1、2023 年第 3 期总第 253 期低温工程CRYOGENICSNo.3 2023SumNo.25324球形管路接头低温密封性能研究李伟1石珊珊1康红雷1刘士杰2(1北京航天动力研究所北京 100076)(2北京航天动力研究所低温液体推进技术实验室北京 100076)摘要:对 24球形密封管接头进行了计算分析,从理论与试验上分析 24球形管路接头的密封性能。首先利用界面渗透原理和 A.Roth 假设对界面微漏孔泄漏原因和理论模型进行了研究;其次利用双线性等向强化本构模型对球头密封面的弹塑性变形过程进行有限元分析;最后利用密封面微漏孔泄漏模型对常温和液氮环境下的球头密封特性进行了分析。研究结果
2、表明:(1)24球接头第一道密封面平均宽度 0.296 mm,第二道密封面宽度 0.389 mm;(2)24球头密封面最大比压在 573 MPa左右,第一道密封面平均比压 381 MPa,第二道密封面平均比压 290 MPa;(3)24球头密封接头液氮环境下的理论泄漏率为 4.0 10-6Pas,与平均试验泄漏率 5.1 10-6Pas 相比,误差为 22%。关键词:低温密封 24球头密封仿真分析试验泄漏率中图分类号:TB663文献标识码:A文章编号:1000-6516(2023)03-0076-06收稿日期:2023-03-07;修订日期:2023-06-01基金项目:中国航天与推进技术研究
3、院可靠性保证中心研究课题、航天科技集团公司自主研发项目(010003000100050038)。作者简介:李伟,男,41 岁,硕士,高级工程师。通信作者:刘士杰,男,38 岁,博士。Study on cryogenic sealing performance of 24orbicular pipe sealing jointLi Wei1Shi Shanshan1Kang Honglei1Liu Shijie2(1Beijing Aerospace Propulsion Institute,Beijing 100076,China)(2Laboratory of Science and Tec
4、hnology on Cryogenic Liquid Propulsion,Beijing Aerospace Propulsion Institute,Beijing 100076,China)Abstract:The calculation of 24 orbicular sealing pipe joint is carried out to analyze its seal-ing performance from theoretical and experimental perspectives.First,the principle of interfacepermeabilit
5、y and A.Roths hypothesis are applied to study the reason and theoretical model ofinterface micro leakage.Then,the elasto-plastic deformation process of the orbicular joint sealingsurface is analyzed by using the bilinear isotropic hardening constitutive model.Finally,the seal-ing characteristics of
6、the orbicular joint under room temperature and liquid nitrogen environmentare analyzed by using the micro leakage rate model of the sealing surface.The results show that:(1)The average width of the first sealing surface of the 24 orbicular joint is 0.296 mm and thatof the second is 0.389 mm.(2)The m
7、aximum specific pressure of the 24orbicular sealing sur-faces is about 573 MPa,the average specific pressure of the first and second sealing surfaces is381 MPa and 290 MPa,respectively.(3)The theoretical leakage rate of 24 orbicular joint un-dera liquid nitrogen environment is 4.0 10-6Pas,which has
8、around 22%error compared with第 3 期24球形管路接头低温密封性能研究the average experimental leakage 5.1 10-6Pas.Key words:cryogenic sealing;24orbicular sealing;simulation analysis;experiments;leak-age rate1引言在氢氧液体火箭发动机低压输送管路的研制中,广泛采用 60球形密封管路接头组件搭建气液通道系统。为适应大推力火箭发动机的高压特性,承压能力更高的 24球形密封管路接头的研制需求越来越迫切。为此,开展该类球接头低温高压密封
9、性能的研究具有重要的应用价值。球形密封依靠球头和接管嘴的安装接触面实现对流动介质的密封,由于二者处于密闭空间,良好的安装状态不易控制。2005 年,周鑫等1利用 ANSYS对某型卫星球 头密 封 件(球 头 TC4,接 管 嘴 1Cr18Ni9Ti)由于装配误差引起的密封性能差异进行了计算分析,结果表明,对中偏差对密封性能影响显著,应将其控制在 00.2的范围内,同时,应适当增大拧紧力矩以减小偏角对密封的影响。球头密封性能可以由漏率进行表征,而密封可靠性与密封面加工状态、密封件材料、密封介质、工作条件等密切相关,漏率的理论预 估一直是一 大难 题。2005 年,程 改 霞等2利用同时考虑材料和
10、接触两类非线性耦合的有限元方法,对球头旋紧深度相对于密封带宽度和接触面密封压力之间的关系进行研究,结果表明内压对密封带的影响甚微。2007 年,周鑫等3对密封面泄漏机理进行了简单介绍,并基于 A.Roth 模型推导了微漏孔泄漏计算模型,利用该模型对常温下氦检漏的泄漏气体量进行了预估与分析,结果表明拧紧力矩和密封面的表面加工质量是决定球头密封性能的关键因素。需要说明的是,在文献3 中,漏率的理论预估值在 1.36.4 倍的实测值范围内,作者从预估原则和预估精度要求两方面说明了结果的合理性,这对漏率结果的理论与试验对比分析具有一定的参考价值。2009 年,王勇等4对应力松弛对球头密封结构漏率的影响
11、进行了理论计算分析,推导了微漏孔泄漏公式,给出了密封带宽度的经验计算公式。研究结果表明,由于应力松弛的影响,漏率表现出先增大后稳定的趋势。拧紧力矩可以很大程度上保证密封性能,2012 年,丁建春等5利用仿真与试验结合的方法研究了通径 2 mm 的 60管接头密封面宽度与拧紧力矩的关系,其中,球头、接管嘴和外套螺母均为 1Cr18Ni9Ti 材料。通过对 416 Nm 拧紧力矩下密封面宽度的研究,结果表明密封面宽度与拧紧力矩满足y=-1.77exp(-x/10)+1.67 的函数关系,这可以为密封界面的接触状态分析提供一定的参考。2012年,韩冲等6利用有限元仿真的方法对内压 2 MPa和 23
12、 MPa 作用下的球头密封性能进行了研究,结果表明平均应力受内压变化的影响很小,与文献2不同的是,计算结果显示内压对密封带有一定的影响,在高的内压下密封带宽度呈现变小的趋势,泄漏率呈现变大的趋势。2014 年,李晓丽等7搭建了球头密封漏率测试试验台,对球头 TC4-接管嘴 1Cr18 Ni9Ti的密封组件开展了加压密封性能试验,结果表明漏率与时间呈现出 4 种变化规律,密封面加工质量和装配过程的综合作用是引起泄漏随机性的原因。2021年,於秋萍等8模拟获得了不同表面形貌下接触式机械密封界面的孔隙率和密封间隙的高度比,研究结果支撑了侧接触模型的正确性。综上可知,接触式密封微孔渗漏理论已经有了广泛
13、的研究,常温下的 60球形密封管路接头的密封性能与密封面宽、接触压力直接相关,但低温下24球头管路密封接头的研究较少。为此,本研究以内压对密封面宽和密封面接触比压影响小为前提,开展了 24球头管路密封接头密封性能理论与试验研究。2球头密封原理2.1界面渗漏原因根据 A.Roth 的研究,施加预紧载荷后的球头密封面是环状密封面,在一定粗糙度下,球头密封结构的泄漏通道是由若干横截面面积恒定且形状为等腰三角形的微型漏孔并联组成(图 1),该泄漏通道的长度即密封面宽度。且单个漏孔的气体状态可认为是分子流。由图 1 可知,球头密封拧紧前,漏孔的几何参数为等腰三角形高 h,斜边与底边夹角为。施加预紧力后,
14、两个密封面相互挤压,漏孔等腰三角形的高变为 h。由文献3可知,h与 h 关系由式(1)表示。77低温工程2023 年图 1界面拧紧前后微泄漏流道示意图Fig.1Illustraion of micro-leakage-channelbefore tighteninghh=exp-mKs()(1)式中;m为密封面上的平均应力,MPa;Ks为反映接触中较软材料密封性能的系数,MPa,在文献3中 Ks为 130 MPa。而在文献6中,对于球头 1Cr18Ni9Ti-接 管 嘴2A12-螺 母-2A11的 材 料,Ks为103 MPa。2.2漏率模型在分子流状态下,漏孔流导计算如式(2)所示。C=43
15、KvW0BA2dL(2)式中:K 为形状修正系数;A 为流道的截面积,mm2;B 为包围流道面积 A 的周界;W 为单个漏孔长度,mm;v 表示气体分子的平均速度,mm/s。一般,经机械加工后,零件表面 90%以上凸起峰值的斜率(漏孔三角形斜边与底边的夹角)落在 14范围内,A.Roth 给出当漏孔三角形底角 =4时,形状修正系数 K 为 1.7。由分子动力学可知,气体分子的平均速度由式(3)表达。v=8RTm(3)式中:R 为通用气体常数,取 8 314.4 J/(kmolK);T 为密封介质的绝对温度,K;m 为气体分子质量,g/mol;对于氦气 m 为 4 g/mol;p 为压力,MPa
16、。对应图 1a 单个横截面为三角形的微型柱体的流导,可通过式(4)得到:Cs=238RTmKh3Wtan(1+1/cos)(4)对于直径为 D(mm)的密封环,其密封面上漏孔的个数可以通过几何关系式(5)得出:n=Dtan2h(5)式中:h 为初始微型漏孔底边上的高,mm;如图1a 所示。在施加预紧力后,漏孔由图 1a 变为图 1b,单个漏孔的长度 W 保持不变,漏孔三角形的高由 h 变为h,单个微漏孔的流导式改写为:Cs=238RTmKh3Wtan(1+1/cos)(6)因此,施加预紧力后整个密封面的总流导为:C=nCs=138RTmKDh3Wh(1+1/cos)=138RTmKDh2W(1+1/cos)hh()3(7)以上便是施加预紧力后微漏孔通道的流导公式。结合式(1)对(7)做进一步的调整如下C=nCs=138RTmKDh2W(1+1/cos)exp-3mKs()所以在漏孔两端 p 的压差作用下,密封面的总漏率由式(8)表示:Q=Cp=138RTmKDh2W(1+1/cos)exp-3mKs()p(8)于是:Q=Cp=138RTmKDh2W(1+1/cos)exp-3mKs()
