Разработка мероприятий по обеспечению требуемого ресурса высокоскоростных подшипников

В течение 2001-2008 гг. в КБХА был проведен большой объем расчетных, конструкторских и экспериментальных работ поискового характера с целью разработки конструкции, изготовления опытных образцов и экспериментальной отработки вариантов быстроходных подшипников на базе серийных подшипников 35-202Ю6 и 35-202Ю3.

Основные направления работ:

1. Анализ имеющихся результатов испытаний подшипников в жидком водороде.

2. Разработка и изготовление имитаторов для АДИ подшипников в диапазоне 100000–150000 об/мин.

3. Создание методики проведения АДИ, включая испытания на модельном компоненте.

4. Обеспечение испытаний средствами измерения параметров и отработка САЗУ.

5. Анализ результатов испытаний экспериментальных вариантов подшипников и разработка новых модификаций.

Подшипники размерности 203 после испытаний в среде жидкого водорода при оборотах n = 75000-86000 об/мин в течение 8000 с имели типичный дефект – односторонняя выработка бронзового сепаратора по центрирующей поверхности на дуге 90 – 110, раскрытие сепаратора от центробежных сил по заклепкам, обрыв заклепок, заклинивание сепаратора. Из 20 серийных подшипников 3А-203Ю7 и 12 экспериментальных 35-И3042Т на семи произошло первичное разрушение сепаратора.

Подшипники размерности 209 после испытаний в среде жидкого водорода при оборотах n = 35000 об/мин в течение 4000-5000 с имели типичный дефект – одностороннюю радиальную выработку клепаного сепаратора из фторопласта Ф-4 при различных условиях нагружения радиальными и осевыми силами, различных расходах водорода через подшипник и конструктивных особенностях (количество тел качения, покрытие беговых дорожек, конструкция сепаратора). Максимальная величина износа сепаратора достигала величины 2,1 мм.

Необходимо отметить, что в процессе многолетних АДИ подшипников размерности 209 ни разу не был опробован материал сепаратора Ф-4 с наполнителем (бронзовый порошок, дробленое стекловолокно, кокс, графит, дисульфид молибдена и другие), то есть с теми компонентами, которые резко повышали износостойкость фторопласта при достигнутых скоростях. Материалы этого рода находились в эксплуатации с 1970 года, однако ВНИПП, руководивший отработкой подшипников, ни разу не порекомендовал применения новых композиционных материалов для сепараторов.

Для отработки малоразмерных высокоскоростных подшипников размерности 202 были спроектированы и изготовлены имитаторы 9.29.2306 и 9.29.2307 (рис. 3), отличающиеся друг от друга только сопловым аппаратом турбины, так как первый работал на холодном газообразном азоте с плотностью жидкого водорода, а второй на жидком водороде. Имитаторы обеспечивали устойчивую работу ротора агрегата до  170000 об/мин, одинаковые условия охлаждения и нагрузки левой и правой опор, давали возможность оснащения испытываемых подшипников разнообразной измерительной аппаратурой для получения максимального объема информации, в том числе на предаварийном и аварийном этапах работы агрегата. Создание специальных установок для автономной отработки подшипников на натурных компонентах оказывается экономически оправданным и позволяет оценить работоспособность подшипников в широком диапазоне расходов, нагрузок, температур для различных конструктивных исполнений опор.

АДИ подшипников для двигателей РД0120 и РД0410 проводились на установках с использованием жидкого водорода (1970-1990 гг). В связи с разрушением в стране производственной базы по выработке жидкого водорода появилась необходимость проводить испытания подшипников на модельном компоненте.

Рис. 3. Имитатор 9.29.2306

В качестве модельного компонента был выбран газообразный азот с параметрами Т = 120-150 К и Р = 25 кгс/см². Теплофизические свойства газообразного азота и жидкого водорода представлены в таблице 2.

Таблица 2

Компонент Параметр	N2 газообразный			H2
				Насосная опора	Турбинная опора
Давление Р, ата	25	25	25	4	116
Температура Т, К	130	150	200	20	50-88
Плотность , кг/м3	89	66	44	72	47-30
Теплоемкость Ср, Дж/кгК	1900	1400	1160	9500	15540
Динамическая вязкость 107, Пас	98	108	134	130	–
Теплопроводность , Вт/мк	0,015	0,017	0,019	0,11	–
Комплекс В,	3,82	3,51	3,19	21,4	–

Несущая способность вязкого слоя рабочего тела в зоне контакта сепаратора и колец подшипника определяется плотностью  и вязкостью , которые у газообразного холодного азота и жидкого водорода близки в рассматриваемом диапазоне давлений и температур.

Охлаждающую способность компонента характеризует комплекс В, который у азота в 5–7 раз меньше, то есть газообразный азот в качестве охладителя в 5–7 раз хуже жидкого водорода.

Стоимость испытаний подшипников в азотном и водородном имитаторах отличается в десятки раз, не считая временных затрат на производство жидкого водорода. Поэтому основной объем поисково-сравнительных испытаний различных вариантов конструкции подшипников был проведен на азотном имитаторе, а подтверждающие испытания лучших вариантов подшипников – на водородном имитаторе.

С учетом необходимости проведения большого количества испытаний с различными материалами сепараторов, конструктивных отличий подшипников при достаточно большой стоимости водородных испытаний была предложена следующая методика проведения АДИ экспериментальных подшипников:

1. Опробование стендовых систем и имитаторов на стендах НИО123, 127 ИК, выпуск актов о готовности к проведению АДИ.

2. Отработка вариантов подшипников в азотном имитаторе на контрольных режимах – 60000 и 90000 об/мин продолжительностью 50–100 с, затем пуски на номинальном режиме – 125000 об/мин продолжительностью по 900 с с набором ресурса 7200 с.

3. Варианты подшипников, успешно прошедших испытания по п. 2, продолжают испытываться при оборотах 135000 и 145000 об/мин.

Это цикл сравнительных испытаний.

4. На водородном стенде основной задачей испытаний было подтверждение работоспособности подшипников на режиме 125000 об/мин в течение 2000-5000 с. Для водородных испытаний отбирались подшипники, прошедшие испытания по пп. 2, 3 на азотном имитаторе. С учетом ряда особенностей (совмещение испытаний двигателя и имитатора, большие перерывы между испытаниями, нехватка жидкого водорода) испытания водородного имитатора заканчивались неудовлетворительно.

Это цикл подтверждающих испытаний.

В процессе проведения АДИ удалось добиться нормальной работы средств измерения параметров испытаний. Датчики оборотов фиксировали заброс ротора имитатора на уровне  155000 об/мин, датчики температуры корпуса имитатора разработки ЦИАМа стали достоверно отслеживать температуру наружного кольца подшипника.

Одновременно были отработаны каналы САЗУ по падению и забросу оборотов, по превышению входной температуры и недобору давления водорода. Разброс оборотов водородного имитатора на номинальном режиме удается поддерживать в диапазоне ± 2000 об/мин.

Испытания проводились поэтапно.

I этап. Предварительные испытания в имитаторе на азоте подшипников исходной конструкции, рекомендованных ВНИППом.

На начальном этапе в 2001-2002 гг. испытания прошли подшипники 25-126102ЮЗТ, 35-126102Ю4Т с цельным сепаратором из бронзы БрАЖМц и фторопласта марки Ф-40, а также подшипники 35-202Ю6 и 36-И3965 с клепаными сепараторами из материалов Ф-4 и НАМИ-ФБМ. Однако наработки подшипников не превышали 50–300 с, так как из-за износовых дисбалансных разрушений сепаратора испытания прекращались.

Были получены первые сведения о недостаточной износостойкости и прочности сепаратора из материала Ф-40, недостаточной износостойкости материала Ф-4 при оборотах ротора 120000 об/мин. При этих оборотах сепаратору из бронзы не хватало охлаждения, а материал НАМИ-ФБМ выявил склонность к трещинообразованию по тонким нагруженным перемычкам сепаратора.

II этап. Испытания в имитаторе на азоте подшипников с клепаными сепараторами из различных материалов

Для второго этапа испытаний был рассмотрен более широкий спектр отечественных композиционных материалов для изготовления сепараторов. Из десяти отобранных материалов для получения заготовок было выбрано четыре композиционных материала на базе фторопласта марки Ф-4:

1. Ф-4КС2 (фторопласт Ф-4 + 2 % кобальт синий);

2. Ф-4С15М5 (фторопласт Ф-4 + 15 % дробленое стекловолокно + 5 % дисульфид молибдена);

3. Ф-4С15 (фторопласт Ф-4 + 15 % дробленое стекловолокно);

4. Ф-4М5 (фторопласт Ф-4 + 5 % дисульфид молибдена).

Из этих материалов в 2003 году ВНИППом были изготовлены подшипники с клепаными стальными и керамическими шариками. В 2004 году ЗАП (г. Самара) изготовил подшипники с цельными сепараторами.

Из перечисленных выше материалов сепараторов максимальную износостойкость при испытаниях на холодном газообразном азоте показали материалы Ф-4С15М5 и Ф-4С15. Наработка при оборотах n = 125000 об/мин составила 7500 с и 7650 с за девять и одиннадцать пусков соответственно. Отмечено отсутствие износа по центрирующей поверхности сепаратора.

При последующих испытаниях подшипников с сепараторами из этих материалов при оборотах n = 135000 об/мин наработка составила  = 7200 с за восемь пусков (для сепараторов из материала Ф-4С15). Следы износа на сепараторах также практически отсутствовали.

При испытаниях подшипников на оборотах n = 145000 об/мин наработка составила  = 450 с для материала сепаратора Ф-4С15М5 (выключение установки произведено оператором из-за падения оборотов вследствие появления трещин на перемычках сепаратора). Однако следует отметить, что подшипники перед данными испытаниями предварительно отработали  = 5700 с при оборотах n = 125000 об/мин.

Подшипники с клепаными сепараторами из материала Ф-4С15 при оборотах n = 145000 об/мин отработали  = 4500 с за пять пусков. Износовые явления на сепараторах подшипников не обнаружены.

Достигнутые на этих испытаниях значения показателя быстроходности подшипников Дсрn =(3,125-3,625)10⁶ мм·об/мин соответствуют лучшим мировым достижениям.

III этап. Предварительные испытания в имитаторе на водороде подшипников с клепаными сепараторами из различных материалов.

Для испытаний в имитаторе в среде жидкого водорода были отобраны подшипники с клепаными сепараторами из материалов Ф-4КС2, Ф-4С15М5 и Ф-4С15.

Подшипники 35-202Ю6К1 с клепаным сепаратором из материала Ф-4КС2 прошли шесть пусков при оборотах n=(125000±3000) об/мин с общей наработкой   1200 с. Подшипник правой опоры оказался сильно разрушенным – сепаратор сдеформирован в "гармошку", выломаны усилительные шайбы на участке двух гнезд, шарики потеряли геометрическую форму, по беговым дорожкам колец произошло наволакивание металла с раскаткой. На втором подшипнике сепаратор имеет выработку глубиной 0,5 мм на дуге  40 по наружному диаметру, остальные элементы – в рабочем состоянии.

На следующий цикл водородных испытаний были установлены подшипники 35-202Ю6К2 с сепараторами из композиционного износостойкого материала Ф-4С15М5. На этих подшипниках проведено семь пусков с общей наработкой  = 442 с. Все пуски были прекращены по команде АВД. Анализ БМП и ММП пусков показал признаки разрушения сепараторов подшипников уже на первом пуске, который был проведен на теплом газообразном водороде вместо жидкого по стендовым причинам (недостаточное начальное захолаживание имитатора).

Цикл испытаний подшипников 35-202Ю6К2 с клепаным сепаратором из материала Ф-4С15 прошел успешно с наработкой за три пуска ресурса  = 1080 с при оборотах n = 120000–128000 об/мин. Испытания были прекращены из-за окончания жидкого водорода. После демонтажа имитатора со стенда, разборки и дефектации на сепараторе подшипника правой опоры были обнаружены трещины по боковым перемычкам гнезд и сечениям заклепок. Признаки износа сепаратора по наружному диаметру отсутствовали.

Таким образом, по результатам испытаний экспериментальных подшипников с клепаным сепаратором из композиционных материалов можно сделать следующие выводы:

1. Подшипники с сепараторами из материалов Ф-4С15 и Ф-4С15М5 работоспособны в среде холодного газообразного азота при оборотах n = 125000 об/мин, n = 135000 об/мин, n = 145000 об/мин в течение ресурсов  = 7500 с,  = 7200 с,  = 4500 с соответственно.

2. В жидком водороде удалось получить наработку  1200 с c подшипниками с клепаным сепаратором из материала Ф-4КС2. При этом сепаратор одного подшипника был разрушен. Таким образом, данный материал показал недостаточную износостойкость конструкции сепаратора.

3. При испытаниях на водороде подшипников с сепаратором из материала Ф-4С15 была достигнута наработка  = 1080 с. Однако на одном из сепараторов было обнаружено несколько трещин по тонким перемычкам. Анализ показал, что данный дефект обусловлен термическими напряжениями, вызванными разностью коэффициентов линейного расширения стального каркаса и материала Ф-4С15. Подшипник с клепаным сепаратором из материала Ф-4С15 при испытаниях в азотном имитаторе при оборотах n = 145000 об/мин отработал 4600 с за пять пусков без замечаний по состоянию сепаратора.

IV этап. Сравнительные испытания в имитаторах на азоте и водороде подшипников с цельным сепаратором.

На основе вышеприведенной информации КБХА разработало ТЗ на более совершенную конструкцию высокоскоростного подшипника для криогенных компонентов:

1. Цельный сепаратор – из износостойких композиционных материалов, что позволило сократить номенклатуру входящих в сепаратор деталей с 20 штук до одной и, главное, устранить термонапряжения его конструкции.

2. Внутреннее кольцо подшипника принято разрезным, со свинцовым твердосмазочным покрытием беговой дорожки.

3. Центрирующие поверхности бортиков наружного кольца заполированы для уменьшения трения с наружной поверхностью сепаратора.

Подшипники со стальными шариками прошли сравнительные испытания на холодном газообразном азоте при оборотах n₁ = 125000 об/мин и n₂ = 135000 об/мин в течение ₁ = 7200 с и ₂ = 4500 с соответственно. Состояние сепараторов из материалов Ф-4С15 и

Ф-4С15М5 – без дисбалансного износа, а подшипников в целом – удовлетворительное.

Проведены аналогичные испытания шарикоподшипников с цельным сепаратором из материала Ф-4С15 при оборотах, существенно превышающих реализуемые в водородном ТНА двигателя РД0146. Причем в имитаторе одновременно были установлены подшипник со стальными шариками и подшипник с керамическими шариками.

После испытаний азотного имитатора на оборотах n₁=146000 об/мин в течение  = 100 с и на оборотах n₂ = 151000 об/мин в течение  = 140 с на подшипнике 35-276202Ю2Г с керамическими шариками обнаружены две радиальные трещины боковых перемычек гнезд под шариками. На втором подшипнике 35-276202Ю2 с металлическими шариками признаки разрушений отсутствовали. Особо следует отметить, что состояние внутренних и наружных колец подшипников как со стальными, так и с керамическими шариками было без замечаний.

Гибридный подшипник 35-276202Ю3Г с керамическими шариками (материал сепаратора Ф-4С15М5) и подшипник 35-276202Ю2 со стальными шариками (материал сепаратора Ф-4С15) прошли испытания в имитаторе с применением в качестве охладителя жидкого водорода. Подшипники за пять пусков проработали  = 1651 с в диапазоне оборотов n  123500–126000 об/мин. На сепараторе из материала Ф-4С15М5 отмечены незначительные следы касания по внутреннему диаметру на дуге  120 и по наружному диаметру на дуге  80. Остальные элементы подшипника – без замечаний. На сепараторе из материала Ф-4С15 отмечены затемненные следы касания (без износа) о поверхности колец подшипника. Остальные элементы подшипников (шарики и кольца) – без замечаний.

V этап. Заключительные испытания в имитаторах на азоте и водороде подшипников с модернизированным сепаратором.

По результатам испытаний подшипников с цельным сепаратором из материалов Ф-4С15 и Ф-4С15М5 в водородном и азотном имитаторах были внесены следующие конструктивные изменения.

1. Ширина сепаратора увеличена с 11 до 12 мм для повышения его жесткости и прочности боковых стенок гнезд.

2. Монтажные зазоры между сепаратором и кольцами подшипника подкорректированы для того, чтобы при рабочих оборотах в водороде сепаратор центрировался по наружному диаметру без касания бортиков внутреннего кольца подшипника.

3. Поверхности бортиков внутреннего кольца заполированы.

4. Гнезда под шарики в сепараторе выполнены с развалом в окружном направлении с размерами 6,2 х 6,5 мм вместо цилиндрических  6,1 мм.

5. Беговая дорожка наружного кольца покрыта свинцом толщиной 0,001–0,004 мм.

В сентябре 2009 года были проведены испытания подшипников 35-276202Ю4 с модернизированными сепараторами из материала Ф-4С15 на азотном имитаторе.

Суммарная наработка подшипников составила 6400 с. После проведения испытания установка была демонтирована, имитатор разобран, подшипники продефектированы. По результатам внешнего осмотра матчасть в удовлетворительном состоянии.

Наружное кольцо, внутреннее кольцо, тела качения каждого подшипника – в удовлетворительном состоянии. По наружному диаметру сепараторов – следы касания и трения о борта наружного кольца подшипников на дугах 120–270 без износа контактируемой поверхности сепаратора.

Нормальное (рабочее) состояние сепараторов и подшипников в целом подтверждается характером поведения параметров испытания, из которых наиболее характерными являются выбег ротора и температура наружного кольца подшипника (Т_ПО, Т_ЛО). Выбег ротора на всех пусках составляет   30 с независимо от уровня оборотов на основном режиме. Уровни температур соответствуют естественному приросту тепловыделения при увеличении оборотов ротора имитатора.

Исходя из технических возможностей водородного производства ИК предусматривалось проведение двух испытаний водородного имитатора 9.29.2307 продолжительностью ~2000 с каждое.

Первое испытание водородного имитатора 9.29.2307 было проведено 22.09.09 и состояло из 10 пусков общей продолжительностью 2188,7 с. На двух пусках прошла команда АПП (аварийное прекращение пуска) из-за незначительного превышения уровня входной температуры жидкого водорода перед имитатором (ТГДИП = ТГДИП < 25К). Оборотов ротора имитатора на этих пусках не было, т.е. ресурс 2188,7 с набран практически за восемь пусков.

Повторное испытание имитатора 9.29.2307 состоялось в 2009 году. В процессе испытания было проведено восемь пусков имитатора с общей наработкой 2280,96 с.

Поведение ММП на всех восьми пусках подтверждает работоспособное состояние испытываемых шарикоподшипников. Стабильность оборотов ротора имитатора, плавный выбег ротора при выключении, уровень температуры наружных колец подшипников, стабильность температуры водорода в дренажах свидетельствуют об отсутствии износовых явлений центрирующей поверхности сепаратора по наружному диаметру.

Экспресс-анализ БМП повторного испытания имитатора также подтверждает работоспособное состояние подшипников после суммарной наработки 4469,66 с в среде жидкого водорода в диапазоне оборотов 115000-126000 об/мин за 16 пусков.

В 2010 году ЗАП изготовлена первая партия опытных подшипников 35-276202Ю2 в количестве 30 штук (скомплектованных попарно), в конструкции которых учтены все нововведения, повышающие работоспособность подшипников в составе ТНАГ двигателя РД0146.

Для подтверждения работоспособности подшипников в объем входного контроля включили проведение испытаний в азотном имитаторе в диапазоне оборотов (100–115)10³ об/мин с общей наработкой 4500 с. Удовлетворительные результаты испытаний подтвердили достаточную прочность и износостойкость конструкции модернизированного сепаратора из материала Ф-4С15 высшего сорта.

В 2010 году для проверки работоспособности подшипников 35-276202Ю2 в гарантийном диапазоне оборотов ротора ТНАГ двигателя РД0146 n = (125-135)10³ об/мин в течение ресурса  5000 с были проведены два испытания подшипников в водородном имитаторе 9.29.2307.

В процессе испытаний подшипники отработали:

при оборотах 125000 ± 2000 об/мин – 2982 с,

при оборотах 130000 ± 2000 об/мин – 802 с,

при оборотах 135000 ± 2000 об/мин – 1321 с.

Суммарная наработка подшипников составила _ = 5105 с. При дефектации подшипников была отмечена местная радиальная выработка глубиной 0,08-0,1 мм на дуге 90-110 по наружному диаметру сепаратора от контакта с центрирующими бортиками наружного кольца подшипника. При толщине сепаратора 3 мм его работоспособность полностью сохранилась.

После удовлетворительных результатов испытаний подшипников 35-276202Ю2 в азотном и водородном имитаторах две пары подшипников были установлены в ТНАГ двигателя РД0146 № 4.

Таким образом, в результате проведенного комплекса конструкторских, расчетных и экспериментальных работ созданы высокоскоростные малогабаритные подшипники 35-276202Ю2 для ТНАГ двигателя РД0146.

УДК 62-762

ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА И ПРОЕКТИРОВАНИЯ УПЛОТНЕНИЙ ВОДОРОДНЫХ НАСОСОВ

Иванов А.В. – КБХА, канд. техн. наук

Приведены некоторые особенности проектирования уплотнений водородных насосов турбонасосных агрегатов жидкостных ракетных двигателей, связанных со специфическими физико-химическими характеристиками рабочего тела – водорода.

Одним из основных направлений в повышении эффективности и экологичности ЖРД является использование в качестве компонентов топлива пары – жидкий водород и жидкий кислород, обеспечивающих максимальный удельный импульс тяги. В настоящее время в мире (в США, КНР, России, Японии, Европе) создана широкая гамма кислородно-водородных двигателей с тягой от 40 кН до 3 МН как для первых, так и для верхних ступеней ракет-носителей и разгонных блоков. Все использующиеся кислородно-водородные двигатели выполнены с турбонасосными агрегатами (ТНА). Одним из основных элементов, определяющих работоспособность ТНА, являются уплотнения проточной части насоса. Так как жидкий водород имеет специфические физико-химические характеристики (например низкую температуру кипения порядка 20 К, плотность примерно в 14 раз меньшую плотности воды), работа уплотнений имеет определенные особенности. Ниже приведены некоторые из особенностей работы уплотнений водородных насосов ТНА ЖРД.

Большое число уплотнений проточной части. Водородные насосы, как правило, многоступенчатые. Например, в ТНА водорода двигателя SSME (рис. 1) – 8 уплотнений проточной части насоса [1], а в водородном насосе ТНА двигателя РД0120 – 9 уплотнений проточной части (рис. 2) [2].

Рис. 1. ТНА водорода двигателя SSME:

1–8 – уплотнения проточной части насоса

Рис. 2. ТНА двигателя РД0120:

1–9 – уплотнения проточной части водородного насоса

Низкая температура рабочего тела. Это ведет к высоким температурным деформациям элементов уплотнений. Для уплотнений агрегатов, работающих на криогенных компонентах, особенно на жидком водороде, характерна работа в условиях высоких температурных деформаций элементов конструкции. Работа насосов, перекачивающих криогенные жидкости, характеризуется значительным изменением температуры при работе по сравнению с температурой при сборке. Температурные деформации элементов уплотнения могут привести к изменению размеров и взаимному перекосу осей элементов уплотнения. Это ведет к перераспределению давления в уплотнительном зазоре, изменению расходных и динамических характеристик уплотнения. Поэтому при проектировании криогенных агрегатов необходимо проводить анализ влияния температурных деформаций на достаточность зазоров в уплотнениях при сборке, захолаживании, основном режиме работы, переходных режимах работы.

Радиальные температурные деформации уплотнения можно определить по следующей зависимости:

,

где R_р – радиус уплотнительного диаметра роторной части уплотнения;

R_у, – радиус уплотнительного диаметра статорной части уплотнения;

_р – температурный коэффициент линейного расширения материала роторной части уплотнения;

_у – температурный коэффициент линейного расширения материала статорной части уплотнения;

Т_раб.р – температура роторного элемента уплотнения при работе;

Т_сб.р – температура роторного элемента уплотнения при сборке;

Т_раб.у – температура статорного элемента уплотнения при работе;

Т_сб.у – температура статорного элемента уплотнения при сборке.

Для анализа влияния температурных деформаций на основании данных работы [3] были составлены полиноминальные зависимости для определения температурных коэффициентов линейного расширения. Для анализа были выбраны следующие материалы: сталь 12Х18Н10Т, сталь AISI 440, по своим характеристикам близкая к подшипниковым сталям; титановые сплавы ВТ6 и ВТ5-1, антифрикционная бронза БрБ2, алюминиевый сплав АК6. Графики изменения температурных коэффициентов линейного расширения для выбранных материалов приведены на рис. 3, аппроксимирующие зависимости в таблице 1.

Рис. 3. Температурные коэффициенты линейного расширения

При сборке и захолаживании уплотнения недопустимо возникновение натяга между роторным и статорным элементами уплотнения, так как это может привести к значительному увеличению момента страгивания ротора и повреждению уплотнительных поверхностей. При захолаживании в зависимости от материала конструкции, коэффициентов теплопроводности, конфигурации и массы деталей может реализоваться несколько различных вариантов изменения уплотнительного зазора: одновременное захолаживание роторного и статорного элементов уплотнения, более быстрое захолаживание роторного или статорного элемента уплотнения.

Таблица 1

Зависимости температурного коэффициента линейного расширения от температуры

Материал	Аппроксимирующая зависимость
ВТ6
ВТ5-1кт
АК6
БрБ2
AISI 440

При захолаживании важно знать, материал какого элемента уплотнения – роторного или статорного – имеет бóльшее значение температурного коэффициента линейного расширения. Для примера рассмотрим различные варианты изменения радиального уплотнительного зазора при захолаживании в зависимости от сочетания материалов роторного и статорного элементов уплотнения. Для анализа рассмотрим следующие варианты сочетания пар материалов:

• ротор – титановый сплав ВТ6С, статор – бронза БрБ2;

• ротор – титановый сплав ВТ5-1кт, статор – сталь типа AISI 440;

• ротор – АК6, статор – сталь типа AISI 440.

Также при проведении анализа рассмотрим три возможных варианта изменения температуры роторного и статорного элементов уплотнения при захолаживании, которые реализуются в зависимости от конструктивного исполнения элементов уплотнения, массы роторного и статорного элементов уплотнения, коэффициентов теплопроводности материалов роторного и статорного элементов уплотнения:

• одновременное захолаживание роторного и статорного элементов уплотнения;

• более быстрое захолаживание роторного элемента уплотнения по сравнению со статорным;

• более медленное захолаживание роторного элемента уплотнения по сравнению со статорным.

Проведенные расчеты теплового состояния различных конструкций криогенных агрегатов показывают, что разность температур между роторным и статорным элементами уплотнения может достигать 50 К. Эту величину разности температур элементов уплотнения будем использовать при анализе изменения зазоров в процессе захолаживания.

При проведении анализа будем использовать понятие относительного зазора в уплотнении – отношение радиального зазора уплотнения к радиусу уплотнительной поверхности роторного элемента уплотнения – . Для большинства бесконтактных уплотнений значение относительного зазора в уплотнении находится в диапазоне от 0,001 до 0,005. Кроме того, используем понятие относительного радиуса уплотнительной поверхности роторного – и статорного – элементов уплотнения ( – радиус уплотнительной поверхности ротора при работе (захолаживании), – радиус уплотнительной поверхности ротора при сборке, – радиус уплотнительной поверхности статора при работе (захолаживании), – радиус уплотнительной поверхности статора при сборке).

На рис. 4 приведено изменение относительного радиуса уплотнительной поверхности ротора водородного насоса в процессе захолаживания при его изготовлении из титановых или алюминиевого сплавов.

Рис. 4. Изменение относительного диаметра роторного элемента уплотнения при захолаживании;

1 – ротор ВТ6С; 2 – ротор ВТ5-1; 3 – ротор АК6

На рис. 5 приведено изменение относительного радиуса уплотнительной поверхности статорного элемента уплотнения водородного насоса в процессе проведения захолаживания для различных материалов при относительном зазоре в уплотнении 0,025.

Рис. 5. Изменение относительного диаметра статорного элемента уплотнения при захолаживании:

1 – статор БрБ2; 2 – статор AUSI440

Из рис. 4, 5 видно, что при расчете зазора необходимо тщательно выбирать монтажный зазор, так как при ошибке в его выборе в процессе захолаживания может произойти заклинивание уплотнения, что приведет к повышенному моменту страгивания и вращения ротора турбонасосного агрегата при запуске, повреждению уплотнительных поверхностей, а при определенных условиях – выходу агрегата из строя.

На рис. 6 приведено изменение относительного зазора для сочетания материалов: ротор – титановый сплав ВТ6С, статор – бронза БрБ2. На рис. 7 ротор – титановый сплав ВТ5-1кт, статор – сталь типа AISI 440. На рис. 8 ротор – АК6, статор – сталь типа AISI 440 водородного насоса при различном сочетании скоростей захолаживания роторного и статорного элементов уплотнения. Значение относительного монтажного зазора в уплотнении для всех трех сочетаний пар материалов 0,025.

Очевидно, что при сочетании большего температурного коэффициента линейного расширения материала статорного элемента уплотнения по сравнению с роторным (ротор – титановый сплав ВТ6С, статор – бронза БрБ2) зазор при захолаживании уменьшается более чем в 2 раза. При этом с точки зрения работоспособности уплотнения более важное значение имеет выбор монтажного зазора, чем сочетание темпа захолаживания роторного и статорного элементов уплотнения.

При использовании материалов с близкими температурными коэффициентами линейного расширения (титановый сплав ВТ5-1кт и сталь типа AISI 440) изменение зазора между роторным и статорным элементами уплотнения невелико по сравнению с величиной первоначального монтажного зазора. Однако при более быстром по сравнению с ротором захолаживании статорного элемента уплотнения при определенном зазоре в уплотнении может произойти контакт (заклинивание) роторного и статорного элементов уплотнения. То есть при близости значений температурных коэффициентов линейного расширения важно выбирать не только зазор в уплотнении, но темп изменения температуры роторного и статорного элементов уплотнения.

Рис. 6. Изменение относительного зазора для пары материалов: ротор – титановый сплав ВТ6С, статор – бронза БрБ2

1 – одновременное захолаживание; 2 – ротор захолаживается быстрее; 3 – статор захолаживается быстрее

Рис. 7. Изменение относительного зазора для пары материалов: ротор – титановый сплав ВТ5-1кт, статор – сталь типа AISI 440

1 – одновременное захолаживание; 2 – ротор захолаживается быстрее; 3 – статор захолаживается быстрее

Рис. 8. Изменение относительного зазора для пары материалов: ротор – алюминиевый сплав АК6, статор – сталь типа AISI 440

1 – одновременное захолаживание; 2 – ротор захолаживается быстрее; 3 – статор захолаживается быстрее

При использовании сочетания материалов с большим температурным коэффициентом линейного расширения роторного элемента уплотнения по сравнению со статорным (ротор – алюминиевый сплав АК6, статор – сталь типа AISI 440) в процессе захолаживания происходит увеличение зазора в уплотнении примерно в 1,5 раза. Изменение зазора не приводит к появлению возможности заклинивания уплотнения. Таким образом, в этом случае важнее выбрать первоначальный зазор в уплотнении, чем темп изменения температуры роторного и статорного элементов уплотнения.

Необходимо отметить, что любое изменение зазоров в уплотнениях ведет к изменению экономичности за счет изменения утечек через уплотнение и динамических характеристик системы ротор – уплотнение из-за перераспределения давления в уплотнительном зазоре и связанного с ним изменения сил. Изменение сил в уплотнительном зазоре при определенных условиях может привести к автоколебаниям в системе ротор – уплотнение, что вызывает повреждение уплотнительных поверхностей, приводит к росту потребляемой мощности и в дальнейшем – выходу агрегата из строя.

На основном режиме работы при определении зазоров в уплотнениях необходимо учитывать не только силовые, но и термические деформации. Так, для уплотнения водородного насоса с полуподвижным кольцом [4], имеющим внутренний диаметр 100 мм, сравним термические и силовые деформации кольца при перепадах давления 5, 10, 15 МПа. Пересчет силовых деформаций кольца при изменении температуры осуществлялся по следующей зависимости: ,

где , – радиальные деформации кольца от перепада давления Δр при температуре Т и при температуре сборки;

Е_Т, Е_сб – модули упругости материала кольца при температуре Т и при сборке.

Температурные деформации кольца:

,

где α – температурный коэффициент линейного расширения материала кольца;

ΔТ – изменение температуры уплотнения при работе по сравнению с температурой при сборке.

Ниже приведен график зависимости – отношения температурных и силовых деформаций от температуры уплотнения (рис. 9).

Рис. 9. Зависимость отношения температурных и силовых деформаций плавающих колец от их температуры

кольцо из бронзы; кольцо из стали.

Из рисунка видно, что чем меньше перепад давления на уплотнении, тем быстрее начинается превышение температурных деформаций над силовыми. Например, для рассматриваемого уплотнения в случае его изготовления из стали при перепаде давления 10 МПа при температуре жидкого водорода (20 К) температурные деформации превышают силовые примерно в 5,5 раза, а при изготовлении кольца из бронзы – примерно в 4,5 раза. Большее превышение температурных деформаций над силовыми для стали по сравнению с бронзой связано с тем, что соотношение между коэффициентами линейного расширения стали и бронзы составляет 0,83–0,91, а соотношение между модулями упругости стали и бронзы 1,5–1,6, что свидетельствует о большей величине силовых деформаций кольца из бронзы по сравнению со стальным при сопоставимых значениях температурных деформаций колец из этих материалов.

Таким образом, при создании уплотнений криогенных насосов нельзя ограничиваться рассмотрением только захолаживания или только основного режима работы. Так, чтобы минимизировать влияние температурных деформаций на зазоры в уплотнениях, необходимо либо подбирать материалы роторного и статорного элементов уплотнения с близкими значениями коэффициентов линейного расширения, либо использовать одинаковые материалы. Кроме того, при проектировании агрегата необходимо выполнять расчет экономичности и динамических характеристик роторов с учетом зазоров в уплотнениях, полученных, в свою очередь, с учетом влияния всех факторов, в том числе температурных деформаций.

Работа при высоких (до 500 м/с) окружных скоростях. Высокие окружные скорости связаны с тем, что водородные насосы, как правило, высокооборотные, а уплотнения располагаются в районе наружного диаметра крыльчатки.

Значительные теплоперепады на уплотнении при его расположении между насосом и турбиной. Эта особенность характерна для ТНА двигателей, выполненных по схеме с газогенератором. Для сравнения теплонапряженности уплотнений между насосом и турбиной сравним разность между температурами турбины и насоса для различных компонентов топлива. Для удобства сравнения примем, что температура на турбине для всех компонентов одинакова и равна 900 К, температура насоса составляет 20 К – для насоса водорода, 90 К – для насоса кислорода, 115 К – для насоса метана, 300 К – для насоса керосина.

При заданных выше условиях уплотнение между турбиной и насосом водорода в 1,5 раза более теплонапряженное, чем уплотнение для керосина; в 1,12 раза – чем для метана и в 1,09 раза – чем для кислорода. Дополнительно к большому теплоперепаду для такого уплотнения имеет место влияние как жидкого, так и газообразного водорода на характеристики материалов. Высокий теплоперепад ведет к появлению так называемого «зонтичного» эффекта – значительным температурным деформациям и напряжениям элементов конструкции узла турбины, что может привести к изменению характеристик турбины или даже заклиниванию уплотнения и разрушению элементов узла турбины.

Влияние уплотнений на характеристики насоса. Изменение зазора в уплотнении при изменении режима агрегата ведет к изменению характеристик насоса на режимах регулирования по сравнению с характеристиками насоса на номинальном режиме. Ситуация с изменением характеристик насоса усугубляется еще и большим числом уплотнений проточной части в насосе. Кроме того, утечки через переднее уплотнение крыльчатки первой ступени насоса могут привести к тепловому кавитационному срыву насоса из-за подогрева утечек, проходящих через уплотнение и попадающих в основной поток, что особенно актуально для насосов ЖРД небольших тяг – маршевых двигателей разгонных блоков и межорбитальных буксиров. Подогрев утечек связан с дросселированием рабочего тела при его течении через уплотнение.

Влияние уплотнений на динамические характеристики роторов насосов. Уплотнения проточной части водородных насосов оказывают существенное влияние на динамические характеристики роторов. Например, в процессе доводки водородного ТНА двигателя SSME межорбитального транспортного космического корабля многократного использования «Space Shuttle» выявились дефекты роторной системы, связанные с уплотнительными узлами: субсинхронные колебания ротора на рабочей частоте вращения, приведшие к разрушению ротора. Избавиться от субсинхронных колебаний ротора удалось только в результате замены ступенчатых лабиринтных уплотнений, служивших причиной этих колебаний, на ступенчатые щелевые уплотнения. Следует отметить, что практически все роторы используемых в настоящее время в ЖРД водородных насосов работают с рабочей частотой вращения, превышающей первую критическую частоту вращения, а ротор водородного насоса японского двигателя LE-7 [3] при выходе на рабочую частоту вращения последовательно проходит три критические частоты вращения. Таким образом, уплотнения проточной части водородных насосов в определенные моменты времени работают в условиях перехода ротора через критические частоты вращения – в условиях повышенных амплитуд колебаний уплотнительных поверхностей ротора. Также уплотнения из-за их большого числа выполняют роль гидравлических демпферов. Например, демпфирование колебаний при переходе критических частот вращения в водородном насосе двигателя VINCI, разрабатываемого во Франции, осуществляется за счет развитых в осевом направлении щелевых уплотнений – своеобразного гидравлического демпфера.

В качестве уплотнений водородных насосов ТНА ЖРД используются, как правило, бесконтактные уплотнения. Выбор типа бесконтактного уплотнения в существенной степени определяется наличием опыта разработки и эксплуатации, традициями конкретного конструкторского бюро. На практике в настоящее время в водородных насосах ТНА ЖРД используются гладкие и ступенчатые неподвижные щелевые уплотнения, простые и ступенчатые лабиринтные уплотнения с гладким ротором и с ротором с гребешками, уплотнения с плавающими и полуподвижными кольцами. Например, в уплотнениях крыльчаток водородного ТНА двигателя SSME применены ступенчатые лабиринтные уплотнения (рис. 1), а в водородном насосе ТНА двигателя РД0120 применены уплотнения с полуподвижными кольцами (рис. 2). Выбор материала уплотнений определяется только его работоспособностью в среде водорода при заданных рабочих условиях.

Выводы

Уплотнения проточной части водородных насосов являются одним из основных элементов, определяющих энергетические характеристики и работоспособность насоса. При проектировании водородных насосов необходимо учитывать их влияние на динамические характеристики роторов. При расчете и проектировании уплотнений необходимо учитывать не только силовые, но и температурные деформации элементов уплотнения.

Литература

1. Гахун Г.Г., Баулин В.И., Володин В.А. и др. Конструкция и проектирование жидкостных ракетных двигателей/под ред. Г.Г. Гахуна. М.: Машиностроение, 1989.

2. Дмитренко А.И. Развитие конструкции турбонасосных агрегатов ЖРД, разработанных в КБХА. Научно-технический юбилейный сборник. Воронеж: КБХА, 2001.

3. Новицкий Л.А., Кожевников И.Г. Теплофизические свойства материалов при низких температурах. Справочник. М.: Машиностроение, 1975.

4. Белоусов А.И., Иванов А.В. Особенности конструкции и работы уплотнений проточной части водородных насосов. Известия вузов. Авиационная техника. № 1, 2007.

УДК 621.675: 629.7.036.54-63