已有文献对三瓣式高速浮环密封研究主要集中在结构设计、理论分析方面，鲜有研究三瓣式高速浮环密封的磨损特性以及敏感参数，试验方面研究也较少。本文在已有文献基础上，针对应用在液体火箭发动机上的三瓣式高速浮环密封，从密封性能和服役性能出发，采用数值模拟和试验结合的方法分析影响三瓣式高速浮环密封性能的敏感参数，揭示三瓣式高速浮环密封在复杂多变工况下泄漏特性和磨损特性。
1 结构与原理 1.1 密封结构 三瓣式高速浮环密封结构如图 1所示，三瓣式高速浮环密封石墨环如图 2所示。三瓣式高速浮环密封是采用特种加工工艺，将石墨环加工成3个形状结构相同的环瓣，环瓣上加工有深浅不一的各种槽型，在密封环工作时对流体膜产生阶梯和楔形效应，并生成动压力和密封间隙，使密封环在高速下正常工作。密封环瓣在一侧有密封边，通过用周向弹簧将密封环箍紧，使密封边抱紧转动轴，两者紧密接触，形成轴向密封。密封环瓣由压缩弹簧产生的轴向力同压盖紧密接触，形成径向密封，并防止其在轴向上产生位移。介质从高压侧向低压侧流动。
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| 图 1 TFRS结构 Fig. 1 TFRS structure |
| 图选项 |
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| 图 2 TFRS石墨环实物图 Fig. 2 Photo of TFRS graphite ring |
| 图选项 |
1.2 工作原理 三瓣式高速浮环密封的受力如图 3所示，高压侧介质和周向弹簧对密封环瓣外表面形成的径向压力，使密封环瓣贴合在转动轴上。图中：r为轴径，Rs为密封环内径，ω为轴运转角速度。在转动轴高速旋转时，密封环瓣和转动轴间隙的流体膜处于高速的相对运动状态，由此生成动压力和密封间隙，使密封在高速下长寿命无磨损工作。动压力包括两方面：一方面随着轴的转动，不断有流体被带入楔形间隙，产生楔形动压效应；另一方面在密封表面上，沿圆周分布的浅槽产生阶梯动压效应。
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| 图 3 TFRS受力分析 Fig. 3 Force analysis of TFRS |
| 图选项 |
启动过程中，开启力矩大于闭合力矩，如式(1)所示，促使环瓣绕轴偏转形成楔形间隙，密封气体由于楔形动压效应产生动压开启力，平衡浮动环所受闭合阻力，如式(2)所示，密封达到接触与非接触的临界状态，同时密封表面上开设的流体槽可以引入密封介质润滑密封面，实现低摩擦、低泄漏的效果。
 | (1) |
 | (2) |
式中：Mh为动压效应产生的开启力矩；Ms为周向弹簧产生的闭合力矩；Mo为密封腔高压介质径向压紧力产生的闭合力矩；Mf为环瓣两侧端面摩擦力产生的闭合力矩；Fh为动压效应产生的开启力；Fs为周向弹簧产生的闭合力；Fo为密封腔高压介质径向压紧力产生的闭合力；Ff为环瓣两侧端面摩擦力产生的闭合力。
稳定状态中，环瓣所受力与力矩平衡，如式(3)和式(4)所示，当外界扰动迫使密封面力与力矩平衡破坏时，膜厚h与偏角β发生变化，促使浮动环所受开启力与开启力矩产生相应变化，重新达到力矩平衡，考虑极端情况以及平衡状态时各环瓣需要不断微调整以达到平衡，环瓣两侧端面仍有摩擦力和摩擦力矩。
 | (3) |
 | (4) |
密封周向弹簧比压与周向弹簧力和密封环带面积有关，密封稳定工作后，密封间隙变化势必会影响弹簧力，由于密封间隙非常小，通常忽略不计，此处认为启动前后密封周向弹簧比压基本不变，如式(5)所示。
 | (5) |
式中：Ps为密封周向弹簧比压；A为起密封作用部分的环带面积。
2 数值模拟与试验 2.1 分析模型 密封面与转动轴间的流体域为研究对象，建立整个密封的流体域理论分析模型，如图 4所示，其中A部分为环形沟槽流体域。利用ANSYS Workbench模块中的ICEM软件，采用Sweep划分方式，对流体域模型进行六面体网格占优的网格划分，如图 5所示。经网格无关性验证，网格质量较好，满足计算精度要求。由于三瓣式高速浮环密封几何模型呈中心对称和周期性分布，所以只选取一个周期作为计算区域进行分析。
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| 图 4 理论分析模型 Fig. 4 Theoretical analysis model |
| 图选项 |
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| 图 5 流体域网格划分 Fig. 5 Mesh generation in fluid domain |
| 图选项 |
2.2 参数设置 密封的具体结构参数和操作参数设置分别如表 1和表 2所示。
表 1 结构参数 Table 1 Structure parameters
| 结构参数 | 数值 |
| 周向弹簧槽径/mm | 35 |
| 瓣环内径/mm | 23 |
| 瓣环外径/mm | 37 |
| 瓣环宽度/mm | 6 |
| 单瓣角度/(°) | 118 |
| 分瓣数量 | 3 |
| ??注：内槽类型为正弦曲线环形沟槽；连接方式为榫形搭接。 | |
表选项
表 2 操作参数 Table 2 Operation parameters
| 操作参数 | 数值 |
| 进口压力pi/MPa | 0~0.4 |
| 出口压力po/MPa | 0 |
| 介质温度/K | 295 |
| 密度/(kg·m-3) | 1.197 |
| 黏度/(Pa·s) | 1.82×10-5 |
| 转速n/(r·min-1) | 0~27 000 |
| ??注：介质为空气。 | |
表选项
2.3 基本假设 为了便于分析，对流体域流体膜做了如下合理的假设：
1) 密封表面为理想光滑表面。
2) 密封端面间流体的流动为层流。
3) 流体流动过程中温度、黏度、密度和压力沿膜厚方向恒定不变。
4) 忽略流体的惯性力。
2.4 基本方程 本文通过Fluent软件中的用户接口UDF(User-Defined Function)来定义物质的关系式，用户可通过UDF实现与Fluent模块内部的数据交流，解决不能由Fluent内部标准化模块解决的问题。UDF需要使用C语言进行编写，通过调用Fluent内部的宏来实现，通过UDF能够把介质的各项关系编译进Fluent模块中，随后嵌入到共享库中，并与Fluent链接。
密封在运转时，密封环与转动轴间隙内的流体发生黏性剪切，需要考虑黏性剪切热，黏性剪切产生的热量Q计算式为
 | (6) |
式中：qv为热流密度，qv=μDi2ω2/hm，μ为介质动力黏度，Pa·s，Di为密封环内径，m，ω为密封运转角速度，rad/s，hm为平均气膜厚度，m；A单位为m2。
对于气体来说，准确度较高的黏-温关系式是Sutherland方程[21]：
 | (7) |
式中：T为气体的绝对温度，K；μ为温度T时的黏度，μPa·s；T0为参考温度，K；μ0为参考温度下的黏度，μPa·s；C为Sutherland常数，表示气体的特征温度与气体种类有关，对于空气来说C=111。
由图 6可知，当流体域压力在0~5 MPa之间变化时，黏度随着温度的升高而增大，且黏度随温度的变化曲线几乎重合。因此，在本文研究的密封压力范围内，可忽略压力变化对流体黏度的影响，即不考虑黏-压效应。
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| 图 6 不同压力下的黏-温曲线 Fig. 6 Viscosity-temperature curves under different pressures |
| 图选项 |
实际工作中介质密封会随压力和温度而变化，介质密度与压力和温度关系式为
 | (8) |
式中:ρ为介质密度，kg/m3；p为压力，MPa；M为气体的平均摩尔质量，kg/mol；R为气体常数，约为8.314 41 J/(mol·K)。
密封泄漏量是密封主要的性能参数，其量值高低代表着密封性能的优劣，泄漏量表达式为
 | (9) |
式中：θ为密封环向角度，rad。
2.5 计算流程 考虑流体域温度场数值模拟计算流体域的流场、压力场，分别分析压力、转速和密封周向弹簧比压对三瓣式高速浮环密封性能的影响，计算过程如图 7所示。
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| 图 7 计算流程图 Fig. 7 Computational flowchart |
| 图选项 |
分析得到流体域压力分布如图 8和图 9所示，泄漏率计算结果见第3节对比分析部分。由图 8可以看出, 环形沟槽流体域部分(B处)存在轻微压力突变。由图 9可知, 动压力为轴向密封边上楔形动压效应和沿周向分布浅槽产生阶梯动压效应。由图 10可知，密封高速运转时产生动压效应，微量流体在动压效应作用下反向流动，一定程度上能阻止介质泄漏。
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| 图 8 流体域压力分布云图 Fig. 8 Pressure distribution contour in fluid domain |
| 图选项 |
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| 图 9 环形沟槽流体域轴向压力分布云图 Fig. 9 Contour of axial pressure distribution in ring groove fluid domain |
| 图选项 |
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| 图 10 环形沟槽流体域轴向速度分布云图 Fig. 10 Contour of axial velocity distribution in ring groove fluid domain |
| 图选项 |
2.6 试验装置 设计试验装置，搭建试验系统，进行变压力、变转速和变密封周向弹簧比压试验，试验过程中监测密封泄漏量，试验前后，分别多次测量密封环瓣同一位置内外径的差值，求得密封环宽度变化，取平均值，结合试验时间计算密封磨损率。密封试验台结构如图 11所示。
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| 图 11 TFRS试验装置结构 Fig. 11 Experiment device structure of TFRS |
| 图选项 |
分别改变压力、转速和密封周向弹簧比压进行试验，空气泄漏采用流量计测量，摩擦磨损微观形貌采用三维白光干涉仪测量。密封试验台如图 12所示。
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| 图 12 TFRS密封试验台 Fig. 12 Seal experiment device of TFRS |
| 图选项 |
3 结果分析 结合数值模拟结果与试验结果，对比分析影响三瓣式高速浮环密封性能的敏感参数以及泄漏率、磨损率变化规律。
3.1 压力 由图 13可知，试验和数值模拟分析的密封泄漏率随压力变化趋势相同，都随压力增大而增大，试验值比数值模拟值略大，最大误差为11.63%，在可接受范围内，试验结果和理论分析吻合。由图 14可得，试验表明压力对密封磨损率较敏感，密封磨损率随压力增大近似线性增大。
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| 图 13 压力对密封泄漏率的影响 Fig. 13 Effect of pressure on leakage rate of seals |
| 图选项 |
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| 图 14 压力对密封磨损率的影响 Fig. 14 Effect of pressure on wear rate of seals |
| 图选项 |
3.2 转速 试验密封泄漏率(试验过程中18 000~20 000 r/min转速区间内试验台振动剧烈，试验时跳过此区间)与数值模拟分析对比如图 15所示。试验转速对密封磨损率的影响如图 16所示。试验和数值模拟分析的密封泄漏率随压力变化趋势相同，转速对密封泄漏量不敏感，对密封泄漏量影响较小泄漏率随转速增大而减小，但是减小的幅度很小这是因为密封高速运转时产生轻微动压效应，一定程度上能阻止泄漏。试验值比模拟值略大，最大误差为6.28%，在可接受范围内，试验结果和理论分析吻合。试验表明转速对密封磨损率较敏感，密封磨损率随转速增大近似线性增大。
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| 图 15 转速对密封泄漏率的影响 Fig. 15 Effect of speed on leakage rate of seals |
| 图选项 |
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| 图 16 转速对密封磨损率的影响 Fig. 16 Effect of speed on wear rate of seals |
| 图选项 |
3.3 密封周向弹簧比压 由图 17可知，试验结果和数值模拟分析的密封泄漏率随密封周向弹簧比压变化趋势相同，都随密封周向弹簧比压增大先急速减小后逐渐增大再缓慢减小。试验值和数值模拟值基本一致，最大误差为9.61%，在可接受范围内。密封周向弹簧比压增大前期，对泄漏率较敏感，泄漏率变化较大，密封周向弹簧比压增大后期，对泄漏率不敏感，泄漏量变化较小。在密封周向弹簧比压为13 kPa附近，密封泄漏率有极小值，密封周向弹簧比压在13~20 kPa范围内时，密封性能较好。密封周向弹簧比压对泄漏量影响的非线性规律原因是：弹簧力(弹簧比压)较小时，密封环箍紧程度差，密封面配合间隙大，密封泄漏量较大；弹簧力(弹簧比压)增大时，密封环配合程度变好，泄漏量逐渐减小；弹簧力(弹簧比压)继续增大时，密封环磨损加剧，密封面配合程度转差，泄漏量有增大趋势；当弹簧力(弹簧比压)增大到一定程度时，密封环内侧环形沟槽快速磨损，环形沟槽部分泄漏通道逐渐减小甚至消失，密封环面与轴接触面积变大，泄漏量有轻微变小趋势，但此时动压效应逐渐变差甚至消失，密封易失效。从密封环受力分析上，接触比压直接影响密封泄漏量，密封环与轴的接触比压包括弹簧比压和介质压力作用比压，介质压力作用比压是径向上压力对密封环内外径处的作用力抵消后，剩余作用在轴上的比压。当压差和密封环宽度较小时，此作用比压可以忽略，即压力几乎不影响密封环与轴的接触比压，由3.2节可知，转速对泄漏量影响极小，因此小压差和小尺寸情况下，泄漏量取得极值时的密封周向弹簧比压基本一致。当压差较大、密封环宽度较大时，压力影响因素不可忽略，此时最小泄漏量对应的密封周向弹簧比压差距将增大。
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| 图 17 密封周向弹簧比压对密封泄漏率的影响 Fig. 17 Effect of spring specfic pressure of seal on leakage rate of seals |
| 图选项 |
试验前后，分别测量密封环的宽度，分析密封环的摩擦磨损情况。密封周向弹簧比压对密封磨损率的影响如图 18所示。由图可得，相同压力和转速的情况下，3个环瓣的密封磨损率变化趋势一致。在试验范围内，随密封周向弹簧比压增大密封磨损率近似呈指数趋势增大，密封周向弹簧比压增大前期，对磨损率不敏感，磨损率变化幅度较小，密封周向弹簧比压增大后期，对磨损率较敏感，磨损率增大幅度较大，其中，密封周向弹簧比压在8.7~20 kPa范围内时，密封磨损率较小。
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| 图 18 密封周向弹簧比压对密封磨损率的影响 Fig. 18 Effect of spring specfic pressure of seal on wear rate of seals |
| 图选项 |
图 19是密封周向弹簧比压为29 kPa和8.7 kPa时的密封磨损情况。由图可得，Ps=29kPa时密封磨损严重，由磨损后的微观形貌可以看出，密封环瓣内径侧(与轴接触)密封摩擦面有颗粒对密封表面挤压和沿表面运动所造成的划痕和材料流失，故判读磨损形式为磨粒磨损；Ps=8.7 kPa时，密封磨损较轻微，几乎无磨损。
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| 图 19 密封磨损情况 Fig. 19 Wear of seals |
| 图选项 |
结合泄漏率分析可知，密封周向弹簧比压增大前期，对泄漏率较敏感，对磨损率不敏感；密封周向弹簧比压增大后期，对磨损率较敏感，对泄漏率不敏感，密封周向弹簧比压在适当范围内时，泄漏率和磨损率都较小。
4 结论 本文针对三瓣式高速浮环密封，进行了数值模拟和试验研究，得到：
1) 压力是影响三瓣式高速浮环密封泄漏率和磨损率的敏感参数，泄漏率和磨损率都随压力增大而增大，增大幅度较大。
2) 转速是影响三瓣式高速浮环密封磨损率的敏感参数，但不是影响三瓣式高速浮环密封泄漏率的敏感参数。泄漏率随转速增加逐渐变小，变化幅度很小；磨损率随转速近似线性增大，增大幅度较大。
3) 密封周向弹簧比压是影响三瓣式高速浮环密封泄漏率和磨损率的敏感参数。密封周向弹簧比压增大前期，泄漏率骤降，减小幅度大，磨损率变化很小；密封周向弹簧比压增大后期，磨损率骤增，增大幅度大，泄漏率变化很小；密封周向弹簧比压在适当范围内时，泄漏率和磨损率都较小。
参考文献
| [1] | OIKE M, NOSAKA M, KIKUCHI M, et al.Performance of a shaft seal system for the LE-7 rocket engine oxidizer turbopump[C]//International Symposium on Space Technology and Science.Kagoshima: Space Technology and Science, 1992: 143-154. |
| [2] | NOSAKA M, OIKE M. Shaft seals of turbopumps for rockets[J]. Journal of Tribology, 1990, 35(4): 411-421. |
| [3] | OIKE M, NOSAKA M, KIKUCHI M, et al. Performance of a segmented circumferential seal for a liquid oxygen turbopump[J]. Journal of Tribology, 1992, 37(4): 511-523. |
| [4] | OIKE M, NOSAKA M, WATANABE Y, et al. Experimental study on high-pressure gas seals for a liquid oxygen turbopump[J]. ASLE Transactions, 1988, 31(1): 91-97. |
| [5] | OIKE M, WATANABE Y, KIKUCTI M, et al. Sealing characteristics of a carbon segmented circumferential seal for a liquid oxygen turbopump[J]. Technical Report of National Aerospace Laboratory, 1992, 1155: 1-15. |
| [6] | TRAN H, HASELBACHER P. High-performance lift augmentation dynamic seals for turbine bearing compartments[J]. Sealing Technology, 2004, 2004(1): 5-10. DOI:10.1016/S1350-4789(04)00187-4 |
| [7] | DUAN W B, CHU F L, KIM C H, et al. A bulk-flow analysis of static and dynamic characteristics of floating ring seals[J]. Tribology International, 2007, 40(3): 470-478. |
| [8] | BALAKH L Y, NIKIFOROV A N. The reduction of the vibration level in high-speed rotor systems by means of floating seal rings[J]. Journal of Machinery Manufacture and Reliability, 2013, 42(4): 276-280. DOI:10.3103/S105261881304002X |
| [9] | MEL'NIK V. Calculation of the characteristics of seals with floating rings[J]. Chemical and Petroleum Engineering, 2013, 49(7-8): 542-548. DOI:10.1007/s10556-013-9790-9 |
| [10] | ARGHIR M, MARIOT A. Theoretical analysis of the static characteristics of the carbon segmented seal[J]. Journal of Tribology, 2016, 139(6): 42-56. |
| [11] | 王飞, 刘向锋, 刘莹. 浅槽环瓣型浮动环密封的性能分析[J]. 润滑与密封, 2005(6): 74-76. WANG F, LIU X F, LIU Y. Performance analysis of the shallow slot split floating ring seal[J]. Lubrication Engineering, 2005(6): 74-76. DOI:10.3969/j.issn.0254-0150.2005.06.024 (in Chinese) |
| [12] | 王飞, 刘向锋, 刘莹. 浅槽环瓣型浮动环密封的参数优化[J]. 润滑与密封, 2006(2): 105-107. WANG F, LIU X F, LIU Y. Parameters optimization of the shallow-slot split floating ring seal[J]. Lubrication Engineering, 2006(2): 105-107. DOI:10.3969/j.issn.0254-0150.2006.02.033 (in Chinese) |
| [13] | 苏令.新型浅槽环瓣型浮动环密封综合性能分析及软件开发[D].北京: 清华大学, 2006. SU L.Performance analysis and software development of a new shallow-slot split floating ring seal[D].Beijing: Tsinghua University, 2006(in Chinese). |
| [14] | 苏令, 刘向锋, 刘莹. 浅槽环瓣型浮动环密封的动态特性分析[J]. 润滑与密封, 2007, 32(1): 105-107. SU L, LIU X F, LIU Y. Dynamic characteristic analysis of the shallow slot-split floating ring seal[J]. Lubrication Engineering, 2007, 32(1): 105-107. DOI:10.3969/j.issn.0254-0150.2007.01.032 (in Chinese) |
| [15] | 丁少鹏, 白少先. 气体润滑环瓣式浮动环密封高速特性[J]. 润滑与密封, 2016, 41(7): 43-47. DING S P, BAI S X. Behavior of a gas lubricated split floating ring seal operating at high speed[J]. Lubrication Engineering, 2016, 41(7): 43-47. DOI:10.3969/j.issn.0254-0150.2016.07.007 (in Chinese) |
| [16] | 夏鹏, 刘占生. 浮环密封结构弹性对间隙泄漏量和动力学系数的影响[J]. 推进技术, 2017, 38(12): 2815-2821. XIA P, LIU Z S. Effects of structure elasticity on leakage and rotor dynamic coefficients of floating ring seals[J]. Journal of Propulsion Technology, 2017, 38(12): 2815-2821. (in Chinese) |
| [17] | 夏鹏, 王祥和, 刘占生, 等. CFD优化火箭涡轮泵间隙密封静动态特性计算模型[J]. 推进技术, 2017, 38(7): 1603-1609. XIA P, WANG X H, LIU Z S, et al. CFD optimized calculation of static and dynamic characteristics for annular seals in rocket turbo pumps[J]. Propulsion Technology, 2017, 38(7): 1603-1609. (in Chinese) |
| [18] | 刘占生, 夏鹏, 张广辉, 等. 浮环密封运动机理及对轴系稳定性的影响[J]. 振动与冲击, 2016, 35(9): 110-116. LIU Z S, XIA P, ZHANG G H, et al. Floating ring seals movement mechanism and its influence on stability of a rotor system[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(9): 110-116. (in Chinese) |
| [19] | 沈文金, 叶小强. 深度变推发动机浮动环工作适应性研究[J]. 火箭推进, 2017, 43(5): 28-33. SHEN W J, YE X Q. Investigation for working adaptability of floating ring seals in deep throttling engines[J]. Journal of Rocket Propulsion, 2017, 43(5): 28-33. DOI:10.3969/j.issn.1672-9374.2017.05.005 (in Chinese) |
| [20] | 马利军, 李双喜, 蔡纪宁, 等. 高温镶装式浮环密封的径向间隙研究[J]. 润滑与密封, 2018, 43(6): 90-95. MA L J, LI S X, CAI J N, et al. Research on radial clearance of high temperature mounted floating ring seal[J]. Lubrication Engineering, 2018, 43(6): 90-95. DOI:10.3969/j.issn.0254-0150.2018.06.017 (in Chinese) |
| [21] | 邓强国, 宋鹏云, 毛文元, 等. 气体黏度与温度和压力关系的拟合表达式[J]. 排灌机械工程学报, 2017, 35(2): 144-151. DENG Q G, SONG P Y, MAO W Y, et al. Fitting expression of relationship between gas viscosity and temperature and/or pressure[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering, 2017, 35(2): 144-151. (in Chinese) |
