王佳星，李雙喜*，馬文杰，馮瑞鵬，劉志偉

(1.北京化工大學(xué) 流體密封技術(shù)研究中心，北京 100029；2.北京航天動力研究所，北京 100076)

0 引 言

航空發(fā)動機(jī)主軸承腔處于高溫、高速、變載荷等較為惡劣的工況中[1]，對密封的要求較高。環(huán)瓣式浮環(huán)密封具有適應(yīng)工況范圍廣、密封性能穩(wěn)定性強(qiáng)的特點，因此已經(jīng)成為航空航天領(lǐng)域重要密封形式之一[2]。工作狀態(tài)下過高的溫度會導(dǎo)致潤滑油在密封處產(chǎn)生碳化，增大密封面摩擦磨損，導(dǎo)致密封壽命減小，甚至密封環(huán)損壞，因此摩擦生熱的冷卻降溫尤其關(guān)鍵。

韓國的Kyung Won University機(jī)械工程系對液體火箭渦輪泵中浮環(huán)密封進(jìn)行了研究分析[3]。美國航天局在1978年對液體火箭渦輪泵轉(zhuǎn)軸中的分瓣浮環(huán)密封做了NASA分析報告[4-5]，認(rèn)為分瓣浮環(huán)密封在高速、低壓、極端溫度的條件下，具有更低的磨損和泄漏量，并且具有很長的使用壽命。蘇令[6]根據(jù)Ng和Pan湍流潤滑理論，修正并完善了內(nèi)開動壓槽結(jié)構(gòu)的環(huán)瓣式浮環(huán)密封數(shù)值計算模型，模型加入了結(jié)構(gòu)參數(shù)對密封性能的影響；王飛[7]在此基礎(chǔ)上分析了密封的性能，并對密封的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，使密封在保證最小泄漏量的條件，盡可能地減少摩擦磨損；鄭利勝[8]通過建立三維模型，將熱載荷與密封環(huán)結(jié)構(gòu)耦合，得到了受摩擦熱影響下的密封應(yīng)力狀態(tài)；閆玉濤[9]利用摩擦磨損試驗機(jī)研究了石墨M210在高溫狀態(tài)下的摩擦磨損性能，這種石墨材料的摩擦因數(shù)在高溫下先增大后減小，最后保持穩(wěn)定；胡亞非[10]研究了不同浸漬石墨和人造石墨的摩擦磨損特性，發(fā)現(xiàn)浸銻石墨比較容易形成穩(wěn)定的膜潤滑狀態(tài)。

本文將針對航空發(fā)動機(jī)主軸承腔高轉(zhuǎn)速、變壓差下摩擦生熱問題，通過有限元軟件，將密封摩擦發(fā)熱以熱邊界條件的方式施加到跑道模型上，模擬跑道的溫度分布及冷卻油散熱效果，找出不同參數(shù)對密封發(fā)熱量的影響，得出影響密封發(fā)熱的主要參數(shù)，為環(huán)瓣式浮環(huán)密封的性能優(yōu)化提供改進(jìn)思路。

1 環(huán)瓣式浮環(huán)密封熱邊界條件

1.1 環(huán)瓣式浮環(huán)密封工作原理和熱環(huán)境

環(huán)瓣式浮環(huán)密封作為一種具有自動補(bǔ)償功能的徑向密封，可以在高溫、高速的工況下，很好地抵消軸膨脹和軸跳動。

密封分為接觸式環(huán)瓣式浮環(huán)密封和流體動壓型環(huán)瓣式浮環(huán)密封。接觸式環(huán)瓣式浮環(huán)密封環(huán)內(nèi)徑與轉(zhuǎn)子處于接觸狀態(tài)，流體動壓型環(huán)瓣式浮環(huán)密封環(huán)內(nèi)徑與轉(zhuǎn)子處于非接觸狀態(tài)。密封結(jié)構(gòu)主要包括：密封環(huán)、跑道、密封座、壓縮彈簧、環(huán)形箍緊彈簧、防轉(zhuǎn)銷[11]。

環(huán)瓣式浮環(huán)密封結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 環(huán)瓣式浮環(huán)密封結(jié)構(gòu)圖

由圖1可以看出：密封環(huán)的內(nèi)徑表面與裝在轉(zhuǎn)軸上的跑道外徑面配合接觸，形成主密封面，承受高速轉(zhuǎn)動摩擦；密封環(huán)側(cè)面的凸邊與密封座的端面貼合，形成輔助密封界面；環(huán)瓣密封環(huán)與跑道的初始載荷接觸狀態(tài)靠環(huán)形箍緊彈簧實現(xiàn)，與密封的初始接觸載荷靠壓縮彈簧或者波形彈簧實現(xiàn)。

停車工況下，通過彈簧提供的閉合力和高精度的配合面，密封環(huán)可以形成比較良好的靜密封。封環(huán)的環(huán)瓣中間位置開定位槽，與密封座上的防轉(zhuǎn)銷配合，既可以防止密封隨軸轉(zhuǎn)動，又允許密封徑向移動，可以補(bǔ)償軸的偏心和轉(zhuǎn)動時的徑向跳動。密封環(huán)的主副密封面凸緣均設(shè)置在靠近低壓側(cè)，這樣可以有效地降低壓差引起的不平衡力，減小接觸載荷，減少摩擦磨損，增加使用壽命。密封環(huán)的分段數(shù)一般為3～5段，具體的數(shù)量主要由石墨材料的強(qiáng)度決定[12]，強(qiáng)度高，分段數(shù)可以增加。增加密封環(huán)的分段數(shù)，可以減小密封環(huán)運(yùn)轉(zhuǎn)時的扭轉(zhuǎn)力矩，使密封環(huán)受力摩擦均勻。密封環(huán)兩個分段搭接部分留有一定間隙余量，可以對主密封面磨損時以及在制造、安裝過程的誤差進(jìn)行徑向補(bǔ)償，防止搭接頭頂撞而使主密封面出現(xiàn)接觸不良[13]。

軸承腔工作狀態(tài)下，密封面會因為摩擦生熱，同時潤滑油會不可避免泄漏到密封面上，過高的溫度會導(dǎo)致潤滑油在密封處產(chǎn)生碳化，增大密封面摩擦磨損，導(dǎo)致密封壽命減小，甚至密封環(huán)損壞，因此散熱就很重要。

軸承潤滑和降溫多采用噴射供油和環(huán)下供油的方式[14]，跑道噴油散熱的方式主要有3種，分別是跑道外徑直噴式、環(huán)下油孔冷卻式、懸臂環(huán)下冷卻式。筆者將以懸臂環(huán)下冷卻式作為分析對象，研究跑道的溫度分布及散熱情況。

1.2 環(huán)瓣式浮環(huán)密封熱邊界條件

有限元模型分析的邊界條件包括冷卻油入口、冷卻油出口以及熱邊界條件。其中，熱邊界條件主要有主密封面的摩擦熱、跑道與空氣接觸的熱對流邊界、滑油與空氣接觸的熱對流邊界、跑道與軸之間的導(dǎo)熱系數(shù)。熱流密度可以通過密封面摩擦生熱量比上接觸面積求得，導(dǎo)熱系數(shù)可以通過相關(guān)資料查取。而由于流體介質(zhì)流動的復(fù)雜性，對流換熱系數(shù)的確定只能估算。

(1)密封摩擦熱

環(huán)瓣式浮環(huán)密封的發(fā)熱主要有兩部分組成，包括主密封面的發(fā)熱和輔助密封面的發(fā)熱[15]。

主密封面的發(fā)熱量為：

Q1=πD0Bpg1f2Vg1

(1)

輔助密封面的發(fā)熱量為：

(2)

在運(yùn)行過程中，主軸的徑向跳動量很小，輔助密封面的摩擦線速度Vg2很小，因此輔助密封面的摩擦熱可以忽略不計，進(jìn)行有限元模擬分析時，只須計算主密封面的摩擦熱，作為密封的熱邊界條件。

(2)對流換熱系數(shù)

對流換熱系數(shù)計算公式[16-17]為：

(3)

式中：Rec—流體旋轉(zhuǎn)運(yùn)動的雷諾數(shù)，Rec=ωd2/v；Ref—流體軸向運(yùn)動的雷諾數(shù)，Ref=ud/v；Pr—普朗特常數(shù)；α—對流換熱系數(shù)，W·m-2·K-1；d—傳熱面直徑，軸向為柱面外直徑，徑向平面隨直徑方向逐漸增大，m；ω—跑道角速度，rad·s-1；ν—流體運(yùn)動粘度，m2·s-1；u—跑道周圍介質(zhì)軸向平均流速，本文主要為密封泄漏量流速，m/s；λ—流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W·m-1·K-1。

根據(jù)經(jīng)驗可知，氣體與金屬的對流換熱系數(shù)相對比較小，并且不同位置半徑處的對流換熱系數(shù)差值很小，因此對流換熱系數(shù)在跑道直徑方向的變化可以全部約等于跑道外徑面處的對流換熱系數(shù)。

2 摩擦生熱與散熱影響因素分析

2.1 浮環(huán)密封熱分析有限元模型

浮環(huán)密封摩擦熱過程主要分為摩擦生熱與跑道散熱，有限元模型分為兩部分：跑道和冷卻油膜。

跑道散熱有限元模型及邊界如圖2所示。

圖2 模型及邊界示意圖

由圖2中可看到：基于有限元模型，在摩擦生熱工況下，跑道外側(cè)通過施加相應(yīng)的邊界條件模擬實際工況，與密封環(huán)接觸的跑道面施加密封環(huán)摩擦發(fā)熱量，分析密封結(jié)構(gòu)參數(shù)、工況參數(shù)、摩擦系數(shù)對密封發(fā)熱的影響。

在冷卻油沖洗散熱工況下，跑道內(nèi)側(cè)面與冷卻油直接接觸，跑道和油之間的換熱系數(shù)可以通過Fluent有限元軟件迭代計算，大大提高了計算精度。跑道采用sweep方法劃分為六面體網(wǎng)格，為提高計算精度，流體部分按膜厚方向進(jìn)行sweep劃分為六面體網(wǎng)格，最小不少于3層。

經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性測試，證明網(wǎng)格質(zhì)量滿足要求，沒有因網(wǎng)格問題產(chǎn)生的計算誤差。

在進(jìn)行有限元模擬時，為研究阻封氣溫度對跑道的影響，筆者加入阻封氣的溫度變量，在不同阻封氣溫度下，研究通油量對跑道降溫效果的變化。

模型邊界條件加載如表1所示。

表1 邊界條件

由表1可以看出：在計算對流換熱系數(shù)時，需要介質(zhì)在不同溫度下的運(yùn)動粘度、導(dǎo)熱系數(shù)和普朗特常數(shù)，模擬的阻封氣為空氣。跑道材料選用Fluent中內(nèi)置鋼材料。密封冷卻油由軸承腔潤滑系統(tǒng)提供。

由于冷卻油在冷卻跑道的過程中參數(shù)不斷變化，為提高計算精度，在Fluent軟件中創(chuàng)建材料時，筆者先將參數(shù)隨溫度的變化物性參數(shù)擬合成近似曲線，提取曲線的擬合公式，最后把公式輸入到Fluent中。

2.2 浮環(huán)密封摩擦生熱及溫度場分析

2.2.1 主軸轉(zhuǎn)速對密封發(fā)熱量的影響

在壓差為0.08 MPa條件下，筆者模擬轉(zhuǎn)速在10 000 r/min和30 000 r/min情況，轉(zhuǎn)速對密封發(fā)熱影響相當(dāng)大，阻封氣溫度將達(dá)到幾百攝氏度，高壓側(cè)溫度集聚將更加嚴(yán)重，跑道必須增加有效強(qiáng)制降溫措施。經(jīng)分析得出，轉(zhuǎn)速對跑道發(fā)熱量的影響呈近似線性增長趨勢，這對于軸承腔熱平衡計算是不可忽視的因素。跑道溫度升高也間接表明密封摩擦磨損加重。

2.2.2 壓差對密封發(fā)熱量的影響

轉(zhuǎn)速為18 000 r/min下，隨著壓差的增大，摩擦發(fā)熱更加明顯，這會導(dǎo)致跑道熱應(yīng)力和熱變形增大，密封與跑道的貼合程度變差，使密封性能變差。經(jīng)分析得出，壓差與跑道最高溫度成線性增長。當(dāng)設(shè)計壓差較大時，為提高跑道的散熱效果，可以增加密封環(huán)的數(shù)量，采用多級密封，將熱源分散，既可以降低密封的泄漏量，又能提高跑道的散熱效果。

2.2.3 環(huán)形彈簧箍緊力對密封發(fā)熱量的影響

在密封結(jié)構(gòu)、工況確定的條件下，可以通過彈簧箍緊力調(diào)節(jié)密封的隨動性和微調(diào)密封泄漏量。環(huán)形彈簧箍緊力對密封發(fā)熱量影響非常大，在設(shè)計彈簧箍緊力時，應(yīng)充分考慮密封環(huán)摩擦和溫度對彈簧力的影響。

經(jīng)分析得出，箍緊力與跑道最高溫度呈線性變化，同時，當(dāng)轉(zhuǎn)速由18 000 r/min增加到 30 000 r/min時，跑道最高溫度相同的情況。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，箍緊力與壓差引起的發(fā)熱量變化可以直接進(jìn)行疊加，即一條壓差溫度變化線與一條箍緊力溫度變化線即可得到在兩個變量范圍內(nèi)任意組合下的跑道最高溫度，這對于估計跑道在某一工況下的跑道最高溫度有比較大的實際意義。

2.3 浮環(huán)密封沖洗散熱分析

軸承腔工況參數(shù)如表2所示。

表2 軸承腔工況參數(shù)

根據(jù)表2中的參數(shù)，筆者對高壓側(cè)阻封氣溫度分別為100/300 ℃條件下，冷卻油供油量從0.5 L·min-1到7 L·min-1，跑道溫度的變化情況進(jìn)行模擬。

不同阻封氣溫度在通油時的跑道散熱溫度分布云圖如圖3所示。

圖3 跑道散熱溫度分布云圖

從圖3可以看出：跑道內(nèi)側(cè)噴油可以明顯降低跑道溫度，尤其是軸承腔低壓側(cè)跑道的溫度；同時，在高轉(zhuǎn)速下，高溫阻封氣對跑道的溫度分布影響也很大。

將圖3(a，c)分別與圖3(b，d)進(jìn)行對比可以發(fā)現(xiàn)：

(1)當(dāng)冷卻油量從0.5 L·min-1增加到3 L·min-1，油冷卻效果對油出口側(cè)的跑道冷卻效果非常明顯，對于阻封氣側(cè)的溫度影響效果相對較小；

(2)當(dāng)冷卻油量為0.5 L·min-1時，冷卻油出口溫度與所接觸的跑道的溫度差別不大，說明冷卻油吸熱量已經(jīng)接近飽和，可以通過增大通油量來提高跑道降溫效果；

(3)當(dāng)冷卻油量為3 L·min-1時，油溫進(jìn)出口的變化不大，表明跑道與冷卻油換熱量已經(jīng)接近飽和，再增大通油量降溫效果已經(jīng)微乎其微。

對比圖3(b，d)可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)阻封氣溫度從100 ℃增加到300 ℃時，密封摩擦熱的影響溫度環(huán)帶逐漸消失，這表明跑道的溫升主導(dǎo)因素從摩擦熱變?yōu)樽璺鈿饧訜帷?/p>

隨著噴油量與阻封氣溫度改變，冷卻油出口溫度和摩擦面溫度的具體數(shù)量變化情況如圖4所示。

圖4 冷卻油出口和跑道摩擦面溫度分布

圖4(a，c)中，冷卻油出口溫度分布橫坐標(biāo)為邊界a到b；圖4(b，d)中，摩擦面溫度分布橫坐標(biāo)為邊界s到r。

3 試驗驗證

密封試驗裝置結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 試驗裝置結(jié)構(gòu)圖1—密封環(huán)；2—密封腔；3—跑道；4—漲套

根據(jù)圖5的結(jié)構(gòu)并結(jié)合前面的分析，通過對密封環(huán)施加不同壓差、轉(zhuǎn)速、環(huán)形彈簧箍緊力等，筆者驗證了理論計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.1 壓差對泄漏量的影響

環(huán)瓣式浮環(huán)密封變壓差泄漏量試驗主要包括兩方面：靜態(tài)泄漏量和動態(tài)泄漏量；測量壓差范圍為0.01 MPa～0.1 MPa，出口壓力為大氣壓；動態(tài)泄漏量測量轉(zhuǎn)速為18 000 r/min。

試驗時，測量值為密封總泄漏量。將結(jié)果與理論計算值進(jìn)行對比可以得出，隨著壓差的增大，密封靜態(tài)泄漏量的試驗值與計算值增長趨勢逐漸放緩；試驗值與計算值誤差隨著壓差的增大而增大，這主要是由于試驗測量時，密封環(huán)未與跑道跑合，加工和安裝的誤差導(dǎo)致的密封泄漏間隙影響隨壓差的增大而被放大；密封動態(tài)泄漏量變化趨勢基本相同，但試驗值曲線與計算值曲線的貼合程度明顯加強(qiáng)，由此說明，密封的跑合優(yōu)化了試驗值與計算之間的誤差。

由以往對密封泄漏量的計算經(jīng)驗可以得出，這種誤差已經(jīng)屬于可接受誤差范圍內(nèi)。

3.2 轉(zhuǎn)速對泄漏量的影響

在0.04 MPa和0.1 MPa壓差下，試驗測試密封隨轉(zhuǎn)速的變化情況，通過與計算值的對比分析，主要驗證速度系數(shù)的準(zhǔn)確性。試驗轉(zhuǎn)速范圍為6 000 r/min～20 000 r/min，可以得出密封泄漏量隨轉(zhuǎn)速增長呈內(nèi)凹型曲線增長。試驗值與計算值趨勢相同，這說明轉(zhuǎn)速對密封的影響越來越大。

根據(jù)試驗分析，轉(zhuǎn)速對密封泄漏量的影響主要來源于電機(jī)主軸的跳動。轉(zhuǎn)速的增加，主軸跳動給密封環(huán)帶來的慣性力會成加速增加，導(dǎo)致密封的追隨性降低，進(jìn)而使密封的泄漏量增大。

試驗值與計算值的貼合性逐漸變好，密封與跑道的跑合使密封泄漏量在一定程度上得到了優(yōu)化，由此也證明了速度系數(shù)的準(zhǔn)確性。

3.3 環(huán)形彈簧箍緊力對密封性能的影響

環(huán)形彈簧作為密封正常運(yùn)轉(zhuǎn)的核心部件，其大小影響密封的泄漏量和發(fā)熱量等密封參數(shù)。通過對密封環(huán)施加不同環(huán)形彈簧箍緊力，驗證了理論計算結(jié)果準(zhǔn)確性。

研究箍緊力對密封發(fā)熱量的影響，可以通過試驗時測量密封運(yùn)轉(zhuǎn)一定時間后跑道的溫度變化情況。環(huán)形彈簧箍緊力對密封的發(fā)熱量影響很大，為保證密封環(huán)不會因發(fā)熱量過大被燒壞，試驗時僅測量無通壓、轉(zhuǎn)速為8 000 r/min、運(yùn)轉(zhuǎn)5 min條件下跑道的溫度。跑道溫度采用測溫槍測量，測溫槍對準(zhǔn)跑道內(nèi)側(cè)表面，讀取跑道內(nèi)表面最高溫度。

通過彈簧測力計測得彈簧拉力值如表3所示。

表3 試驗環(huán)形箍緊彈簧力實測值

分析表3數(shù)據(jù)可知：當(dāng)彈簧力為1.7 N時，密封發(fā)熱量較少；當(dāng)彈簧力大于2.0 N，跑道最高溫度隨彈簧力成加速增長趨勢，彈簧力為3.7 N時，溫度升高了超過40 ℃。由此可以看出，箍緊力對密封的摩擦發(fā)熱量影響非常大。

大箍緊力、高轉(zhuǎn)速試驗后跑道和密封環(huán)如圖6所示。

圖6 運(yùn)轉(zhuǎn)試驗后跑道及密封環(huán)

從圖6(a)可以看出：跑道表面已經(jīng)產(chǎn)生變色，可見密封摩擦已經(jīng)產(chǎn)生非常高的溫度。密封環(huán)如圖6(b)所示，試驗后發(fā)現(xiàn)密封環(huán)磨損嚴(yán)重，并出現(xiàn)了環(huán)瓣和搭接頭斷裂的情況，可見過高的箍緊力會嚴(yán)重降低密封環(huán)的使用壽命。

4 結(jié)束語

本文針對航空發(fā)動機(jī)主軸承腔高轉(zhuǎn)速、變壓差下摩擦生熱問題，對環(huán)瓣式浮環(huán)密封的主要參數(shù)進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

(1)基于有限元軟件，建立密封跑道傳熱模型，通過跑道的溫度分布研究工況、結(jié)構(gòu)參數(shù)對密封發(fā)熱量的影響，發(fā)熱量的大小通過跑道的溫度分布更加直觀地表現(xiàn)出來；

(2)研究工況參數(shù)對密封發(fā)熱量的影響結(jié)果表明，壓差、轉(zhuǎn)速對密封摩擦發(fā)熱的影響非常大。當(dāng)設(shè)計壓差、轉(zhuǎn)速較大時，應(yīng)通過減小關(guān)閉壓力的方法來減少密封的發(fā)熱；環(huán)形彈簧箍緊力對密封泄漏量影響不大，對密封發(fā)熱量影響很大；

(3)研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對密封發(fā)熱量的影響結(jié)果表明，主密封面寬度不僅對泄漏量影響很大，對密封發(fā)熱量也影響很大，在密封設(shè)計時，可以通過密封發(fā)熱量曲線確定主密封面寬度的設(shè)計值范圍；

(4)基于Fluent建立的跑道散熱流固熱耦合模型，研究不同阻封氣溫度、冷卻油流量下跑道的溫度變化。研究結(jié)果表明，當(dāng)阻封氣溫度升高，氣體對跑道溫升變化將成為主要因素，最好再外部做適當(dāng)降溫；跑道與冷卻油換熱存在極限值，繼續(xù)增加供油量不會提高跑道的降溫效果。

本文研究結(jié)果可為環(huán)瓣式浮環(huán)密封的性能優(yōu)化提供改進(jìn)思路。