伺服系统超高速机械密封热力变形分析与研究

2022-05-18郭军刚宋振坤高春峰郝小龙张明根

重庆理工大学学报(自然科学) 2022年4期

郭军刚，宋振坤，高春峰，郝小龙，张明根

(北京精密机电控制设备研究所，北京 100076)

0 引言

运载火箭推力矢量伺服系统中，超高速机械密封作为其关键部件，一旦出现严重故障，将导致伺服系统工作失效。随着产品交付数量逐年递增，超高速机械密封静态慢渗超标严重制约交付进度。根据历年来对机械密封质量问题统计分析，结合对石墨原材料性能差异初步研究结果，可以确定问题的主要原因是密封界面慢渗发生的深层次原因和机理不清楚;加之国外对超高速机械密封研制技术的封锁，难以获得可供借鉴的经验与方法，因此需要从超高速机械密封的特殊工况入手，深入开展密封副石墨镶嵌环蠕变与热力变形、端面润滑机理、静态慢渗机理及其影响因素等方面的研究，为超高速机械密封设计制造提供依据和支撑，进而提升我国在小型超高速机械密封研发方面的整体技术水平，进一步提高液压伺服系统性能。

1 超高速机械密封工作模式

1.1 机械密封原理与组成

超高速机械密封由动环、静环组件、密封壳体等组成，如图1 所示，它是一种依靠弹性元件对动、静环端面密封副的预紧和介质压力与弹性元件压力的压紧而达到密封的轴向端面密封装置，这种设置需要保证:不论是在静止还是转动条件下，油液泄漏量都能控制在要求的范围内。工作过程中，动环、静环端面组成一对摩擦副，其中静环组件依靠液体压力和弹簧弹力使其端面始终贴合在动环上，并在端面上产生适当比压并保持一层液压膜，从而达到动态运转工况下有效密封的目的。产品非工作状态下，弹性元件产生压力，可使液压泵在不运转状态下保持端面贴合，保证密封介质不外漏［1］。机械密封由于工作转速极高，被密封介质压力和温度较高，目前在研产品均采用端面机械密封形式，机械密封应在满足寿命要求的推荐PV 值下可靠工作。

图1 机械密封副结构示意图

1.2 机械密封运行工作条件

该型机械密封属于内流内装平衡型密封，机械密封运行工作条件如下:

1)工作过程中，机械密封动环侧为12#航空润滑油，压力为0.6～1.0 MPa，腔体温度为150 ℃，密封环摩擦生热由航空润滑油进行冷却，冲洗量为1～1.5 L/min;

2)机械密封静态贮存时密封腔液压油为常温，贮存压力0.15～0.2 MPa;

3)该型机械密封最高转速为90 000 r/min，瞬时启动时0.5～0.6 s 内到达80 000 r/min。

2 石墨镶嵌环接触应力和端面变形数值模拟

2.1 机械密封静环组件镶装结构

机械密封静环组件是由碳石墨环和静环座通过热装过盈配合组合成一体的。热装之后，由于碳石墨环受到静环座挤压，密封端面不可避免会产生变形，因此，静环组件在热装之后需要进行表面研磨，从而保证端面的平面度和垂直度符合规定的要求。

2.2 静环组件有限元计算模型

图2 所示为热装状态下静环组件有限元模型，考虑密封组件轴对称特点，采用静环组件轴对称模型，静环与静环座之间为过盈配合，所以其侧边和底边设置为接触边界条件，在环座底边内径处设置位移轴向约束，计算过程中密封碳石墨环与静环座之间的摩擦力作用可忽略不计。为计算过程中问题的收敛情况，在密封端面上施加足够小的均布压力1 Pa，由于力足够小，因此不会对装配后的端面变形产生影响，底边约束距离密封端面距离较远，其对端面变形也不会产生显著影响。

图2 静环组件有限元模型示意图

2.3 机械密封静环装配端面变形计算与分析

本例中取密封环过盈配合为H7/y6，单边过盈量在0.021～0.038 mm 范围，考虑加工误差的影响，分析中取最大值0.038 mm 和最小值0.021 mm分别进行计算。

图3 为常规石墨镶嵌环端面变形分布。可以发现，石墨镶嵌环端面变形由内径向外径侧逐渐降低。

图3 静环密封端面变形情况

图4 所示为在2 种过盈量下密封环端面的变形情况。端面变形是以石墨环宽度为自变量，因变量是石墨沿轴向的位移量，即所谓的轴向变形，工程实践中一般把这种轴向变形称为端面变形，实际上反映的是石墨环端面的轴向变化量。由于密封碳环受到静环座的径向挤压作用，密封端面沿泄漏方向产生收敛型变形，同样，过盈量越大，密封端面变形越大，其收敛型锥角也就越大，在2种过盈量下，以密封端面外径处为基础参考点，端面产生的相对变形量分别为1.08、3.39 μm。

图4 密封环过盈下端面变形情况

石墨静环收敛锥角是在热装过程中装配应力释放产生的，在正式装机前，要通过精研消除该锥角，研磨前装配应力已经释放完毕，研磨掉此锥角并不会对石墨静环应力分布产生影响。在后续对静止状态和运行状态下密封性能的分析中，默认减去此锥角。

3 超高速机械密封流固热力耦合模型

超高速机械密封速度高达80 000 r/min，机械密封副端面生热严重，工作过程中油温高达200℃，这2 种因素叠加会使机械密封静环组件产生一定的热应力，静止时热应力释放会进一步引起石墨环端面变形。为研究热应力对摩擦副端面变形的影响规律，在对超高速机械密封进行研究时，应当建立流固热力耦合模型，才能得到较为准确的密封性能结果。流固热力耦合模型的基本思路是:密封端面介质压力分布和温度分布共同引起端面变形，进而改变端面间隙;端面间隙变化通过影响温度分布而改变介质的黏度，造成密封间隙压力分布的变化;计算过程中，控制端面开启力和闭合力相等，循环迭代2 个过程使其达到平衡。

3.1 机械密封端面热力变形

3.1.1 温度边界条件

分析动静环密封副周围流体的流动。密封腔与轴承腔联通，并不是一个死腔，其中流体将会进入外部通道进行冷却循环，也会随着动环旋转而被搅动剪切流动，并且密封端面存在少量的泄漏流量。机械密封中传递到动环的热量主要通过动环圆柱面换热，而通过其他换热面传递热量很少，可以忽略;静环的换热主要通过上表面进行，可以将其他面按绝热表面处理。

温度边界分为以下2 个部分:

1)绝热边界条件。这部分边界与实际密封几何模型对应，不考虑换热的表面都按照绝热处理。

2)对流换热条件。对流换热边界需要设置相应对流换热系数，该系数与局部位置的努塞尔数和速度相关，与局部对流的介质的物性参数也有关系。由于本项目的转速较高，雷诺数较大，选择Tachibana 公式进行计算换热系数。

综上所述，温度边界条件如图5 所示。

图5 密封系统温度边界条件示意图

3.1.2 压力边界条件

动环通过轴肩定位，背面使用轴套压紧，密封端面受到接触压力和介质压力，其余部分暴露在空气中或密封介质中;静环与静环座装配成一个整体进行微动，在模型研究中简化为一体，称之为静环组件。静环组件为浮动状态，密封端面同样受到接触压力和介质压力，O 型圈阻液位置受到O型圈压力，其余部分暴露在空气中或密封介质中。

所以，压力边界分为以下几个部分:

1)暴露在外界空气的为低压边界，低压值为0 MPa。

2)暴露在密封腔内部介质的为高压边界，高压值为2 MPa。

3)密封端面压力边界，压力值为介质压力和接触压力的总和，需要通过其他部分计算获得。

4)弹簧加载边界，压力值为弹簧比压乘以端面面积。

5)O 型圈加载边界。压力值需要根据O 型圈几何、材质和压缩量等因素进行计算获得。

3.2 密封端面变形结果分析

根据密封压力和温度边界条件，建立密封副有限元计算模型，密封系统变形和温度分布如图6所示。

图6 密封系统变形和温度分布

图6 中密封端面处的温升最高，由于对流边界的存在，密封系统外径处的温升会低一些。在整体变形上，静环系统外径处向下偏转，动环也有类似偏转，另外由于动环有预紧力存在，变形有明显受热膨胀的成分。

密封端面的温度分布如图7 所示。密封端面的温度中间高，两边低，最高温度更靠近内径处，而且内径处的温度明显大于外径处的温度。

图7 密封端面温度分布情况

图6、7 所示的密封环组件温度场分布同时也表明，密封环主体温度接近航空润滑油温度，仅在静环组件底部靠近外界空气主流区域温度较低，整体最高温度为610 K，而最低温度为520 K。最高温度(300 ℃左右)处于密封端面，这将严重影响机械密封的使用寿命。由于密封静环材料具有较高的导热系数，因此相对于密封动环而言，其总体温度远高于动环。

动静环端面变形情况如图8 所示。动环端面的变形是偏转变形和膨胀变形的合成，偏转变形呈锥形，而热膨胀与温度分布高度相关，所以最终的变形呈现在中部靠近内径处有明显的凸形特征。静环端面的变形主要为偏转变形，所以呈锥形。

图8 密封环端面变形情况

从图8 中可知，沿泄露方向，密封环端面产生发散变形，且在高温热梯度影响作用下，端面变形量较大，最大达到了7.8 μm。虽然在稳定状态下发散型液膜具有泄漏量小的优点，但其轴向刚度为负值，不利于密封的稳定性，尤其是在82 000 r/min 超高转速下，动环端面轴向振动会比较大，加剧了密封系统的非稳定性，从而导致端面打开，产生较大的泄漏率。

4 石墨镶嵌环接触应力和端面变形数值模拟

4.1 XRD 测残余应力测试方法

密封环有2 大类，一类金属部分为钛合金材质，另一类金属部分材质为1Cr18Ni9Ti。密封环金属材质上布置2 个检测点，每个点检测3 个方向的应力，应力检测方向规定:环向为检测0°应力方向，轴向为检测90°应力方向，如图9 所示。

图9 残余应力测试布点示意图

4.2 静环座残余应力量化分析

为进一步研究机械密封副镶嵌密封环长期带压下的蠕变与端面变形，建立带压贮存环境下机械密封副界面慢渗预测模型，检测分析了机械密封静环座2 个点的残余应力分布，以进一步探究机械密封表界面镶嵌环蠕变与密封环整体形变，以及弹性元件作用模式与作用力大小对慢渗的作用机理与规律，揭示长期帯压贮存状态下密封介质的慢渗机理。

在静环座上布置2 个检测点，其中2#测点位于静环组件限位螺钉开孔附近，可以有效检测开孔对残余应力释放的影响，1#测点与其正交。每个点检测3 个方向的应力，应力检测方向规定:环向为检测0°应力方向，轴向为检测90°应力方向，利用X 射线衍射法进行残余应力检测，检测结果如表1，图10 所示。

图10 密封环残余应力检测结果曲线

表1 静环座残余应力检测结果 MPa

检测结果分析:

1)各工件应力方向性明显，环向到径向，为向压应力增大趋势转变。

2)方向应力对比，1#检测点应力水平普遍高于2#检测点，批次4 中工件不符合这一规律。

3)批次件中，最大主应力水平1 和2 较为接近，2 和3 较为接近，且1 和2 的应力水平较高。反之，最小主应力水平2 和3 较高。

4)批次件中，均有个别件应力水平离群，批次1 中2A-13142 件拉应力水平更高，比最大主应力水平高38.3%(以另两件最大主应力均值统计)，批次3 中，3B-02054 拉应力水平较低，最大主应力水平低35.5%。批次4 中，1A-2A-09127 拉应力水平较低，比最大主应力水平低82.7%。

检测结论:

1)渗漏超标件，在同批次中，拉应力水平明显高于其他件。应力过高与渗漏具有相关性，需确认是服役前工件应力过高还是服役过程中工件在交变载荷作用下应力升高。

2)不同批次密封环的应力具有明显的差异性，引入应力角度评价该工件工艺质量相关性是可行的。