Analysis of Face Temperature in Mechanical Seal Applied in the High Speed Turbo pump
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摘要: 以高速涡轮泵用机械密封为研究对象，以15#液压油为试验介质，考虑循环冷却量、转速、介质压力以及不同摩擦副配对等因素，采用自行搭建的高速密封试验台开展端面温度变化规律的研究. 结果表明：对于高速机械密封，上述因素均对端面温度产生影响，其中转速对端面温度的影响基本成线性关系，循环冷却量对端面温度的影响存在一个阈值，建议实际设计时取阈值的120%，介质压力对端面温度产生影响较大，但是影响程度不如转速；以尽可能获得低的端面温度值来判断，用作静环时浸渍树脂石墨比普通石墨合适，用作动环时碳化硅比钼合金合适.Abstract: For the mechanical seal applied in the high speed turbo pump and taking 15# hydraulic oil as sealing medium, the experimental research on thermal change was carried out by a high speed seal test rig considering the factors (e.g. circulation cooling quantity, rotational speed, media pressure and friction pairs). The results show that the face temperature of mechanical seal was sensitive to all of above-mentioned factors. The face temperature increased linearly with increasing rotation speed. There was a threshold value of circulation cooling quantity for the face temperature and it is recommended that the circulation cooling quantity took a 120% of the threshold on practice works. Medium pressure had obvious influence on the face temperature, but was not as much as the rotational speed. To obtain low face temperature as far as possible, it is advisable to use impregnated resin graphite as stator instead of ordinary graphite and to use silicon carbide as rotor rather than molybdenum alloy.
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Keywords:
- high speed turbo pump /
- mechanical seal /
- face temperature /
- friction pair /
- hydraulic oil
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机械密封在航天领域中主要应用于燃料输送高速涡轮泵和推力矢量伺服系统高压介质涡轮泵的轴端密封，是核心动力部件[1]. 伺服系统涡轮泵机械密封一般采用弹簧静止式平衡型结构，以减少弹簧或其他推力元件受惯性效应及高黏度液压介质黏滞效应的影响进，避免密封性能的剧烈变化甚至崩溃；密封环高速旋转中端面黏性剪切热和摩擦热非常大，加上搅拌热，会引起过高的端面温度，并给机械密封带来诸如端面变形过大、端面液膜气化和端面热裂等问题[2-3]. 因此，端面温度是表征机械密封工作性能优劣的一张晴雨表，其数值大小受密封端面摩擦副配对、摩擦副结构、平衡比和端面比压等有关因素的影响，国内外密封领域一直将端面温度的预测方法和实测技术作为该领域的研究难点和热点问题[4-7]，开展试验实测并分析端面温度具有重要价值.
在机械密封结构给定的前提下，端面摩擦副配对材料是影响端面摩擦温度的主要因素之一，也是现实中航天领域用户在设计机械密封时比较容易掌握的内容，因此本文中将针对典型国产机械密封，通过改变密封运行条件和摩擦副配对材料，开展端面温度的试验研究，以期为高速涡轮泵机械密封的设计提供指导，从关键基础件方面满足我国航天事业快速发展的战略需求.
1. 试验部分
1.1 试验材料及机械密封
某高速涡轮泵机械密封的主体示意结构如图1所示，采用弹簧静止式机械密封，结构紧凑，空间较小，实际使用泵的工作环境特殊，不能附加外部循环冷却装置，因此只能依靠泵内的特征结构进行自循环. 其中，静环为镶嵌式结构，静环材料采用两种石墨：浸渍树脂石墨和普通石墨，动环材料采用两种材料：钼合金和碳化硅；试验介质为航空15#液压油，这种液压油有一定的腐蚀性，挥发性也较强，黏度较高，为红色液体状；室温20 ℃. 试验介质和端面材料的物理性质详见表1.
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图 1 高速泵用机械密封主体结构示意图Figure 1. Schematic diagram of the mechanical seal applied in the high speed turbo pump表 1 介质与不同摩擦副材料属性Table 1. Properties of sealing medium and friction pairMaterial Density/(kg/m3) Specific heat capacity/[J/(kg·℃)] Heat conductivity Coefficient/[W/(m·℃)] Dynamic viscosity/(MPa·s) 15# Hydraulic oil 833 2 040 0.121 0.010 995 Silicon carbide 3 100 783 118 - Molybdenum alloy 10 200 279 130 - Impregnated resin graphite 1 930 710 61 - Graphite 1 825 670 14 - 1.2 试验系统
通过自主设计并搭建的密封试验系统包括密封试验装置、液压循环系统、轴承温度监控系统以及端面温度数据采集系统. 其中，密封试验装置作为整个系统的核心试验部件，主要由密封试验腔体、试验用机械密封和密封端面温度测温传感器等组成，测温热电偶埋设在静环距离端面1.2 mm的背部盲孔内；液压油循环系统为密封装置提供模拟高速涡轮泵机械密封腔与邻近轴承箱贯通的内部循环液压油的循环供液，维持所需一定的液压和流量；轴承温度监控系统主要是给支撑试验用机械密封及其腔体的轴承提供润滑冷却以及监控轴承运转是否正常；端面温度采集系统主要采集来自埋设在紧靠静环内径外侧的热电偶所测端面温度信号，并通过数据采集计算机的内装软件进行数据处理，同时在线显示试验数据. 试验系统的总体工艺流程图和实际装置照片如图2所示. 密封转速依靠变频器可实现连续调节，试验介质压力通过系统辅助液压站的回流溢流阀进行控制，试验介质循环量大小通过出流节流阀进行控制.
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图 2 密封试验系统流程图与试验台架实物图Figure 2. Flow chart of experimental system and photography of seal test rig2. 结果与讨论
2.1 工况参数对端面温度的影响
2.1.1 转速的影响
图3示出了端面摩擦副为浸渍树脂石墨对钼合金的机械密封在不同转速下端面温度的时变曲线，其中转速分别为6 000、7 000、8 000、9 000和10 000 r/min，在不同转速下试验过程中介质压力均为1.4 MPa，介质循环量均为160 mL/s，其他条件保持一致. 可以看出，在开机加速到稳定运行的整个过程中，端面温度先迅速升高至某一数值，然后在该温度值附近有小幅度波动. 在10 000 r/min下，实测最高端面温度达到67.5 ℃，不过此时未观察到泄漏现象，停机检查，端面也未见明显磨损[见图5(a)]. 随着转速的上升，温度时间曲线的总体来看呈现出上升趋势，而且温升值较大，转速10 000 r/min相比于9 000 /min，密封的最高端面温度约增加7.1 ℃，结合其他转速下端面温度的实测值，可以看出端面温度随转速升高几乎呈线性增大；其原因是端面液膜在高速黏性剪切下产生较大的剪切热和动环搅拌热，转速越高，液膜黏性剪切和微凸体摩擦越大，导致端面温升幅度越大. 鉴于航天涡轮泵的转速最高达100 000 r/min[8]，目前国内缺少如此高转速的试验装置，因此后续工作将结合数值模拟分析开展研究.
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图 3 不同转速下端面温度的时变曲线Figure 3. Variation of face temperature with time under different speeds![]()
图 5 钼合金和浸渍树脂石墨摩擦副试验前后端面形貌Figure 5. Face morphology of friction pair (molybdenum alloy vs impregnated resin graphite) before and after experiment2.1.2 介质压力的影响
图4示出了端面摩擦副为浸渍树脂石墨对钼合金的机械密封在不同介质压力下端面温度的时变曲线，其中介质压力分别为1.0、1.3和1.5 MPa，在不同介质压力下，试验过程中转速均为10 000 r/min；循环流量均为125 mL/s，其他条件保持一致. 可以看出，在开机加速到稳定运行的整个过程中，端面温度随介质压力的变化整体上呈现与图3所示类似的规律，即呈现先迅速上升，然后平稳小幅升高的趋势；但是，随着介质压力的上升，端面温升幅度先呈缓慢上升，随后升幅较大. 其中，当介质压力从1.0 MPa升到1.3 MPa(正常工作压力范围)时，温升仅为0.75 ℃；而当介质压力由1.3 MPa升高到1.5 MPa(极限压力值)时，温升达到了2.45 ℃. 经验表明：在航天高速涡轮泵用机械密封的正常工作压力范围内(1.2~1.4 MPa)，设计机械密封时采用的端面比压一般比常规石油、石化行业用机械密封高出0.15~0.35 MPa. 因此，前者在介质压力略有增大时，端面比压增幅也相对不大，最终测量的端面温度尽管有增幅但是幅度也不大；但是当介质压力开始接近或甚至超出极限压力时，端面温度将快速升高.
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图 4 不同介质压力下端面温度的时变曲线Figure 4. Variation of face temperature with time under different media pressures图5示出了转速10 000 r/min、介质压力1.6 MPa、回流量160 mL/s的试验工况下，经过130 min运行后，使用德国布鲁克Dektak·XT型台阶仪获得的试验前后端面摩擦副的端面形貌，其中图5(a)(也是1.4 MPa试验后密封端面)和图5(b)分别为钼合金动环试验前、后的端面形貌，图5(c)和图5(d)分别为浸渍树脂石墨静环试验前、后的端面形貌；试验期间端面温度最高值达到了75.5 ℃. 可以看出，试验后钼合金动环表面有多道环形黑色印记，石墨静环表面则出现了比较明显的黑色固体颗粒，且静环表面出现相比动环更加明显的划痕. 究其原因，可能是端面内实际摩擦温升远超75.5 ℃，石墨中浸渍物部分碳化，从而形成游离磨料对石墨静环和钼合金动环两密封面产生三体磨粒磨损，同时在高端面比压作用下磨损石墨微粒转移到钼合金表面，形成黑色环带.
因此，尽管设计机械密封时端面比压取值较大，但是在目前航天涡轮泵正常操作压力条件下并不对端面温升产生非常显著的影响，而火箭启动速度瞬间提升、超调及回复的过程中，应密切关注端面温度因速度急剧变化及介质压力超极限值带来的不良影响.
2.1.3 回流量的影响
图6示出了端面摩擦副为浸渍树脂石墨对钼合金的机械密封在不同循环流量下端面温度时变曲线，其中模拟高速涡轮泵内通过轴承箱进入密封腔的实际循环流量分别为125、130、140和160 mL/s，在不同回流量下，试验转速均为10 000 r/min，介质压力均为1 MPa，其他条件保持一致. 可以看出，随着循环流量的增加，端面温度出现一定程度的下降，对带走端面摩擦热量起到了积极有效作用，在一定程度上起到了防止温升过大、端面液膜汽化或甚至端面产生热裂的效果，但是当循环流量大于130 mL/s之后，端面温度的下降幅度并不十分明显，与之相比160 mL/s时的端面温度仅仅下降1.6 ℃. 因此，针对操作工况一定的涡轮泵，在设计时轴承和密封两者容腔之间的循环流量不可或缺，但并非越大越好，过大不仅白白浪费整个泵组的能耗，影响火箭正常工作或载物重量，而且可能因循环量过大会造成搅拌热增大，这是应引起设计者关注的细节问题. 根据上述结果，建议实际循环流量不超过阈值的120%比较合适.
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图 6 不同循环流量下端面温度的时变曲线Figure 6. Variation of face temperature with time under different circulation cooling quantity2.2 端面配副材料对端面温度的影响
2.2.1 动环材料的影响
图7示出了机械密封的静环材料为浸渍树脂石墨，动环材料分别为钼合金和碳化硅时，其端面温度在1.0和1.4 MPa两种不同介质压力下的变化曲线，密封腔内介质循环流量恒定为125 mL/s，转速为10 000 r/min. 可以看出，两种不同动环配副材料组合机械密封在不同介质压力下，其端面温度在密封运行期间的变化规律基本相似，即浸渍树脂石墨对碳化硅机械密封的端面温度均低于浸渍树脂石墨对钼合金的端面温度. 究其原因，主要是因为碳化硅作为常见的机械密封摩擦副配对材料具有化学性能稳定、导热系数高、热膨胀系数小、耐磨性能好，且和石墨配对具有摩擦系数低、润滑性能良好等特点，因此在15#液压油中碳化硅与浸渍树脂石墨配对具有良好的热特性.
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图 7 不同动环材料时机械密封端面温度的时变曲线Figure 7. Variation of face temperature with time using different rotor materials2.2.2 静环材料的影响
图8示出了机械密封的动环材料为碳化硅，静环材料分别采用浸渍树脂石墨以及普通石墨环时，其端面温度在1.0和1.4 MPa两种不同介质压力下的变化曲线，密封腔内介质循环流量恒定为125 mL/s，转速为10 000r/min. 可以看出，两种不同静环端面配副材料机械密封在不同介质压力下，其端面温度在密封运行期间的变化规律基本相似，即浸渍树脂石墨对碳化硅机械密封的端面温度均低于普通石墨对碳化硅的端面温度，浸渍树脂石墨环的摩擦副的温度相比普通石墨环的配对副温度要低6.5~8.8 ℃. 其原因是浸渍树脂石墨的性能特别是热物理性能要优于普通石墨. 已有研究表明，浸锑石墨因为具有比浸渍树脂石墨更优异的综合性能[9-10]，因此应用于航空航天领域机械密封的潜质良好，关于此方面的对比研究将进行后续报道.
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图 8 不同静环材料时机械密封端面温度的时变曲线Figure 8. Variation of face temperature with time using different stator materials3. 结论
a. 在15#液压油环境下，不同工况参数对机械密封端面温度影响较大，其中密封腔内的介质循环流量具有一个阈值，超过该阈值端面温度受其影响很小，设计时可选取阈值的120%作为实际循环流量；在涡轮泵的试验模拟转速允许值范围内，机械密封端面温度几乎与转速成比例增大.
b. 机械密封端面配副材料对端面温度影响明显，在硬质密封环材料(钼合金或碳化硅)给定的前提下，浸渍树脂石墨比普通石墨优越；在软质密封环材料(浸渍树脂石墨或普通石墨)给定的前提下，碳化硅相比钼合金优越.
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图 1 高速泵用机械密封主体结构示意图
Figure 1. Schematic diagram of the mechanical seal applied in the high speed turbo pump
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图 2 密封试验系统流程图与试验台架实物图
Figure 2. Flow chart of experimental system and photography of seal test rig
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图 3 不同转速下端面温度的时变曲线
Figure 3. Variation of face temperature with time under different speeds
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图 5 钼合金和浸渍树脂石墨摩擦副试验前后端面形貌
Figure 5. Face morphology of friction pair (molybdenum alloy vs impregnated resin graphite) before and after experiment
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图 4 不同介质压力下端面温度的时变曲线
Figure 4. Variation of face temperature with time under different media pressures
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图 6 不同循环流量下端面温度的时变曲线
Figure 6. Variation of face temperature with time under different circulation cooling quantity
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图 7 不同动环材料时机械密封端面温度的时变曲线
Figure 7. Variation of face temperature with time using different rotor materials
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图 8 不同静环材料时机械密封端面温度的时变曲线
Figure 8. Variation of face temperature with time using different stator materials
表 1 介质与不同摩擦副材料属性
Table 1 Properties of sealing medium and friction pair
Material Density/(kg/m3) Specific heat capacity/[J/(kg·℃)] Heat conductivity Coefficient/[W/(m·℃)] Dynamic viscosity/(MPa·s) 15# Hydraulic oil 833 2 040 0.121 0.010 995 Silicon carbide 3 100 783 118 - Molybdenum alloy 10 200 279 130 - Impregnated resin graphite 1 930 710 61 - Graphite 1 825 670 14 - 
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