白東安，段增斌，張翠儒

（西安航天動力研究所，陜西西安710100）

0 引言

發(fā)動機渦輪泵端面密封研制中存在兩類漏氣量超標(biāo)的現(xiàn)象，一類是在用發(fā)動機氣密檢查發(fā)現(xiàn)渦輪泵端面密封的泄漏氣量超標(biāo)；另外一類是長期放置發(fā)動機檢查中也有部分端面密封漏氣量嚴(yán)重超標(biāo)的問題。這兩類泄漏從機理上是不一樣的，第一種泄漏因靜環(huán)組件沒有變形，在反復(fù)檢查或轉(zhuǎn)動轉(zhuǎn)子情況下具有可以恢復(fù)的能力；而放置發(fā)動機出現(xiàn)的漏氣量問題因靜環(huán)組件出現(xiàn)了塑性變形形狀為馬鞍型，高低點相差為微級，屬于不可恢復(fù)的。

對上述兩類端面密封漏氣量超標(biāo)問題從端面密封結(jié)構(gòu)方面以及密封性能穩(wěn)定性影響因素方面所進行的大量模擬驗證試驗工作進行了總結(jié)，在此基礎(chǔ)上進行了實際工作驗證，驗證了漏氣量超標(biāo)對發(fā)動機可靠性的影響。

1 端面密封結(jié)構(gòu)簡介

渦輪泵端面密封結(jié)構(gòu)如圖1所示，端面密封由動環(huán)部件和靜環(huán)組件組成。動環(huán)部件包括動環(huán)、密封圈和襯套（序號1、2、3）。靜環(huán)組件包括密封殼體（序號8）、彈簧（序號6）、靜環(huán)座（序號5）、石墨環(huán)（序號4） 和密封圈（序號7）。不工作時由動環(huán)和靜環(huán)組成的摩擦副在彈簧作用力下保持貼合狀態(tài)，工作時主要依靠介質(zhì)形成的壓力使摩擦副貼緊達到可靠密封。

圖1 渦輪泵端面密封結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 End－face sealing structure of the turbopump

2 在用發(fā)動機端面密封漏氣量變化試驗驗證與分析

2.1 發(fā)動機端面密封泄漏模式分析

根據(jù)在用發(fā)動機端面密封漏氣量變化現(xiàn)象分析，造成漏氣量變化的原因應(yīng)是發(fā)動機端面密封的摩擦副因在運輸、充放氣等環(huán)節(jié)中出現(xiàn)了微變，摩擦副曾出現(xiàn)了微米級的縫隙，使得密封漏氣量超標(biāo)。以下從端面密封結(jié)構(gòu)方面分析，引起摩擦副貼合微變的原因有結(jié)構(gòu)因素和誘發(fā)因素。

第一個方面為端面密封結(jié)構(gòu)因素，主要為：

(1)彈簧：彈簧為彈性元件，壓縮量隨外力變化而變化，能夠引起靜環(huán)組件的浮動。

(2)膠圈：靜環(huán)外套用以密封的膠圈（圖1序號7）為一個軟支點，使得靜環(huán)組件具有擺動的趨勢。

(3)靜環(huán)組件：為防止靜環(huán)組件在工作中隨動環(huán)旋轉(zhuǎn)，用兩個螺栓穿過靜環(huán)組件法蘭上的兩個定位孔，擰緊在密封殼體上，靜環(huán)組件在徑向存在自由度。

(4)動環(huán)部件：在氣密性檢查時的充氣和放氣過程中，動環(huán)與動環(huán)襯套之間會出現(xiàn)0.5mm的軸向位移，此位移使得動環(huán)在氣密性檢查充氣和放氣過程中處于變化狀態(tài)。

為深入了解端面密封氣密性檢查過程摩擦副狀態(tài)變化，進行了分析計算。

在渦輪泵裝配過程中進行氣密檢查時，分析計算表明，充壓縮空氣對動環(huán)的作用力約500N，需克服壓縮空氣對靜環(huán)組件的力、彈簧力以及膠圈的摩擦力的合力約300N，因受到軸上調(diào)整套的限位，動環(huán)向著靜環(huán)方向位移約0.5mm。由于氣體外力大于摩擦力，使得氧化劑端面密封動環(huán)和靜環(huán)摩擦副貼合良好，保證了氣密檢查漏氣量結(jié)果合格。

端面密封氣密檢查放氣后，彈簧推動動環(huán)向相反方向回移0.5mm。這時摩擦副貼合壓緊狀態(tài)與氣密性檢查時的壓緊狀態(tài)已經(jīng)發(fā)生了變化。

為了解動環(huán)被推動所需的外力，對裝配好的動環(huán)部件進行了位移與力的關(guān)系試驗，結(jié)果見圖2。

圖2 位移量與推力關(guān)系曲線Fig.2 Displacement vs thrust

試驗表明，動環(huán)位移0.5mm需加的外力接近80N。另外分析計算彈簧推動動環(huán)位移0.5mm后，彈簧力為80N。因而在動環(huán)回移0.5mm時，彈簧力和摩擦力處于臨界平衡狀態(tài)，在外界誘發(fā)因素的影響下容易出現(xiàn)摩擦副的微變，對密封穩(wěn)定性不利。

第二個方面為外界誘發(fā)因素，包括運輸過程的振動沖擊、氣密性檢查的充放氣和發(fā)動機停放過程等。將影響端面密封穩(wěn)定性各種因素列于圖3的故障樹中。

圖3 端面密封泄漏故障樹Fig.3 Fault tree for end-face leakage

2.2 試驗驗證

2.2.1 漏氣量超標(biāo)渦輪泵漏氣量變化復(fù)現(xiàn)試驗

按照上述端面密封彈簧力受力不均勻的影響因素分析，進行了模擬氧化劑端面密封摩擦副貼合狀態(tài)發(fā)生微變的試驗以及充氣、放氣、敲擊和停放時間的影響試驗等。模擬摩擦副貼合狀態(tài)微變的試驗結(jié)果，均表現(xiàn)為摩擦副貼合狀態(tài)微變后漏氣量增大，而充放氣、敲擊泵殼體、轉(zhuǎn)動渦輪轉(zhuǎn)子等使得漏氣量具有減少趨勢，其變化與漏氣量超標(biāo)的端面密封氣密性檢查漏氣量的變化過程相似，試驗結(jié)果見圖4，基本復(fù)現(xiàn)了漏氣量超標(biāo)的端面密封漏氣量變化過程。

圖4 漏氣量模擬試驗情況Fig.4 Simulation test for gas leaking rate

2.2.2 彈簧裝配偏置影響試驗

根據(jù)端面密封結(jié)構(gòu)，放置彈簧的密封殼體孔徑比彈簧外徑大近1mm，此間隙使得彈簧在運輸振動、充放氣等過程中可能發(fā)生位置變化或偏斜。彈簧位置的變化也會使彈簧力分布不均，引起摩擦副貼合狀態(tài)微變。

為考慮彈簧極限裝配位置的影響，將端面密封彈簧人為地一半放置在孔的外側(cè)，另外一半對稱放置在內(nèi)側(cè)，裝配完畢進行試驗，氣密檢查漏氣量走勢見圖5。圖中幾次漏氣量突然增大是停放一段時間引起的，漏氣量減少是反復(fù)充氣、放氣、敲擊和轉(zhuǎn)動轉(zhuǎn)子形成的。

圖5 彈簧偏置影響試驗結(jié)果Fig.5 Effects of spring displacement on the test result

2.2.3 模擬運輸試驗

模擬運輸試驗氣密檢查結(jié)果的變化見圖6。試驗結(jié)果表明，模擬運輸試驗后對氣密檢查結(jié)果有顯著的影響。

圖6 模擬運輸試驗氣密檢查結(jié)果Fig.6 Airtight check result for transportation test

2.3 考核情況

將分解漏氣量超標(biāo)發(fā)動機重新裝配后，進行了多次氧化劑泵端面密封充氣放氣檢查，結(jié)果見圖7。

圖7 端面密封氣檢變化情況Fig.7 Test results for end-face airtight check

該漏氣量超標(biāo)端面密封參加了實際工作考核，工作中性能穩(wěn)定，工作過程正常。通過觀察沒有出現(xiàn)漏氣、漏液現(xiàn)象。試驗完畢對渦輪泵端面密封進行分解檢查，端面密封石墨環(huán)和動環(huán)的密封表面光亮如初。試驗表明，端面密封漏氣量變化現(xiàn)象，工作中在介質(zhì)壓力作用下恢復(fù)到原有狀態(tài)，不影響發(fā)動機渦輪泵的密封可靠性。

3 放置發(fā)動機端面密封泄漏氣量試驗與影響研究

3.1 靜環(huán)組件最大變形計算

對放置發(fā)動機端面密封漏氣量超標(biāo)分析認(rèn)為，在端面密封靜環(huán)組件加工、裝配和存放過程中，靜環(huán)組件發(fā)生變形是由應(yīng)力松弛效應(yīng)引起的塑性變形。

通過基于彈性力學(xué)的分析，石墨環(huán)在此應(yīng)力的作用下將在軸向產(chǎn)生馬鞍型的變形，而靜環(huán)座在此內(nèi)壓的作用下產(chǎn)生“塌邊”現(xiàn)象。這與實際檢測的石墨環(huán)和靜環(huán)座的變形情況趨勢是相吻合的。在此思路下，采用國際通用商業(yè)有限元分析軟件ANSYS進行了詳細(xì)的計算分析。

對端面密封的加工過程進行分析認(rèn)為，引起石墨環(huán)與靜環(huán)座變形的載荷來源于石墨環(huán)與靜環(huán)座的過盈配合所產(chǎn)生的裝配應(yīng)力。通過計算得出了靜環(huán)座和石墨環(huán)在20°C（室溫）時最大過盈裝配情形下的裝配應(yīng)力，具體計算結(jié)果見表1。

表1 最大過盈配合裝配應(yīng)力Tab.1 Assembling stress at maximum tight fit condition

選用ANSYS中計算固體變形常用的單元Solid45來進行石墨環(huán)最大變形計算。單元Solid45通常用來進行固體結(jié)構(gòu)的三維建模，該單元具有8個節(jié)點，每個節(jié)點有x，y，z三個方向的位移定義的自由度，并且具有彈塑性、蠕變、應(yīng)力強化、大變形及大應(yīng)變等分析功能。

網(wǎng)格劃分沿石墨環(huán)的徑向劃分兩層，沿軸向分四層，根據(jù)實際的石墨環(huán)尺寸，共計劃分有768個單元，1440個節(jié)點，網(wǎng)格疏密已經(jīng)完全能夠滿足計算要求。計算得結(jié)果如圖8所示，石墨環(huán)在50MPa裝配應(yīng)力作用下沿著軸向有的部位凸起，有的部位凹下，呈現(xiàn)出馬鞍型的分布，這種情況下的最大軸向變形約為20μm。

圖8 石墨環(huán)軸向變化情況Fig.8 Graphite ring axial deformation

3.2 端面密封靜環(huán)變形漏氣量試驗研究

采用特殊的研磨工藝，研出與實際靜環(huán)組件相符合的十幾套試驗用模擬件，高低點相差在十幾微米到幾十微米。經(jīng)過氣密試驗得到了靜環(huán)組件變形與漏氣量的關(guān)系，其擬合曲線見圖9。

圖9 靜環(huán)變形與漏氣量關(guān)系曲線Fig.9 Static ring deformation vs leaking rate

將其中部分變形端面密封的靜環(huán)組件裝配到泵上進行水力試驗，得到端面密封實際水漏量不超過100mL/min。

為了從理論上說明靜環(huán)變形與漏氣量的關(guān)系，對靜環(huán)變形給泵運轉(zhuǎn)過程中水的漏氣量帶來的影響進行了理論計算。端面密封設(shè)計中，密封端面摩擦工況的判斷依據(jù)是密封準(zhǔn)數(shù)G，以G＝1×10-6為分界，當(dāng)密封準(zhǔn)數(shù)G＞1×10-6為全流體潤滑狀態(tài)，當(dāng)G＜1×10-6為半流體或邊界潤滑狀態(tài)。

式中，μ為介質(zhì)粘度，Pa·s；v為滑動速度，m/s；b為端面寬度，m；w為端面上的全負(fù)荷，N；S為端面面積，m2；Pb為端面比壓，Pa。

漏水量Q的計算公式為

式中，Dm為密封面平均直徑，m；Δp為介質(zhì)壓差，Pa；h為折合間隙，m；s為間隙系數(shù)，Pa/s。計算表明，理論計算和實際的漏水量相當(dāng)。

漏氣量超標(biāo)嚴(yán)重的端面密封進行了實際工作的考核。試驗過程中泵密封后泄漏管出現(xiàn)了推進劑斷續(xù)流，而且漸漸變小，結(jié)束時基本不泄漏了。分解后檢查端面密封漏氣量比裝配前顯著減少，僅有一百多毫升每分鐘。分析認(rèn)為，試車過程中端面密封副的摩擦使得靜環(huán)組件變形減少，漏氣量相應(yīng)減少。

4 結(jié)論

(1)對于在用發(fā)動機漏氣量超標(biāo)問題，由于漏氣量在充氣和轉(zhuǎn)動轉(zhuǎn)子情況下具有可以恢復(fù)的特點，不存在密封損壞，工作中在介質(zhì)壓力作用下恢復(fù)到原有狀態(tài)，不影響渦輪泵的密封可靠性。

(2)對于長期放置發(fā)動機，通過靜環(huán)組件變形試驗研究，從工程的角度考慮，在靜環(huán)組件極限變形情況下，漏氣量超標(biāo)不影響端面密封正常工作。

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