspects of long-term dry interim storage of type-b spent fuel and HLW transport casks[J]. Packaging, Transport, Storage & Security of Radioactive Material, 2004, 15(3/4): 207-214. |
| [2] |
Sassoulas H, Morice L, Caplain P, et al. Ageing of metallic gaskets for spent fuel casks:century-long life forecast from 25, 000-h-long experiments[J]. Nuclear Engineering and Design, 2006, 236(22): 2411-2417. DOI:10.1016/j.nucengdes.2006.02.008 |
| [3] |
熊光明, 段远刚, 邓小云, 等. CPR1000反应堆压力容器C形密封环的数值模拟方法研究[J]. 核动力工程, 2012, 33(6): 9-12. Xiong G M, Duan Y G, Deng X Y, et al. Numerical simulation research on C-ring of CPR1000 reactor pressure vessel[J]. Nuclear Power Engineering, 2012, 33(6): 9-12. (in Chinese) |
| [4] |
熊光明, 邓小云, 段远刚, 等. CPR1000反应堆压力容器密封性能模拟技术研究[J]. 核技术, 2013, 36(4): 32-36. Xiong G M, Deng X Y, Duan Y G, et al. Sealing behavior simulation technology research for CPR1000 reactor pressure vessel[J]. Nuclear Techniques, 2013, 36(4): 32-36. (in Chinese) |
| [5] |
董元元, 罗英, 张丽屏. C形密封环密封特性数值计算方法研究[J]. 核动力工程, 2015, 36(2): 155-159. Dong Y Y, Luo Y, Zhang L P. Study on numerical simulation research for sealing behavior of C-ring[J]. Nuclear Power Engineering, 2015, 36(2): 155-159. (in Chinese) |
| [6] |
马凯, 蔡仁良, 励行根, 等. 反应堆压力容器用C形密封环的变形特性研究[J]. 压力容器, 2016, 33(1): 14-19. Ma K, Cai R L, Li X G, et al. Study on deformational characteristics of the C-ring for reactor pressure vessels[J]. Pressure Vessel Technology, 2016, 33(1): 14-19. (in Chinese) |
| [7] |
左国, 郝守信, 尹小龙. 先进压水堆"C"形环研究[J]. 核动力工程, 2002, 23(2): 107-112. Zuo G, Hao S X, Yin X L. Research of C-ring for advanced pressurized water reactor[J]. Nuclear Power Engineering, 2002, 23(2): 107-112. (in Chinese) |
| [8] |
励行根, 蔡仁良, 杭建伟, 等. 反应堆压力容器"C"形密封环的研制[J]. 压力容器, 2013, 30(5): 74-79. Li X G, Cai R L, Hang J W, et al. Manufacture of C-type ring for reaction pressure vessels[J]. Pressure Vessel Technology, 2013, 30(5): 74-79. (in Chinese) |
| [9] |
贾晓红, 陈华明, 励行根, 等. 金属C形环力学性能及密封特性分析[J]. 润滑与密封, 2014, 39(11): 1-5. Jia X H, Chen H M, Li X G, et al. Analysis on the mechanical and sealing properties of metallic C-ring[J]. Lubrication Engineering, 2014, 39(11): 1-5. (in Chinese) DOI:10.3969/j.issn.0254-0150.2014.011.001 |
| [10] |
龚雪婷, 蔡纪宁, 张秋翔, 等. 金属W形密封环的弹塑性接触有限元分析[J]. 润滑与密封, 2010, 35(11): 82-85. Gong X T, Cai J N, Zang Q X, et al. Elastic plastic contact finite element analysis of metal W-sealing ring[J]. Lubrication Engineering, 2010, 35(11): 82-85. (in Chinese) |