0 引言
全球经济发展对油气能源的依存度逐年提高，虽然当前原油价格持续走低，市场低迷，但海洋油气开发仍呈缓慢增长态势，是未来全球油气开发的新趋势。我国南海油气储量约占中国总资源量的⅓，有“第二个波斯湾”之称，可我国在深水油气勘探开发方面还比较落后，水下油气装备几乎全部依赖进口，这严重制约和影响了我国深水油气资源的开发[1]。
水下油气装备工作中面临复杂的操作工况和恶劣的环境工况，直接影响装备的密封性能，密封一旦失效，轻则影响生产，重则导致灾难性事故，因此密封技术是水下装备研制的核心技术之一[2-3]。
金属钢圈密封作为水下装备密封关键技术之一，广泛应用于水下井口头、水下采油树及水下管道等装备的重要连接部位。目前，国内已对水下装备金属钢圈密封进行了初步探索，如饶松海[4]对VX形金属密封圈的密封原理进行了分析与试验；李志刚等[5]对密封面角度进行了改进，提出了复合式密封结构；王川等[6]对水下井口连接器在不同工况下的结构性能进行了研究。然而，目前国内在该方面的研究重点均集中于金属密封圈，对于密封单元的连接部位密封型面设计则研究较少。因此，开展金属钢圈密封型面设计研究，对于突破密封核心单元技术，实现水下装备国产化具有重要意义。
1 密封钢圈简介 1.1 密封机理水下油气装备连接部位典型金属密封结构如图 1所示。通常连接器与上部组件连为一体，金属密封圈放置到位后，通过连接器施加压力，压紧金属密封圈，使之外侧斜面与上、下组件内锥面产生接触。金属密封圈材质相对较软，在压紧力的作用下，其外表面产生弹塑性变形，消除了密封间隙，与上、下组件接触面紧密压实，形成了一条锥面密封环带，具备初始密封能力。同时，该类金属密封圈均为自紧型密封，当施加内压后，锥面密封环带继续扩张，实现最终密封效果[7-8]。
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| 图 1 连接部位典型金属密封示意图 Fig.1 Schematic diagram of the typical metal-metalseal of the connection 1-上部组件；2-金属密封圈；3-连接器；4-下部组件。 |
1.2 密封钢圈
当前，业内在水下井口头和水下采油树等装备关键连接部位应用最广泛的金属密封为VX钢圈密封及VGX钢圈密封。VX钢圈与VGX钢圈均有低碳钢与不锈钢2种材质。低碳钢密封圈一般额定压力不超过69.0 MPa，工作温度不超过121 ℃，满足一般使用要求；而不锈钢密封圈额定工作压力可达103.5 MPa或者更高，最高额定温度可达177 ℃，满足高温高压等极端环境作业要求[9]。
结构细节方面，VX钢圈及VGX钢圈上、下表面均设计了锥形密封面，通过挤压该面而形成密封；不同之处在于，VGX钢圈内圈为弧形结构，在建立接触密封过程中，可以改善密封面之间的压应力分布，使密封面受力更均匀，密封性能更优异。因此，相比VX钢圈，VGX钢圈使用更加广泛。笔者亦选取VGX钢圈作为目标对象，进行相应的密封型面设计研究。
2 VGX密封型面设计 2.1 设计要求依据行业标准，结合实际工程要求，VGX密封型面设计须满足以下几点：
①功能性要求。设计型面与目标密封圈配合使用后，须具备设计密封能力。
②安全可靠性要求。水下装备对安全可靠性要求苛刻，且水下装备下放回收作业费用高昂，必须尽可能避免由于密封失效而导致的装备回收。因此，密封型面设计过程中必须设计冗余(备用)密封区域，确保主密封失效情况下，仍有应急密封可以使用，以提高装备安全可靠性。
③使用寿命要求。水下装备设计使用寿命一般长达20 a以上，且VGX密封型面常用于水下装备关键连接部位，作业环境恶劣，经常与海水和油气等腐蚀介质接触。因此，密封型面设计过程中，必须采取相应的措施，提高该部位耐腐蚀能力。
2.2 VGX密封型面设计依据上述设计要求，完成了2种VGX密封型面设计，分别定为Ⅰ型及Ⅱ型密封型面。
2.2.1 Ⅰ型密封型面Ⅰ型密封型面(见图 2)除主密封面外，还设有备用密封面，满足应急操作要求；同时，密封型面区域设计了耐蚀合金堆焊，以延长腐蚀作业环境下的使用寿命，满足水下装备对安全可靠性的要求。
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| 图 2 Ⅰ型密封型面结构示意 Fig.2 Sealing profile structure of theⅠ-type seal |
工作状态下，Ⅰ型主密封面(见图 3)与VGX钢圈密封面紧密接触，形成牢固可靠的锥形环状密封带。关键设计要素包括半径R和倾角α。
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| 图 3 Ⅰ型密封的主密封面 Fig.3 The main sealing profile of theⅠ-type seal |
Ⅰ型密封型面备用密封面钢圈如图 4所示。与VGX钢圈相比，该钢圈下端延伸较长，延伸外表面为密封面，工作状态下，其与备用密封面紧密接触，形成牢固可靠的锥形环状密封带。其关键设计要素有半径r和倾角β。
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| 图 4 Ⅰ型密封的备用密封面 Fig.4 The backup sealing profile of theⅠ-type seal |
2.2.2 Ⅱ型密封型面
Ⅱ型密封型面(见图 5)同样设有主密封面、备用密封面及耐蚀合金堆焊层，但与Ⅰ型密封型面不同，Ⅱ型备用密封面位于主密封面上部，正常工作状态下处于VGX密封腔内，可避免遭受环境介质的腐蚀。工作状态下，Ⅱ型密封主密封面(见图 6)与VGX钢圈密封面下半部分紧密接触，形成牢固可靠的锥形环装密封带。其关键设计要素有半径r′和倾角γ。
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| 图 5 Ⅱ型密封型面结构示意 Fig.5 Sealing profile structure of theⅡ-type seal |
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| 图 6 Ⅱ型密封的主密封面 Fig.6 The main sealing profile of theⅡ-type seal |
与Ⅰ型密封型面备用密封钢圈相比，Ⅱ型密封型面备用密封面(见图 7)钢圈下端明显缩短，下部外表面为密封面，工作状态下，备用密封面与其紧密接触，形成牢固可靠的锥形环状密封带。其关键设计要素有半径R′和倾角θ。
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| 图 7 Ⅱ型密封的备用密封面 Fig.7 The backup sealing profile of theⅡ-type seal |
结合各密封圈具体尺寸，通过理论计算及数值分析，对Ⅰ型和Ⅱ型密封型面关键设计要素不断优化，分别确定各自最优值，完成了最终设计。其中：Ⅰ型型面设计最优值分别为RⅠ、αⅠ及rⅠ、βⅠ；Ⅱ型型面设计最优值分别为r′Ⅱ、γⅡ及R′Ⅱ、θⅡ。
3 有限元分析结合有限元计算，分析对比2种密封型面在不用预紧力及内压下各自的密封性能及特点。
3.1 前处理鉴于所有组件均为轴对称结构，为了提高计算效率，计算模型采用轴对称模型，密封圈压紧力通过加载实现，省略连接器；同时，为了提高计算准确性，计算模型保留所有关键细节及尺寸，并考虑耐蚀合金堆焊层。做如下处理：①所有部件材料考虑弹塑性变形；②所有接触均建立接触对，“点对面”接触和“硬接触”，摩擦因数0.05；③主体网格类型为CAX4R，局部网格类型为CAX3。对接触区域网格进行细化处理。有限元分析模型如图 8所示。
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| 图 8 有限元分析模型 Fig.8 Finite element analysis model |
3.2 结果对比分析 3.2.1 主密封 3.2.1.1 不同预紧力下初始密封分析
选取VGX密封钢圈，对2型面分别施加200~4 000 kN不等的预紧力，分析并对比主密封面在不同预紧力下的初始密封能力，结果如图 9~图 11所示。
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| 图 9 不同预紧力下Ⅰ型主密封面压应力分布曲线 Fig.9 The compressive stress distribution curve of the mainsealing profile of theⅠ-type seal under different preloads |
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| 图 10 不同预紧力下Ⅱ型主密封面压应力分布曲线 Fig.10 The compressive stress distribution curve of the main sealing profile of theⅡ-type seal under different preloads |
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| 图 11 不同预紧力下主密封面压应力分布云图 Fig.11 The compressive stress distribution of the main sealing profile under different preloads |
由图 9及图 10可以看出，对VGX密封圈施加一定预紧力后，无论是Ⅰ型还是Ⅱ型型面，接触面均会产生一定压应力，形成锥面环形密封带，且随着预紧力增大，密封带宽度与最大压应力亦不断提高，密封性能显著增强。但当预紧力达到一定值后，密封带宽度与最大压应力趋于稳定，不再随着预紧力的增大而提高。对于该预紧力临界值，Ⅰ型型面约为1 500 kN，Ⅱ型型面约为1 250 kN，两者相差不大。结合图 11可以看出，2型面产生的密封带均位于VGX密封圈下部区域，因此Ⅱ型型面上部空缺区域(备用密封面)并不影响主密封的初始密封能力。
3.2.1.2 不同内压下密封分析选取VGX密封圈，在施加1 000 kN预紧力的情况下，对2型面分别施加0~105 MPa不等的内压预紧力，分析对比主密封面不同内压下的密封能力，结果如图 12~图 14所示。
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| 图 12 不同内压下Ⅰ型主密封面压应力分布曲线 Fig.12 The compressive stress distribution curve of the main sealing profile of theⅠ-type seal under different internal pressures |
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| 图 13 不同内压下Ⅱ型主密封面压应力分布曲线 Fig.13 The compressive stress distribution curve of the main sealing profile of theⅡ-type seal under different internal pressures |
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| 图 14 内压105 MPa时主密封面压应力分布云图 Fig.14 The compressive stress distribution of the main sealing profile under the inner pressure of 105 MPa |
从计算结果可以看出，施加1 000 kN预紧力后，2密封型面均已建立了初始密封，施加内压后，VGX密封圈作为自紧型密封，密封能力会随着内压的升高而显著增强，即密封带宽度及最大压应力不断增大。
但对比图 12与图 13可以看出，不同内压状态下，虽然2密封型面最大压应力近似相同，但压应力分布情况却存在很大差异：Ⅰ型型面由于接触区域连续，因而压应力从下而上呈递减趋势，直至为0，而Ⅱ型型面由于接触区域上部空缺，因而此处两者会形成线接触，导致压应力大幅提高，因而形成了上下压应力高、中间压应力低的分布特点，与Ⅰ型相比，形成的密封效果更好。
3.2.2 备用密封 3.2.2.1 不同预紧力下初始密封分析选取备用密封圈，对2型面分别施加200~1 000 kN不等的预紧力，分析并对比备用密封面在不同预紧力下的初始密封能力，结果如图 15~图 16所示。
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| 图 15 不同预紧力下备用密封面压应力分布曲线 Fig.15 The compressive stress distribution curve of thebackup sealing profile under different preloads |
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| 图 16 不同预紧力下备用密封面压应力分布云图 Fig.16 The compressive stress distribution of the backup sealing profile under different preloads |
从计算结果可以看出，对备用密封圈施加一定预紧力后，2型面接触区域均形成了锥面环形密封带，且随着预紧力增大，密封带宽度与最大压应力亦不断提高，密封性能增强。但明显看出，Ⅰ型型面所形成的密封带宽度与最大压应力要明显优于Ⅱ型型面，形成的初始密封效果更好，即Ⅰ型型面密封面比压更高，较小的预紧力即可产生较大的压应力，形成良好的初始密封效果。
3.2.2.2 不同内压下密封分析选取备用密封圈，在施加1 000 kN预紧力的情况下，对2型面分别施加0~105 MPa不等的内压预紧力，分析并对比备用密封面不同内压下的密封能力，结果如图 17~图 19所示。
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| 图 17 不同内压下Ⅰ型备用密封面压应力分布曲线 Fig.17 The compressive stress distribution curve of the backup sealing profile of theⅠ-type seal under different internal pressures |
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| 图 18 不同内压下Ⅱ型备用密封面压应力分布曲线 Fig.18 The compressive stress distribution curve of the backupsealing profile of theⅡ-type seal underdifferent internal pressures |
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| 图 19 内压105 MPa时备用密封面压应力分布云图 Fig.19 The compressive stress distribution of the backup sealing profile under the inner pressure of 105 MPa |
从计算结果可以看出，施加1 000 kN预紧力后，2密封型面均已建立了初始密封，施加内压后，备用密封圈作为自紧型密封，密封能力会随着内压的升高而显著增强。
但对比图 17与图 18可以看出，不同内压状态下，2种型面所形成的密封带存在很大差异：Ⅰ型型面密封带最大压应力虽小于Ⅱ型，但已满足密封内压需要，且由于主密封区域亦参与了密封，因而形成了多道密封带，提高了密封可靠性；Ⅱ型型面由于接触区域相对较少，只形成了1条密封带，但其最大压应力远超前者，同样具备了可靠的密封能力。
通过上述分析对比可以看出，Ⅰ型型面与Ⅱ型型面无论是主密封面还是备用密封面，均满足设计要求且各有特点，可根据具体目标选择合适型面。
4 实验室测试为了验证VGX钢圈密封型面设计，特将分别采用Ⅰ型型面和Ⅱ型型面设计的高压井口头进行密封性能测试。
测试时加压至1.5倍额定压力(103.5 MPa)，断开压力源；压力稳定后开始计时，保压3 min，泄压；再加压至1.5倍额定压力，断开压力源；压力稳定后开始计时，保压15 min，泄压。测试结果如表 1和表 2所示。
| 保压时间/min | 起始压力/MPa | 结束压力/MPa | 压降/MPa | 允许压降/MPa | 结果 |
| 3 | 105.03 | 104.91 | 0.12 | 0.17 | 合格 |
| 15 | 105.15 | 104.90 | 0.25 | 0.86 | 合格 |
| 保压时间/min | 起始压力/MPa | 结束压力/MPa | 压降/MPa | 允许压降/MPa | 结果 |
| 3 | 103.97 | 103.83 | 0.14 | 0.17 | 合格 |
| 15 | 104.80 | 104.34 | 0.46 | 0.86 | 合格 |
测试结果表明：采用Ⅰ型型面和Ⅱ型型面设计的高压井口头主密封均具有良好的密封能力，满足设计要求。
5 结论(1) VGX钢圈密封型面设计关键要素为密封起始部位半径与斜面倾角，密封圈与密封型面接触面角度差是影响预紧力及密封性能的核心要素。
(2)Ⅰ型型面与Ⅱ型型面均满足功能性、安全可靠性及使用寿命要求，且各有特点，可根据具体目标部位选择合适型面。
(3)对于主密封，Ⅰ型型面与Ⅱ型型面初始密封能力相近，施加内压后，Ⅱ型型面密封能力略优于Ⅰ型型面。
(4)对于备用密封，Ⅰ型型面密封比压更高，预紧操作更容易实现；Ⅱ型备用密封面在正常工作状态下，处于VGX密封腔内，可避免遭受环境介质的腐蚀。
(5)重点考虑了预紧力及内压对密封的影响，后续将增加扭矩和弯矩等其他影响因素以及备用密封的实验室测试，以更加系统地分析对比2型面密封特点及适用范围。
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| [3] | BUITAGO J, KRISHNAN V R, SOMMERFIELD P M. Fatigue assessment of subsea tree connectors and wellheads[C]//International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering, Rotterdam, OMAE2011-49853, 2011. |
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