一種載人航天器結(jié)構(gòu)密封失效模式分析及改進(jìn)設(shè)計(jì)

常潔 王波 夏祥東 張琳 古青波

(北京空間飛行器總體設(shè)計(jì)部，北京 100094)

載人航天器密封結(jié)構(gòu)用到的大多數(shù)密封件截面為中心對(duì)稱形狀，如O形圈、矩形圈、蕾形圈等，同時(shí)與這類密封件配合的密封法蘭也多為平面結(jié)構(gòu)，這類密封結(jié)構(gòu)中的密封件也是單向壓縮狀態(tài)，使用時(shí)應(yīng)力狀態(tài)較為簡(jiǎn)單。然而，隨著航天技術(shù)的發(fā)展，各種性能不同的密封材料越來(lái)越多[1]，形狀各異的密封接口也越來(lái)越多，如用于航天員出艙的弧面艙門，該類艙門與艙體之間的密封為雙向壓縮密封形式，密封件受壓后的應(yīng)力狀態(tài)較為復(fù)雜。此外，該密封形式介于傳統(tǒng)的靜密封和動(dòng)密封之間，在多次開關(guān)門工作過(guò)程中，密封件在復(fù)雜、交變應(yīng)力狀態(tài)下工作，這種復(fù)雜工況下的密封失效模式需要開展研究。

目前，靜密封設(shè)計(jì)中主要關(guān)注的失效模式是密封件在長(zhǎng)時(shí)間壓縮狀態(tài)下出現(xiàn)老化導(dǎo)致的“應(yīng)力松弛”、失去彈性，文獻(xiàn)[2]研究了不同密封材料的耐老化性能。動(dòng)密封設(shè)計(jì)中主要關(guān)注的失效模式是密封件在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的由反復(fù)機(jī)械應(yīng)力作用下的材料磨損破壞，文獻(xiàn)[3-4]研究了疲勞對(duì)密封件使用壽命的影響、疲勞后密封件性能變化，文獻(xiàn)[5-7]對(duì)密封件剪切破壞進(jìn)行了分析，主要從材料角度提出了改善剪切失效的基本思路，文獻(xiàn)[8-9]從材料磨損角度，研究了摩擦對(duì)減緩密封件表面磨損的改善效果。從現(xiàn)有的文獻(xiàn)資料來(lái)看，目前國(guó)內(nèi)對(duì)復(fù)雜工況下密封件失效模式研究及定量改進(jìn)設(shè)計(jì)的研究工作尚不多見。

本文采取試驗(yàn)和分析相互驗(yàn)證的方法，完成了密封件受雙向壓縮下的失效模式研究，并針對(duì)性地進(jìn)行了改進(jìn)設(shè)計(jì)，可為類似結(jié)構(gòu)的密封設(shè)計(jì)提供參考。

1 密封結(jié)構(gòu)介紹

1.1 弧面結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

為了航天員出艙活動(dòng)的便利，在進(jìn)行構(gòu)型設(shè)計(jì)時(shí)，一般的載人航天器都會(huì)選擇在艙體中間部位設(shè)置艙門。在此情況下，若將艙門與艙體之間的密封面設(shè)置為平面，將增加從弧面過(guò)渡到平面的過(guò)渡框結(jié)構(gòu)，這樣勢(shì)必付出較大的結(jié)構(gòu)質(zhì)量代價(jià)。更為優(yōu)化的設(shè)計(jì)方式是直接用艙門和艙體之間配合的弧面進(jìn)行密封，如圖1(a)所示。

沿著艙體環(huán)向壓縮狀態(tài)，如圖1(b)A-A剖視圖所示，艙門關(guān)閉方向與密封件中心軸向方向平行，此時(shí)密封件只承受單向壓縮。

沿著艙體母線方向的壓縮狀態(tài)，如圖1(c)B-B剖視圖所示。此種結(jié)構(gòu)形式下，在艙門關(guān)閉運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，艙門運(yùn)動(dòng)方向與密封件中心軸向不平行，兩者存在夾角θ(等于艙體上弧面艙門開口角度的1/2)，也就意味著，在艙門關(guān)閉過(guò)程中，密封件既要受到沿著其軸線方向的正向壓縮，同時(shí)受到橫向剪切力作用。正向壓縮量S1和橫向壓縮量S2的關(guān)系是

S2/S1=tanθ

(1)

顯然θ值越小，密封件收到的橫向剪切力作用越小。θ=0時(shí)，為單向壓縮狀態(tài)。

圖1 弧面艙門密封件壓縮狀態(tài)Fig.1 Compression of cambered hatch door seals

1.2 壓縮力定性分析

按照各零件的相對(duì)位置關(guān)系，密封件在雙向壓縮狀態(tài)下的受力分析如圖2所示。

圖2 雙向壓縮時(shí)受力分析Fig.2 Analysis of stress state during two-way compression

圖2中，F(xiàn)為壓縮合力；F1為正向壓縮力，提供密封件壓縮所需的力。該值決定了密封件的壓縮狀態(tài)，為了保證可靠密封，該值一般盡可能大；F2為橫向剪切力，由于艙門的“橫向”位移導(dǎo)致的對(duì)密封件的橫向作用力。在該力作用下，密封件將發(fā)生橫向位移，由于密封件下部被固定在倒T形槽內(nèi)，上下位移差也將導(dǎo)致密封件中部出現(xiàn)較大的剪切應(yīng)力和應(yīng)力集中現(xiàn)象。

2 改進(jìn)設(shè)計(jì)方法

2.1 密封件受力分析

為了得到兩種壓縮狀態(tài)下密封件的具體受力情況，以艙門密封中常用的蕾形密封件和常見的T形密封槽為例[10]，利用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)密封件建模分析，對(duì)模型簡(jiǎn)化假設(shè)如下。

(1)由于主要是分析雙向壓縮時(shí)密封件的應(yīng)力狀態(tài)，為了得到更為準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果，密封件、門框(帶密封槽)和艙門在建模時(shí)采用二維的軸對(duì)稱模型分別進(jìn)行簡(jiǎn)化。

(2)艙門和門框材料為鋁合金，彈性模量在70 GPa左右，是橡膠材料的近萬(wàn)倍。因此在分析時(shí)，可將艙門和門框簡(jiǎn)化為剛體。

(3)橡膠的泊松比接近于0.5，在分析中當(dāng)作不可壓縮材料處理。

(4)基于上述基本假設(shè)，建立的有限元分析模型如圖3所示。

圖3 密封件分析有限元模型Fig.3 Finite element model for seals

分別計(jì)算了在密封件受到單向壓縮和雙向壓縮時(shí)的應(yīng)力情況，計(jì)算結(jié)果見表1，壓縮變形關(guān)系如圖4所示。

表1 兩種壓縮狀態(tài)的密封件應(yīng)力分析結(jié)果Table 1 Stress analysis results of seals under two compression conditions

圖4 密封件壓縮狀態(tài)Fig.4 Compression of seals

由分析計(jì)算結(jié)果可知，相對(duì)于單向壓縮狀態(tài)，在雙向壓縮下，密封件的最大米塞斯應(yīng)力增加1倍多，剪切應(yīng)力增大2倍多，且主要集中在密封件被壓縮局部位置。由于艙門在軌工作次數(shù)較多，一般設(shè)計(jì)次數(shù)在1000次以上，與密封件的高剪切應(yīng)力狀態(tài)疊加后會(huì)導(dǎo)致密封件產(chǎn)生疲勞損傷問(wèn)題，可能會(huì)成為該結(jié)構(gòu)的主要密封失效模式。

2.2 改進(jìn)方法

為了改善密封件在雙向壓縮過(guò)程中的磨損問(wèn)題，需通過(guò)對(duì)密封接口的優(yōu)化設(shè)計(jì)來(lái)降低應(yīng)力集中現(xiàn)象。從變形分析可知，密封件在受到橫向壓縮時(shí)，由于倒T形槽槽口的限制，導(dǎo)致密封件在此局部形成較大的擠壓變形，產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中。采取兩個(gè)途徑可以避免密封材料在此處的局部“堆積”。一是將密封件中部與密封槽擠壓部位的材料去除，如圖5所示，該方式能有效解決橫向壓縮時(shí)出現(xiàn)的局部擠壓變形嚴(yán)重的問(wèn)題，但是該密封件結(jié)構(gòu)在受到正向壓縮過(guò)程中，由于材料不連續(xù)，將導(dǎo)致密封件內(nèi)部承受較大的彎曲應(yīng)力，顯然是不利的[4]。另一途徑是對(duì)倒T形密封槽槽口尺寸進(jìn)行修改，如圖6所示，在倒T形槽的基礎(chǔ)上，對(duì)密封槽進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，改進(jìn)的目的主要是為了放開部分約束，讓密封件隨著橫向壓縮時(shí)有一定的變形空間，使應(yīng)力集中區(qū)域有效擴(kuò)散。

圖5 密封件改截面尺寸Fig.5 Modification of seal section

圖6 密封槽(門框)改截面尺寸Fig.6 Modification of seal groove (door frame) section

2.3 改進(jìn)后密封件受力分析

為了得到門框上密封槽截面更改后，對(duì)密封件應(yīng)力改善的效果，利用有限元分析軟件ABAQUS對(duì)密封圈建模分析，建立的有限元分析模型如圖7所示。

圖7 密封槽更改后的密封件分析有限元模型Fig.7 Finite element model for seals after modification of seal groove

通過(guò)軟件分析得到了密封件受到雙向壓縮時(shí)的應(yīng)力情況，并與更改前的狀態(tài)進(jìn)行了對(duì)比，計(jì)算結(jié)果見表2所示，壓縮變形關(guān)系如圖8所示。

表2 密封槽更改前后的密封件應(yīng)力分析結(jié)果Table 2 Stress analysis results of seals before and after modification of seal groove

圖8 改進(jìn)設(shè)計(jì)前后的密封件壓縮狀態(tài)Fig.8 Comparison on seals compression before and after design improvement

由表2中分析計(jì)算結(jié)果可知，密封槽截面改進(jìn)后，密封件的最大米塞斯應(yīng)力降低一半，剪切應(yīng)力降低70%，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯改善。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了驗(yàn)證弧面艙門密封改進(jìn)設(shè)計(jì)的合理性，設(shè)計(jì)了如圖9所示的磨損試驗(yàn)件，進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)前后的對(duì)比試驗(yàn)。

試驗(yàn)件模擬了弧面艙門以及門框(帶密封槽)，密封件安裝在門框模擬件中。由于密封件的應(yīng)力狀態(tài)只與密封接口設(shè)計(jì)相關(guān)，因此試驗(yàn)時(shí)的密封件截面和密封槽截面與實(shí)際產(chǎn)品一致，試驗(yàn)件其余尺寸進(jìn)行縮比處理。

磨損試驗(yàn)時(shí)，通過(guò)加載裝置控制門框模擬件X方向水平運(yùn)動(dòng)，控制艙門模擬件實(shí)現(xiàn)Y方向豎直運(yùn)動(dòng)，兩者組合運(yùn)動(dòng)對(duì)密封圈進(jìn)行雙向壓縮試驗(yàn)。豎直Y方向和水平X方向的位移量分別為2.1 mm。

在過(guò)程中監(jiān)測(cè)密封圈表面狀態(tài)，并記錄密封件在壓縮過(guò)程中的支反力變化情況。

圖9 密封件磨損試驗(yàn)Fig.9 Wear test for seals

3.2 改進(jìn)前試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)件按照傳統(tǒng)密封接口進(jìn)行設(shè)計(jì)，如圖3所示。按照設(shè)計(jì)次數(shù)要求，共進(jìn)行了1000次磨損試驗(yàn)。從試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)密封件表面狀態(tài)的監(jiān)測(cè)看出，從400次左右開始，密封件表面出現(xiàn)了肉眼可見的磨損，且隨著試驗(yàn)次數(shù)的增加，密封件破壞現(xiàn)象越來(lái)越嚴(yán)重，如圖10所示。

圖10 磨損試驗(yàn)過(guò)程中密封件表面狀況Fig.10 Surface condition of seals during wear test

圖11給出了試驗(yàn)過(guò)程中密封件的反力變化情況，從力值變化也可以得出如下結(jié)果。

(1)在300次以下時(shí)，密封件反力基本穩(wěn)定，基本在12 000 N左右，說(shuō)明試件表面未發(fā)生明顯的變化。

(2)在接近400次時(shí)，密封件反力逐漸增加，說(shuō)明材料已有輕微磨損，導(dǎo)致了密封件表面的摩擦阻力增加，這與觀察到的密封件表面狀況類似。

(3)隨著試驗(yàn)次數(shù)增加，密封件表面摩擦阻力一直增加，反力也隨著增加，在達(dá)到700次左右時(shí)，壓縮反力達(dá)到最大值后開始下降，說(shuō)明密封件表面的已有局部材料磨損破壞并與密封件脫離，此時(shí)密封件高度降低，壓縮反力反而降低。

從磨損試驗(yàn)的結(jié)果可知：若采用常規(guī)的艙門密封接口設(shè)計(jì)形式，在雙向壓縮狀態(tài)下的密封件將無(wú)法滿足在軌使用次數(shù)要求，將由于材料的磨損問(wèn)題導(dǎo)致密封失效。

圖11 磨損試驗(yàn)過(guò)程中密封件反力變化情況Fig.11 Change of seals reaction force during wear test

3.3 改進(jìn)后的試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)件按照改進(jìn)后的方案進(jìn)行設(shè)計(jì)，共進(jìn)行了1000次磨損試驗(yàn)。從試驗(yàn)過(guò)程中對(duì)密封件表面狀態(tài)的監(jiān)測(cè)看出，在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中密封件表面狀態(tài)良好，密封件表面未出現(xiàn)肉眼可見的損傷現(xiàn)象，如圖12所示。

圖12 改進(jìn)后密封件在磨損試驗(yàn)過(guò)程中的表面狀況Fig.12 Surface condition of seals during wear test after improving design

圖13給出了試驗(yàn)過(guò)程中密封件的反力變化情況，從力值變化也可以得出如下結(jié)果。

(1)密封件在磨損試驗(yàn)過(guò)程中的反力基本穩(wěn)定在10 000～10 500 N之間，相對(duì)穩(wěn)定，比改進(jìn)前的變化幅度區(qū)間(10 000～14 000 N)要小很多,也說(shuō)明改進(jìn)后的試件表面未發(fā)生明顯的變化，這與不同試驗(yàn)次數(shù)下觀察到的密封件表面狀況的現(xiàn)象一致。

(2)隨著試驗(yàn)次數(shù)的增加，密封件反力略有增加，增加量很小，說(shuō)明材料表面狀態(tài)在試驗(yàn)過(guò)程中有輕微變化。

試驗(yàn)后，將該密封件進(jìn)行了檢漏測(cè)試，漏率測(cè)試結(jié)果正常，測(cè)試結(jié)果也進(jìn)一步表明該密封件能耐受1000次磨損試驗(yàn)考核。

圖13 改進(jìn)后密封件在磨損試驗(yàn)過(guò)程中的反力變化情況Fig.13 Reaction change of seals during wear test after improving design

4 結(jié)論

本文分析了弧面艙門密封件受力特點(diǎn)，針對(duì)密封件在雙向壓縮中出現(xiàn)較大剪切應(yīng)力、在多次使用后可能會(huì)導(dǎo)致密封失效的情況，改進(jìn)了傳統(tǒng)的密封接口設(shè)計(jì)，提出了一種密封件與密封槽相互變形匹配的改進(jìn)方法，并從有限元分析和試驗(yàn)的角度分別證明了改進(jìn)設(shè)計(jì)的有效性，解決了密封件在雙向壓縮時(shí)的密封失效問(wèn)題，得到以下結(jié)論。

(1)在壓縮過(guò)程中，剪切應(yīng)力對(duì)密封件的損傷較大，尤其是多次壓縮后，會(huì)出現(xiàn)結(jié)構(gòu)磨損破壞現(xiàn)象。

(2)密封配合關(guān)系包括密封件和密封槽，在使用過(guò)程中，高彈性的密封件和高模量的密封槽的變形關(guān)系要相互匹配才能達(dá)到良好的密封效果。

(3)利用有限元分析方法得到的密封件應(yīng)力狀態(tài)和試驗(yàn)結(jié)果相互印證，保證了設(shè)計(jì)的正確性。

后續(xù)可繼續(xù)結(jié)合溫度、時(shí)間等環(huán)境因素的影響，開展密封件在全生命周期內(nèi)的受力分析工作，建立合適的失效準(zhǔn)則，以進(jìn)一步提高密封件的使用可靠性。