趙偉剛，張鵬鵬，任姍姍，董光能

（1.西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，陜西西安710072；2.西安交通大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計及轉(zhuǎn)子軸承系統(tǒng)教育部重點實驗室，陜西西安710049）

液體火箭發(fā)動機渦輪泵機械密封磨損機理研究

趙偉剛1，張鵬鵬2，任姍姍2，董光能2

（1.西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，陜西西安710072；2.西安交通大學(xué)現(xiàn)代設(shè)計及轉(zhuǎn)子軸承系統(tǒng)教育部重點實驗室，陜西西安710049）

對比分析了機械密封靜環(huán)端面原始表面和磨損表面形貌，得到了磨損形式和內(nèi)外徑磨損差異；仿真分析了密封端面接觸應(yīng)力及溫度場，分析了轉(zhuǎn)速、介質(zhì)壓力等條件對端面接觸應(yīng)力和溫度場的影響；探明了端面接觸應(yīng)力和溫度變化對磨損性能的影響，闡述了機械密封的磨損機理。

表面形貌；仿真分析；機械密封；磨損機理

0 引言

當前，接觸型機械密封是液體火箭發(fā)動機渦輪泵中軸端密封的常見形式[1－2]，它在我國的航天工業(yè)中已經(jīng)得到了成功的應(yīng)用，具有高振動、高壓力、高轉(zhuǎn)速及密封介質(zhì)特殊的特點[3－4]。密封環(huán)配對材料多為軟-硬組合，且在特殊介質(zhì)環(huán)境和工況條件下，密封端面易出現(xiàn)磨損[5]。表面形貌、密封環(huán)變形及溫度場是影響機械密封環(huán)磨損的重要因素[6-8]。Shimomura和Hirabayashi通過實驗探討了密封端面的摩擦磨損狀況隨表面形貌參數(shù)變化的規(guī)律[9]。Mayer按照摩擦系數(shù)對摩擦類型進行分類，包括邊界摩擦、混合摩擦及流體摩擦等[10]。顧永泉認為機械密封的其他參數(shù)通過臨界工況參數(shù)來確定，有利于實現(xiàn)機械密封的低摩擦磨損運行[11]。國際上對密封環(huán)端面變形的研究較早，1999年Baheti運用有限元分析了機械密封的變形，認為剛度和介質(zhì)壓力影響密封環(huán)的變形[12]。Lebeck分析了各種載荷對端面變形的影響，比較了幾種計算端面變形的方法；國內(nèi)許多學(xué)者對機械密封溫度場及熱變形開展了大量的研究工作[13-15]。

目前針對密封磨損的研究較多，但對特殊介質(zhì)下的機械密封磨損機理的研究較少。隨著我國對長壽命、高可靠性及可重復(fù)使用的先進推進系統(tǒng)研究目標的提出，接觸式機械密封要適應(yīng)高承載能力、高工作轉(zhuǎn)速及高工作壽命的要求。亟需研究特殊介質(zhì)條件下的磨損機理，將為高可靠性、高穩(wěn)定性的泵用機械動密封的設(shè)計提供基礎(chǔ)，對于提高航天安全可靠性也具有重要意義。

1 有限元模型的建立與實驗過程

1.1 有限元基本模型的建立

本文以低溫推進劑所用接觸型機械密封動靜環(huán)為研究對象。利用ANSYS建立軸對稱二維實體模型，并在靜環(huán)和動環(huán)接觸區(qū)域 (S1S2)建立接觸模型，如圖1所示。

1.2 接觸應(yīng)力分析邊界條件的確定

1.2.1 力學(xué)分析

作用在密封環(huán)上的力可以分為2種：密封面閉合力和密封面開啟力。受力分析如圖2所示。

圖2中：p0為介質(zhì)壓力；Fsp為彈簧載荷；Ff為輔助密封圈與靜環(huán)之間的摩擦力；F0為軸承對動環(huán)的支撐力；pc為密封端面接觸比壓；pe為密封介質(zhì)壓力；pm為平均液膜壓力。

1.2.2 參數(shù)計算及邊界條件的確定

在啟動和停車過程中，隨著泵轉(zhuǎn)速增大，介質(zhì)壓力隨之增大，可近似線性變化。轉(zhuǎn)速達到10 000 r/min左右時，動靜環(huán)分離；在啟動至分離的過程中介質(zhì)壓力的變化范圍為0.3～2.5 MPa。密封環(huán)材料參數(shù)如表1所示，轉(zhuǎn)速和介質(zhì)壓力對應(yīng)數(shù)值如表2所示。

根據(jù)受力分析，確定位移約束及載荷等邊界條件。對應(yīng)圖1中模型，在S8S9施加x方向零位移邊界條件，在S7S8添加彈簧支撐力，在S6S7，S4S5，S3S4，S2S3，S2R2及R2R4施加介質(zhì)壓力，在R2R4施加y方向零位移邊界條件。

表1 密封副材料的基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of seal pair materials

表2 啟動過程中的轉(zhuǎn)速及介質(zhì)壓力數(shù)值Tab.2 Values of rotating speed and medium pressure in start process

1.3 溫度場有限元分析邊界條件的確定

1.3.1 基本假設(shè)及微分方程

機械密封工況復(fù)雜，模擬過程中難以考慮到所有因素，需做出基本假設(shè)：

1）密封副是軸對稱結(jié)構(gòu)，密封副材料均勻、各向同性，物理性能不受力和溫度的影響；

2） 接觸副摩擦產(chǎn)生的熱量全部在接觸副傳遞，熱流密度的分布均勻；攪拌產(chǎn)生的熱量較小，忽略；

3） 運行時，摩擦系數(shù)不變，材料磨損的影響不計，不計少量被泄漏帶走的摩擦熱；

4） 不考慮材料的特性隨溫度變化的情況，材料的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)及彈性模量等不變。

機械密封環(huán)的熱量傳遞簡化為二維軸對稱穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)，熱傳導(dǎo)微分方程為：

式中：T為物體的溫度；x為徑向坐標；y為軸向坐標。

1.3.2 計算參數(shù)及邊界條件的確定

1.3.2.1 計算參數(shù)

密封介質(zhì)的物理性能參數(shù)如表3所示。

表3 介質(zhì)的基本參數(shù)Tab.3 Basic paameters of medium

1.3.2.2 摩擦熱的計算與分配

對于混合摩擦機械密封，摩擦熱的計算公式如下：

式中：Q為摩擦產(chǎn)生的總熱量；f為摩擦系數(shù)；A為端面接觸面積；p為端面壓力；v為平均線速度；t為摩擦接觸時間。

則熱流密度的計算公式為：

式中：Dm為密封環(huán)的平均內(nèi)徑；n為轉(zhuǎn)速。

本文按照Golubiev推導(dǎo)的計算公式進行計算[16]。對密封端面有：

式中：η為摩擦熱分配系數(shù)；qs為靜環(huán)端面摩擦熱；qw為動環(huán)端面摩擦熱；q為端面產(chǎn)生的總摩擦熱，λ為導(dǎo)熱系數(shù)；h為軸向厚度。

1.3.2.3 對流換熱系數(shù)的確定

密封環(huán)外邊界與密封介質(zhì)接觸，密封環(huán)內(nèi)邊界與大氣接觸。針對不同的邊界有不同的半經(jīng)驗計算公式。對于動環(huán)外邊界的對流換熱系數(shù)α計算公式如下[17]：

其中

式中：Nu為努賽爾數(shù)；λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù)；Dr為動環(huán)外徑；Rec，Rea分別為反映介質(zhì)攪拌影響和橫向繞流影響的雷諾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)；μ為介質(zhì)的動力粘度；cp為介質(zhì)的比熱容；ω為主軸角速度；U為動環(huán)周圍介質(zhì)的軸向流速；v為介質(zhì)的運動粘度；ρ為介質(zhì)密度。

對于動環(huán)內(nèi)邊界和靜環(huán)外邊界，對流換熱系數(shù)的計算公式如下：

式中：Re=2Uδ/v；δ為動環(huán)與軸 (或軸套)之間或靜環(huán)與密封腔內(nèi)壁之間的間隙；ε為修正系數(shù)，一般取1.2～2.0；U為靜環(huán)或動環(huán)周圍介質(zhì)的軸向流速。

對于靜環(huán)內(nèi)邊界，對流換熱系數(shù)：

1.3.2.4 邊界條件的確定

根據(jù)計算的參數(shù)，確定的溫度場有限元分析邊界條件。對應(yīng)圖1中模型，在S1S2添加接觸區(qū)域熱流密度 (Heat Flux)，在S2S4S6添加靜環(huán)外邊界熱對流 (Convection)，在S10S11添加靜環(huán)內(nèi)邊界熱對流 (Convection)，在S2R2R4動環(huán)外邊界熱對流，在S1R1動環(huán)內(nèi)邊界熱對流 (Convection)。

1.4 靜環(huán)磨損形貌分析實驗

靜環(huán)工作面材料為銅基石墨材料。取原始靜環(huán)工件與靜環(huán)磨損工件，利用MM-2金相顯微鏡，按照從密封環(huán)外徑到內(nèi)徑的順序分別對兩靜環(huán)工作面進行表面形貌分析，分析對比表面形貌差異，進而驗證仿真分析結(jié)果。

2 結(jié)果與分析

2.1 摩擦副接觸應(yīng)力仿真結(jié)果分析

對不同轉(zhuǎn)速和介質(zhì)壓力下的模型進行接觸應(yīng)力分析，選擇接觸區(qū)域，提取接觸區(qū)域線段上各介質(zhì)壓力條件下的接觸區(qū)域應(yīng)力數(shù)值，并建立如圖3（a）所示的坐標系，x坐標代表距離S，y坐標代表接觸應(yīng)力σ。輸出的應(yīng)力值如圖3（b）所示。

圖3（b）中，接觸應(yīng)力由內(nèi)徑向外徑不斷增大，應(yīng)力集中在外徑區(qū)域；轉(zhuǎn)速越高，介質(zhì)壓力越大，密封端面外徑區(qū)域的接觸應(yīng)力越大。應(yīng)力突變值發(fā)生在距離原點4.0 mm附近處，靜環(huán)在運行時存在偏載。

在10 000 r/min條件下，接觸區(qū)域外徑處應(yīng)力最大，在此條件密封環(huán)發(fā)生變形，將其變形情況放大30倍后，其變形如圖4所示。

密封環(huán)發(fā)生微小變形，端面間形成楔形空間。由于密封環(huán)的變形，密封端面外徑區(qū)域接觸緊密，外徑表面承受的載荷較大。在高速轉(zhuǎn)動條件下，外徑區(qū)域易產(chǎn)生較嚴重的磨損。

2.2 溫度場仿真結(jié)果分析

選取啟動過程中的4個速度值，分析該條件下的溫度場，如圖5所示。

由溫度場分析結(jié)果可知，在整個運行過程中，接觸區(qū)域出現(xiàn)高溫，溫度最高情況出現(xiàn)在瞬間啟動時，接觸區(qū)域最高溫升在極短時間內(nèi)約達到180℃，較高溫升會加劇密封環(huán)的磨損[15]。

2.3 靜環(huán)磨損形貌結(jié)果分析

取原始靜環(huán)工件，按照從密封環(huán)外徑到內(nèi)徑的順序分析原始表面進行表面形貌。靜環(huán)原始表面平整，材料均勻，各處表面形貌沒有明顯差異，有大量的石墨填充物，同時也存在輕微的加工劃痕。其中一處放大300倍后的表面形貌圖如圖6(a)所示。

磨損后的靜環(huán)，按照從密封環(huán)外徑到內(nèi)徑的順序進行表面形貌分析，其放大300倍后的表面形貌圖如圖6(b)，圖6(c)及圖6(d)所示。

與圖6(a)相比，圖6(b)中的靜環(huán)外徑區(qū)域表面存在材料的粘著、剝落及犁溝，平整端面被破壞，磨損嚴重；圖6(c)中，磨損表面有明顯的分界，靠近外徑區(qū)域磨損嚴重，靠近內(nèi)徑區(qū)域磨損輕微，表面較為完整；環(huán)內(nèi)徑區(qū)域表面完整，磨損輕微，如圖6（d）。接觸副摩擦生熱，銅石墨與密封介質(zhì)發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，銅發(fā)生氧化，使磨損件表面存在一層氧化物。

3 磨損機理分析

3.1 靜環(huán)材料轉(zhuǎn)移機理分析

所研究的密封形式為接觸型密封，具有高速、高載荷的特點，且靜環(huán)所用的銅基石墨材料強度較低。在高PV值的作用下，在滑動接觸區(qū)域表面溫度急劇升高，影響材料的摩擦磨損性能，摩擦系數(shù)增大，因銅基石墨材料較軟，表面材料被撕裂，發(fā)生材料的轉(zhuǎn)移，部分銅基石墨材料附著在動環(huán)上。發(fā)生材料轉(zhuǎn)移時，配副間出現(xiàn)磨屑，使動環(huán)出現(xiàn)輕微磨損。

最終，在動環(huán)和靜環(huán)上都有明顯的材料轉(zhuǎn)移，使表面凸起，在靜環(huán)上有不規(guī)則微坑和犁溝產(chǎn)生。

3.2 內(nèi)外徑磨損情況差異的機理分析

由接觸應(yīng)力和溫度場分析可知：在介質(zhì)壓力、彈簧支撐力等因素的共同作用下，引起材料的輕微變形，形成如圖4所示的楔形，外徑區(qū)域的接觸應(yīng)力較大，外側(cè)易產(chǎn)生磨損。在高速轉(zhuǎn)動過程中，密封接觸面摩擦產(chǎn)生大量熱，影響靜環(huán)的材料性能，加劇材料轉(zhuǎn)移的發(fā)生。表面的磨損，必然引起密封環(huán)系統(tǒng)的振動，將加劇磨損情況。

綜合靜環(huán)磨損形貌分析、接觸應(yīng)力及溫度場有限元分析，摩擦過程中，主要發(fā)生靜環(huán)的材料轉(zhuǎn)移。接近外徑區(qū)域接觸應(yīng)力大，磨損嚴重，導(dǎo)致密封的泄漏；接近內(nèi)徑區(qū)域接觸應(yīng)力較小，磨損輕微；密封環(huán)變形和摩擦產(chǎn)生的大量熱也會對密封端面的磨損性能產(chǎn)生影響。

4 結(jié)論

1）該機械密封磨損的主要形式是粘著磨損，靜環(huán)端面外徑區(qū)域磨損嚴重，內(nèi)經(jīng)區(qū)域磨損輕微。

2)密封環(huán)接觸區(qū)域外徑區(qū)域接觸應(yīng)力大，內(nèi)徑處接觸應(yīng)力??；密封環(huán)發(fā)生微變形，接觸端面形成楔形，外徑區(qū)域較內(nèi)徑區(qū)域接觸緊密。綜合導(dǎo)致外徑區(qū)域磨損情況較內(nèi)徑區(qū)域嚴重。

3)啟動過程中，高速摩擦產(chǎn)生較大溫升，摩擦產(chǎn)生的大量熱影響靜環(huán)材料性能，加劇密封環(huán)端面的磨損。

4)綜合表面形貌分析和ANSYS有限元分析及磨損機理分析，為所研究的液體火箭發(fā)動機渦輪泵機械封環(huán)的性能優(yōu)化提供了思路。

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（編輯：馬 杰）

Research on wear mechanism of mechanical seal for turbopump in liquid rocket engine

ZHAOWeigang1,ZHANG Pengpeng2,REN Shanshan2,DONGGuangneng2
（1.Schoolof Astronautics,Northwestern PolytechnicalUniversity,Xi’an 710072,China; 2.MOEKey Laboratory forModern Design and Rotor-bearing System, Xi’an Jiaotong University,Xi’an 710049,China）

The original surface morphology and the worn surface morphology of static ring end-face of mechanical seal was analyzed by metallographic m icroscope.The wear form and the differences between inner diameter and outer diameter were obtained.The contact stress and temperature field distribution on the sealend-faceareanalyzed bymeansofsimulation.The influences of rotating speed,medium pressure and other conditions on end-face contact stress and temperature field arealso analyzed bymeansof ANSYSsoftware platform.Theeffectofend-face contactstressand temperature variation on the propertiesofwearwas verified.Thewearmechanism ofmechanical seal wasexpounded.

surface topography;simulation analysis;mechanicalseal;wearmechanism

V433-34

A

1672-9374(2017)03-0010-05

2016-10-25；

2017-01-06

民用航天產(chǎn)品高可靠長壽命專項（〔2014〕618號）

趙偉剛（1977—），男，高級工程師，研究領(lǐng)域為機械密封