孫 震,祝天一,陳少俊,李永健,楊 璠
(1.中國航發(fā)常州蘭翔機械有限責(zé)任公司,江蘇 常州 213022;2.清華大學(xué) 摩擦學(xué)國家重點實驗室,北京 100084)
端面密封又稱為石墨密封,屬于機械密封,它利用石墨環(huán)與轉(zhuǎn)子相接觸來達到封嚴(yán)目的,是現(xiàn)代航空發(fā)動機較為理想的密封裝置。端面密封主要應(yīng)用在航空發(fā)動機軸承及輔助裝置位置[1],具有密封效果好、壽命長、泄漏量小等特點,尤其是在高溫、高壓、高轉(zhuǎn)速條件下仍能保證可靠的密封性能[2]。端面密封失效的一種外在表現(xiàn)是持續(xù)發(fā)生過大的泄漏,主要原因是設(shè)計、制造、裝配和使用環(huán)境等產(chǎn)生的問題[3]。
針對端面密封的摩擦磨損性能以及泄漏特性,已有多位學(xué)者進行了研究。如胡廣陽等[4-5]介紹了石墨圓周密封技術(shù)研究的新進展,分析了密封材料、工藝、結(jié)構(gòu)對密封技術(shù)的影響,還模擬分析了某石墨圓周密封的接觸特性,探討了不同工況參數(shù)對密封環(huán)最高溫度、最大變形等的作用規(guī)律。李小彭等[6]分析了接觸式機械密封端面形貌的表征方法,建立了磨損模型。張杰等[7]采用有限元分析方法對鑲裝式石墨密封環(huán)的壓力變形進行了研究,得到鑲裝式結(jié)構(gòu)能提高機械密封可靠性、減小密封端面壓力變形的結(jié)論。張棟等[8]分析了石墨圓周密封環(huán)斷裂失效原因,指出在沖擊和磨損作用下,脆性材料石墨易發(fā)生斷裂。林基恕等[9]對發(fā)動機中接觸式圓周密封技術(shù)進行了研究,提出了提升圓周密封工作能力和耐久性的發(fā)展方向。趙帥等[10]研究了材料及表面織構(gòu)對機械密封磨損的影響?;萦裣榈萚11]引入Archard 磨損模型,結(jié)合半解析方法得到了密封泄漏量、端面溫度等性能參數(shù),并通過臺架試驗驗證了半解析模型的可行性。房桂芳[12]、魏龍[13]基于Archard 黏著磨損理論,建立了機械密封端面磨損分形模型,用以預(yù)測石墨密封端面磨損情況。肖云鵬等[14]研究了密封端面材料配對對干摩擦機械密封性能的影響,并選擇三種典型的材料配對進行了干摩擦和磨損試驗。蘇呈龍等[15]結(jié)合某石墨環(huán)密封部位滑油泄漏故障,通過對密封件進行測量和檢查,分析了石墨密封失效原因,并給出相應(yīng)的改進建議。結(jié)合以上學(xué)者對端面密封的研究可知,多數(shù)偏向理論研究,工程實際研究較少。
本文針對某型航空發(fā)動機一端面密封裝置出現(xiàn)泄漏的情況,基于工況參數(shù)和幾何參數(shù)對端面密封結(jié)構(gòu)進行仿真分析,并采用掃描電鏡方法觀察密封樣件表面形貌以及磨損情況;結(jié)合零件的使用,從潛在的泄漏通道、密封壓力、波形彈簧壓緊力以及偏載、傾斜等方面進行泄漏分析,找出了滑油泄漏原因。最后對該端面密封裝置進行結(jié)構(gòu)改進設(shè)計,并完成了仿真分析和試驗驗證。
該端面密封裝置包括石墨封嚴(yán)盒與金屬動環(huán),其中石墨封嚴(yán)盒由封嚴(yán)盒外環(huán)、封嚴(yán)盒內(nèi)環(huán)、石墨環(huán)、波形彈簧及O 型密封圈組成,如圖1 所示。發(fā)動機工作時,石墨封嚴(yán)盒上的石墨環(huán)與隨轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的金屬動環(huán)接觸起主要封嚴(yán)作用;石墨封嚴(yán)盒內(nèi)的O 型密封圈起輔助封嚴(yán)作用;波形彈簧提供彈力,使石墨環(huán)能在軸向自由移動且能夠與金屬動環(huán)緊密接觸,防止滑油腔內(nèi)的滑油進入氣流通道。
圖1 端面密封裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of end face seal device
提取端面密封的主體結(jié)構(gòu)(金屬動環(huán)和石墨環(huán))建立模型,模型截面形貌如圖2 所示。上面部分為石墨環(huán),下面部分為金屬動環(huán),右側(cè)為高壓區(qū)域(滑油),石墨環(huán)與金屬動環(huán)相接觸,形成密封。仿真計算時,對此模型進行簡化,將圖中原有坐標(biāo)(8.75,-9.00)到(12.30,-4.50)之間的直線和圓弧改為1 條直線,并省略倒角,其他幾何尺寸不變。
圖2 模型截面形貌Fig.2 Cross-sectional morphology
計算時僅考慮石墨環(huán)與金屬動環(huán)接觸的端面為泄漏通道,借助ANSYS Fluent 軟件對模型劃分網(wǎng)格并施加邊界條件進行泄漏量分析。根據(jù)實際工況,密封主要參數(shù)如表1 所示。石墨環(huán)為靜止?fàn)顟B(tài),其外側(cè)壁面為壓力入口(高壓側(cè)),內(nèi)側(cè)壁面為壓力出口(低壓側(cè)),給定金屬動環(huán)旋轉(zhuǎn)速度,計算得到端面密封泄漏量為0.361 6 mL/h
表1 密封主要參數(shù)Table 1 Main parameters of sealing
對端面密封裝置進行試驗分析。根據(jù)機械密封的工作特點和工作環(huán)境,分別考察端面密封的靜態(tài)與動態(tài)密封性能,以評估試驗件的功能優(yōu)劣。端面密封試驗臺如圖3 所示,試驗臺使用了高速變頻電機以及配套轉(zhuǎn)速控制軟件,能夠?qū)崿F(xiàn)驅(qū)動系統(tǒng)、供氣系統(tǒng)及相關(guān)設(shè)備的控制。在靜態(tài)試驗中,緩慢加溫滑油直至393 K,保持5 min,試驗過程中未出現(xiàn)滑油泄漏。在動態(tài)試驗中,升溫與加速過程中未出現(xiàn)明顯滑油泄漏,保持腔體壓力0.04 MPa、滑油溫度393 K、轉(zhuǎn)速20 000 r/min 運轉(zhuǎn)20 h,試驗結(jié)束后可觀察到試驗器中存在星星點點的油跡。
圖3 端面密封試驗臺Fig.3 End face seal test stand
使用電鏡在17 倍放大倍數(shù)下拍攝金屬動環(huán)樣件的表面形貌,如圖4 所示。4 個拍攝位置相差約90°,圖中箭頭所指為石墨環(huán)密封接觸區(qū)域的兩側(cè)邊緣,即金屬動環(huán)與石墨接觸區(qū)域。17 倍放大倍率下,中間位置以及靠近外徑位置磨損不同,磨痕深淺有明顯的區(qū)別。表面不規(guī)則黑色區(qū)域主要成分為石墨,推測是在摩擦磨損過程中石墨發(fā)生轉(zhuǎn)移所致。
圖4 17 倍放大倍數(shù)下金屬動環(huán)磨損情況Fig.4 Wear of moving ring at low magnification
對圖4 中箭頭所指區(qū)域的中心位置,使用電鏡在500 倍放大倍數(shù)下拍攝磨損情況(圖5),對磨痕以及表面形貌進一步放大檢測??梢钥闯?,整體磨痕方向與表面形貌有很大差異,亮度深淺說明金屬動環(huán)與石墨環(huán)之間接觸并不均勻,兩端面貼合較差,金屬動環(huán)與石墨環(huán)之間的工作壓力不夠均勻。
圖5 500 倍放大倍數(shù)下金屬動環(huán)磨損情況Fig.5 Wear of moving ring at high magnification
使用電鏡在18 倍放大倍數(shù)下拍攝與3.1 節(jié)中金屬動環(huán)相配的石墨環(huán)樣件的表面形貌,如圖6 所示。4 個拍攝位置相差約90°,圖中箭頭所指為石墨密封接觸區(qū)域,即金屬動環(huán)與石墨環(huán)接觸范圍。這一放大倍率下,石墨表面亮暗程度有輕微不同,邊緣出現(xiàn)崩邊現(xiàn)象,但并不嚴(yán)重。
圖6 18 倍放大倍數(shù)下石墨環(huán)磨損情況Fig.6 Static ring wear at low magnification
對圖6 中箭頭所指區(qū)域,使用電鏡在100 倍放大倍數(shù)下拍攝磨損情況(圖7),對磨痕以及表面形貌進一步放大檢測??梢钥闯?,磨損痕跡較為一致,都是周向圓弧狀磨痕。黑白色分界是由于磨損不均所導(dǎo)致,反映了石墨密封件工作時載荷并不均勻??傮w而言,端面密封在工作時運轉(zhuǎn)較為平穩(wěn),沒有出現(xiàn)較大磨損。
圖7 100 倍放大倍數(shù)下石墨環(huán)磨損情況Fig.7 Static ring wear at high magnification
在航空發(fā)動機裝配過程中,當(dāng)某個零件未裝配到位,零件之間配合關(guān)系與設(shè)計要求發(fā)生偏差,或者零件局部尺寸超差,可能會產(chǎn)生泄漏通道,最終造成滑油泄漏。
此外,在本密封方案中,金屬動環(huán)與軸之間為間隙配合(間隙0.01~0.04 mm),存在潛在的泄漏通道,可能導(dǎo)致滑油從間隙流過,最終產(chǎn)生泄漏。
對不同密封壓力時的泄漏量進行計算,結(jié)果如圖8 所示。從圖中可以看出,隨著密封壓力的升高,泄漏量也隨之上升。當(dāng)密封壓力增加至0.20 MPa時,泄漏量會超過文獻[16]中的推薦值3.0 mL/h。密封壓力對泄漏性能有較顯著的影響,壓力變化可能是實際應(yīng)用過程中導(dǎo)致泄漏量變化的重要原因。
圖8 密封壓力對泄漏量的影響Fig.8 Effect of sealing pressure on leakage
對不同彈簧壓緊力時的泄漏量進行計算,結(jié)果如圖9 所示??梢钥闯?,波形彈簧壓緊力對泄漏量也有影響。
圖9 波形彈簧壓緊力對泄漏量的影響Fig.9 Effect of wave spring pressure on leakage
結(jié)合該型發(fā)動機的使用要求,此處端面密封泄漏量需低于0.3 mL/h。若想通過改變彈簧壓緊力降低泄漏量,需將波形彈簧壓緊力調(diào)整為45.5 N,但調(diào)整至該壓緊力值后,更容易出現(xiàn)偏載等現(xiàn)象,且會加快整個石墨環(huán)的磨損,減少密封壽命。
根據(jù)前文磨損檢查情況可知,金屬動環(huán)與石墨環(huán)在接觸時并不均勻,可能是石墨環(huán)發(fā)生了偏載、傾斜。這種情況的出現(xiàn)一方面導(dǎo)致局部的膜厚增加、泄漏量增大;另一方面使得局部的磨損增加,可能通過磨損產(chǎn)生新的泄漏通道。石墨環(huán)的偏載、傾斜,可能是由于裝配石墨密封盒時操作不當(dāng)或波形彈簧提供壓緊力不均勻引發(fā)。
綜合上述分析,對端面密封裝置結(jié)構(gòu)進行改進,主要改進如下:①在金屬動環(huán)與軸之間增加1 個O型密封圈,以減少潛在的泄漏通道;②在金屬動環(huán)端面上開設(shè)淺螺旋槽,工作時該槽有一定的逆流泵送效應(yīng);③增加石墨環(huán)寬度,并與開設(shè)的螺旋槽配合使用;④在裝置裝配前對波形彈簧的彈性以及壓力進行測試比對,挑選壓力較為均勻的波形彈簧使用,以避免因偏載引發(fā)的泄漏。改進后的端面密封裝置如圖10 所示。
圖10 改進后的端面密封裝置Fig.10 Improved end face seal
由于加入的O 型密封圈在次要泄漏通道,且改進前的仿真計算也未考慮此泄漏通道,所以改進后的方案只對端面密封的主要泄漏通道(石墨環(huán)與金屬動環(huán)配合面)進行分析。
金屬動環(huán)上螺旋槽以及石墨環(huán)的尺寸選取需經(jīng)多次計算分析驗證。采用與2.2 節(jié)中相同的仿真軟件進行相同工況的泄漏量計算,最終確定螺旋槽的個數(shù)、半徑和深度以及石墨環(huán)的內(nèi)徑。計算得到泄漏量為0.075 7 mL/h,相比改進前計算的泄漏量有明顯減少。
液膜壓力分布如圖11 所示。可見,螺旋槽內(nèi)流體進口處產(chǎn)生了一個低壓區(qū)域(藍(lán)色部分),流體出口處產(chǎn)生了一個高壓區(qū)域(紅色部分),從而使得出口處以及泄漏出的部分滑油向進口處逆向流動,重新流回到液膜中,進而降低了滑油的泄漏量。
圖11 端面密封的液膜壓力分布Fig.11 Liquid film pressure distribution of end face seal
按照5.2 節(jié)中確定的尺寸進行零組件加工,并采用與2.3 節(jié)相同的試驗臺,對改進后的端面密封裝置進行相同工況的靜態(tài)與動態(tài)試驗驗證。靜態(tài)試驗過程中未出現(xiàn)滑油泄漏,與改進前的試驗結(jié)果相同;動態(tài)試驗結(jié)束后無明顯可見油跡,與改進前的試驗結(jié)果相比有明顯改善。
針對航空發(fā)動機一端面密封裝置出現(xiàn)的滑油泄漏情況進行了仿真分析,找出了滑油泄漏原因,并對此端面密封裝置結(jié)構(gòu)進行了改進和試驗驗證。主要得出如下結(jié)論:
(1) 仿真分析得到端面密封裝置滑油泄漏量為0.361 6 mL/h;
(2) 密封樣件表面存在明顯的磨痕,且磨痕不均勻,表明在工作過程中金屬動環(huán)與石墨環(huán)之間存在相對傾斜的情況;
(3) 端面密封裝置在金屬動環(huán)與軸之間存在潛在的泄漏通道,此外由于裝配操作不當(dāng)或波形彈簧壓緊力不均勻引發(fā)裝置偏載、傾斜,使密封環(huán)在接觸時不均勻而產(chǎn)生滑油泄漏;
(4) 密封壓力與波形彈簧壓緊力對密封有影響,當(dāng)密封壓力增加至0.2 MPa 時泄漏量會超過推薦值3.0 mL/h,當(dāng)波形彈簧壓緊力調(diào)整為45.5 N 時泄漏量低于0.3 mL/h;
(5) 對端面密封裝置結(jié)構(gòu)進行改進,通過增加O 型密封圈與螺旋槽等方式,一方面減少了潛在的泄漏通道,另一方面產(chǎn)生逆流泵送效果,而仿真分析與試驗驗證也證明改進方案效果良好。