某發動機燃油增壓泵密封組件石墨環斷裂失效分析

蘇志善 李華聰 李文霞 高 帥 王 蓉

(1.西北工業大學動力與能源學院 陜西西安 710129；2.中國航發西安動力控制科技有限公司 陜西西安 710077)

燃油增壓泵是航空發動機的燃油增壓附件，在航空發動機燃油系統中起到給整個燃油系統增壓的重要作用[1]。機械密封作為泵類產品的常用密封裝置[2]，也是最容易出現故障的裝置之一，故障模式通常為機械密封失效導致漏油[3-8]。某型燃油增壓泵在使用過程中多次發生機械密封組件石墨環斷裂失效，導致滑油系統白色油氣混合狀氣體從漏油管接頭泄漏，呈現出燃油增壓泵“冒白煙”故障。

該燃油增壓泵是某型發動機低壓燃油系統配套的Ⅲ類定型附件，其作用是為發動機主燃油系統、加力燃油系統和噴口控制系統提供一定壓力的燃油，并接收各系統的低壓回油。該泵由誘導輪、離心葉輪、主軸、花鍵軸、泵蓋、渦殼、動環、機械密封組件、前后支承軸承等主要零組件組成。機械密封處的結構如圖1所示，左端機械密封浸泡在燃油中實現冷卻潤滑，右端機械密封通過一條小油路的滑油噴射到軸承上反濺到機械密封上進行冷卻潤滑。

圖1 機械密封及滑油潤滑結構原理

本文作者分析了機械密封組件石墨環斷裂以及“冒白煙”故障的直接原因，并提出了排除故障的方法。

1 石墨環斷裂原因分析

對故障燃油增壓泵進行分解，均發現石墨環斷裂，相配合的動環和靜環座有高溫變色情況，具體見圖2。

圖2 動環和石墨環故障形貌

鑒于所有燃油增壓泵的故障均為機械密封組件中的石墨環斷裂引起的，對引起石墨環斷裂的原因進行分析。

通過故障件斷裂形貌微觀檢查可知，該故障的斷裂形式為拉應力過載斷裂。由機械密封組件的結構可知，和石墨環接觸的有動環、膠圈、波形彈簧片和靜環座等零件。動環和波形彈簧片的力方向為軸向，不可能導致拉應力的過載斷裂，所以造成石墨環斷裂的最大可能為膠圈和靜環座的徑向力導致。常溫情況下，膠圈給石墨環施加的徑向力很小，不可能導致石墨環斷裂。常溫情況下，石墨環和靜環座為間隙 (0.02～0.062 mm) 配合，所以不可能產生徑向力導致石墨環斷裂。所以，文中重點分析高溫情況下膠圈和靜環座是否會因為熱膨脹對石墨環施加了較大的徑向力，導致石墨環斷裂。

1.1 高溫情況下膠圈施加力的模擬試驗

由于高溫情況下，膠圈會有一定的膨脹[9-10]，會對石墨環施加一定的徑向力，但該徑向力計算困難，只能通過實際試驗驗證。經過實際驗證，當溫度為400、500 ℃時均沒有發生石墨環斷裂。說明高溫情況下膠圈的膨脹力不是石墨環斷裂的主要原因。

1.2 高溫情況下靜環座施加力的模擬試驗

在現有機械密封組件的裝配情況下，將組件放在高溫箱中，依次在80、100、120、150、180、200、250、300、350、400、450 ℃溫度下保溫3 min，觀察石墨環是否斷裂。

試驗結果表明：隨著溫度的升高，當溫度由400 ℃升至450 ℃過程中石墨環斷裂，斷裂時的溫度為430 ℃，斷裂形貌和故障件一致，為拉應力過載斷裂。因此，高溫情況下靜環座的熱膨脹力是石墨環斷裂的主要原因。

1.3 高溫情況下靜環座和石墨環熱膨脹計算

測量結果顯示，常溫下石墨環和靜環座間隙尺寸滿足設計要求。考慮到熱膨脹的影響[11]，對間隙值隨溫度的變化進行了理論計算。如表1所示，隨著溫度的升高，石墨環和靜環座由于熱膨脹的影響，兩者之間由初始的間隙配合逐漸變為過盈配合(石墨環線膨脹系數按實測數據為5.7×10-6～6.5×10-6mm/℃，靜環座材料膨脹系數實測數據為16×10-6～19.7×10-6mm/℃)。

由表1可知，當溫度達到450 ℃時，石墨環和靜環座的過盈量為0.087 88～0.130 12 mm，說明靜環座會對石墨環施加很大的熱膨脹力。通過高溫模擬試驗可知，該熱膨脹力就是石墨環斷裂的直接原因。

根據故障形貌和石墨環斷裂試驗及分析可知，該石墨環斷裂的直接原因是受到靜環座的熱膨脹力所致。通過結構和原理分析可知，熱源的最大可能為滑油系統滑油流量供給不足，造成機械密封干摩擦所致。現對滑油系統供油情況進行分析。

表1 石墨環與靜環座間隙計算

2 滑油系統斷油分析

2.1 滑油系統簡介

某型燃油增壓泵的供油，是來自發動機滑油系統的潤滑油經過一個φ6.7 mm和一個φ2.4 mm的節流嘴后供給的。具體結構簡圖見圖3，其中φ2.4 mm節流嘴處的詳細結構見圖4。

圖3 滑油系統結構原理

圖4 三通管接頭結構

2.2 燃油增壓泵滑油流量仿真分析

鑒于滑油三通管接頭到增壓泵的油路離節流嘴的距離較近，可能會對滑油流量有影響，因此對該處結構的節流嘴擰入深度為0和7.8 mm時分別進行了流體仿真，結果見圖5。

通過仿真可知：隨著節流嘴擰入深度的加大，進油三通座向增壓泵供油支路供油的速度將明顯減少，流量下降。這是由于在節流嘴出口處會存在較強的引射作用，對流場速度分布產生明顯影響，且節流嘴擰入深度越大該影響越明顯，使得燃油增壓泵入口流量越小，甚至出現倒吸的作用。

圖5 節流嘴不同擰入深度的三通中心平面速度分布

2.3 滑油流量試驗驗證

鑒于滑油系統三通管接頭的節流嘴擰入深度可能和供給燃油增壓泵的滑油流量有直接關系，對三通管接頭進行節流嘴擰入深度和滑油流量關系的試驗。試驗結果見圖6。可知，當擰入深度大于7 mm時，滑油流量為0；隨著擰入深度的減小，滑油流量有較大的提高，當節流嘴擰入深度為0時流量為0.12 L/min。這和仿真結果較為一致，驗證了節流嘴擰入深度大，節流嘴出口處會存在較強的引射作用，對流場速度分布產生明顯影響，最終導致去往燃油增壓泵的滑油流量為0。試驗結果表明，當節流嘴擰入深度大于7 mm時，供給燃油增壓泵的滑油為0，燃油增壓泵右端機械密封組件處于干摩擦狀態。

圖6 節流嘴深度和滑油流量關系

3 故障再現試驗

為進一步驗證滑油斷油對機械密封組件的影響，進行了機械密封組件干摩擦試驗和燃油增壓泵斷滑油運轉試驗。通過2個試驗，驗證故障是否再現。

3.1 機械密封組件干摩擦試驗

將機械密封組件固定在加工中心固定平臺上，動環固定在加工中心旋轉端，調整石墨環與靜環座的距離，使距離滿足設計工作狀態規定值(石墨環和靜環座間隙為0.035 mm，如圖7所示)。同時逐步增加轉速,每5 min用紅外溫度傳感器測量一次石墨環表面溫度，并觀察石墨環是否斷裂。

圖7 石墨環組件試驗結構

試驗采用的石墨環為原材料批次為12-3批的試驗件1。試驗結果表明，當轉速從100 r/min逐漸增加到8 000 r/min過程中,石墨環工作正常，但試驗件1在8 000 r/min運轉2 min時(累計運行37 min)，聽見一聲炸裂聲。停車檢查發現石墨環外緣有崩塊，徑向有一條裂縫，動環因高溫變為黃色。試驗件的形貌和斷裂方式和故障件相似，故障再現。

3.2 燃油增壓泵斷滑油試驗

模擬在發動機上的工作狀態，對原材料批次為12-3批的試驗件2和原材料批次為12-1批的試驗件3，進行斷滑油運轉試驗。試驗結果表明：試驗件2斷滑油30 min后，石墨環出現斷裂，石墨環斷裂形貌與故障件相似；試驗件3斷滑油100 min后，石墨環出現斷裂，石墨環斷裂形貌與故障件相似。

3.3 試驗結論

將上述試驗結果統計在表2中。可知：在干摩擦和滑油斷油試驗情況下，石墨環均出現斷裂故障；滑油斷油試驗情況下，12-3批和12-1批的石墨環的斷裂時間不同，可能與間隙的大小及石墨材料批次的差異有關。

表2 干摩擦斷油試驗結果

4 改進措施及驗證

通過以上故障排查、原因分析和試驗驗證，發動機供給燃油增壓泵的滑油流量過小甚至中斷是 “冒白煙”故障的根本原因。同時通過仿真可知，節流嘴擰入深度大，節流嘴出口處會存在較強的引射作用，對流場速度分布產生明顯影響，最終導致去往增壓泵的滑油流量為0。所以提高滑油流量的最簡單措施就是將節流嘴從油路的左邊移到右邊，如圖8所示。通過試驗驗證，節流嘴從油路的左邊移到右邊后，供給燃油增壓泵的滑油流量能夠達到0.3 L/min，比改進前大大提高。同時通過發動機長試及改進后的大批量使用表明，采用改進措施后再未出現過“冒白煙”故障，機械密封組件的動環及石墨環也無高溫變色及斷裂現象，故障得到徹底解決。

圖8 改進后三通管接頭結構

5 結論

(1)某型燃油增壓泵“冒白煙”故障的直接原因是泵內機械密封組件中的石墨環斷裂，發動機滑油系統內部油氣泄漏，顯現出“冒白煙”故障。

(2)石墨環斷裂的原因是異常高溫條件下，石墨環受到靜環座徑向熱膨脹力所致。

(3)機械密封組件異常高溫原因是發動機供給燃油增壓泵的滑油流量過小甚至中斷，導致機械密封組件在高轉速、干摩擦情況下產生大量的熱量，引起異常高溫。

(4)發動機供給燃油增壓泵的滑油流量過小的原因是節流嘴擰入過深造成的引射作用，使得供給增壓泵的滑油量大大減少甚至出現中斷。

(5)針對滑油供給問題，提出了改變發附機匣節流嘴位置的措施，保證供向燃油增壓泵的滑油流量達到0.3 L /min。經過了整機試車驗證及大批量使用驗證，可以有效解決“冒白煙”故障。