伺服系統(tǒng)超高速機(jī)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(jī)電控制設(shè)備研究所，北京 100076)

0 引言

運載火箭推力矢量伺服系統(tǒng)中，超高速機(jī)械密封作為其關(guān)鍵部件，一旦出現(xiàn)嚴(yán)重故障，將導(dǎo)致伺服系統(tǒng)工作失效。隨著產(chǎn)品交付數(shù)量逐年遞增，超高速機(jī)械密封靜態(tài)慢滲超標(biāo)嚴(yán)重制約交付進(jìn)度。根據(jù)歷年來對機(jī)械密封質(zhì)量問題統(tǒng)計分析，結(jié)合對石墨原材料性能差異初步研究結(jié)果，可以確定問題的主要原因是密封界面慢滲發(fā)生的深層次原因和機(jī)理不清楚;加之國外對超高速機(jī)械密封研制技術(shù)的封鎖，難以獲得可供借鑒的經(jīng)驗與方法，因此需要從超高速機(jī)械密封的特殊工況入手，深入開展密封副石墨鑲嵌環(huán)蠕變與熱力變形、端面潤滑機(jī)理、靜態(tài)慢滲機(jī)理及其影響因素等方面的研究，為超高速機(jī)械密封設(shè)計制造提供依據(jù)和支撐，進(jìn)而提升我國在小型超高速機(jī)械密封研發(fā)方面的整體技術(shù)水平，進(jìn)一步提高液壓伺服系統(tǒng)性能。

1 超高速機(jī)械密封工作模式

1.1 機(jī)械密封原理與組成

超高速機(jī)械密封由動環(huán)、靜環(huán)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(huán)端面密封副的預(yù)緊和介質(zhì)壓力與彈性元件壓力的壓緊而達(dá)到密封的軸向端面密封裝置，這種設(shè)置需要保證:不論是在靜止還是轉(zhuǎn)動條件下，油液泄漏量都能控制在要求的范圍內(nèi)。工作過程中，動環(huán)、靜環(huán)端面組成一對摩擦副，其中靜環(huán)組件依靠液體壓力和彈簧彈力使其端面始終貼合在動環(huán)上，并在端面上產(chǎn)生適當(dāng)比壓并保持一層液壓膜，從而達(dá)到動態(tài)運轉(zhuǎn)工況下有效密封的目的。產(chǎn)品非工作狀態(tài)下，彈性元件產(chǎn)生壓力，可使液壓泵在不運轉(zhuǎn)狀態(tài)下保持端面貼合，保證密封介質(zhì)不外漏［1］。機(jī)械密封由于工作轉(zhuǎn)速極高，被密封介質(zhì)壓力和溫度較高，目前在研產(chǎn)品均采用端面機(jī)械密封形式，機(jī)械密封應(yīng)在滿足壽命要求的推薦PV 值下可靠工作。

圖1 機(jī)械密封副結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 機(jī)械密封運行工作條件

該型機(jī)械密封屬于內(nèi)流內(nèi)裝平衡型密封，機(jī)械密封運行工作條件如下:

1)工作過程中，機(jī)械密封動環(huán)側(cè)為12#航空潤滑油，壓力為0.6～1.0 MPa，腔體溫度為150 ℃，密封環(huán)摩擦生熱由航空潤滑油進(jìn)行冷卻，沖洗量為1～1.5 L/min;

2)機(jī)械密封靜態(tài)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(jī)械密封最高轉(zhuǎn)速為90 000 r/min，瞬時啟動時0.5～0.6 s 內(nèi)到達(dá)80 000 r/min。

2 石墨鑲嵌環(huán)接觸應(yīng)力和端面變形數(shù)值模擬

2.1 機(jī)械密封靜環(huán)組件鑲裝結(jié)構(gòu)

機(jī)械密封靜環(huán)組件是由碳石墨環(huán)和靜環(huán)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(huán)受到靜環(huán)座擠壓，密封端面不可避免會產(chǎn)生變形，因此，靜環(huán)組件在熱裝之后需要進(jìn)行表面研磨，從而保證端面的平面度和垂直度符合規(guī)定的要求。

2.2 靜環(huán)組件有限元計算模型

圖2 所示為熱裝狀態(tài)下靜環(huán)組件有限元模型，考慮密封組件軸對稱特點，采用靜環(huán)組件軸對稱模型，靜環(huán)與靜環(huán)座之間為過盈配合，所以其側(cè)邊和底邊設(shè)置為接觸邊界條件，在環(huán)座底邊內(nèi)徑處設(shè)置位移軸向約束，計算過程中密封碳石墨環(huán)與靜環(huán)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(chǎn)生影響，底邊約束距離密封端面距離較遠(yuǎn)，其對端面變形也不會產(chǎn)生顯著影響。

圖2 靜環(huán)組件有限元模型示意圖

2.3 機(jī)械密封靜環(huán)裝配端面變形計算與分析

本例中取密封環(huán)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(jìn)行計算。

圖3 為常規(guī)石墨鑲嵌環(huán)端面變形分布?？梢园l(fā)現(xiàn)，石墨鑲嵌環(huán)端面變形由內(nèi)徑向外徑側(cè)逐漸降低。

圖3 靜環(huán)密封端面變形情況

圖4 所示為在2 種過盈量下密封環(huán)端面的變形情況。端面變形是以石墨環(huán)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(huán)端面的軸向變化量。由于密封碳環(huán)受到靜環(huán)座的徑向擠壓作用，密封端面沿泄漏方向產(chǎn)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(chǔ)參考點，端面產(chǎn)生的相對變形量分別為1.08、3.39 μm。

圖4 密封環(huán)過盈下端面變形情況

石墨靜環(huán)收斂錐角是在熱裝過程中裝配應(yīng)力釋放產(chǎn)生的，在正式裝機(jī)前，要通過精研消除該錐角，研磨前裝配應(yīng)力已經(jīng)釋放完畢，研磨掉此錐角并不會對石墨靜環(huán)應(yīng)力分布產(chǎn)生影響。在后續(xù)對靜止?fàn)顟B(tài)和運行狀態(tài)下密封性能的分析中，默認(rèn)減去此錐角。

3 超高速機(jī)械密封流固熱力耦合模型

超高速機(jī)械密封速度高達(dá)80 000 r/min，機(jī)械密封副端面生熱嚴(yán)重，工作過程中油溫高達(dá)200℃，這2 種因素疊加會使機(jī)械密封靜環(huán)組件產(chǎn)生一定的熱應(yīng)力，靜止時熱應(yīng)力釋放會進(jìn)一步引起石墨環(huán)端面變形。為研究熱應(yīng)力對摩擦副端面變形的影響規(guī)律，在對超高速機(jī)械密封進(jìn)行研究時，應(yīng)當(dāng)建立流固熱力耦合模型，才能得到較為準(zhǔn)確的密封性能結(jié)果。流固熱力耦合模型的基本思路是:密封端面介質(zhì)壓力分布和溫度分布共同引起端面變形，進(jìn)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(zhì)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(huán)迭代2 個過程使其達(dá)到平衡。

3.1 機(jī)械密封端面熱力變形

3.1.1 溫度邊界條件

分析動靜環(huán)密封副周圍流體的流動。密封腔與軸承腔聯(lián)通，并不是一個死腔，其中流體將會進(jìn)入外部通道進(jìn)行冷卻循環(huán)，也會隨著動環(huán)旋轉(zhuǎn)而被攪動剪切流動，并且密封端面存在少量的泄漏流量。機(jī)械密封中傳遞到動環(huán)的熱量主要通過動環(huán)圓柱面換熱，而通過其他換熱面?zhèn)鬟f熱量很少，可以忽略;靜環(huán)的換熱主要通過上表面進(jìn)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(yīng)，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(shè)置相應(yīng)對流換熱系數(shù)，該系數(shù)與局部位置的努塞爾數(shù)和速度相關(guān)，與局部對流的介質(zhì)的物性參數(shù)也有關(guān)系。由于本項目的轉(zhuǎn)速較高，雷諾數(shù)較大，選擇Tachibana 公式進(jìn)行計算換熱系數(shù)。

綜上所述，溫度邊界條件如圖5 所示。

圖5 密封系統(tǒng)溫度邊界條件示意圖

3.1.2 壓力邊界條件

動環(huán)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(zhì)壓力，其余部分暴露在空氣中或密封介質(zhì)中;靜環(huán)與靜環(huán)座裝配成一個整體進(jìn)行微動，在模型研究中簡化為一體，稱之為靜環(huán)組件。靜環(huán)組件為浮動狀態(tài)，密封端面同樣受到接觸壓力和介質(zhì)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(zhì)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(nèi)部介質(zhì)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(zhì)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(jù)O 型圈幾何、材質(zhì)和壓縮量等因素進(jìn)行計算獲得。

3.2 密封端面變形結(jié)果分析

根據(jù)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(tǒng)變形和溫度分布如圖6所示。

圖6 密封系統(tǒng)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(tǒng)外徑處的溫升會低一些。在整體變形上，靜環(huán)系統(tǒng)外徑處向下偏轉(zhuǎn)，動環(huán)也有類似偏轉(zhuǎn)，另外由于動環(huán)有預(yù)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(nèi)徑處，而且內(nèi)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(huán)組件溫度場分布同時也表明，密封環(huán)主體溫度接近航空潤滑油溫度，僅在靜環(huán)組件底部靠近外界空氣主流區(qū)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(yán)重影響機(jī)械密封的使用壽命。由于密封靜環(huán)材料具有較高的導(dǎo)熱系數(shù)，因此相對于密封動環(huán)而言，其總體溫度遠(yuǎn)高于動環(huán)。

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

圖8 密封環(huán)端面變形情況

從圖8 中可知，沿泄露方向，密封環(huán)端面產(chǎn)生發(fā)散變形，且在高溫?zé)崽荻扔绊懽饔孟?，端面變形量較大，最大達(dá)到了7.8 μm。雖然在穩(wěn)定狀態(tài)下發(fā)散型液膜具有泄漏量小的優(yōu)點，但其軸向剛度為負(fù)值，不利于密封的穩(wěn)定性，尤其是在82 000 r/min 超高轉(zhuǎn)速下，動環(huán)端面軸向振動會比較大，加劇了密封系統(tǒng)的非穩(wěn)定性，從而導(dǎo)致端面打開，產(chǎn)生較大的泄漏率。

4 石墨鑲嵌環(huán)接觸應(yīng)力和端面變形數(shù)值模擬

4.1 XRD 測殘余應(yīng)力測試方法

密封環(huán)有2 大類，一類金屬部分為鈦合金材質(zhì)，另一類金屬部分材質(zhì)為1Cr18Ni9Ti。密封環(huán)金屬材質(zhì)上布置2 個檢測點，每個點檢測3 個方向的應(yīng)力，應(yīng)力檢測方向規(guī)定:環(huán)向為檢測0°應(yīng)力方向，軸向為檢測90°應(yīng)力方向，如圖9 所示。

圖9 殘余應(yīng)力測試布點示意圖

4.2 靜環(huán)座殘余應(yīng)力量化分析

為進(jìn)一步研究機(jī)械密封副鑲嵌密封環(huán)長期帶壓下的蠕變與端面變形，建立帶壓貯存環(huán)境下機(jī)械密封副界面慢滲預(yù)測模型，檢測分析了機(jī)械密封靜環(huán)座2 個點的殘余應(yīng)力分布，以進(jìn)一步探究機(jī)械密封表界面鑲嵌環(huán)蠕變與密封環(huán)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(jī)理與規(guī)律，揭示長期帯壓貯存狀態(tài)下密封介質(zhì)的慢滲機(jī)理。

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

圖10 密封環(huán)殘余應(yīng)力檢測結(jié)果曲線

表1 靜環(huán)座殘余應(yīng)力檢測結(jié)果 MPa

檢測結(jié)果分析:

1)各工件應(yīng)力方向性明顯，環(huán)向到徑向，為向壓應(yīng)力增大趨勢轉(zhuǎn)變。

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

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

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

檢測結(jié)論:

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

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

5 結(jié)論

1)機(jī)械密封靜環(huán)組件在熱裝配后，密封端面產(chǎn)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(huán)的緊密接觸，而不致在高溫下密封石墨環(huán)脫落導(dǎo)致密封失效。

2)欲精確計算密封環(huán)端面變形，需綜合考慮機(jī)械密封環(huán)與密封流體的對流換熱作用，準(zhǔn)確計算機(jī)械密封環(huán)的溫度場分布。由于密封端面間超高速劇烈摩擦，導(dǎo)致密封環(huán)表面產(chǎn)生變形，容易導(dǎo)致密封環(huán)失穩(wěn)。

3)同批次密封環(huán)應(yīng)力具有明顯差異，引入應(yīng)力角度評價該工件質(zhì)量相關(guān)性是可行的。未來應(yīng)用殘余應(yīng)力量化評價技術(shù)，可提前篩選出不合格品，降低生產(chǎn)成本。