基于MS 功能的超高壓2K 型斯特封有限元分析*

劉 穎 呂曉仁 竇志偉 項(xiàng) 沖 黃 樂 郭 飛

（1. 沈陽工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 遼寧沈陽 110870； 2. 中國航空工業(yè)集團(tuán)公司沈陽飛機(jī)設(shè)計(jì)研究所 遼寧沈陽 110035； 3. 清華大學(xué)摩擦學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100084；4. 廣州機(jī)械科學(xué)研究院有限公司 廣東廣州 510700）

往復(fù)密封技術(shù)是船舶減搖鰭、 飛機(jī)起落架的緩沖器和收放作動(dòng)筒等裝置的關(guān)鍵技術(shù)之一， 密封結(jié)構(gòu)和性能在很大程度上決定了整個(gè)裝置的性能和使用壽命［1］。 由于高壓、 高速已成為現(xiàn)代機(jī)械設(shè)備發(fā)展的主要方向， 如軍事工業(yè)用設(shè)備的壓力體制通常在35 MPa 以上， 對(duì)密封性能要求越來越高。 但目前國內(nèi)對(duì)高性能密封元件研發(fā)與制造仍存在難以攻破的技術(shù)難關(guān)， 無法滿足超高壓液壓系統(tǒng)的性能要求， 需依靠進(jìn)口來解決［2］。 密封技術(shù)落后限制了高性能主機(jī)裝備的發(fā)展， 因此開展高壓下往復(fù)密封性能的研究對(duì)提高重型裝備制造技術(shù)水平具有重要意義［3］。 斯特封在高壓、 高速工況下表現(xiàn)出良好的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)密封性能，被廣泛地應(yīng)用于液壓系統(tǒng)中。 斯特封能有效利用彈性體O 形圈在高壓作用下的自緊密封使階梯形環(huán)抱緊缸筒來實(shí)現(xiàn)靜態(tài)密封［4］； 同時(shí)依賴于油膜壓力不對(duì)稱產(chǎn)生的“反向泵回” 效應(yīng)實(shí)現(xiàn)動(dòng)態(tài)密封［5-7］。 斯特封的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和材料仍在不斷地改進(jìn)和革新， 繼1983年發(fā)布K 型斯特封后， 瑞典特瑞堡公司又推出了適用于更高壓工況的2K 型斯特封［8-9］。 2K 型斯特封與K 型斯特封在結(jié)構(gòu)上稍有不同， 如圖1 中A、 B 處所示。 其中， O 形圈卸荷倒角增加了壓力釋放空間， 減輕了階梯形環(huán)與缸筒之間的摩擦阻力， 使設(shè)備的摩擦功耗降低， 大大地延長了其使用壽命； 階梯形環(huán)空氣側(cè)部分的倒角改善了密封的抗擠出性能， 增大孔軸徑向配合間隙和加工公差以降低加工成本。 但是， 2K型斯特封的密封機(jī)制因結(jié)構(gòu)改進(jìn)變得更加復(fù)雜， 因此定量化的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)非常重要， 每一個(gè)角度、 尺寸的變化都可能引起密封失效， 數(shù)值仿真可以模擬高非線性、 結(jié)構(gòu)復(fù)雜的密封圈， 是解決這一問題的有效方法。

圖1 斯特封結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic of the seal structure： （a） step seal K； （b） step seal 2K

國內(nèi)外已有許多學(xué)者利用各種方法對(duì)斯特封結(jié)構(gòu)和密封特性展開深入研究。 王軍、 李永康等［10-11］基于混合潤滑模型， 研究了斯特封高速摩擦和密封特性， 并分析了粗糙度、 往復(fù)速度和流體壓力對(duì)往復(fù)密封摩擦力、 泄漏量和油膜厚度分布的影響。 李雪梨等［12］利用ABAQUS 軟件研究斯特封內(nèi)、 外行程的密封性能， 分析了不同的流體壓力和密封徑向間隙對(duì)密封件的摩擦力、 Mises 應(yīng)力以及接觸壓力分布的影響。陳國定等［13］利用有限元軟件MARC 分析流體壓力和橡膠O 形圈的硬度對(duì)PTFE 階梯形環(huán)的徑向力、 密封面接觸壓力和接觸寬度以及摩擦損耗的影響。 杜曉瓊等［14］借助ANSYS 軟件得到不同流體壓力下Mises 應(yīng)力、 接觸壓力分布和接觸寬度大??； 并利用ISIGHT軟件的試驗(yàn)設(shè)計(jì)分析影響斯特封密封性能的關(guān)鍵因素。 以上研究均是在油壓不超過35 MPa 下對(duì)K 型斯特封進(jìn)行有限元分析， 且多數(shù)研究側(cè)重于分析材料、結(jié)構(gòu)參數(shù)和流體壓力對(duì)K 型斯特封密封性能的影響。2K 型斯特封的階梯形密封環(huán)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜， 在流體壓力低于35 MPa 時(shí)， 有限元仿真計(jì)算易得到收斂解。但隨著流體壓力不斷增加， 計(jì)算常會(huì)因卸荷角處的網(wǎng)格嚴(yán)重扭曲而終止， 且常規(guī)的解決方法如調(diào)整加壓方式， 或細(xì)化畸變處網(wǎng)格大小等， 均不能解決問題完成運(yùn)算。 由此本文作者采用了一種新方法Map Solution，運(yùn)用ABAQUS 軟件的重啟動(dòng)分析， 結(jié)合前處理軟件Hypermesh 的網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)， 實(shí)現(xiàn)了超高壓 （56 MPa） 工況下2K 型斯特封的有限元仿真分析， 得到其內(nèi)、 外行程的應(yīng)力應(yīng)變分布云圖和密封面接觸壓力分布曲線。

1 基于MS 方法的分析過程

MS 分析的實(shí)質(zhì)是將一個(gè)高壓大變形分析， 拆分成多個(gè)低壓小變形分析。 它利用ABAQUS 軟件設(shè)置重啟動(dòng)輸出， 將低壓小變形仿真分析結(jié)果的Mises 應(yīng)力分布， 映射到高壓大變形分析計(jì)算的第一步； 并通過Hypermesh 軟件對(duì)低壓小變形分析結(jié)果中O 形密封圈的網(wǎng)格進(jìn)行重構(gòu)， 可避免增加壓力后網(wǎng)格持續(xù)變形產(chǎn)生畸變。 下面以介質(zhì)壓力為35 MPa 的斯特封仿真分析為例， 詳細(xì)介紹MS 方法基本操作流程。 該方法首先用常規(guī)方法對(duì)流體壓力為14 MPa 的斯特封進(jìn)行分析， 再利用重啟動(dòng)分析， 在已有分析結(jié)果基礎(chǔ)上繼續(xù)完成流體壓力為35 MPa 的計(jì)算。 另外， 為了確定網(wǎng)格重構(gòu)和Mises 應(yīng)力映射質(zhì)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響程度， 采取未使用MS 方法對(duì)流體壓力為35 MPa 的斯特封進(jìn)行仿真分析， 對(duì)比使用MS 方法和未使用MS方法時(shí)斯特封的Mises 應(yīng)力分布和密封面接觸壓力分布， 驗(yàn)證MS 功能分析網(wǎng)格大變形問題的可靠性。

1.1 低壓小變形分析

1.1.1 斯特封有限元模型

以孔用斯特封為分析對(duì)象， 其密封溝槽尺寸為60.148 mm×45.06 mm×6.3 mm， O 形密封圈規(guī)格為?43.70 mm×5.3 mm， 階梯形密封環(huán)規(guī)格為60.15 mm×53.75 mm×6.00 mm， 其他具體尺寸如圖2 所示。 根據(jù)上述的結(jié)構(gòu)尺寸， 建立如圖3 所示的斯特封有限元仿真模型， 階梯形密封環(huán)和O 形密封圈設(shè)置為變形體部件， 而活塞和缸筒的變形可忽略不計(jì)， 將其設(shè)置為解析剛體部件， 并定義參考點(diǎn)。

圖2 密封環(huán)幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.2 The geometry parameters of the sealing ring

圖3 斯特封有限元模型Fig.3 Step seal finite element model

O 形密封圈的材料為氟硅膠（GFZH-8）， 具有復(fù)雜的力學(xué)行為， 選擇Mooney-Rivlin 超彈性本構(gòu)模型來描述橡膠材料的高度非線性， 其模型參數(shù)C10＝1.20 MPa，C01＝0.17 MPa，D1＝7.34×10-3MPa。階梯形密封環(huán)的材料為聚四氟乙烯（PTFE）， 其彈性模量為390 MPa， 泊松比為0.45。 圖4 所示是輸入ABAQUS 的Plastic 選項(xiàng)中的PTFE 應(yīng)力應(yīng)變曲線。 將PTFE 的真實(shí)屈服應(yīng)力定義為真實(shí)塑性應(yīng)變的函數(shù)，塑性應(yīng)變值為0 對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)是材料的初始屈服應(yīng)力。

圖4 PTFE 應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)Fig.4 PTFE stress and strain data

1.1.2 定義接觸

為了模擬接觸區(qū)域或接觸表面的力傳遞， 利用面對(duì)面接觸的離散方式定義溝槽、 橡膠O 形圈和PTFE階梯形環(huán)之間的接觸， 并選擇罰函數(shù)算法對(duì)接觸界面施加約束， 可有效處理過約束問題， 使求解計(jì)算量減小， 且程序收斂效率提高。 橡膠O 形圈與活塞、 缸筒的摩擦因數(shù)為0.4， PTFE 階梯形環(huán)與活塞、 缸筒的摩擦因數(shù)為0.1， 橡膠O 形圈與PTFE 階梯形環(huán)的摩擦因數(shù)為0.2。 在分析過程中， 斯特封卸荷角處表面與其自身接觸， 網(wǎng)格出現(xiàn)劇烈變形， 需把此單個(gè)接觸表面作為接觸對(duì)定義自接觸， 摩擦因數(shù)為0.02。

1.1.3 過盈裝配

在孔用斯特封實(shí)際裝配過程中， 橡膠O 形圈和PTFE 階梯形環(huán)需經(jīng)過擴(kuò)張才能裝入活塞溝槽中， 但由于PTFE 材料塑性好彈性差， 擴(kuò)張后可能會(huì)發(fā)生塑性變形難以恢復(fù)， 其對(duì)仿真結(jié)果的影響是不可忽略的。 初始時(shí)活塞和缸筒之間需留有2 mm 的距離， 為了模擬過盈裝配過程， 通過指定邊界條件定義各個(gè)部件隨著時(shí)間相關(guān)幅值的變化。 第一步通過活塞溝槽的參考點(diǎn)將其向右移動(dòng)1 mm， 并撐開橡膠O 形圈， 第二步約束PTFE 階梯形環(huán)的軸向位移和轉(zhuǎn)動(dòng)， 并對(duì)其施加小載荷模擬擴(kuò)張過程。 第三步撤掉擴(kuò)張力和對(duì)PTFE 階梯形環(huán)的約束， 將缸筒向左移動(dòng)1 mm， 完成裝配。 圖5 所示為過盈裝配后斯特封Mises 應(yīng)力分布圖。 可以看出， 階梯形密封環(huán)出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象， 使O 形密封圈的Mises 應(yīng)力應(yīng)變分布不明顯。

圖5 過盈安裝后Mises 應(yīng)力云圖（MPa）Fig.5 Mises stress cloud map after the interference installation （MPa）

1.1.4 流體壓力施加和內(nèi)外行程運(yùn)動(dòng)仿真

完成過盈裝配后， 對(duì)PTFE 階梯形密封環(huán)和橡膠O 形圈施加14 MPa 的壓力載荷。 由于橡膠O 形圈和PTFE 階梯形環(huán)受到介質(zhì)壓力之后會(huì)發(fā)生變形， 使壓力邊界發(fā)生不可預(yù)料的變化， 直接加壓法這種預(yù)先指定好壓力邊界的方法就會(huì)存在誤差， 因此在橡膠O形圈和PTFE 階梯形環(huán)、 活塞的接觸面采用壓力滲透法施加壓力載荷， 該方法可以通過ABAQUS 軟件從指定的起始點(diǎn)向接觸區(qū)域內(nèi)自動(dòng)尋找壓力邊界范圍?；钊且簤焊變?nèi)作往復(fù)運(yùn)動(dòng)的機(jī)件， 外行程指活塞從缸內(nèi)（油液側(cè)） 向缸外（空氣側(cè)） 運(yùn)動(dòng)， 內(nèi)行程與之相反。 如圖6 所示， 施加壓力載荷后， 通過缸筒參考點(diǎn)指定其向下或向上移送3 mm 模擬往復(fù)密封內(nèi)、外行程。

圖6 活塞的往復(fù)運(yùn)動(dòng)Fig.6 Reciprocating movement of the piston：（a） internal stroke； （b） external stroke

1.1.5 網(wǎng)格劃分

采用自由網(wǎng)格劃分技術(shù)對(duì)橡膠O 形圈和PTFE 階梯形環(huán)的網(wǎng)格進(jìn)行劃分， 并對(duì)變形較大區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化處理， 如階梯形環(huán)的卸荷角、 O 形圈與活塞溝槽接觸面等。 由于橡膠材料（泊松比為0.499） 行為非常接近于不可壓縮， 必須采用雜交單元CAX4RH（四節(jié)點(diǎn)雙線性軸對(duì)稱四邊形） 和CAX3H （三節(jié)點(diǎn)線性軸對(duì)稱三角形） 來模擬O 形圈的響應(yīng)， 雜交單元包含一個(gè)可直接確定單元壓應(yīng)力的附加自由度， 其節(jié)點(diǎn)位移只用來計(jì)算偏（剪切） 應(yīng)變和偏應(yīng)力。 而PTFE 階梯形環(huán)的泊松比為0.45， 可選擇常規(guī)網(wǎng)格單元CAX4R 和CAX3。 根據(jù)每次運(yùn)行結(jié)果修改各邊的網(wǎng)格粗細(xì)， 逐步實(shí)現(xiàn)目標(biāo)壓力下的斯特封仿真分析。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖7 所示。

圖7 斯特封網(wǎng)格劃分Fig.7 Step seal meshing

1.1.6 設(shè)置重啟動(dòng)輸出

ABAQUS 的重啟動(dòng)分析可將一個(gè)復(fù)雜模型的分析過程分成多段進(jìn)行， 實(shí)現(xiàn)了在重新啟動(dòng)計(jì)算時(shí)以重啟點(diǎn)所在分析步的計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ)， 繼續(xù)完成后續(xù)的計(jì)算過程。 在STEP 模塊下Output 選項(xiàng)中指定重啟點(diǎn)為第四個(gè)分析步的最后一個(gè)增量步， 并設(shè)置重啟動(dòng)輸出頻率為1， 即表示每一個(gè)時(shí)間增量步結(jié)束時(shí)都輸出一次重啟動(dòng)分析數(shù)據(jù)。

1.2 高壓大變形分析

對(duì)于橡膠O 形圈部件來說， 初始時(shí)具有良好的網(wǎng)格布局和網(wǎng)格質(zhì)量， 有助于實(shí)現(xiàn)其在高壓條件下的變形分析， 但在超高壓下仍無法避免網(wǎng)格大變形問題， 致使分析無法完全進(jìn)行。 為了有效地解決橡膠材料的大變形問題， 可采用網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)不斷修正橡膠O 形圈的網(wǎng)格形狀以提高網(wǎng)格質(zhì)量［15］。

1.2.1 網(wǎng)格重構(gòu)

提取油壓14 MPa 時(shí)結(jié)果文件中階梯形密封環(huán)和O 形密封圈部件， 并將O 形密封圈導(dǎo)入前處理軟件Hypermesh 中對(duì)其的網(wǎng)格進(jìn)行重構(gòu)， 使得卸荷角處O形圈網(wǎng)格較為規(guī)整， 有利于計(jì)算的收斂。 圖8 所示為網(wǎng)格重構(gòu)前后的O 形密封圈， 網(wǎng)格數(shù)分別為2 170 和3 281。 可以看出， O 形密封圈的網(wǎng)格前后變化顯著，用于確定重構(gòu)網(wǎng)格與原有網(wǎng)格布局差異較大是否會(huì)影響分析結(jié)果的可靠性。

圖8 O 形密封圈的網(wǎng)格Fig.8 Grid of the O-ring seal： （a） the original grid； （b） the reconstructed grid

1.2.2 基于MS 方法的斯特封有限元建模

將油壓14 MPa 時(shí)結(jié)果文件的階梯形密封環(huán)模型和網(wǎng)格重構(gòu)后的O 形密封圈模型導(dǎo)入ABAQUS 軟件中進(jìn)行相關(guān)的計(jì)算設(shè)置， 如定義材料屬性、 創(chuàng)建接觸對(duì)、 定義邊界條件及施加載荷方式等。 設(shè)置時(shí)必須與壓力載荷為14 MPa 的分析設(shè)置保持一致， 但可省去模擬斯特封過盈裝配的繁瑣過程， 僅用一個(gè)分析步完成流體壓力為35 MPa 時(shí)斯特封的仿真計(jì)算。 圖9 所示為MS 方法的孔用斯特封有限元仿真模型。

圖9 斯特封有限元仿真模型Fig.9 Step seal finite element simulation model

1.2.3 MS 語句編寫和提交

生成關(guān)鍵字文件， 在分析步前編寫相應(yīng)的MS 語句， 如*Map Solution， Step＝4， 表示油壓35 MPa 的斯特封仿真分析是從油壓14 MPa 的第4 個(gè)分析步的結(jié)果開始。 在Abaqus Command 中使用命令方式提交修改后的關(guān)鍵字文件， 完成分析。

1.3 對(duì)比使用MS 方法與未使用MS 方法的結(jié)果

圖10 （a） 所示為介質(zhì)壓力14 MPa 時(shí)O 形圈和階梯形環(huán)的Mises 應(yīng)力分布圖， 圖10 （b） 所示為介質(zhì)壓力35 MPa 時(shí)初始分析步的O 形圈和階梯形環(huán)的Mises 應(yīng)力分布圖， 由圖10 （a） 映射而得。 對(duì)比兩圖發(fā)現(xiàn)， 采用重啟動(dòng)分析映射得到O 形圈和階梯形環(huán)的Mises 應(yīng)力分布與原有應(yīng)力分布情況大致相同；映射前后階梯形環(huán)的最大Mises 應(yīng)力分別為19.51、19.49 MPa， 而O 形圈的最大Mises 應(yīng)力分別為10.02、 9.54 MPa， 兩者誤差均不超過5%， 可以忽略不計(jì)。

圖10 O 形圈和階梯形環(huán)Mises 應(yīng)力分布（MPa）Fig.10 O-ring and step-ring Mises stress distribution（MPa）： （a） the final results at 14 MPa；（b） the initial results at 35 MPa

圖11 所示是未使用MS 方法與使用MS 方法時(shí)，介質(zhì)壓力35 MPa 下的斯特封Mises 應(yīng)力分布。 可以看出， 兩者的Mises 應(yīng)力分布云圖存在細(xì)微差別， 但最大Mises 應(yīng)力均分布在PTFE 階梯形環(huán)上， 即卸荷角與橡膠O 形圈相接觸的區(qū)域； 且未使用MS 方法和使用MS 方法獲得的斯特封內(nèi)、 外行程最大Mises 應(yīng)力均相等， 分別為19.50、 19.49 MPa。

圖11 35 MPa 下斯特封內(nèi)、 外行程的Mises 應(yīng)力分布Fig.11 Mises stress distribution of internal and external stroke at 35 MPa： （a） the MS method not used； （b） using the MS method

圖12 所示為未使用MS 方法與使用MS 方法時(shí)，流體壓力35 MPa 下的斯特封內(nèi)、 外行程密封面接觸壓力曲線。 未使用MS 方法時(shí)內(nèi)、 外行程最大接觸壓力分別為47.42、 65.76 MPa； 使用MS 方法時(shí)內(nèi)、 外行程最大接觸壓力分別為46.74、 64.53 MPa， 兩者誤差均不超過2%。 且兩者的接觸壓力曲線基本重合， 即使有微小差距， 也完全可以接受。 綜上所述，若遇到超高壓下橡膠單元網(wǎng)格大變形的問題， 可以采用MS 分析方法來解決。

圖12 35 MPa 下內(nèi)、 外行程密封面接觸壓力曲線Fig.12 Contact pressure curves of inner and outer stroke at 35 MPa： （a） internal stroke； （b） external stroke

2 仿真結(jié)果及分析

由于斯特封有限元仿真模型非線性程度較高， 在超高壓工況下的計(jì)算很容易不收斂。 針對(duì)這個(gè)問題可通過MS 方法利用重啟動(dòng)輸出及網(wǎng)格重構(gòu)技術(shù)， 通過二次、 甚至多次網(wǎng)格重構(gòu)后逐步加壓進(jìn)行求解， 得到超高壓斯特封的計(jì)算結(jié)果。 通過后處理獲得流體壓力分別為14、 28、 42、 56 MPa 下斯特封內(nèi)、 外行程的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍D和密封面接觸壓力曲線。

2.1 不同壓力下密封面接觸壓力曲線

斯特封在活塞外行程時(shí)， 密封界面高壓油側(cè)的陡斜面產(chǎn)生較陡接觸壓力梯度， 減小吸附在缸筒上的油膜厚度； 在活塞內(nèi)行程時(shí)， 密封界面空氣側(cè)的淺斜面產(chǎn)生較平緩的接觸壓力梯度， 泵回滯留在缸筒上的油膜， 這種受控的壓力梯度可有效地減小密封的泄漏量。 圖13 給出了介質(zhì)壓力14、 28、 42、 56 MPa 下的斯特封內(nèi)、 外行程密封面接觸壓力曲線。 可知， 密封面的接觸壓力和接觸寬度隨著流體壓力的增大而逐漸增大， 在流體壓力為56 MPa 時(shí)密封面接觸寬度約為3.73 mm； 另外， 在相同油壓下， 外行程的密封面接觸寬度和最大接觸壓力始終大于內(nèi)行程的接觸寬度和最大接觸壓力， 且外行程的最大接觸壓力靠近油側(cè)；此外， 在流體壓力增加到一定程度， 接觸壓力分布曲線的趨勢(shì)發(fā)生顯著變化。 在壓力不超過28 MPa 時(shí)，接觸壓力在靠近油側(cè)和空氣側(cè)部分均有峰值， 壓力變化梯度較大； 隨著流體壓力（低于42 MPa） 的增加，空氣側(cè)的壓力峰值消失， 壓力變化梯度減小， 內(nèi)行程時(shí)最大接觸壓力靠近油側(cè)， 外行程接觸壓力曲線的整體趨勢(shì)是先上升后下降； 在流體壓力超過42 MPa 時(shí)，內(nèi)行程時(shí)最大接觸壓力靠近空氣側(cè)， 這是因?yàn)樵诹黧w壓力不斷增大后， 密封界面靠近空氣側(cè)部分的開口逐漸閉合， 由于橫向變形導(dǎo)致階梯形環(huán)空氣側(cè)的倒角擠壓產(chǎn)生了更大的接觸壓力。

圖13 不同壓力下內(nèi)、 外行程密封面接觸壓力曲線Fig.13 Seal face contact pressure curves of internal and external stroke under different pressures：（a）14 MPa；（b）28 MPa；（c）42 MPa；（d）56 MPa

2.2 不同壓力下斯特封應(yīng)力應(yīng)變分布

圖14 、 圖15 所示分別為斯特封在14、 35、 56 MPa 壓力下內(nèi)、 外行程的主應(yīng)力和主應(yīng)變分布云圖。

圖14 不同壓力下斯特封內(nèi)行程的主應(yīng)力、 主應(yīng)變分布云圖（MPa）Fig.14 Cloud map of main stress and main strain distribution of the step seal of internal stroke under different pressures （MPa）： （a） 14 MPa； （b） 35 MPa； （c） 56 MPa

圖15 不同壓力下斯特封外行程的主應(yīng)力、 主應(yīng)變分布云圖（MPa）Fig.15 Cloud map of main stress and main strain distribution of the step seal of external stroke under different pressures （MPa）： （a） 14 MPa； （b） 35 MPa； （c） 56 MPa

由圖14、 15 可以看出， 斯特封的最大主應(yīng)力發(fā)生在PTFE 階梯形環(huán)與活塞溝槽的接觸表面， 隨著流體介質(zhì)壓力的不斷增加， 最大主應(yīng)力沿該接觸面向右移動(dòng)， 最后集中分布于靠近空氣側(cè)PTFE 階梯形環(huán)與活塞溝槽、 缸筒相接觸的區(qū)域， 即階梯形環(huán)后根部倒角處。 出現(xiàn)這個(gè)現(xiàn)象的主要原因是： 在超高壓工況下， O 形圈變形愈發(fā)嚴(yán)重， 被完全擠入卸荷角內(nèi)， 對(duì)PTFE 階梯形環(huán)空氣側(cè)部分的倒角造成嚴(yán)重?cái)D壓， 使得空氣側(cè)PTFE 階梯形環(huán)與缸筒接觸應(yīng)力變大， 產(chǎn)生應(yīng)力集中的現(xiàn)象。 由于橡膠材料的高度非線性， O 形圈與階梯形環(huán)卸荷角接觸區(qū)域的網(wǎng)格變形嚴(yán)重， 最大主應(yīng)變一直存在于橡膠O 形圈、 PTFE 階梯形環(huán)和活塞溝槽三者相接觸的區(qū)域。

3 結(jié)論

（1） 使用MS 方法對(duì)流體壓力為35 MPa 下的斯特封進(jìn)行仿真分析， 發(fā)現(xiàn)與未使用MS 方法的Mises應(yīng)力分布和密封面接觸壓力曲線沒有較大差距， 驗(yàn)證了MS 功能分析網(wǎng)格大變形問題的可行性； 同時(shí)用該方法完成流體壓力為56 MPa 下的斯特封仿真分析，為超高壓2K 型斯特封密封機(jī)制的研究提供更準(zhǔn)確的依據(jù)。

（2） 仿真分析14、 28、 42、 56 MPa 壓力下斯特封應(yīng)力應(yīng)變分布， 發(fā)現(xiàn)在超高壓工況下， 斯特封的最大主應(yīng)力集中分布于空氣側(cè)PTFE 階梯形環(huán)與活塞溝槽、 缸筒的接觸區(qū)域， 最大主應(yīng)變出現(xiàn)在PTFE 階梯形密封環(huán)的卸荷角處。

（3） 在相同壓力載荷下， 外行程的最大接觸壓力和接觸寬度高于內(nèi)行程的； 且隨著流體壓力的增加， 最大接觸壓力和接觸寬度也不斷增加， 同時(shí)密封面的接觸壓力曲線的走勢(shì)也發(fā)生明顯變化， 靠近空氣側(cè)部分的壓力變化梯度減小。