油管懸掛器K形金屬環(huán)密封特性模擬分析*

田 懿 巨亞鋒 蒲曉莉 呂紅剛 趙 鈺 馮 定

(1.長(zhǎng)江大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 2. 湖北省油氣鉆完井工具工程技術(shù)研究中心 3.中國(guó)石油長(zhǎng)慶油田分公司油氣工藝研究院 4.中石油江漢機(jī)械研究所有限公司 5.中國(guó)石油長(zhǎng)慶油田分公司第九采油廠)

0 引 言

水下采油樹(shù)油管懸掛器是水下生產(chǎn)系統(tǒng)的重要組成部分，油管懸掛器通過(guò)其下部的臺(tái)肩坐放在采油樹(shù)本體的內(nèi)部端面上，主要功能是懸掛油管柱，連接水下采油樹(shù)與井下生產(chǎn)管道形成生產(chǎn)通道。油氣資源從地層沿生產(chǎn)管柱進(jìn)入油管懸掛器，從油管懸掛器的出油口流至采油樹(shù)樹(shù)體上的水平生產(chǎn)通道。K形金屬密封環(huán)密封油管懸掛器出油口上下兩側(cè)與采油樹(shù)樹(shù)體間的環(huán)空徑向間隙，一旦泄漏會(huì)導(dǎo)致生產(chǎn)通道油氣外流產(chǎn)生嚴(yán)重的環(huán)境污染。K形環(huán)密封性能直接影響整個(gè)水下生產(chǎn)系統(tǒng)的可靠性和安全性。挪威DNV船級(jí)社的采油樹(shù)可靠性手冊(cè)《Offshore Reliability Data》反映出密封屏障失效引起的油氣泄漏是頻數(shù)最高的水下采油樹(shù)失效模式，故國(guó)外主要采油樹(shù)生產(chǎn)廠商對(duì)水下采油樹(shù)的金屬密封技術(shù)非常重視，實(shí)行了專(zhuān)利保護(hù)和技術(shù)封鎖。因此，開(kāi)展油管懸掛器環(huán)空K形金屬密封研究，對(duì)于實(shí)現(xiàn)水下采油樹(shù)密封技術(shù)突破和相關(guān)金屬密封零部件的國(guó)產(chǎn)化具有重要意義。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要通過(guò)有限元仿真模擬了異形金屬密封環(huán)不同工況下，預(yù)壓縮量、工質(zhì)溫度、壓力和結(jié)構(gòu)等參數(shù)對(duì)等效應(yīng)力和接觸壓力分布的影響。張凱等[1]闡述了國(guó)外水下采油樹(shù)油管懸掛器金屬對(duì)金屬密封的技術(shù)現(xiàn)狀。崔曉杰[2]指出密封副表面質(zhì)量、密封寬度、密封比壓及密封副材料間的硬度差是影響水下金屬密封性能的主要因素。H.PATEL等[3]利用有限元法研究了粗糙接觸面表面形貌對(duì)密封接觸應(yīng)力和泄漏率的影響。施雷和王凱等[4-5]均指出，預(yù)壓縮量過(guò)大使密封環(huán)大面積塑性變形而喪失彈性時(shí)會(huì)導(dǎo)致密封失效，為本文考慮密封環(huán)塑性變形區(qū)域面積來(lái)確定預(yù)壓縮量上限提供了思路。彭粲粲[6]引入赫茲接觸理論和空間兩彈性球體接觸理論研究了K形金屬密封的接觸特性，采用順序熱力耦合分析了溫度對(duì)金屬密封環(huán)的影響。曾威等[7]以密封面最大接觸應(yīng)力、有效接觸寬度和密封件回彈量為密封性能指標(biāo)，研究了金屬密封環(huán)在油氣壓力隨機(jī)波動(dòng)下的密封性能。秦樺等[8]考慮實(shí)際安裝方式模擬研究了不同預(yù)壓縮量、工作壓力和工作溫度對(duì)K形金屬密封環(huán)的最大接觸應(yīng)力及Mises應(yīng)力的影響規(guī)律，但未探討最佳預(yù)壓縮量的確定及密封寬度對(duì)密封性能的影響。

上述研究多采用線(xiàn)彈性有限元模型研究水下采油樹(shù)的金屬密封特性，無(wú)法準(zhǔn)確反映金屬密封環(huán)建立可靠密封屏障時(shí)產(chǎn)生的局部塑性變形，且尚未形成判斷高壓金屬密封性能優(yōu)劣的統(tǒng)一評(píng)價(jià)方法[9-11]。GB 150和ASME VIII-1標(biāo)準(zhǔn)都是針對(duì)工作壓力不大于34.5 MPa的螺栓預(yù)緊密封，而油管懸掛器環(huán)空密封無(wú)論從額定工作壓力還是從海底安裝形式上都不同于常規(guī)高壓容器密封。針對(duì)工作壓力高達(dá)69 MPa的金屬密封應(yīng)考慮密封環(huán)在安裝和工作工況下，密封副間的接觸寬度以及發(fā)生塑性變形區(qū)域的變化對(duì)密封性能的影響。因此本文針對(duì)水深等級(jí)為1 500 m、溫度等級(jí)為20～180 ℃、額定壓力等級(jí)為69 MPa的臥式采油樹(shù)密封設(shè)計(jì)要求，根據(jù)API Spec.6A和API Spec.17D中的水下采油樹(shù)密封規(guī)范，基于赫茲彈性接觸理論、熱力耦合理論和塑性形變的非線(xiàn)性有限元分析法，建立符合實(shí)際的K形密封分析模型，得到關(guān)于K形密封環(huán)最大Mises應(yīng)力、內(nèi)外兩側(cè)最大接觸應(yīng)力、接觸寬度以及塑性變形區(qū)域等參數(shù)的影響規(guī)律，并研究K形密封環(huán)安裝工況下的最佳預(yù)壓縮量以及工作工況下的密封性能。研究結(jié)果可為K形密封環(huán)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及優(yōu)化提供基礎(chǔ)，并為類(lèi)似異形金屬密封件的參數(shù)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 油管懸掛器密封結(jié)構(gòu)

本文以水下臥式采油樹(shù)油管懸掛器K形密封環(huán)為研究對(duì)象。由于目前非金屬密封材料無(wú)法滿(mǎn)足油管懸掛器水平生產(chǎn)通道內(nèi)高溫高壓腐蝕性強(qiáng)的油液的密封要求，故為保證密封可靠性，一般采用以自緊式K形金屬密封環(huán)為主密封，非金屬密封為冗余密封的組合密封方案。水下區(qū)域采油樹(shù)結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要包括采油樹(shù)本體、油管懸掛器和K形密封環(huán)等。K形密封環(huán)對(duì)稱(chēng)分布于油管懸掛器出油口的上下兩側(cè)，密封油管懸掛器出油孔上下兩側(cè)與采油樹(shù)樹(shù)體間的環(huán)空。

下放安裝油管懸掛器分兩步：

(1)在油管懸掛器出油口上方設(shè)置一擋環(huán)，與K形密封環(huán)的上端面接觸，然后將油管懸掛器水平生產(chǎn)出口的套筒通過(guò)螺栓安裝在油管懸掛器上，開(kāi)孔套筒的上端面與密封環(huán)的下端面接觸，此時(shí)金屬密封環(huán)過(guò)盈安裝在油管懸掛器上；

(2)將K形密封環(huán)與油管懸掛器整體下方安裝在采油樹(shù)本體上，通過(guò)設(shè)計(jì)密封環(huán)唇體的原始尺寸略大于采油樹(shù)樹(shù)體內(nèi)壁尺寸，在下入過(guò)程中形成第二次過(guò)盈配合，建立可靠的密封屏障。

1—冠狀塞；2—內(nèi)采油樹(shù)帽；3—鎖緊裝置；4—固定筒；5—油管懸掛器；6—采油樹(shù)本體；7—K形金屬密封環(huán)；8—支撐擋環(huán)；9—MEC非金屬密封環(huán)。圖1 水下臥式采油樹(shù)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of subsea horizontal Christmas tree

2 油管懸掛器金屬密封有限元分析

2.1 K形金屬密封環(huán)有限元模型建立

考慮K形金屬密封環(huán)及密封部位均為軸對(duì)稱(chēng)結(jié)構(gòu)的圓柱體，在圓周方向上K形環(huán)的受力情況均一致，出油孔處上下兩道密封的安裝方式、工作原理及受力情況均類(lèi)似，故選擇出油口上道密封模型進(jìn)行有限元分析?；贙形金屬密封環(huán)的下放安裝方式，考慮到結(jié)構(gòu)對(duì)稱(chēng)性，綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算速度，選擇二維軸對(duì)稱(chēng)模型。對(duì)預(yù)緊和工作工況下的密封件做出如下假設(shè)：

(1)由于采油樹(shù)樹(shù)體和油管懸掛器被密封面堆焊Ni625，相較于密封環(huán)它的剛度較大，忽略其變形；

(2)密封環(huán)為完全軸對(duì)稱(chēng)安裝，無(wú)偏心；

(3)密封環(huán)與樹(shù)體和油管懸掛器接觸表面為理想表面，密封環(huán)無(wú)缺陷。

以密封環(huán)的K形截面為研究對(duì)象，通過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，密封環(huán)全局網(wǎng)格尺寸取0.10 mm，局部加密網(wǎng)格尺寸取0.05 mm，油管懸掛器、上部擋環(huán)與采油樹(shù)樹(shù)體網(wǎng)格邊線(xiàn)尺寸取0.15 mm。定義K形密封環(huán)與采油樹(shù)樹(shù)體接觸一側(cè)為外側(cè)，與油管懸掛器接觸一側(cè)為內(nèi)側(cè)。以Mises應(yīng)力作為判斷K形密封環(huán)的屈服指標(biāo)，接觸應(yīng)力和接觸寬度作為判斷密封性能的指標(biāo)。K形密封環(huán)網(wǎng)格劃分及加載形式如圖2所示。

圖2 K形密封環(huán)網(wǎng)格模型和載荷模型Fig.2 Mesh model and load model of K-shaped seal ring

油管懸掛器密封根據(jù)環(huán)境要求和作業(yè)內(nèi)容分為2種工況：工況1為安裝預(yù)緊工況，密封環(huán)的左側(cè)受到油管懸掛器的預(yù)緊壓力，右側(cè)受到采油樹(shù)體的預(yù)緊壓力；工況2為生產(chǎn)工況，在預(yù)緊工況的基礎(chǔ)上，K形金屬密封環(huán)底部及中心圓弧處還受到油氣介質(zhì)壓力和溫度載荷。

預(yù)緊安裝時(shí)，密封件的預(yù)壓縮量產(chǎn)生回彈力保證唇體上有足夠的預(yù)緊力；生產(chǎn)工況下，介質(zhì)壓力作用在密封件內(nèi)部的法向力增大了密封面上的壓緊力。K形金屬密封屬于預(yù)緊安裝后的自緊式密封。

2.2 材料特性參數(shù)選取

K形金屬密封作為油管懸掛器與采油樹(shù)本體之間的環(huán)空主密封，其密封技術(shù)參數(shù)及要求如下：額定最大工作壓力為69 MPa；產(chǎn)品API規(guī)范等級(jí)為PSL3/3G；性能測(cè)試為PR2。要實(shí)現(xiàn)以上設(shè)計(jì)性能，對(duì)密封件材料的熔煉組織、熱處理工藝、密封件的成形加工工藝以及表面處理工藝等提出以下要求[12]：①油管掛環(huán)空金屬密封材料必須有良好的彈性及疲勞強(qiáng)度；②油管懸掛器環(huán)空金屬密封材料既能耐高、低溫又能耐原油介質(zhì)腐蝕，同時(shí)能實(shí)現(xiàn)高壓可靠密封。

考慮上述要求，本文K形金屬密封環(huán)選用鎳基合金Inconoy 825(UNSNO8825標(biāo)準(zhǔn))材料，油管懸掛器和樹(shù)體等零件選用合金鋼8630材料。為防止機(jī)械壓裝過(guò)程中摩擦損傷油管懸掛器的表面，與其配合的墊環(huán)槽、油管懸掛器和樹(shù)體等零件密封位置處表面堆焊層材料為鎳基合金Inconel 625。鎳基合金不僅具有抗高溫氧化及熱疲勞性能，同時(shí)還具有優(yōu)良的耐蝕性能，滿(mǎn)足ISO 15156規(guī)范的酸性環(huán)境下使用材質(zhì)要求。考慮瞬態(tài)熱傳導(dǎo)和K形環(huán)的熱力學(xué)膨脹，相關(guān)材料的特性參數(shù)如表1和圖3所示。

圖3 Ni825材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.3 Stress-strain curve of Ni825

Ni825材料的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)由名義應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)數(shù)據(jù)根據(jù)公式轉(zhuǎn)換得到，即有：

εtrue=ln(1+εnom)

(1)

σtrue=σnom(1+εnom)

(2)

式中：εtrue為材料真實(shí)應(yīng)變，εnom為材料名義應(yīng)變，σtrue為材料真實(shí)應(yīng)力；σnom為材料名義應(yīng)力。

2.3 接觸分析及邊界條件設(shè)置

在Workbench中設(shè)置接觸對(duì)來(lái)模擬K形密封結(jié)構(gòu)中3對(duì)接觸面的接觸狀況，即密封環(huán)內(nèi)側(cè)與油管掛外側(cè)接觸、密封環(huán)外側(cè)與采油樹(shù)樹(shù)體內(nèi)側(cè)接觸和密封環(huán)上端面與擋環(huán)接觸。將K形密封環(huán)上的接觸面設(shè)置為接觸對(duì)的主面，油管懸掛器密封槽、采油樹(shù)主體和上部擋塊的密封面設(shè)置為接觸對(duì)的從面，接觸形式為柔性體-剛性體的線(xiàn)接觸。對(duì)于切向作用，設(shè)置接觸對(duì)屬性為摩擦接觸，摩擦因數(shù)設(shè)置為0.15，允許粘結(jié)的接觸面產(chǎn)生彈性滑移。

在安裝工況時(shí)，將有限元模型中油管懸掛器和上部擋塊的外側(cè)邊界設(shè)置為完全固定，約束右側(cè)采油樹(shù)樹(shù)體豎直方向的位移。在分析初始階段，通過(guò)設(shè)置初始穿透控制消除K形環(huán)和油管懸掛器、采油樹(shù)本體及上部擋塊間因幾何位置產(chǎn)生的間隙誤差，使接觸只有在兩個(gè)表面間隙為0時(shí)才施加。通過(guò)offset設(shè)置K形密封環(huán)的預(yù)壓縮量使其過(guò)盈安裝在油管懸掛器上，在分析步一中，對(duì)右側(cè)采油樹(shù)樹(shù)體施加一個(gè)水平方向的位移載荷來(lái)模擬安裝工況產(chǎn)生的預(yù)壓縮量。在分析步二的工作工況時(shí)，保持分析步一中的位移，在K形密封環(huán)底部及U形槽圓弧上施加法向介質(zhì)壓力。

3 K形金屬密封環(huán)密封性能分析

3.1 安裝工況下最佳預(yù)壓縮量分析

為分析初始安裝預(yù)壓縮量對(duì)K形環(huán)密封性能的影響，在工作溫度20 ℃條件下，得到密封環(huán)與油管懸掛器預(yù)壓縮量Δ分別在0.04～0.40 mm間的最大Mises應(yīng)力云圖，如圖4所示。

圖4 不同安裝預(yù)壓縮量下水下臥式采油樹(shù)K形密封環(huán)最大Mises應(yīng)力云圖Fig.4 The maximum Mises stress distribution of the K-shaped seal ring of subsea horizontal Christmas tree under different installation precompression

由圖4可以看出，最大Mises應(yīng)力發(fā)生位置一直保持在K形密封環(huán)兩U形槽中間。這是由于密封環(huán)外側(cè)特殊的上下唇體結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其剛度較小，所以在密封環(huán)與采油樹(shù)樹(shù)體的安裝過(guò)程中容易導(dǎo)致密封環(huán)外側(cè)產(chǎn)生較大的Mises應(yīng)力。

初始安裝預(yù)壓縮量與最大Mises應(yīng)力的關(guān)系如圖5所示。從圖5可以看出，K形金屬密封環(huán)最大Mises應(yīng)力在預(yù)壓縮量達(dá)到0.16 mm前呈線(xiàn)性增長(zhǎng)，金屬密封環(huán)僅發(fā)生彈性變形，預(yù)壓縮量達(dá)到0.16 mm后開(kāi)始發(fā)生局部塑性變形，最大Mises應(yīng)力隨著預(yù)壓縮量的繼續(xù)增大而基本穩(wěn)定，其值基本等于材料的屈服強(qiáng)度。

圖5 不同安裝預(yù)壓縮量下K形密封環(huán)最大Mises應(yīng)力Fig.5 Maximum Mises stress of K-shaped seal ring under different installation precompression

提取K形密封環(huán)上所有Mises應(yīng)力大于材料屈服強(qiáng)度的單元并計(jì)算屈服單元面積，得到不同安裝預(yù)壓縮量下K形密封環(huán)塑性變形區(qū)域面積的變化情況，如圖6所示。從圖4和圖6可以看出，K形密封環(huán)在預(yù)壓縮量達(dá)到0.16 mm之后其塑性變形區(qū)域面積增長(zhǎng)趨勢(shì)逐漸變大。

圖7為不同安裝預(yù)壓縮量下密封環(huán)內(nèi)外兩側(cè)的最大接觸應(yīng)力。從圖7可以看出，K形密封環(huán)外側(cè)接觸應(yīng)力都始終大于內(nèi)側(cè)接觸應(yīng)力。這是因?yàn)槊芊猸h(huán)外側(cè)唇體的接觸面積始終小于內(nèi)側(cè)接觸面積，在預(yù)壓縮量達(dá)到0.16 mm后內(nèi)外兩側(cè)的接觸應(yīng)力均大于69 MPa。

圖6 不同安裝預(yù)壓縮量下K形金屬密封環(huán)塑性變形區(qū)域面積變化Fig.6 The area change of the plastic deformation zone of the K-shaped metal seal ring under different installation precompression amounts

圖7 不同安裝預(yù)壓縮量下密封環(huán)內(nèi)外兩側(cè)的最大接觸應(yīng)力Fig.7 The maximum contact stress on the inner and outer sides of the seal ring under different installation precompression

提取K形環(huán)截面單個(gè)密封唇接觸路徑上的有效接觸寬度，在有效接觸寬度上的接觸應(yīng)力大小由中間向兩端分布，如圖8所示。

圖8 不同安裝預(yù)壓縮量時(shí)K形金屬密封環(huán)接觸寬度上的最大接觸應(yīng)力分布Fig.8 The change of the contact width of the K-shaped metal seal ring and the distribution of the contact stress on the contact width at different installation precompressions

由圖8可知，其接觸應(yīng)力分布方式符合微凸體與剛性平面的彈塑性接觸模型，在預(yù)壓縮量增大到0.32 mm以后,接觸面積與接觸應(yīng)力隨預(yù)壓縮量的變化很小。這是由于密封環(huán)外側(cè)唇體的凸峰發(fā)生較大的塑性變形，接觸面之間的間隙被填充，形成了有效的金屬對(duì)金屬密封屏障。

考慮到K形金屬密封在機(jī)械加工中可能存在誤差，給定的預(yù)壓縮量太小會(huì)導(dǎo)致密封環(huán)變形過(guò)小，難以填滿(mǎn)密封面間微觀間隙而造成泄漏，得到預(yù)壓縮量范圍的下限為0.16 mm。同時(shí)考慮密封環(huán)發(fā)生塑性變形的區(qū)域面積不宜過(guò)大，以及密封環(huán)接觸應(yīng)力和接觸寬度隨壓縮量的增長(zhǎng)速率，取0.32 mm為預(yù)壓縮量范圍的上限。綜合得到最佳安裝預(yù)壓縮量范圍為0.16～0.32 mm。

3.2 工作工況下介質(zhì)壓力對(duì)密封性能的影響

取0.32 mm的安裝預(yù)壓縮量來(lái)分析不同的介質(zhì)壓力對(duì)K形金屬密封環(huán)的Mises應(yīng)力及接觸寬度的影響。圖9為工作工況承受不同介質(zhì)壓力下K形金屬密封環(huán)的最大Mises應(yīng)力云圖。圖9中p表示介質(zhì)壓力。

圖9 預(yù)壓縮量為0.32 mm時(shí)不同介質(zhì)壓力下K形密封環(huán)的最大Mises應(yīng)力云圖Fig.9 The maximum Mises stress distribution of the K-shaped seal ring under different medium pressures with the precompression amount of 0.32 mm

當(dāng)安裝預(yù)壓縮量為0.32 mm時(shí)，提取不同介質(zhì)壓力時(shí)K形環(huán)的最大Mises應(yīng)力和接觸應(yīng)力，如圖10和圖11所示。

由圖10和圖11可以看出：介質(zhì)壓力在41.4 MPa以?xún)?nèi)時(shí)最大Mises應(yīng)力基本不變，此時(shí)介質(zhì)壓力沒(méi)有使K形金屬密封環(huán)發(fā)生明顯的塑性變形，初始安裝預(yù)壓縮量提供的接觸應(yīng)力已經(jīng)足夠滿(mǎn)足介質(zhì)壓力的密封要求，此時(shí)密封環(huán)在介質(zhì)壓力作用下尚未產(chǎn)生明顯的自緊效果；當(dāng)介質(zhì)壓力大于41.4 MPa時(shí)，K形密封環(huán)接觸應(yīng)力和最大Mises應(yīng)力快速增大，產(chǎn)生明顯的自緊效果。在工作過(guò)程中，最大Mises應(yīng)力始終低于材料的極限抗拉強(qiáng)度，內(nèi)外兩側(cè)的接觸應(yīng)力始終大于介質(zhì)壓力3倍以上。

圖10 預(yù)壓縮量為0.32 mm時(shí)不同介質(zhì)壓力下密封環(huán)的最大Mises應(yīng)力Fig.10 The maximum Mises stress of the seal ring under different medium pressures with the precompression amount of 0.32 mm

圖11 預(yù)壓縮量為0.32 mm時(shí)不同介質(zhì)壓力下密封環(huán)內(nèi)外兩側(cè)的最大接觸應(yīng)力Fig.11 The maximum contact stress on the inner and outer sides of the seal ring under different medium pressures with the precompression amount of 0.32 mm

由圖10和圖11還可以看出：由于內(nèi)側(cè)接觸面積大于外側(cè)接觸面積，所以?xún)?nèi)側(cè)的接觸應(yīng)力在整個(gè)過(guò)程中始終小于外側(cè)接觸應(yīng)力；K形密封環(huán)外側(cè)的接觸應(yīng)力隨介質(zhì)壓力的增大而呈線(xiàn)性增加，當(dāng)介質(zhì)壓力達(dá)到41.4 MPa后，軸向的介質(zhì)壓力大于接觸面的摩擦應(yīng)力，密封環(huán)下側(cè)唇體軸向位移迅速增大，密封環(huán)的最大等效應(yīng)力迅速增大。

3.3 K形金屬密封環(huán)熱分析

考慮密封環(huán)受高溫油氣介質(zhì)的影響可能發(fā)生徑向膨脹，導(dǎo)致其與油管懸掛器和樹(shù)體的預(yù)壓縮量增大，因此需分析熱應(yīng)力對(duì)K形密封結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力和接觸應(yīng)力分布的影響。同時(shí)考慮外部低溫海水和內(nèi)部高溫產(chǎn)出油液較大溫度差對(duì)金屬密封環(huán)的影響，創(chuàng)建密封環(huán)與油管懸掛器和采油樹(shù)樹(shù)體間的熱傳遞分析步，設(shè)置海水與采油樹(shù)樹(shù)體的對(duì)流換熱系數(shù)為2 000 W/(m2·℃)。圖12為密封環(huán)在介質(zhì)壓力分別為13.8和69.0 MPa，預(yù)壓縮量為0.32 mm，環(huán)境溫度為20 ℃，介質(zhì)溫度分別為20、60、100、140和180 ℃時(shí)內(nèi)、外兩側(cè)最大接觸應(yīng)力。

圖12 不同介質(zhì)溫度下密封環(huán)內(nèi)、外兩側(cè)的最大接觸應(yīng)力Fig.12 The maximum contact stress on the inner and outer sides of the seal ring under different medium temperatures

由圖12可知：隨著介質(zhì)溫度升高，密封環(huán)內(nèi)、外兩側(cè)最大接觸應(yīng)力逐漸增大，但增幅很小，說(shuō)明K形金屬密封性能受溫度的影響較??；介質(zhì)壓力為13.8 MPa時(shí)，內(nèi)側(cè)最大接觸應(yīng)力為165.0 MPa左右，外側(cè)接觸應(yīng)力保持在434.0 MPa左右；介質(zhì)壓力為69.0 MPa時(shí)，內(nèi)側(cè)最大接觸應(yīng)力為478.0 MPa左右，外側(cè)接觸應(yīng)力保持在850.0 MPa左右，不同介質(zhì)壓力下內(nèi)、外兩側(cè)接觸應(yīng)力均超過(guò)介質(zhì)壓力的7倍，表明K形金屬密封環(huán)在20～180 ℃的溫度范圍內(nèi)均具有較好的密封性能。

4 結(jié) 論

(1)K形金屬密封環(huán)在安裝下放過(guò)程中可能存在摩擦損傷產(chǎn)生的微小間隙。隨著預(yù)壓縮量的增大，密封環(huán)外側(cè)唇體接觸面發(fā)生金屬塑性流動(dòng)填補(bǔ)密封副間的微小間隙，故以密封環(huán)進(jìn)入塑性階段時(shí)的預(yù)壓縮量0.16 mm作為最佳預(yù)壓縮量范圍的下限。當(dāng)預(yù)壓縮量達(dá)到0.32 mm后，密封環(huán)接觸應(yīng)力和接觸寬度增長(zhǎng)速度放緩、塑性變形危險(xiǎn)區(qū)域面積增大趨勢(shì)顯著，綜合考慮后確定最佳預(yù)壓縮量范圍為0.16～0.32 mm。

(2)K形金屬密封環(huán)在較低工作壓力時(shí)，僅依靠安裝預(yù)壓縮量提供的接觸應(yīng)力足夠滿(mǎn)足介質(zhì)壓力的密封要求。當(dāng)介質(zhì)壓力升高到41.4 MPa后，K形金屬密封環(huán)產(chǎn)生明顯的壓力自緊特性，最大Mises應(yīng)力和內(nèi)、外側(cè)最大接觸應(yīng)力逐漸增大，同時(shí)最大Mises應(yīng)力始終低于材料的極限抗拉強(qiáng)度，保證了密封結(jié)構(gòu)的完整性和可靠性。

(3)在預(yù)壓縮量和工作壓力一定時(shí)，K形金屬密封環(huán)在20～180 ℃的工作溫度范圍內(nèi)內(nèi)、外兩側(cè)最大接觸應(yīng)力始終超過(guò)介質(zhì)壓力的7倍，但內(nèi)、外兩側(cè)最大接觸應(yīng)力變化程度受溫度的影響很小，表明K形金屬密封環(huán)受介質(zhì)溫度的影響較小，可保持良好的密封性能。