伺服系統超高速機械密封熱力變形分析與研究

郭軍剛，宋振坤，高春峰，郝小龍，張明根

(北京精密機電控制設備研究所，北京 100076)

0 引言

運載火箭推力矢量伺服系統中，超高速機械密封作為其關鍵部件，一旦出現嚴重故障，將導致伺服系統工作失效。隨著產品交付數量逐年遞增，超高速機械密封靜態慢滲超標嚴重制約交付進度。根據歷年來對機械密封質量問題統計分析，結合對石墨原材料性能差異初步研究結果，可以確定問題的主要原因是密封界面慢滲發生的深層次原因和機理不清楚;加之國外對超高速機械密封研制技術的封鎖，難以獲得可供借鑒的經驗與方法，因此需要從超高速機械密封的特殊工況入手，深入開展密封副石墨鑲嵌環蠕變與熱力變形、端面潤滑機理、靜態慢滲機理及其影響因素等方面的研究，為超高速機械密封設計制造提供依據和支撐，進而提升我國在小型超高速機械密封研發方面的整體技術水平，進一步提高液壓伺服系統性能。

1 超高速機械密封工作模式

1.1 機械密封原理與組成

超高速機械密封由動環、靜環組件、密封殼體等組成，如圖1 所示，它是一種依靠彈性元件對動、靜環端面密封副的預緊和介質壓力與彈性元件壓力的壓緊而達到密封的軸向端面密封裝置，這種設置需要保證:不論是在靜止還是轉動條件下，油液泄漏量都能控制在要求的范圍內。工作過程中，動環、靜環端面組成一對摩擦副，其中靜環組件依靠液體壓力和彈簧彈力使其端面始終貼合在動環上，并在端面上產生適當比壓并保持一層液壓膜，從而達到動態運轉工況下有效密封的目的。產品非工作狀態下，彈性元件產生壓力，可使液壓泵在不運轉狀態下保持端面貼合，保證密封介質不外漏［1］。機械密封由于工作轉速極高，被密封介質壓力和溫度較高，目前在研產品均采用端面機械密封形式，機械密封應在滿足壽命要求的推薦PV 值下可靠工作。

圖1 機械密封副結構示意圖

1.2 機械密封運行工作條件

該型機械密封屬于內流內裝平衡型密封，機械密封運行工作條件如下:

1)工作過程中，機械密封動環側為12#航空潤滑油，壓力為0.6～1.0 MPa，腔體溫度為150 ℃，密封環摩擦生熱由航空潤滑油進行冷卻，沖洗量為1～1.5 L/min;

2)機械密封靜態貯存時密封腔液壓油為常溫，貯存壓力0.15～0.2 MPa;

3)該型機械密封最高轉速為90 000 r/min，瞬時啟動時0.5～0.6 s 內到達80 000 r/min。

2 石墨鑲嵌環接觸應力和端面變形數值模擬

2.1 機械密封靜環組件鑲裝結構

機械密封靜環組件是由碳石墨環和靜環座通過熱裝過盈配合組合成一體的。熱裝之后，由于碳石墨環受到靜環座擠壓，密封端面不可避免會產生變形，因此，靜環組件在熱裝之后需要進行表面研磨，從而保證端面的平面度和垂直度符合規定的要求。

2.2 靜環組件有限元計算模型

圖2 所示為熱裝狀態下靜環組件有限元模型，考慮密封組件軸對稱特點，采用靜環組件軸對稱模型，靜環與靜環座之間為過盈配合，所以其側邊和底邊設置為接觸邊界條件，在環座底邊內徑處設置位移軸向約束，計算過程中密封碳石墨環與靜環座之間的摩擦力作用可忽略不計。為計算過程中問題的收斂情況，在密封端面上施加足夠小的均布壓力1 Pa，由于力足夠小，因此不會對裝配后的端面變形產生影響，底邊約束距離密封端面距離較遠，其對端面變形也不會產生顯著影響。

圖2 靜環組件有限元模型示意圖

2.3 機械密封靜環裝配端面變形計算與分析

本例中取密封環過盈配合為H7/y6，單邊過盈量在0.021～0.038 mm 范圍，考慮加工誤差的影響，分析中取最大值0.038 mm 和最小值0.021 mm分別進行計算。

圖3 為常規石墨鑲嵌環端面變形分布。可以發現，石墨鑲嵌環端面變形由內徑向外徑側逐漸降低。

圖3 靜環密封端面變形情況

圖4 所示為在2 種過盈量下密封環端面的變形情況。端面變形是以石墨環寬度為自變量，因變量是石墨沿軸向的位移量，即所謂的軸向變形，工程實踐中一般把這種軸向變形稱為端面變形，實際上反映的是石墨環端面的軸向變化量。由于密封碳環受到靜環座的徑向擠壓作用，密封端面沿泄漏方向產生收斂型變形，同樣，過盈量越大，密封端面變形越大，其收斂型錐角也就越大，在2種過盈量下，以密封端面外徑處為基礎參考點，端面產生的相對變形量分別為1.08、3.39 μm。

圖4 密封環過盈下端面變形情況

石墨靜環收斂錐角是在熱裝過程中裝配應力釋放產生的，在正式裝機前，要通過精研消除該錐角，研磨前裝配應力已經釋放完畢，研磨掉此錐角并不會對石墨靜環應力分布產生影響。在后續對靜止狀態和運行狀態下密封性能的分析中，默認減去此錐角。

3 超高速機械密封流固熱力耦合模型

超高速機械密封速度高達80 000 r/min，機械密封副端面生熱嚴重，工作過程中油溫高達200℃，這2 種因素疊加會使機械密封靜環組件產生一定的熱應力，靜止時熱應力釋放會進一步引起石墨環端面變形。為研究熱應力對摩擦副端面變形的影響規律，在對超高速機械密封進行研究時，應當建立流固熱力耦合模型，才能得到較為準確的密封性能結果。流固熱力耦合模型的基本思路是:密封端面介質壓力分布和溫度分布共同引起端面變形，進而改變端面間隙;端面間隙變化通過影響溫度分布而改變介質的黏度，造成密封間隙壓力分布的變化;計算過程中，控制端面開啟力和閉合力相等，循環迭代2 個過程使其達到平衡。

3.1 機械密封端面熱力變形

3.1.1 溫度邊界條件

分析動靜環密封副周圍流體的流動。密封腔與軸承腔聯通，并不是一個死腔，其中流體將會進入外部通道進行冷卻循環，也會隨著動環旋轉而被攪動剪切流動，并且密封端面存在少量的泄漏流量。機械密封中傳遞到動環的熱量主要通過動環圓柱面換熱，而通過其他換熱面傳遞熱量很少，可以忽略;靜環的換熱主要通過上表面進行，可以將其他面按絕熱表面處理。

溫度邊界分為以下2 個部分:

1)絕熱邊界條件。這部分邊界與實際密封幾何模型對應，不考慮換熱的表面都按照絕熱處理。

2)對流換熱條件。對流換熱邊界需要設置相應對流換熱系數，該系數與局部位置的努塞爾數和速度相關，與局部對流的介質的物性參數也有關系。由于本項目的轉速較高，雷諾數較大，選擇Tachibana 公式進行計算換熱系數。

綜上所述，溫度邊界條件如圖5 所示。

圖5 密封系統溫度邊界條件示意圖

3.1.2 壓力邊界條件

動環通過軸肩定位，背面使用軸套壓緊，密封端面受到接觸壓力和介質壓力，其余部分暴露在空氣中或密封介質中;靜環與靜環座裝配成一個整體進行微動，在模型研究中簡化為一體，稱之為靜環組件。靜環組件為浮動狀態，密封端面同樣受到接觸壓力和介質壓力，O 型圈阻液位置受到O型圈壓力，其余部分暴露在空氣中或密封介質中。

所以，壓力邊界分為以下幾個部分:

1)暴露在外界空氣的為低壓邊界，低壓值為0 MPa。

2)暴露在密封腔內部介質的為高壓邊界，高壓值為2 MPa。

3)密封端面壓力邊界，壓力值為介質壓力和接觸壓力的總和，需要通過其他部分計算獲得。

4)彈簧加載邊界，壓力值為彈簧比壓乘以端面面積。

5)O 型圈加載邊界。壓力值需要根據O 型圈幾何、材質和壓縮量等因素進行計算獲得。

3.2 密封端面變形結果分析

根據密封壓力和溫度邊界條件，建立密封副有限元計算模型，密封系統變形和溫度分布如圖6所示。

圖6 密封系統變形和溫度分布

圖6 中密封端面處的溫升最高，由于對流邊界的存在，密封系統外徑處的溫升會低一些。在整體變形上，靜環系統外徑處向下偏轉，動環也有類似偏轉，另外由于動環有預緊力存在，變形有明顯受熱膨脹的成分。

密封端面的溫度分布如圖7 所示。密封端面的溫度中間高，兩邊低，最高溫度更靠近內徑處，而且內徑處的溫度明顯大于外徑處的溫度。

圖7 密封端面溫度分布情況

圖6、7 所示的密封環組件溫度場分布同時也表明，密封環主體溫度接近航空潤滑油溫度，僅在靜環組件底部靠近外界空氣主流區域溫度較低，整體最高溫度為610 K，而最低溫度為520 K。最高溫度(300 ℃左右)處于密封端面，這將嚴重影響機械密封的使用壽命。由于密封靜環材料具有較高的導熱系數，因此相對于密封動環而言，其總體溫度遠高于動環。

動靜環端面變形情況如圖8 所示。動環端面的變形是偏轉變形和膨脹變形的合成，偏轉變形呈錐形，而熱膨脹與溫度分布高度相關，所以最終的變形呈現在中部靠近內徑處有明顯的凸形特征。靜環端面的變形主要為偏轉變形，所以呈錐形。

圖8 密封環端面變形情況

從圖8 中可知，沿泄露方向，密封環端面產生發散變形，且在高溫熱梯度影響作用下，端面變形量較大，最大達到了7.8 μm。雖然在穩定狀態下發散型液膜具有泄漏量小的優點，但其軸向剛度為負值，不利于密封的穩定性，尤其是在82 000 r/min 超高轉速下，動環端面軸向振動會比較大，加劇了密封系統的非穩定性，從而導致端面打開，產生較大的泄漏率。

4 石墨鑲嵌環接觸應力和端面變形數值模擬

4.1 XRD 測殘余應力測試方法

密封環有2 大類，一類金屬部分為鈦合金材質，另一類金屬部分材質為1Cr18Ni9Ti。密封環金屬材質上布置2 個檢測點，每個點檢測3 個方向的應力，應力檢測方向規定:環向為檢測0°應力方向，軸向為檢測90°應力方向，如圖9 所示。

圖9 殘余應力測試布點示意圖

4.2 靜環座殘余應力量化分析

為進一步研究機械密封副鑲嵌密封環長期帶壓下的蠕變與端面變形，建立帶壓貯存環境下機械密封副界面慢滲預測模型，檢測分析了機械密封靜環座2 個點的殘余應力分布，以進一步探究機械密封表界面鑲嵌環蠕變與密封環整體形變，以及彈性元件作用模式與作用力大小對慢滲的作用機理與規律，揭示長期帯壓貯存狀態下密封介質的慢滲機理。

在靜環座上布置2 個檢測點，其中2#測點位于靜環組件限位螺釘開孔附近，可以有效檢測開孔對殘余應力釋放的影響，1#測點與其正交。每個點檢測3 個方向的應力，應力檢測方向規定:環向為檢測0°應力方向，軸向為檢測90°應力方向，利用X 射線衍射法進行殘余應力檢測，檢測結果如表1，圖10 所示。

圖10 密封環殘余應力檢測結果曲線

表1 靜環座殘余應力檢測結果 MPa

檢測結果分析:

1)各工件應力方向性明顯，環向到徑向，為向壓應力增大趨勢轉變。

2)方向應力對比，1#檢測點應力水平普遍高于2#檢測點，批次4 中工件不符合這一規律。

3)批次件中，最大主應力水平1 和2 較為接近，2 和3 較為接近，且1 和2 的應力水平較高。反之，最小主應力水平2 和3 較高。

4)批次件中，均有個別件應力水平離群，批次1 中2A-13142 件拉應力水平更高，比最大主應力水平高38.3%(以另兩件最大主應力均值統計)，批次3 中，3B-02054 拉應力水平較低，最大主應力水平低35.5%。批次4 中，1A-2A-09127 拉應力水平較低，比最大主應力水平低82.7%。

檢測結論:

1)滲漏超標件，在同批次中，拉應力水平明顯高于其他件。應力過高與滲漏具有相關性，需確認是服役前工件應力過高還是服役過程中工件在交變載荷作用下應力升高。

2)不同批次密封環的應力具有明顯的差異性，引入應力角度評價該工件工藝質量相關性是可行的。

5 結論

1)機械密封靜環組件在熱裝配后，密封端面產生沿泄漏方向收斂的變形，此相對變形量亦即端面相對研磨量。合適的過盈量可保證密封環的緊密接觸，而不致在高溫下密封石墨環脫落導致密封失效。

2)欲精確計算密封環端面變形，需綜合考慮機械密封環與密封流體的對流換熱作用，準確計算機械密封環的溫度場分布。由于密封端面間超高速劇烈摩擦，導致密封環表面產生變形，容易導致密封環失穩。

3)同批次密封環應力具有明顯差異，引入應力角度評價該工件質量相關性是可行的。未來應用殘余應力量化評價技術，可提前篩選出不合格品，降低生產成本。