数值研究：单点系泊系统中流体旋转装置弹簧式密封装置的性能 作者：方先金（Xianjin Fang）、张英子（Yingzi Zhang）、唐晨（Chen Tang）、卢志兰（Zhiran Lu）、胡泽华（Zehua Hu）、陈海伟（Haiwei Chen）、单慧娴（Hunian Shan）、杨绍辉（Shaohui Yang）、刘志林（Zhilin Liu）以及李成龙（Chenglong Li） + 1位其他作者

《Lubricants》：Numerical Investigation of Spring-Energized Seals for a Fluid Swivel in a Single-Point Mooring System Xianjin Fang, Yingzi Zhang, Chen Tang, Zhiran Lu, Zehua Hu, Haiwei Chen, Hunian Shan, Shaohui Yang, Zhilin Liu and Chenglong Li + 1 author

　　摘要 单点系泊系统是海上油田开发中的关键系统之一。流体旋转接头是这类系统的核心组件，它能够实现流体传输，同时允许船舶跟随风向标效应移动。弹簧驱动的密封件对于确保可靠的流体传输至关重要。现有关于弹簧驱动密封件的研究主要集中在小规模机制上，而对复杂操作条件下的大规模密封件设计的研究有限。本研究探讨了在30万吨级VLCC（ Very Large Crude Carrier）悬链式单点系泊系统中用于传输石油的旋转接头的动态密封性能。所设计的弹簧驱动密封件采用基于PTFE的复合材料作为密封套筒，以及Inconel 718材料作为弹簧元件。在ANSYS 2022 R1软件中建立了该密封件的有限元模型，并对设计进行了优化，以实现较低的等效应变、更均匀的接触压力分布、更大的接触宽度以及减小的摩擦。对优化后的设计进行疲劳寿命分析，验证了其在10年服务期内的可靠性。本研究为高端海上工程设备中动态密封件的设计提供了参考。

1. 引言
单点系泊（SPM）系统广泛用于海上油田开发作业和原油卸载终端，作为固定码头的替代方案，它们是海洋工程中的核心设施之一[1,2]。已经开发了多种类型的SPM系统，包括悬链式锚腿系泊（CALM）[3]、内部塔架系泊[4]、外部塔架系泊[5]、固定塔系泊[6]、单锚腿系泊[7]、水上可动臂系泊[8]、水下可动臂系泊[9]以及可拆卸 riser 塔架系泊系统[10]。对于海上石油和天然气生产和卸载作业，SPM系统需要同时实现可靠的流体传输和连续的旋转运动[11]。
SPM单元不仅是一个大规模的海上石油和天然气传输设施，也是一个高精度的机械系统[12,13]。其主要作用是通过可靠的旋转动态密封，确保流体介质从固定结构安全高效地传输到旋转组件，从而实现系统的风向调节功能[14,15]。由于设计复杂性和制造工艺要求严格，流体旋转接头系统在抗疲劳性和密封性能方面有着严格的要求[16,17]。作为SPM系统的关键辅助组件，流体旋转接头的作用至关重要，因此对其密封技术的深入研究具有重要意义[18]。
流体旋转接头的密封性能不仅受到内部因素（如工作流体的压力、温度和杂质）的影响，还受到外部因素（包括管道载荷、驱动载荷和船舶运动）的影响[19,20,21,22]。传统的橡胶材料无法满足高压、高温动态密封的需求。相比之下，弹簧驱动密封件具有出色的自密封性和恢复了性，能够及时补偿由于材料磨损、应力松弛或装配不对中导致的密封故障[23,24]。此外，旋转接头腔内的内部流体压力可以进一步增强弹簧驱动密封件的密封性能。张等人[25]引入了一种各向异性等效建模方法，考虑了弹簧的机械各向异性，在大变形条件下显著提高了预测精度。黄等人[26]开发了一种基于有限元的分析程序，验证了弹簧驱动密封件在极低温度和高循环次数下的优异性能。赵等人[27]利用ANSYS模拟研究了干涉配合和唇缘角度对高压条件下密封性能的影响，证实了弹簧驱动密封件在这种环境下的鲁棒性。高等人[28]建立了一个用于单点系泊系统液体旋转接头的弹簧驱动密封环的二维轴对称模型，分析了U形弹簧对整个系统密封的补偿能力。胡[29]利用有限元分析优化了旋转接头用弹簧驱动密封件的设计，解决了传统旋转轴端面密封的设计缺陷。Flenniken[24]设计了一种实验装置，用于评估金属弹簧驱动密封件在直线往复运动下的性能。
现有研究主要关注小规模弹簧驱动密封件的机制，而对实际SPM系统中复杂操作条件下的大规模密封件设计关注较少。在各种SPM配置中，CALM系统应用最为广泛[30]。本研究选择了一个30万吨级VLCC CALM SPM系统作为研究对象，研究了该系泊系统内石油传输旋转接头的动态密封性能。本研究的新颖之处在于以下几个方面：(1) 采用的弹簧驱动密封件以PTFE复合材料作为密封体，Inconel 718作为弹簧元件。弹簧具有哑铃形轮廓，两端扩大，既保证了高刚性又具有弹性。(2) 在ANSYS中建立了弹簧驱动密封件的有限元模型，并对设计进行了优化，以实现较低的等效应变、均匀的接触压力分布、较大的接触宽度以及较小的摩擦。优化后的设计通过疲劳寿命分析验证了其在10年服务期内的可靠性。(3) 将有限元分析应用于弹簧驱动密封件的最佳设计，提高了设计效率，缩短了开发周期并降低了成本。
本文的结构如下：第2节描述了悬链式单点系泊系统中流体旋转接头所使用的弹簧驱动密封件。第3节设计了旋转接头的密封结构。第4节介绍了基于有限元的密封结构优化以及密封件使用寿命的预测研究。最后，第5节总结了研究结论。

2. 弹簧驱动密封件的描述
本研究中研究的悬链式单点系泊系统的石油传输旋转接头主要用于VLCC单点系泊终端，如图1所示。旋转接头的主要技术规格列在表1中。旋转接头采用单通道轴向旋转配置，由上环（旋转环）、下环（固定环）、回转轴承以及内外密封件组成。上环和下环通过三排滚子回转轴承连接，能够承受轴向和径向载荷。轴承周围安装了保护盖，以防止水分进入或异物侵入。密封件位于 mating 表面，确保旋转环和固定环之间的无泄漏流体传输。这些密封件设计用于防止海水进入，一侧面向海水，另一侧面向内部腔体。如图1中圈出的部分所示，主密封件和次密封件防止海水进入内部腔体，同时保持流体传输过程的完整性。

表1. 旋转接头系统的主要设计参数和技术规格
旋转接头的主要结构采用了相对于原油系泊系统的旋转端面密封配置。与径向密封相比，端面密封方式具有以下优势：(1) 槽道更容易加工，可以有效地控制槽道深度和几何形状的公差，从而将密封截面的压缩比保持在适当的范围内，确保良好的密封性能；(2) 槽道表面容易抛光，表面粗糙度可以满足要求，防止因加工不规则导致的泄漏；(3) 槽道与旋转轴之间的同心度误差（偏心）对端面密封没有不良影响。
考虑到10年的可靠服务寿命要求，即使在使用过程中发生轻微的材料磨损，密封系统也必须保持有效的密封性。根据旋转接头设计的槽道尺寸和整体可靠性要求，采用了双密封系统，包括一个主密封件和一个次密封件。安装前，在密封腔内填充密封脂，以在密封界面之间提供润滑。这种润滑减少了长期运行中的摩擦和磨损，从而提高了密封系统的耐用性，满足了10年服务寿命的要求。主密封件提供主要的密封功能，并承受大部分流体压力。随着时间的推移，不可避免地会产生一些磨损。一旦磨损超过主密封件的可靠性极限并开始出现泄漏，次密封件就会开始发挥作用，减轻压力并缓冲系统。由于次密封件在主密封件失效之前未承受流体压力，因此其磨损最小，可以有效地运行直到达到设计的服务寿命。

3. 密封结构设计
3.1. 密封配置
考虑到悬链式SPM系统的运行条件，所选用的旋转端面密封件需要具有足够的弹性补偿能力，以确保在密封表面磨损后的长期有效运行。常用的密封弹性补偿元件可以分为两类：弹簧和弹性体环（如O型圈和矩形圈）。基于弹簧的补偿方式提供了更好的恢复能力和密封性能；然而，由于需要具有足够抵抗原油能力的弹簧材料，因此成本较高。相比之下，弹性体环的长期补偿能力有限，尽管成本相对较低，但其耐用性通常不足以满足10年的服务寿命要求。鉴于原油密封的关键作用和严格的长寿命要求，本研究选择了具有强弹性补偿能力的弹簧驱动密封件作为最佳解决方案。
如图2所示，本研究中设计的弹簧驱动密封件由密封体（部件1）和弹簧元件（部件2）组成。密封体的两个端面与密封槽的 mating 表面接触。磨损发生后，弹簧提供持续的弹性补偿力，确保持续的密封性能。此外，弹簧还能补偿由于制造和安装公差造成的密封件偏心。
基于密封介质、运行条件和服务寿命要求，选择了填充了PTFE材料的密封体。常见的弹簧材料包括各种不锈钢（如301、302、304和316）、高温合金（如Hastelloy和Inconel 718）以及弹簧丝合金。本研究中采用Inconel 718材料，以满足原油服务要求，其化学成分列在表2中。
表2. Inconel 718的化学成分
用于旋转轴的弹簧驱动端面密封件具有以下特点：
- 密封体材料具有出色的化学稳定性，在高温下不会与强酸、强碱或强氧化剂发生反应，对原油具有出色的抗性。
- 材料具有良好的耐老化性能。
- 密封件具有良好的可制造性。
- 具有良好的抗 bending 疲劳性能。
- 由于其低摩擦系数，填充了PTFE的密封体适用于润滑和干燥的运行条件。
- 金属弹簧元件具有出色的抗疲劳和抗腐蚀性能，能够实现长期的弹性补偿，确保持续的密封性能。

3.2. 密封机制分析
弹簧驱动密封件属于压缩弹性体密封类别。其密封机制依赖于密封体初始压缩引起的弹性变形，从而产生自驱动力。同时，工作流体的压力进一步压缩密封体，增强了自密封效果。在运行条件下，密封件与密封端面之间的接触应力Pc可以表示为：
\[Pc = Pco + \Delta Pc\] (1)
其中Pco是由密封件预压缩引起的初始接触应力，\(\Delta Pc\)表示由原油压力产生的额外接触应力。后者与侧向压力系数K有关，即
\[\Delta Pc = KPo\] (2)
\[K = \frac{\mu}{1 - \mu}\] (3)
其中Po是流体旋转接头内的原油压力，\(\mu\)表示密封体材料的泊松比。
在槽道内，密封件通过与密封端面的直接接触产生接触应力。在施加的载荷作用下，密封体发生压缩变形，并伴随有横向膨胀，从而防止了原油的泄漏。因此，密封性能标准要求弹簧驱动密封件与两个密封端面之间的峰值接触应力超过流体压力，可以表示为：Po ≤ min{P1, P2} （4），其中P1, P2分别代表每个密封端面的峰值接触压力。在运行过程中，弹簧驱动密封件同时受到流体压力和密封端面的接触压力。因此，评估密封性能不仅需要确保足够的接触应力，还要保证密封件内的等效应力低于密封材料的屈服强度，以防止结构失效。这一要求可以表示为：σmax < [σb] （5），其中σmax是密封件内的最大等效应力，σb是密封材料的屈服强度 [31]。

3.3 密封结构设计方案
弹簧驱动密封件需要在一定的压力水平下保持可靠的密封性能。外端面必须具有足够的结构稳定性，以避免横向翻倒，而内端面（靠近密封唇部）必须提供足够的干涉以满足密封要求。因此，弹簧驱动密封件的截面轮廓被设计成近似Y形。在本研究中，弹簧驱动密封件的安装槽内径为1205毫米，外径为1245毫米，高度为15.3毫米。提出了三种不同的唇部几何形状用于密封设计，如图3所示。方案I采用传统的唇部结构，其中靠近密封唇部的端面是一个锥形表面。方案II在密封唇部引入了一个大的倒角。方案III在密封唇部附近采用一个平面端面。图3. 三种不同唇部几何形状的弹簧驱动密封件设计方案。(a) 方案I：锥形唇部；(b) 方案II：倒角唇部；(c) 方案III：平面唇部。所有三种方案都使用相同的弹簧，弹簧的截面几何形状如图4所示。弹性补偿元件（弹簧）是弹簧驱动密封件的核心部件，其补偿能力直接决定了密封性能。用于弹簧驱动密封件的弹簧通常有圆形、椭圆形、V形和U形等多种配置。然而，圆形、椭圆形和U形弹簧提供的补偿范围有限，因此无法满足流体旋转器的实际要求。相比之下，只有V形弹簧配置能够满足所需的补偿性能。图4. 弹簧补偿元件的截面图和展开图。为了确保均匀且持久的弹性，弹簧由带状材料制成。多个哑铃形的通孔分布在整个弹簧体上。每个哑铃形孔的缩窄中部增强了弹簧的结构刚性，而扩大的两端提高了弹性变形能力。每个通孔只有一个开口与侧面相连，两端的开口以交错的方式排列。这种设计确保了弹簧的结构连续性，并提供了更好的弹性补偿性能。

4. 密封结构的有限元分析
4.1 有限元模型
由于弹簧驱动密封件具有周向对称性，且其在腔体边界内的安装条件也是周向对称的，因此原始的三维实体模型被简化为二维轴对称模型用于数值模拟。弹簧驱动密封件的有限元模型如图5所示。几何模型使用高阶二维八节点PLANE183元素进行离散化。PLANE183是一种适用于不规则几何形状的二次位移元素。每个元素包含八个节点，每个节点在x和y方向上都有两个平移自由度。该元素可用于平面应力、平面应变和广义平面应变以及轴对称分析。为了确保数值精度，整个模型采用了四边形网格。在可能发生接触的区域进行了局部网格细化，从而提高了解的精度，并能够更可靠地评估接触压力分布。图5. 弹簧驱动密封件的有限元模型。(a) 网格离散化；(b) 接触对；(c) 边界条件；(d) 弹簧几何模型。在ANSYS中，接触相互作用通过接触对来定义，每个接触对由一个目标元素和一个接触元素组成，它们代表两个相互作用的表面。通常，刚体的表面被定义为目标表面，而柔性体的表面被定义为接触表面。弹簧驱动密封件的有限元模型包括四个接触对。接触对1对应于弹簧驱动密封件与上凹槽之间的接触，接触对2表示弹簧驱动密封件与下凹槽之间的接触。接触对3和4描述了密封体与弹簧元件之间的相互作用。如图5b所示，使用了两个接触对来正确模拟弹簧预加载装配过程。在实际操作中，弹簧驱动密封件受到0.9毫米的压缩位移。刚体表面与密封件之间的摩擦系数设置为0.1。在数值模型中，下凹槽在Y方向的位移被固定，而上凹槽在Y方向上施加-0.9毫米的位移以再现压缩条件，如图5c所示。为了评估弹簧驱动密封件在安装和运行过程中的性能，通过三个连续的载荷步骤进行有限元分析。第一载荷步骤模拟弹簧驱动密封件的弹簧预加载过程。第二载荷步骤表示密封件的安装，第三载荷步骤模拟弹簧驱动密封件的压缩工作状态。为了确保设计中有足够的安全裕度，分析中采用了1.5的安全系数，相当于3 MPa的内部原油压力。

在安装过程中，弹簧在插入密封体时会发生预压缩过程。为了准确捕捉这种行为，建立了弹簧驱动密封件在其自由（未压缩）状态下的有限元模型，如图5d所示。如图所示，弹簧最初嵌入到密封体中。因此，第一载荷步骤用于通过预加载过程消除这种初始嵌入，从而模拟弹簧的预压缩状态。弹簧驱动密封件由两种材料组成：弹簧元件使用Inconel 718，密封体使用PTFE。两种组件的材料属性列在表3中。表3. 用于有限元分析的弹簧驱动密封件的材料属性。

4.2 结构力学响应和疲劳寿命分析
4.2.1 应力和应变分布
有限元分析提供了组装后弹簧驱动密封件的应力、变形和接触压力分布信息，从而可以对每个设计方案进行详细评估。第二载荷步骤（安装状态）和第三载荷步骤（压缩工作状态）的计算结果分别针对每个设计进行呈现。由于密封体和弹簧元件的材料属性不同，密封体的屈服极限远低于弹簧的屈服极限。弹簧元件由金属制成，能够承受数百兆帕的应力，而密封体是一种聚合物材料，其刚度和屈服强度较低，导致应力水平仅为几兆帕。由于应力幅度的巨大差异，弹簧元件和密封体的等效应力分布分别用不同的颜色比例尺表示。如果使用统一的颜色比例尺，密封体中的应力变化将难以区分，因为其应力水平远低于弹簧元件。因此，密封体和弹簧元件的等效应力分别报告。

如图6所示，对于所有三种弹簧驱动密封件的设计方案，弹簧元件和密封体的最大应力都低于各自的屈服强度，表明材料选择满足了强度要求。在组装过程中，弹簧元件经历的最大应力高于压缩状态下的应力，而密封体在组装过程中的最大应力低于压缩状态下的应力。例如，在设计方案2中，弹簧元件在组装时的最大应力为601.4 MPa，压缩时的最大应力为597.1 MPa；密封体在组装时的最大应力为8.9 MPa，压缩时的最大应力为13.1 MPa。弹簧元件在压缩下的较低应力归因于密封体的弹塑性变形，这导致弹簧接触点的迁移和弹簧有效杠杆臂的减小。图6. 不同设计方案下弹簧驱动密封件的等效应力分布。(a) 设计方案1；(b) 设计方案2；(c) 设计方案3。密封组件的等效应变分布如图7所示。对于设计方案1和3，压缩下的应变低于组装时的应变；而对于设计方案2，压缩下的应变增加。压缩下的最大位移分别为方案1的1.16毫米，方案2和3的1.28毫米和1.31毫米。在组装状态下，相应的最大位移分别为方案1的1.18毫米，方案2的1.27毫米，方案3的1.33毫米。不同设计方案之间的最大位移位置不同，这归因于每种设计的结构几何形状的差异。图7. 弹簧驱动密封件组件的等效应变分布。(a) 设计方案1；(b) 设计方案2；(c) 设计方案3。三种密封设计的接触压力分布如图8所示。对于方案1，组装时的最大接触压力为10.79 MPa，在内部原油压力作用下略微降低到10.64 MPa。同样，对于方案2，最大接触压力从17.39 MPa降低到11.57 MPa。在两种方案中，密封宽度在油压作用下增加，提高了密封可靠性。相比之下，方案3的密封宽度几乎没有变化，接触压力在油压作用下增加，表明该方案不是最佳选择。图8. 三种设计方案下弹簧驱动密封件在组装和内部油压条件下的接触压力分布。(a) 设计方案1；(b) 设计方案2；(c) 设计方案3。

4.2.2 接触压力结果
为了更直观地比较不同设计方案的特性，提取了组装和运行过程中的接触压力分布，如图9所示。此外，还记录了整个分析过程中施加在上凹槽上的总压力，因为接触压力分布直接影响密封性能，而总压力决定了摩擦力的大小。图9. 三种设计方案下弹簧驱动密封件在组装和运行过程中的接触压力分布。(a) 设计方案1；(b) 设计方案2；(c) 设计方案3。提取的结果表明，方案1和2对介质压力更为敏感。在内部压力存在的情况下，最大接触压力减小，而接触宽度显著增加。对于方案1，接触宽度从1.7毫米增加到6.3毫米；对于方案2，接触宽度从0.8毫米增加到4.8毫米。接触宽度的增加延长了泄漏路径，使得泄漏更加困难，提高了密封性能。同时减少了唇尖处的应力集中，减轻了局部磨损。相比之下，方案3对介质压力的敏感性较低。其在压力下的接触宽度几乎保持为6毫米，而最大接触压力明显增加，这可能会加剧该区域的局部磨损。

4.2.3**总压力提取**
总压力指的是密封件施加的压缩力，这种力是维持与端盖接触所必需的。如果总压力超过端盖的夹紧力，密封件可能会抬起端盖，导致沟槽间隙增大和接触压力减小。同时，总压力还可以间接反映密封件与端盖在沟槽旋转过程中的摩擦力。从图10中的总压力提取结果可以看出，对于所有三种设计方案，总压力随着弹簧预压缩、组装压缩和工作压力的增加而持续增加。这意味着在三种方案中，摩擦力都会随着弹簧预压缩、组装预压缩和工作介质压力的增加而增大。在运行3秒后，方案1的总压力达到59 N/m，方案2为39.7 N/m，方案3为82.2 N/m。值得注意的是，方案2的总压力在运行过程中并非线性增加；它先减小后增大，在2.3秒时达到最低值19.7 N/m，表明方案2更容易发生弹性-塑性变形。

**4.2.4. 设计方案的比较分析**
基于对三种设计方案在组装和加压过程中的等效应力、应变和接触压力的分析，得出以下结论：
(a) 在方案1和方案2中，密封界面位于唇部尖端，这使得弹簧能够有效地补偿密封力。相比之下，在方案3中，密封界面位于平坦端面的底部，远离弹簧，这限制了弹簧的作用效果。
(b) 介质压力的施加降低了方案1和方案2中的最大接触压力，同时增加了接触宽度。然而，降低的接触压力仍然显著高于介质压力，确保了有效的密封性能。此外，增加的接触宽度延长了泄漏路径，进一步阻碍了介质泄漏。

图11展示了三种设计方案在组装和运行过程中弹簧驱动密封件的总压力变化情况。(a) 方案1；(b) 方案2；(c) 方案3。

**4.3. 疲劳寿命分析**
在原油压力的作用下，旋转接头中旋转环与静止环之间的相对位置发生变化，导致密封沟槽的深度在15.3~15.7毫米范围内变化。因此，弹簧驱动密封件会受到循环载荷的影响。因此，对弹簧驱动密封件进行了疲劳寿命分析，以评估其在10年服务周期内是否能够满足疲劳寿命要求。
考虑到弹簧驱动密封件的截面对称性，基于轴对称模型建立了对称模型以降低计算成本并提高效率。分析模型如图13a所示。由于弹簧的疲劳寿命是主要关注点，对弹簧模型进行了网格细化处理，网格结果如图13b所示。弹簧由Inconel 718材料制成，其S-N疲劳曲线如图13c所示。图13显示了在工作压力为3 MPa时弹簧驱动密封件的疲劳寿命分析结果。应力较高的区域更容易发生疲劳失效。图13d显示了在工作压力为3 MPa时弹簧驱动密封件的等效应力分布，应力集中发生在弹簧沟槽的底部。使用命令流确定最大应力对应的节点，并选为其疲劳分析的关键位置。根据实际运行条件，系泊系统平均每分钟旋转一次，设计服务寿命为10年。因此，弹簧驱动密封件总共经历了5,256,000次加载循环，这定义了在3 MPa介质压力下的疲劳寿命要求。使用ANSYS中的疲劳模块进行疲劳计算，并得到了关键位置的疲劳寿命结果（图14）。结果表明，在考虑的加载条件下，达到所需5,256,000次循环的使用因素为0.438，表明疲劳寿命要求得到满足。

**5. 结论**
本研究重点研究了用于单点系泊系统的流体旋转接头的长期动态密封性能。设计的弹簧驱动密封件采用基于PTFE的复合材料作为密封夹套，Inconel 718作为弹簧材料。采用了哑铃形弹簧结构。使用ANSYS进行了以可靠性为导向的有限元分析和密封件寿命预测。主要研究结果总结如下：
(1) 开发了一种用于评估弹簧驱动密封件性能的有限元分析方法。建立了弹簧驱动密封件的数值模型，以模拟其在弹簧预加载、组装和压力加载条件下的机械行为。获得了不同状态下密封件的应力-应变响应和接触压力分布。结果表明，弹簧和密封夹套中的最大应力均低于其各自的屈服强度，表明选定的材料满足强度要求。
(2) 根据提出的有限元分析方法，对三种密封设计方案进行了建模和评估，采用等效应变、最大接触压力和接触宽度作为关键性能指标。比较分析表明，方案1显示出更低的等效应变、更优的接触压力分布、更大的接触宽度以及更低的摩擦力，使其成为三种方案中最合适的设计。
(3) 对优化后的设计方案（方案1）进行了疲劳寿命评估。使用ANSYS建立了弹簧驱动密封件的疲劳寿命预测模型。分析结果显示，在10年的服务寿命内，最大应力位置的使用因素为0.438，表明密封件满足疲劳寿命要求。
提出的用于单点系泊系统中流体旋转接头的密封技术有效解决了现有旋转面密封产品常见的密封性能差和服务寿命短的问题。作为一种适用于复杂工作条件的大规模密封设计技术，本研究为类似海上工程设备的动态密封设计提供了宝贵指导。然而，热效应、渐进性磨损和恶劣海洋环境条件对长期密封稳定性的潜在影响仍需进一步系统研究。此外，还需要在真实海况条件下进行进一步的研究以验证密封性能，这将为弹簧驱动密封件的未来技术突破奠定坚实基础。