2. 中航工业金城南京机电液压工程研究中心, 南京 211106
2. Nanjing Engineering Institute of Aircraft Systems, Jincheng, AVIC, Nanjing 211106, China
航空液压系统向高压化发展[1],作动器作为液压执行元件,一旦发生泄漏,不仅污染环境,降低系统效率,更有可能引起航空灾难。作动器工作环境复杂,压力、温度以及作动速度都对密封性能有较大影响。目前,国内对于航空往复密封的研究大多依靠经验仿制,缺乏完善的理论指导,导致密封性能不佳,泄漏频发。
由于航空作动器密封环境存在流、固与热相互耦合,现有密封设计理论难以描述其真实情况,受实验手段的限制,也无法真实测量密封机理存在的问题。
密封研究可追溯到1930年[2]。随着计算科学的迅猛发展,利用仿真技术描述工程物理模型成为重要的科研手段[3],很多学者利用有限体积法计算往复密封泄漏与摩擦规律。Salant等[4, 5, 6, 7, 8]提出带空化因子的Reynolds方程,利用有限体积法计算O形圈、U形圈、斯特封以及多级密封等密封形式性能,并进行对比;Schmidt等[9]建立O形圈密封面混合润滑理论模型,并利用ABAQUS软件对该模型进行仿真,证明了这种模型描述密封的准确性;ngün等[10]提出用有限元法求解往复密封中存在的轴对称流固耦合、橡胶与不锈钢混合润滑问题。以往学者都是针对低压常温范围内的作动器往复密封提出建模方法,缺少复杂环境的作动器密封性能研究。
本文以Trelleborg公司的航空作动器Turcon VL密封结构为研究对象,建立基于混合润滑理论的密封面关系,揭示航空高压、高温及低速对密封性能的影响。
1 建 模如图 1所示,航空作动器密封包括活塞密封(piston seal)和杆密封(rod seal)。杆密封的目的是阻止油液泄漏到环境,与阻止内泄漏的活塞密封相比要求更高。其工作过程包括外冲程(outstroke)和内冲程(instroke)两部分:外冲程时,作动杆受到负载压力作用,容腔(1)内高压,容腔(2)内低压;内冲程时,作动杆受到负载拉力,容腔(1)低压,容腔(2)高压。因此,对于右侧衬套中杆密封,外冲程承受低压,而内冲程承受高压。当作动杆外冲程时,会带出去一部分流体,内冲程时,会带回,在一个作动循环内,流体泄漏量就是带出流体与带回流体量之差[11]。
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| 图 1 航空液压作动器简图 Fig. 1 Sketch of aircraft hydraulic cylinder |
往复运动过程中,密封面间不是绝对光滑的,微观织构凸起与作动杆接触,导致密封面间无法产生纯流体润滑,同时存在流体动压润滑与干摩擦[5],如图 2所示。由于密封材料(橡胶与聚四氟乙烯(PTFE))粗糙度比作动杆材料(不锈钢)大很多,因此认为作动杆表面绝对光滑,只考虑密封材料表面粗糙度。设密封面沿x轴坐标接触,接触宽度为L。
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| 图 2 密封面接触状态 Fig. 2 Contact state of sealing interface |
宏观与微观并存的密封结构有2种建模方法:离线法(off-line method)和在线法(on-line method)[4, 5, 6, 7, 8]。在线法是将宏观与微观的计算一起迭代。而离线法是利用小变形原理:油膜厚度h非常小,与密封材料粗糙度同一数量级,由于h变动不会引起整个密封变形,因此密封整体结构变形提供密封面总压。本文利用离线法对Turcon VL密封进行建模,其工作环境参数见Trelleborg样本[12]。
1.1 宏观接触模型基于接触面小变形理论,利用ANSYS求解密封接触面接触压力Ps(此接触压力由密封宏观几何模型提供,称为宏观接触压力)。选取PLANE183单元作为平面计算单元,网格划分5 709个单元;CONTA169作为接触单元;TARGE172作为目标单元,摩擦系数f=0.1。O形圈材料为丁腈橡胶(NBR),V形圈材料为聚四氟乙烯,作动杆与衬套材料为不锈钢。丁腈橡胶力学性能用Mooney-Rivlin超弹性体模型描述,其二参数简化模型为[13-14]
在ANSYS中先将衬套向下挤压密封,在此动作下提取密封面接触压力作为外冲程宏观接触压力;在左端施加流体35 MPa压力,提取此时密封面接触压力作为内冲程宏观接触压力,如图 3所示。
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| 图 3 Turcon VL密封宏观接触模型 Fig. 3 Macro contact model of Turcon VL seal |
密封面润滑油膜运动模型为Reynolds方程[15]：
利用有限体积法计算流体模型,用Jacobi迭代法根据膜厚求解流体压力Φ。根据Φ可求得由流体产生的剪切应力为
与密封接触的作动杆直径D=25.4 mm,作动速度v=100 mm/s,液压油参考黏度(25℃)η0=0.043 Pa·s,初始空化因子F=1。
1.3 微观接触模型利用Greenwood-Williamson(G-W)模型作为密封面摩擦接触模型[18],此模型利用Gauss分布简化Hertz模型获得
聚四氟乙烯弹性模量比不锈钢小很多,因此忽略不锈钢变形。依据小变形理论,忽略聚四氟乙烯材料的非线性特性,用弹性变形理论计算流体压力引起的L形圈变形[19]。
假设环境温度不变,但往复运动过程中固体、流体摩擦会生热,导致温度升高。不锈钢比聚四氟乙烯传热系数大很多,因此假设热量完全传递到作动杆上。低速运动的传热模型为[20]
固体与流体摩擦产热升温对材料与流体性质有影响,尤其是流体黏度,受到温度和流体压力综合作用
因此,流体、接触、变形与温度相互耦合。沿x轴方向分94个点,按照图 4流程在MATLAB中将方程离散化并求解,收敛精度为10-3。
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| 图 4 计算流程 Fig. 4 Computational procedure |
高压是航空液压作动器的重要特点,最高压力可达35 MPa。不同流体压力密封状态不同,不仅改变密封形状,还会与温度一起改变流体黏度。
图 5为Turcon VL密封分别于0、10、20和35 MPa 4种流体压力下的密封面宏观接触压力。压力越大,接触宽度越大,接触压力也越大。为方便比较,将接触宽度末端坐标统一。35 MPa压力下宏观接触压力达到92.31 MPa。曲线左边边界条件是流体压力。
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| 图 5 不同流体压力下的宏观接触压力 Fig. 5 Macro contact pressures at different fluid pressures |
图 6为35 MPa下内冲程宏观接触压力、微观接触压力及油膜压力沿接触宽度分布,此过程满足方程(11),即微观接触压力与流体压力之和等于宏观接触压力。左侧压力边界条件是流体压力。
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| 图 6 35 MPa压力分布(内冲程) Fig. 6 Distribution of pressure 35 MPa (instroke) |
图 7为不同流体压力下的油膜压力分布,外冲程流体压力设为0 MPa。理应在内冲程0 MPa和外冲程时出现空化现象,而有压力时不出现空化是由于负压被流体压力补偿,由图 7中下凹尖端可见。空化现象会产生噪声与汽蚀,但由于密封面内空间较小,空化危害不大。与图 5对比看出,油膜压力随流体压力增大而增大。
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| 图 7 不同流体压力下的油膜压力(内冲程) Fig. 7 Oil film pressures at different fluid pressures(instroke) |
图 8为不同流体压力下的微观接触压力。不同流体压力下微观接触压力基本相同,由此亦可证明宏观接触压力变化仅影响油膜压力。由于Turcon VL密封结构特点,接触区左端一段微观接触压力大,此段磨损也较严重。图 9为膜厚分布,在其他量确定的情况下,由于G-W摩擦接触模型性质,膜厚与接触压力分布一一对应,由此说明最小膜厚区域是磨损最大区。作动杆带出流体量取决于密封面油膜厚度最小处,此段是Turcon VL密封主要工作区域,也是易磨损区。
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| 图 8 不同流体压力下的微观接触压力 Fig. 8 Micro contact pressures at different fluid pressures |
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| 图 9 不同流体压力下油膜厚度(内冲程) Fig. 9 Oil film thicknesses at different fluid pressures(instroke) |
图 10与图 11分别为不同流体压力下Turcon VL密封泄漏量Q与摩擦力Ff。其中,泄漏量表示每个往复循环周期内作动杆带出流体与带回流体之差。 Müller和Nau[11]提到用弹流润滑描述密封特点,若接触压力分布形成不对称三角形,可以利用密封的泵回作用吸回泄漏出的油液而做到零泄漏。但用混合润滑理论描述的密封面力学特征并非如此。如图 10所示,泄漏量随流体压力增大而增大,在无压力和10 MPa压力下,Turcon VL密封泄漏量为负,在20 MPa和35 MPa时,泄漏量为正。由于作动速度小,流体黏度引起的摩擦力很小,摩擦力主要来源于微观接触压力。不同流体压力下摩擦力变化见图 11。由图 8可知,不同流体压力下微观接触压力分布整体相同,但由于流体压力越大,接触宽度越大,因此摩擦力越大。
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| 图 10 不同流体压力下泄漏量 Fig. 10 Leakages at different fluid pressures |
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| 图 11 不同流体压力下摩擦力 Fig. 11 Frictions at different fluid pressures |
航空往复动密封环境另一特点是宽温,温度范围为-55~135℃。高温对流体黏度影响极大,如方程(10)表示,温度与流体压力共同影响流体黏度。温度越高,流体黏度越低。本文主要分析高温环境引起流体黏度降低对航空往复动密封的影响;而极低温度主要影响密封材料特性,不是本文研究重点。
图 12所示为航空高温(135℃)以及常温(25℃)下密封面内压力对比。高温环境会造成微观接触压力增大而油膜压力降低,油膜承载能力下降,摩擦磨损加剧。由于摩擦主要来自微观接触压力,高温导致摩擦增大,而由于摩擦生热又使温度更高,形成一种正反馈,对密封非常不利。
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| 图 12 高温与常温压力对比(内冲程) Fig. 12 Pressure comparison between high temperature and normal temperature(instroke) |
通过计算获得135℃下内外冲程作动杆与密封面间摩擦力分别为202.37 N和227.41 N,25℃下内外冲程摩擦力分别为153.15 N和232.27 N。对比可知,高温令摩擦磨损严重。
图 13所示为不同温度密封面间油膜厚度,25℃下油膜厚度是135℃的2倍多。油膜厚度和流体黏度同时影响密封泄漏。若流体黏度不变,则油膜厚度越大,泄漏量越大。但若黏度增大,泄漏量将减小,因此必须综合考虑确定密封泄漏量。135℃下每次往复循环泄漏量为0.002 7 mm3,而25℃下为-0.014 2 mm3,即不泄漏。
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| 图 13 高温与常温油膜厚度对比 Fig. 13 Oil film thickness comparison between high temperature and normal temperature |
除压力和温度外,作动速度对密封性能也有一定影响,因为运动速度直接影响密封面间油膜形成能力,而油膜压力与厚度决定密封泄漏量与摩擦力。
图 14为不同作动速度下内外冲程分别形成的油膜厚度。很明显,作动速度越快,油膜厚度越大,0.2 m/s作动速度是0.01 m/s的2倍左右,主要是由于动压支承作用的结果。
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| 图 14 不同作动速度下油膜厚度对比 Fig. 14 Oil film thickness comparison among different velocities |
图 15所示为不同作动速度下泄漏量对比。随着作动速度增加,泄漏量也增加,且增加量逐渐递减。主要原因是由于作动速度增大,油膜厚度增大,跟随作动杆运动的油液增多。
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| 图 15 不同作动速度下泄漏量对比 Fig. 15 Leakage comparison among different velocities |
图 16所示为不同作动速度下密封与作动杆间摩擦力。随作动速度增大,摩擦力减小,即摩擦磨损减小。由此可知,在航空作动器中,低速作动由于油膜较薄会加快密封磨损。
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| 图 16 不同作动速度下摩擦力对比 Fig. 16 Friction comparison among different velocities |
基于混合润滑模型,分别在高压、高温以及不同作动速度下对Turcon VL密封进行分析:
1) 高压降低密封性能,增大泄漏且加剧摩擦磨损,缩短密封寿命。因此压力越高,对密封挑战越大。
2) 高温通过降低流体黏度,大幅增加泄漏且加剧摩擦磨损。高温与摩擦生热效应形成正反馈,使工作温度更高,密封效果更差。
3) 高速作动会导致泄漏量增多,而低速作动不易形成油膜,摩擦加大。在航空作动器启动与停机时,摩擦最大,磨损最严重,而作动速度提升后泄漏量会有增大。
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