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0 前言
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压气机是航空发动机核心部件，呈多级轴向排布，每“级”由一个转子叶片排与一个静子叶片排构成，转子叶片高速转动对气流做功，静子叶片则起到整流作用，空气流经各级叶片时温度、压力不断升高。为满足工作温度需求，前面级一般为钛合金、后面级则采用镍基高温合金作为主要材料；为减小泄漏损失，转、静子间的径向工作间隙应在保证工作安全的前提下尽可能小，因而一般需要在机匣内表面喷涂可磨耗封严涂层、或在静子内环上设置可磨耗金属蜂窝。尽管有可磨耗层保护，在飞机机动飞行、加减速等瞬态过程或其它异常情况导致的转、静子位置不匹配或变形不协调时，仍不可避免发生转静子径向碰磨，造成涂层磨损、零部件损伤、发动机性能衰退、转子系统振动特性变化，甚至产生大量摩擦热点燃钛合金（即“钛火”故障）。而“钛火”一旦发生，便会迅速扩展，造成发动机在短时间内被烧毁，严重威胁飞行安全[1-2]。
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压气机转静子叶尖碰磨具有摩擦速度高（400～500 m / s）、且与高温（几十到数百摄氏度）高压（常压到几个大气压）高速气流环境强耦合的特点。航空发动机转静子的高速摩擦磨损和摩擦能量耗散对发动机工作安全和钛火故障的产生具有决定性影响，学者对此开展了大量的研究工作。转静子高速碰磨一方面会造成材料的摩擦磨损[3]；另一方面高速碰磨导致的摩擦热还可能引起“钛火”故障的发生，为航空发动机中摩擦热效应的特有问题。因此，本文从转静子摩擦磨损机制与摩擦热两方面分别介绍研究进展，最后再综述二者的相互影响。需要说明的是，碰磨引起的动力学问题不在本文的讨论范围。
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1 转静子摩擦磨损机制
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航空发动机压气机典型结构如图1 所示，为使压气机转静子在尽可能小的工作间隙下运行安全，通常在转子叶尖对应机匣上制备有不同种类的涂层，典型的航空发动机压气机静子涂层与对应转子材料类型如表1 所示。涂层一般为底层和面层组合式的双层结构，底层为粘接层，最常见的是镍包铝 （Ni-Al）；而面层为可磨耗层，主要有镍、铜、铬、铝等及其合金的金属材料和聚苯酯、石墨、硅藻土、膨润土、六方氮化硼等非金属材料复合在一起；亦有在双层基础上加入特定功能层的多层结构，如阻燃涂层[4-5]就是在底层和面层之间加入了热障涂层。航空发动机转静子高速摩擦的大多数研究都是针对金属合金叶片和对应机匣涂层类的摩擦配副开展的。
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图1 航空发动机压气机典型结构及转静子碰磨部位
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Fig.1 Typical structure of aero-engine compressor showing the rotor-stator colliding parts
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针对压气机转静子间的高速摩擦磨损问题，研究人员主要以试验[9-11]为主，结合数值模拟[12-14]，通过研究初步揭示了转静子碰磨时多种因素对摩擦磨损机制的影响规律。
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1.1 传统涂层转静子摩擦磨损机制
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以铝和镍为基的涂层，如 AlSi-hBN、AlSi-聚亚酰胺和 NiAl-hBN、Ni-石墨等，是典型的静子涂层。一般喷涂在静子机匣内表面或静叶封严环内表面[15]，在转静子发生高速碰磨时对零件起到保护作用。航空发动机转子与静子间高速摩擦磨损受转子侵入速率 （碰磨时单位时间内转子侵入静子深度，常用单位为 μm / s 和 mm / s）、摩擦速度、叶片和涂层硬度、叶片厚度、气流压力和温度等众多因素影响[16-18]。
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为研究侵入速率和碰磨速度等参数对碰磨行为与磨损形式的影响，美国普惠公司的 LAVERTY[16] 以钛合金叶片和纤维金属静子涂层为对象，在 152 和 213 m / s 碰磨速度、2.5 μm / s～2.5 mm / s 侵入速率、0.5 mm～1.8 mm 叶片厚度条件下，进行了地面模拟试验研究。LAVERTY 识别出了五个对转静子碰磨行为具有显著影响的变量：侵入速率是对碰磨能量影响最显著的变量，摩擦速度和叶片厚度的影响次之，侵入深度和叶片碰磨次数的影响较小。在低侵入速率时，碰磨能量和磨损程度均较低；中等侵入速率时，静子涂层向叶片发生转移；高侵入速率时，碰磨能量和磨损程度均较为严重。为深入探究转静子间摩擦时的侵入速率对磨损机制的影响，英国谢菲尔德大学的 STRINGER 等[19]和 FOIS 等[20]以 Ti-6Al-4V 叶片与AlSi-hBN 静子涂层配副进行了实验研究，其采用的碰磨速度为 100～200 m / s、侵入速率 3.4 μm / s～1.0 mm / s。结果表明，低侵入速率时静子涂层主要以完整相被拔出 （Plucking out of complete phases）的方式黏着转移至转子叶尖，因而磨损和黏着转移严重。而高侵入速率时则主要发生切削式磨损，磨损和黏着转移的程度均较轻[19-20]。浙江大学的 ZHANG 等[21]对 AlSi 聚酯静子涂层的研究也表明，侵入速率对转静子的摩擦磨损具有显著影响，高侵入速率增加了碰磨力和涂层的磨损。
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摩擦速度也是影响转静子磨损机制的关键因素之一。中国科学院沈阳金属研究所的 XUE 等[22-23] 研究发现：随着摩擦速度的提高，摩擦产生的热量加剧，导致静子涂层的磨损形式从低速时的以犁沟磨损和微破裂为主（图2a），转变为以塑性变形、严重黏着转移甚至局部熔化为主；随着摩擦速度的提高，钛合金转子叶片的磨损增加，其磨损机制从犁沟和塑性涂抹转变为严重氧化磨损[23]。在 150 m / s 高速摩擦工况下，摩擦热导致转子叶片表层形成的钛氧化物产生大量网状裂纹并易发生破坏 （图2b），无法对钛合金提供有效保护，导致磨损加剧。此外，高摩擦速度下转子材料向静子涂层的黏着转移也进一步增加。两种因素的共同作用，导致高速工况下转子的磨损加剧。
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图2 摩擦速度对钛合金转子叶尖磨损表面形貌影响[22]
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Fig.2 Effect of friction velocity on tip wear surface morphology of titanium alloy rotor[22]
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实际上，无论是侵入速率，还是摩擦速度，对压气机转子及其配对涂层的摩擦磨损过程都非常关键，研究应将各类因素都综合考虑进来。英国谢菲尔德大学的 WATSON 等[24-25]针对钛合金转子 / AlSi 涂层和镍基合金转子 / NiCrAl 涂层这两类典型转静子配副，研究了侵入速率、摩擦速度以及涂层硬度对摩擦磨损机制的影响。镍基合金转子与 NiCrAl 静子涂层配副时的磨损受摩擦速度的影响显著，高摩擦速度时的摩擦温升较高，但碰磨作用力较小，转子的磨损程度也较轻；而在 100～200 m / s 的试验速度范围内，钛合金转子与 AlSi 静子涂层配副时的磨损则基本不受摩擦速度的影响；涂层硬度越高，两类配副的法向力越高，磨损越严重；而对 AlSi 涂层而言，涂层硬度高还会造成切向力和摩擦温升的增加。
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为明晰摩擦速度和侵入速率对转静子摩擦磨损机制的综合影响，研究人员尝试建立了磨损机制图。早期瑞士 Sulzer 公司的 BOREL 等[26]通过试验研究建立了两种 AlSi 静子涂层的高速磨损机制，如图3 所示。图中横坐标为碰磨速度，纵坐标为侵入速率， A 代表静子涂层向转子的黏着转移（Adhesive transfer from coating to blades），M 代表局部融化 （Melting），S 代表剪切涂抹（Smearing），C 代表切削式磨损（Cutting），T 代表钛合金转子向静子涂层的黏着转移（Adhesive transfer from titanium blades to coating）。由图3 可见，转静子的磨损机制受到材料特性、摩擦速度和侵入速率的复合影响，在高速摩擦时低熔点静子涂层（AlSi-聚酯涂层）发生熔化磨损，而高熔点静子涂层（如 AlSi-聚亚酰胺涂层） 则发生切削磨损。当侵入速率较高时，低熔点静子涂层表现为黏着磨损，而高熔点涂层则发生钛合金叶尖向涂层的黏着转移。法国贝尔福-蒙贝利亚大学的 BOUNAZEF 等[26-27]研究了摩擦速度和侵入速率对转静子磨损机制的影响，并提出了图4 所示的磨损机制图。在摩擦速度和侵入速率均较低时，转静子间的磨损机制以静子向转子的黏着转移和犁沟磨损为主，如图4 左上角区域所示；随着摩擦速度的提高，切削效应逐渐加强，磨损机制逐渐转变为以切削式磨损为主，如图4 中左侧区域所示。当摩擦速度和侵入速率均较高时，黏着转移效应较弱，而切削效应、过热和微破裂变为主导作用，如图4 中右上侧区域所示。
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图3 BOREL 于 1989 年提出的转静子磨损机制图[26]
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Fig.3 Rotor-stator wear mechanism diagram proposed by BOREL in 1989[26]
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图4 BOOUNAZEF 于 2004 年提出的转静子磨损机制图[27]
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Fig.4 BOOUNAZEF’s (2004) diagram of the rotor-stator wear mechanism[27]
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随着磨损机制图的建立和完善，研究者对转静子高速摩擦行为有了较为全面的认识，可初步指导工程师进行航空发动机压气机转静子配副的设计以及相应的涂层研制。后期，随着工程应用问题的不断暴露、以及观测和分析技术的进步，研究人员又对压气机转静子碰磨过程中的黏着转移、压实、弹性恢复等现象进行了研究，进一步加深了对高速摩擦磨损机制的理解。
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黏着转移[28-30]是转静子摩擦磨损机制中的重要形式。FOIS 等[20]采用频闪成像研究了转子叶尖与静子间黏着磨损的过程，包括低速率黏着、稳定黏着、黏着结点材料的断裂等三个阶段。在黏着结点断裂后，材料会继续发生黏着，如图5a～5c 所示的过程中，叶尖的长度随黏着的进行而不断增加，当黏着累计到一定程度时叶尖上黏着转移的材料发生破坏 （图5d），此后叶尖会继续发生材料的黏着转移（图5e）。中国科学院沈阳金属研究所的 XUE 等[31]和吴彼等[32] 对转静子间的黏着转移机制也进行了研究。XUE 等[31] 研究发现，与 Ti-6Al-4V 转子摩擦磨损时 Al-hBN 静子涂层向转子发生黏着转移，而 NiAl-hBN 静子涂层与 Ti-6Al-4V 转子摩擦磨损时则是转子材料向涂层黏着转移。其原因是，与 Ti6Al4V 相比较，Al-hBN 中金属 Al 相的熔点较低，在摩擦热的作用下发生塑性变形和局部熔化导致其发生黏着转移；与 NiAl-hBN相比较，Ti6Al4V则更易发生软化和涂抹，导致其向涂层发生黏着转移。
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图5 转子叶尖黏着过程随叶尖转动距离变化的频闪成像照片[20]
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Fig.5 Stroboscopic image of the rotor tip sticking process[20]
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转静子间的摩擦磨损除了黏着转移、磨粒磨损或切削等机制外，还有研究人员报道了涂层的压实和弹性回复等机制。法国里尔大学的 MANDARD 等[33]模拟转静子的高温高速工况，并利用高速成像对转静子作用过程和机制进行了研究。MANDARD 等的研究表明，转静子间的摩擦磨损主要包括四种机制（图6）：转子前缘对静子涂层的切削去除并形成磨屑；转子与静子涂层表面的剪切作用；转子对静子涂层的压实和孔隙的减少；静子涂层的弹性恢复。静子涂层厚度的减少主要由产生磨屑引起的材料减少和涂层发生压实而造成的厚度减小两种作用造成。伊朗德黑兰大学的 SOLTANI 等[34]的试验研究也发现，Ni-石墨静子涂层在高速高温摩擦磨损后也发生了压实现象。
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图6 MANDARD 等提出的转静子摩擦磨损的四种机制[33]
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Fig.6 Four mechanisms of friction and wear for rotor-stator proposed by MANDARD, et al[33]
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航空发动机转静子间的摩擦磨损具有高速和高温的特点，现有研究主要关注侵入速率、摩擦速度和温度的影响，而叶片的几何特征和涂层各相之间的物理特性差异亦可能对转静子的摩擦磨损机制带来影响，但目前相关研究仍较少。加拿大国家研究委员会的IRISSOU等[35]、英国谢菲尔德大学的FOIS 等[36-37]、法国的 SUTTER 等[38]研究发现，叶片几何构型、摩擦力、涂层材料特性[39]对转静子间磨损机制亦具有不可忽视的影响。例如，SUTTER 等[38]的对叶片几何构型影响的研究发现，相同侵入深度时，转静子碰磨位置的圆弧半径增大（叶片厚度增大）将导致碰磨时摩擦系数的增加。FOIS 等[37]对涂层材料的研究发现，涂层金属基相与 hBN 润滑相之间的界面使得热流不连续，引起表面局部的热量聚集、涂层软化和磨损。
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现有研究针对 AlSi-hBN、AlSi-聚亚酰胺和 NiAl-hBN、Ni-石墨等典型的静子涂层开展了较多研究，揭示了侵入速率、摩擦速度和温度对磨损形式的影响及机制，并开展了部分转子涂层的研究，为转静子涂层的应用提供了理论支撑。但当前研究的实验条件与航空发动机高速、高温、气-固-热强耦合的工况仍存在较大差距，一定程度上限制了研究结论的适用性。建立与航空发动机真实工况更为接近的试验装置，将有助于揭示真实工况下的涂层摩擦磨损机制，为新型涂层的研发提供指导。
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1.2 新型涂层 / 叶尖涂层转静子摩擦磨损机制
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航空发动机转静子高速摩擦机制受诸多因素影响，但摩擦磨损机制的调控主要通过涂层成份、结构和工艺设计实现。传统 Al 基和 Ni 基静子涂层难以兼顾可磨耗性、结合强度、硬度要求，容易出现掉块剥落或损伤叶片的情况。为克服传统涂层的不足，近年来研究人员从涂层结构和成分两方面提出了多种新型静子涂层[40-42]，如金属泡沫结构涂层、酚醛树脂空心微球+球状石墨等新型涂层[43-45]，并开展了相关摩擦磨损机制研究[46-48]。此外，为抑制静子涂层和转子叶尖间的黏着转移磨损、保护转子叶片、降低钛火风险[49]，科研人员还研究了多种转子叶尖涂层，如 CrAlN、TiB2 和 Ni-cBN 等涂层对转静子摩擦磨损行为的影响及机制[50-52]。
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金属泡沫结构可灵活调控材料的机械与传热特性。英国谢菲尔德大学的 LIU 等[43]研究了 NiCr 金属泡沫静子涂层与转子叶片的高速摩擦磨损机制。 LIU 等的研究表明，NiCr 金属泡沫静子涂层会加剧转子叶片的磨损；而填充聚酯后的 NiCr 金属泡沫静子涂层则基本不会造成转子叶片的磨损，但涂层向转子的材料转移较为显著。
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在新型结构静子涂层方面，西安交通大学的 TONG 等[44-45]制备了酚醛树脂空心微球+球状石墨新结构涂层，利用球形闭孔结构的协同作用，兼顾涂层的低硬度和高结合强度性能（图7a）。TONG 等研究发现，新结构涂层的结合强度比相同硬度的传统 Al 基和 Ni 基涂层可提高 3 倍。新结构静子涂层的主要失效形式为局部裂纹，而非转静子摩擦过程中的涂层剥落，如图7b 所示。
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为减少静子涂层的黏着转移和叶尖磨损，并降低钛火发生的风险，研究人员提出了在转子叶尖喷涂硬质耐磨涂层的方法，并对涂层的摩擦磨损机制开展了研究[24，49]。目前采用较多的叶尖涂层有TiB2、 Ni-cBN 和 CrAlN 等[50-51]。
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图7 酚醛树脂空心微球＋球状石墨静子涂层力学性能及破坏形式[44]
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Fig.7 Mechanical properties and failure modes of phenolic resin hollow microspheres + spherical graphite static coating[44]
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转子叶尖设置涂层[53]可以抑制黏着转移或涂抹，并对转子叶片起到较好的保护作用。英国谢菲尔德大学的 WATSON 等[24]在转子叶尖制备了 CrAlN 涂层，并研究了其对叶尖的保护效果。结果表明，CrAlN 涂层在高侵入速率下可显著提高叶片使用寿命。但在转静子摩擦产生的高温作用下， CrAlN 涂层与钛合金叶片的结合力降低，可能导致涂层发生剥落破坏。为研究转子涂层对 Al 基封严涂层黏着转移的影响，中国科学院沈阳金属研究所的吴彼等[32]在 Ti6Al4V 转子表面制备了 TiB2涂层，并将 TiB2 与纯 Al 销在高温摩擦磨损试验机上进行了对磨试验。研究发现，在转静子摩擦过程中 TiB2 涂层磨痕内保持低表面粗糙度可减小高温软化铝屑的机械涂抹倾向。此外，TiB2 涂层与 Al 黏着转移层间化学稳定性优异，不易产生化学结合，因而界面结合强度较低，有利于 Al 黏着转移层的去除。中国科学技术大学的 LIU 等[51]在转子叶尖制备了Ni-cBN 和 Ni-Si3N4 涂层。两种转子涂层均可减少 Al-hBN 静子涂层向转子叶尖的黏着转移，Ni-Si3N4 涂层的效果较 Ni-cBN 涂层更为显著。在摩擦磨损过程中，Ni-cBN 涂层的失效形式为 cBN 颗粒被拉出涂层表面，Ni-Si3N4涂层的失效形式为 Si3N4 颗粒的破裂。
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上述现状分析表明，当前针对航空发动机压气机转静子之间的高速摩擦磨损机制，研究人员以试验研究为主要手段，初步明晰了侵入速率、摩擦速度等几个关键影响因素与摩擦磨损行为的定性关系和基本规律。但是已有研究局限于典型合金或涂层体系，针对转静子配副材料种类体系、硬度、导热特性等参数的影响研究不系统，且受试验数量和试验条件限制，研究尚不能真实模拟发动机工作条件。随着航空发动机工作参数的不断提高，相关高温高速摩擦磨损机制的研究仍需持续深入开展。此外，当前研究大多关注静子涂层，对转子涂层的研究则较少。开发新型转子涂层，特别是与静子涂层具有良好匹配性的涂层，将更有助于航空发动机性能的提升。
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2 转静子高速摩擦热
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转静子高速摩擦时另一个显著特点就是摩擦热问题突出，高速摩擦热不但影响其摩擦磨损行为和机制，还可能造成局部温度过高而引发钛火[54]。摩擦热问题研究的核心一是对摩擦温升进行预测，二是揭示摩擦热与摩擦磨损机制的相互影响关系。
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对于航空发动机转静子摩擦热的研究，其难点主要在于以下三个方面。首先，摩擦热量在两对磨件之间的分配问题一直没有被普遍认可的理论；其次，摩擦“闪温”的影响增加了研究难度；另外发动机复杂工况下流 / 热 / 固强耦合的属性也给研究带来挑战。本节将从摩擦温升的计算、摩擦热的影响两方面综述研究进展。
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2.1 摩擦温升计算
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转静子摩擦时产生的能量以摩擦热、磨损、磨粒、声、振动等形式被耗散，其中，摩擦热是最主要形式（可占 85%～95%）。高速摩擦热会对转静子的磨损行为、合金点燃、结构响应等产生重要影响。因此，能够准确预测摩擦温升在转静子高速摩擦的研究中至关重要。本节综述了摩擦温升计算的基本理论，以及基于有限元法和分子动力学法开展的相关研究进展。
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式中，Q 为摩擦生热量，μ 为摩擦因数，P 为接触载荷，v 为相对运动速度，t 为时间。上式的关系可以应用于微凸体的微观摩擦生热计算，亦可应用于宏观物体的摩擦生热计算。摩擦热确定后，即可按照传热学理论对物体的温升进行计算。但摩擦温升计算的难点在于，尚无普遍认可的摩擦热量在两物体之间分配的理论。
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2.1.1 热流分配计算
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图8 对摩擦温升计算的发展脉络进行了总结。在 20 世纪 30—40 年代，BLOK[57-58]和 JAEGER[59] 分别提出了两种不同的热流分配假说。BLOK[57-58] 采用运动物体和静止物体的稳态最大温升相等作为热分配条件，对摩擦温升进行了计算。针对不同 PECLET 数，BLOK 采用不同的简化条件，推导出了相应的摩擦温升计算公式。
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图8 摩擦温升计算理论 / 方法的发展
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Fig.8 Development of theory / method for calculating friction temperature rise
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JAEGER[59]进行了和 BLOK[57-58]相似的摩擦温升研究，但其热分配方式不同。JAEGER [59]提出了以两摩擦物体间的平均温升相等作为热分配条件。进一步地，JAEGER 给出了不同 PECLET 数时的平均温升和接触区最大温升的计算公式。 CHARRON[60]以两物体摩擦表面温度相等为依据，推导出应用较为广泛的热流分配系数计算公式：
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式中，α 为热流分配系数，A 为接触面积，ρ 为密度， c 为比热，k 为导热系数，下标 1 和 2 分别代表两物体。
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在 BLOK 和 JAEGER 研究的基础上，英国联合电气工业有限公司的 ARCHARD[61]发展了新的摩擦温升计算假设。根据 ARCHARD 提出的假设，摩擦界面的温度应当为，摩擦热分别全部作用于运动或静止物体时造成的两物体各自平均温度的调和平均数（即倒数平均数，是总体各统计变量倒数的算术平均数的倒数）。如图9 所示的两物体 B 和 C（B 为静止物体，C 为运动物体）发生摩擦，运动速度为 V，接触区半径为 a，则界面处的温度θ m 为：
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式中，θ B 为摩擦热全部作用于物体 B 时，物体 B 的平均温度；θ C 为摩擦热全部作用于物体 C 时，物体 C 的平均温度。在此基础上，ARCHARD 以量纲-参数 L=Vaρc /（2K）（ρ 为密度，c 为比热，K 为热导系数） 作为判据，推导了静止物体、以较慢（L＜0.1）和较快（L＞5）速度运动物体的摩擦温度计算公式，界面处温度分别为θm = 0.5NL 和 θm = 0.5NL1/2，其中 N = πq /（ρcV），q 为单位面积上的热传导速率。
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图9 ARCHARD 的摩擦生热模型[61]
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Fig.9 ARCHARD's frictional heat generation model[61]
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LING[62]提出以接触区各点温升相等作为热分配条件，并在移动物体为半无限假设条件下，推导了静止和移动物体的摩擦温度分布公式：
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式中，x、y、z 为坐标位置，u 为温度，q 为单位面积的输入热量，ξ、η 为积分变量，V 为运动速度，，K 为导热系数，α 为热扩散率，l 和 b 为计算区域的边界坐标位置，下标 1 和 2 分别代表固定和移动物体。
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荷兰特温特大学的 BOS 等[63] 等基于两摩擦表面间无温度突变的前提，推导了摩擦生热引起物体内的温升分布公式如下：
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式中，ϑ 为物体的温升，x 和 y 分别为沿速度方向和垂直速度方向的坐标，Qi 为流向物体 i 的摩擦生热的量，K 为热传导系数，ρ 为密度，c 为比热，U 为速度，x，y 和 ξ 为坐标位置。通过多重网格法对上述公式进行求解，即可得到流向两物体的热量和两物体的温升分布。
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应用前述摩擦热分配的假设，CAMERON 等[64] 和 FRANCIS[65]对齿轮线接触和圆形接触物体的摩擦温升进行了分析。GECIM 等[66]对转动圆柱体的摩擦温度分布进行了研究。LAI 等[67]对润滑条件下的两物体间瞬态摩擦温度进行了分析。澳大利亚 BHP 国际钢铁公司的 YUEN[68]研究了带钢轧制过程中的摩擦温升问题，其将两物体上的热源均视为带状移动热源，并在大 PECLET 数情况下推导了渐近解析解。美国达特茅斯学院的 TIAN 和 KENNEDY[69]，采用 BLOK 假设研究了周期性摩擦生热的问题，研究结果表明，摩擦界面处热流的微小改变即会导致摩擦温升发生剧烈变化。
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以上研究为摩擦温升计算提供了基本理论，但是上述方法过于简化，在解决实际工程问题时仍存在不足。为进一步研究摩擦热的分配问题，美国西北大学的 QIU 等[70]采用界面处每个节点的温度相等进行热流分配，并利用影响系数法求解了混合润滑条件下的摩擦界面温升问题，但该方法却导致部分节点的温度并不匹配。美国俄克拉荷马州立大学的 KOMANDURI 等[71-72]采用理论分析和试验试错法，研究了滑动轴承-转轴之间和切削刀具-工件之间的摩擦温升。KOMANDURI 等采用接触区各点温升相等的热流分配条件，计算得到的最大温升结果与实测值误差小于 5%。伦敦帝国理工学院的 KADIRIC 等[73]通过使每个节点的温度相等求解热分配系数，并考虑机械和热因素引起的变形，研究了线接触问题的摩擦热分配问题。KADIRIC 等研究结果表明，在固定物体远离热源（摩擦界面）很远的区域，其温升也不趋向于零，且该区域的边界条件的设置对热流分配系数具有影响。
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摩擦热分配是极其复杂的物理现象，与摩擦时真实接触状态及微凸体摩擦闪温相关。瑞典阿尔斯通电力公司的 LARSSON 等[74]采用摩擦界面处温度相等作为热分配原则，考虑微凸体接触计算了转静子摩擦热量的分配及其影响。LARSSON 等研究认为真实接触的微凸体大小不随载荷的变化而改变，载荷变化仅引起发生接触的微凸体数量的变化。高-低硬度配副时，高硬度物体微凸体更耐磨损并提供较大的热阻，而低硬度物体微凸体更易发生磨损并导致热阻减小，因而摩擦热流向硬度较高的物体较少，而流向硬度较低的物体则较多。
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为研究摩擦引起物体内温度分布问题，荷兰特温特大学的 BOS 等[63]采用多重网格法和雅克比松弛迭代，对弹流润滑、边界润滑和干摩擦情况下的摩擦温升偏微分方程进行了求解，并建立了相应的拟合函数。计算结果表明，其拟合函数与数值求解的计算误差在 5%以内。美国达特茅斯学院的 KENNEDY[75-77]采用有限元方法进行了研究，在有限元模型中设定两物体接触节点温度相同，并在两物体界面处直接施加了热量。尽管 KENNEDY 计算结果与实验值的误差在 10%以内，但其未考虑摩擦生热时两物体的输入热源分别为固定热源和移动热源的问题。美国佐治亚理工学院的 BANSAL 等[78] 研究了接触应力均匀和为 HERTZ 分布时的两物体滑动摩擦的热流分配。在两半无限物体接触，并假定接触面任一接触位置的温度相同的情况下， BANSAL 等利用解析方式计算了热流分配系数，假定热分配函数为多项式形式，并优化系数以获得两个物体之间界面处的温度的最小二乘差，获得了热分配函数。如图10a 所示为物理模型，物体 1 固定，物体 2 以速度 U 向右滑动。图10b 所示的计算结果表明，虽然接触应力是均匀分布的，但是热流分配系数值的分布并不均匀。在接触区的前沿热流分配系数较高，而在接触区的后沿位置则较低。在接触区前沿的热流分配系数值达到了 0.9，而在接触区后沿热流分配系数的最小值为 0.4，表明在接触区前沿热量更多地流向了物体 2。当接触应力为 HERTZ 分布时，热流分配系数仍保持与均匀应力接触时相同的形状，但接触区前沿与后沿的差值进一步增大。
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图10 BANSAL 的热流分配系数计算结果[78]
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Fig.10 Calculation results of heat flow distribution coefficient by BANSAL[78]
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清华大学的 XIA 等[79]以聚合物和钢为研究对象，结合摩擦温升的实验结果对比了采用 CHARRON 热流分配系数和摩擦界面温度连续作为计算准则两种方法。结果表明，对于导热性较差的聚合物-钢配副而言，以摩擦界面温度连续为条件进行摩擦温升计算的结果与实验测试得到的温升结果更为符合。中国矿业大学的 PENG 等[80]采用动态计算 CHARRON 热流分配系数的方法，推导了矿用钢丝绳索的摩擦温升计算公式。与试验结果的对比表明，动态计算热流分配系数的方法计算误差在 7% 以内。BAO 等[81]利用固定热流分配系数研究了航空摩擦离合器的摩擦温升问题，有限元计算得到的最高温度与实验结果的误差在 3.5%以内。印度金属研究所的 SARDARS 等 [82] 对比了 JAEGER、 ARCHARD、GREENWOOD、TIAN、KENNEDY 和 ASHBY 的接触温度计算模型，总的来说，不同模型中摩擦温度都随着速度和负荷的增加而上升，且静止件的热量分配系数随着 PECLET 数的增加而减少；其研究还发现，在较高的速度下，ASHBY 模型与实验结果吻合度较好。
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热流分配系数是材料热物理特性、接触几何和摩擦速度的函数，即便在均匀接触应力下真实热流分配系数也不是定值。热流分配系数是摩擦温升计算的关键输入条件，该值的确定对摩擦温升计算可信度有直接影响。上述研究均是在一定假设和简化条件下进行的，虽然不同方法在处理不同摩擦问题时仍存在一些局限，但是相关研究成果为摩擦温升的计算提供了依据。
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2.1.2 摩擦温升的数值模拟
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转静子高速碰磨是涉及动力学、热力学、摩擦学的多物理场强耦合非线性问题[83-85]，本节重点介绍高速摩擦温升计算方法[86-88]，对其中涉及的动力学问题不展开讨论。利用有限元和分子动力学等数值模拟方法，可以对复杂情况进行摩擦温升计算。有限元计算时需要将摩擦能作为热流条件给定，鉴于热流分配的复杂性，通常采用接触面温度相同计算热流分配系数[89-90]、直接设定接触区域热流密度[75，91]或根据试验结果进行热流分配系数的确定[92]。此外，碰磨时的接触力[93-94]给定也较为困难，研究人员可通过直接建立压气机机匣与转子的有限元模型，开展热-力耦合的摩擦温升计算[87，95-96]，获得温度分布。
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发生转静子周期性碰磨时，摩擦温升具有强烈的周向分布局域性[88，97-98]。加拿大蒙特利尔理工学院的 AGRAPART[92] 等利用有限元方法对低压压气机叶片-静子涂层进行了全尺寸的有限元仿真分析 （图11a），图11b 显示了模拟得到的摩擦温升。 AGRAPART 等根据实验结果进行热流分配，流入静子机匣的热量为摩擦产生总热量的 90%。 AGRAPART 等的分析结果表明，转静子碰磨引起静子涂层局部（碰磨部位）的最高温升超过了 200℃，而未接触区域温升则非常低。
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图11 低压压气机叶片-静子涂层有限元碰磨结果[92]
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Fig.11 Finite element grinding analysis results of the blade-stator coating of the low pressure compressor[92]
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此外，压气机转静子高速碰磨时，机匣和叶片会呈现显著不同的温升特点。西安交通大学的杨冠军等[91]研究了多次碰磨下转静子的温升特征，采用平均分配摩擦热的条件，并据此将计算得到的热流密度分别输入至静子与转子，进而进行有限元温度场计算。图12 所示为转子转动一周时的转静子温度变化曲线，碰磨时 20 个叶片以 25 μs 的间隔分别与机匣同一位置发生摩擦作用。图中黑色曲线为单个叶片温度变化曲线，红色曲线为机匣温度变化曲线。与静子相比较，转子叶尖截面面积小，碰磨引起的热流密度大。因此，碰磨时转子叶尖的温度快速上升；碰磨发生后转子叶尖失去热源，受对流换热影响其温度快速下降。静子由于面积大、热流密度相对小，在与某一转子碰磨后其升温较为缓慢。与某一叶片碰磨后，需要 25 μs 的间隔机匣才会与下一叶片发生碰磨，在此期间其温度逐渐下降。在机匣与下一叶片碰磨发生后，其温度又开始上升。因此，在与多个转子叶尖碰磨时，机匣温度呈现出锯齿状波动上升趋势，如图12 所示。由于高速碰磨时转子叶片体积小，局部温度短时快速上升，有可能率先引发转子叶尖熔化甚至被点燃。
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图12 转子转动一周时转静子的温度变化[91]
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Fig.12 Temperature change of the stator as the rotor rotates once[91]
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转静子高速摩擦热的另一特点是温度影响层较浅，碰磨区域的温度梯度高。中国电子科技集团的王丽丽等[99]考虑摩擦热作用，采用瞬态-热结构耦合场、通过施加热流密度，对压气机转静子进行了有限元分析，研究了摩擦引起的瞬态温度分布和结构在温度场作用下的热-结构耦合应力。结果表明，由于叶片与机匣接触面为热源，最大温升发生在转子叶尖处，接触区域的机匣温度明显高于其它区域，转静子碰磨产生的温度影响层较浅，仅为 1～2 mm，因此该区域内温度梯度非常高。
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高速碰磨中，偏心距和转速是两个主要影响摩擦热生成的参量。南京航空航天大学的赖少将等[100] 分析了多次碰磨条件下偏心距和转速对摩擦生热效应的影响，分析结果表明，随着偏心距和转速的增加，摩擦温升不断升高，并且偏心距对摩擦热效应的影响比转速更显著。偏心距决定碰磨时的侵入速率，该研究也证明侵入速率是转静子高速摩擦时的首要影响因素。
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上述有限元模拟中未考虑转静子微凸体的碰撞闪温。微凸体的摩擦闪温可远高于材料表层的平均温度，并可能导致钛火等现象的发生[101-102]，应当予以关注。但微凸体闪温难以测量，也难以准确计算，其机理研究[90]亦不充分，用相近理论、闪温预测结果可以相差几百摄氏度[103-104]。
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影响闪温的主要因素有热导率、摩擦因数、硬度、滑动速度、微凸体半径和压磨程度。英国中央兰开夏大学的 SMITH[105-106] 等采用有限元方法研究了两微凸体相接触并相对滑动时摩擦闪温的演化过程。图13a 所示为两微凸体的有限元网格划分，图13b 所示为摩擦生热引起的温度场。两微凸体相对滑过时摩擦闪温的变化过程如图13c 所示，当两微凸体开始接触并滑动时，表面的最高温度迅速上升；当两微凸体分开时接触表面的温度下降，但微凸体下方基体的温度仍在缓慢上升。两微凸体重复滑动摩擦多次时接触表面和基体的温升曲线如图13d 所示。随着滑动次数的增加，接触表面的最高温度和基体的温升均成对数规律升高。SMITH 等还研究了材料的物性参数和滑动摩擦参数对接触表面闪温的影响，结果表明，材料的热导率、硬度、微凸体半径、滑动速度和摩擦系数均对摩擦闪温具有强烈的影响。
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微凸体闪温远高于材料体积温度（平均温度）。中国矿业大学的潘鹤[90]研究了 TC4 钛合金微凸体接触的摩擦生热量和闪温。在弹性接触条件下，摩擦生热引起微凸体的闪温随载荷和相对滑动速度的增加而升高，在相对滑动速度 0.69 m / s 时的低速条件下，摩擦闪温值即达到了 254℃，远高于热表面下方 TC4 钛合金的体积温度。
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航空发动机中大量使用了钛合金，摩擦闪温的极高温度可能会对钛火的发生具有较大影响。北京航空材料研究院的弭光宝等[101]和清华大学的梁贤烨等[102]研究认为，摩擦磨损过程钛合金不断产生微米级的新鲜表面微凸体，在相互作用时会出现瞬间闪温，钛火首先发生在具有原生金属表面的微凸体上。梁贤烨等[102]将摩擦热纳入其建立的钛合金的摩擦着火模型，并对摩擦系数的影响进行分析。摩擦因数对钛合金的着火温度影响较大，减小初始摩擦因数及温度系数的数值有利于钛合金的阻燃。
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前述的数值模拟研究假定摩擦功全部或按一定比例转变为热量，采用有限元方法以连续介质力学模型在宏观尺度预测和解释摩擦生热行为。事实上摩擦功除了转变为热量外，还以产生磨损、声、振动等形式被消耗掉，以上的处理方式会带来误差。
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分子动力学模拟方法可用势函数描述原子间的相互作用，通过对原子行为在相空间运动轨迹和规律的统计，可以得到作为连续介质的宏观性质，如温度等物理量。因而，分子动力学方法可以用于摩擦生热的模拟[107-109]，且无须假定热流分配系数。
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目前尚无直接针对压气机转静子摩擦热进行的分子动力学模拟研究。武汉第二船舶设计研究所的陈凯等[110]建立了高速摩擦过程的分子动力学模型，研究了摩擦热产生的机理及在材料内的分布。图14a 所示为分子动力学模型。陈凯分析发现，高速滑动时摩擦热的来源有两个部分，一是界面的相对滑动摩擦力做功而产生的热量（界面摩擦热）；二是摩擦过程中材料内部发生形变，使得一部分势能转化成动能产生热量（形变摩擦热），热量产生位置在材料内部。总摩擦热在材料内部呈指数分布，且与形变摩擦热总量和摩擦热影响半径有关。此外，相对滑动速度越高，摩擦热半径变化不大；但形变摩擦热总量越大（图14b 为塑性变形势能随滑动速度和深度的变化情况），速度由 100 m / s 增大至 300 m / s 时，形变摩擦热可增加 150%（原文未给出形变摩擦热在总热量中的占比）。陈凯等[111-112]进一步利用分子动力学研究了摩擦热在两物体间的分布。摩擦时流向较软金属的热量比流向较硬金属的热量更多，较软金属的摩擦温升速度更快，这与 LARSSON[74] 利用微凸体接触分析得到的结论相似。
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图14 高速滑动摩擦热分子动力学模型及材料内部势能变化[110]
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Fig.14 High-speed sliding frictional thermomolecular dynamics model and variation of internal potential energy[110]
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热流分配系数的确定和摩擦温升的计算是明确转静子碰磨区域真实碰磨状态的基础，当前研究大多采用解析方法与有限元、宏观与微观相结合的方法进行分析和计算。对于航空发动机转静子高速摩擦的温升计算，现有方法仍存在热流分配系数难以准确给定、复杂气流换热考虑不足等局限。因此，未来可结合模拟航空发动机真实高温高速工况实验装置或台架试验的结果，提升当前计算研究的精度或对相关理论进行修正。此外，分子动力学计算可精确确定摩擦热量的产生及在热量两物体间的分配，可由此形成更为合理的热流分配系数计算方法，为摩擦温升的计算提供更准确的依据。
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2.2 转静子摩擦热与摩擦磨损机制的相互影响
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高速摩擦热与摩擦磨损相互影响，一方面，微小的摩擦条件改变会导致明显的能量耗散变化[69，78，113]，进而影响摩擦热的产生；反过来，摩擦热的产生也会对摩擦磨损行为产生显著影响[112，114-115]。
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2.2.1 摩擦条件对摩擦热的影响
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高速摩擦时，影响摩擦热的因素主要有侵入速率、碰磨速度和涂层硬度[25，38，116]等。加拿大国家研究委员会的 IRISSOU 等[35]研究发现（表2），在高摩擦速度（305 m / s）和低侵入速率（0.002 5 mm / s） 时，低硬度静子涂层（71 HR15Y 及以下）的最高温度不超过 400℃，高硬度静子涂层的最高温度则可达 660℃。在 152.5 m / s 摩擦速度和 0.76 mm / s 的高侵入速率时，静子涂层的温升更为显著，且随涂层硬度增加而显著升高，静子涂层的最高温度可达 1 023℃。白虎[117]通过发动机叶片与机匣的摩擦试验，拟合了温度、摩擦力、以及摩擦热量之间的关系式。利用数值拟合方式确定摩擦条件与摩擦热量的关系，并与试验件结果进行对比和修正，这也是预测转静子高速摩擦温升的方法之一。
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表2 静子涂层温度与摩擦速度、侵入速率和涂层硬度关系[35]
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Table2 Relationship between static coating temperature and friction velocity, invasion rate and coating hardness[35]
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有研究表明，碰磨时摩擦磨损机制的变化亦会对摩擦热产生影响。早期 TIAN 和 KENNEDY[69]的研究发现，摩擦界面处条件的微小改变会导致摩擦温升发生较大变化。BANSAL 等[78]的理论研究表明，接触应力的改变也会导致发生碰磨的两物体间热流分配系数的变化。在摩擦磨损过程中，转静子间的接触应力、磨损形式等均可能动态变化，因而会对摩擦热产生影响。加拿大麦克马斯特大学的 RABINOVICH 等[113]研究了 TiAlCrSiYN 涂层高速摩擦时的热效应，高速摩擦可使涂层表面的温度达到 1 200℃ 以上。而 TiAlCrSiYN 在摩擦时可以形成纳米结构的摩擦膜（Tribo-film）。在高速摩擦磨损过程中，摩擦膜的存在可以有效提高涂层在大载荷时的耐磨损性能。同时，摩擦膜的存在还起到了阻碍热量传导的作用，使得涂层表层存在极高的温度梯度，显著降低了下方涂层内的温度。
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2.2.2 摩擦热对摩擦磨损机制的影响
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现有研究表明，高速摩擦热会对摩擦磨损行为及机制产生显著影响[118]。大多情况下，摩擦热会使得转静子材料性能下降，从而加速转静子磨损，而摩擦热如何作用于摩擦磨损过程，在很大程度上还受转静子配副材料的影响。为了分析摩擦生热对转静子的温升和磨损机制的影响，加拿大 Sherritt 公司的 WANG[119]计算了高速工况下转静子的温升并对比了材料性能在高温下的变化情况。WANG 的研究表明，对钛合金转子和 NiCrAl-Si 静子涂层配副而言，一定转速的摩擦生热导致转子材料的弹性模量显著下降并大幅度低于静子涂层的弹性模量，如图15a 所示，此时转子的磨损程度几乎是静子涂层磨损程度的 100 倍。而当钛合金转子和 AlSi 静子涂层配副时，一定转速的摩擦生热导致静子涂层的弹性模量和屈服强度出现大幅度下降并显著低于转子 （图15b），此时的磨损主要发生在静子涂层上，钛合金转子的磨损显著低于静子涂层。与上述研究结果类似，中国科学院沈阳金属研究所的 GAO 等[120] 的研究结果表明，对 Ni-Cg 静子涂层和 TC4 转子配副，TC4 转子的升温速率（TRR）高于涂层并率先软化，导致转子严重磨损。对 Al-hBN 静子涂层和 TC4 转子配副，涂层的升温速率更高，引起涂层向转子的黏着转移，减少了转子的磨损。转子与涂层间热扩散率的平方根比，可作为转子与涂层间 TRR 比值的指标，用于预测转静子的磨损状况和损伤机理。
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高速摩擦热除了会对转静子摩擦磨损产生显著影响之外，还有可能造成更为严重的后果。中国科学院沈阳金属研究所的 XUE 等[121]研究发现，摩擦热还会导致转子叶片形成剪切唇（Blade shear lip）现象，如图16a 所示。XUE 等在 GH4160 转子和 CuAl-NiG 静子涂层的高速摩擦磨损研究中发现，高速摩擦产生的大量摩擦热导致转子叶片表层产生氧化层，同时转子基体靠近摩擦表面的区域发生了软化，在摩擦力作用下形成了剪切唇，其过程如图16b～16d 所示。
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图15 转子和静子涂层材料性能随摩擦转数的变化[119]
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Fig.15 Change of rotor and stator coating material properties with friction revolution[119]
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当前摩擦热与摩擦磨损机理相互影响的研究大多关注摩擦热对磨损机理的影响，而较少关注磨损机理对摩擦热的影响。高温摩擦磨损时摩擦界面形成的氧化膜、釉质层或摩擦膜等膜层，在传热学特性与涂层或金属基体有显著差异，因而会对摩擦热的产生和分配产生影响，后续研究可从理论和试验两方面揭示这种影响的程度和机制。
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本文的现状综述表明，当前研究人员通过试验研究，基本揭示了摩擦热与摩擦磨损过程的相互影响规律，也基于试验结果，获得了一定条件下的摩擦热与摩擦条件之间的定量关系。但是受试验能力限制，这类试验往往不能同时实现对气流压力、流速和相对摩擦速度等发动机真实工作条件的模拟。而高压高速气流对航空发动机转静子高速摩擦热过程的影响研究还需进一步开展。对新型涂层，特别是与静子涂层匹配的转子涂层，相关的研究仍有待加强。现有热流分配理论与摩擦热计算的精确性仍有待提升，可借助分子动力学方法形成新的热流分配方法，提升微观和宏观摩擦温升计算的精确性。最后，在研究摩擦热对摩擦磨损机理影响的同时，还应当开展摩擦磨损机理及形成的各类表面膜层对摩擦热分配及摩擦温升影响的研究。
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图16 摩擦热导致的转子叶尖形成剪切唇[121]
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Fig.16 Shear lip formation at rotor tip caused by friction heat[121]
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3 结论与展望
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航空发动机转静子碰磨是伴随多种物理化学现象的复杂过程，具有高速、高温、气-固-热强耦合等特点，该问题的研究对航空发动机的安全性至关重要。本文分别梳理了高速摩擦磨损机制与摩擦热的研究进展，并阐述了两方面的相互影响，获得主要结论如下：
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（1）航空发动机压气机转静子高速摩擦磨损受到侵入速率、摩擦速度、摩擦深度等工况条件和叶片厚度、涂层硬度、材料热物性参数等摩擦配副自身特点的综合影响，在不同条件下，表现为黏着磨损、切削磨损、氧化磨损等不同摩擦磨损机制；诸多因素中，侵入速率和碰磨速度的影响最为显著。
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（2）针对高速摩擦热可能造成发动机“钛火”的特有问题，高速摩擦温升预测是关键，其难度在于确定摩擦热在对偶件之间的分配。在早期 Jaeger 和 Blok等人的基本假设基础上发展的不同热流分配计算方法，能够为摩擦温升计算提供理论依据；确定热流分配后，便可通过有限元法建立热-力耦合模型，直接计算摩擦温升，结合试验结果修正可以部分消除热流分配带来的计算不确定性；采用分子动力学进行摩擦温升计算不需要给定热流分配，此方法成熟后更具优势。此外，摩擦闪温难以被测量的特点也给研究带来难度，深入研究该问题还有赖于试验、测量手段的进一步发展。
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（3）高速摩擦热与摩擦磨损相互影响。摩擦热的产生会对摩擦磨损行为产生显著影响；而摩擦条件与摩擦机制的改变会也导致明显的能量耗散差异，进而影响摩擦热的生成和摩擦温升。通过工况条件控制、摩擦配副设计，有望改变和控制摩擦热的产生和能量分配及耗散，从而降低钛火发生的概率。
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转静子高速摩擦问题对于航空发动机安全可靠、长寿命工作具有至关重要。已有研究基本揭示了多因素作用下的摩擦磨损机制和摩擦热影响规律，为发动机结构设计、涂层研制提供了一定理论指导和依据。未来转静子摩擦机制的研究主要可从以下四个方面开展：
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（1）对新型涂层 / 金属材料配副的关注。在对高速摩擦中的黏着转移等现象进行深入研究基础上，发展新型静子涂层或通过设置转子叶尖涂层等方式，可一定程度改善摩擦磨损、降低钛火风险。
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（2）摩擦热是转静子高速摩擦机制的重要影响因素，可结合分子动力学进计算对热流分配进行研究，为摩擦闪温及摩擦热的精确预测提供依据。
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（3）关注磨损机制对摩擦热的影响。高速高温摩擦磨损时摩擦界面形成的氧化膜、釉质层或摩擦膜等膜层，其传热学特性与涂层或金属基体有显著差异，因而会对摩擦热的产生和分配产生影响，而当前研究中较少考虑，未来的研究应计入这种影响。
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（4）考虑更多工况条件的影响，将复杂高温 / 高压 / 高速流动的影响考虑进来。无论是进行试验还是数值模拟研究，都应瞄准热-固-流耦合作用下的摩擦磨损机制和能量耗散机理、以及闪温影响等固有难点，为解决航空发动机“钛火”等难题提供支持。
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摘要
航空发动机压气机转静子高速摩擦问题已有大量研究，但缺乏相关研究进展的系统介绍。从高速摩擦磨损和能量耗散机制出发，综述相关研究成果，对先进航空发动机安全设计具有重要意义。压气机转静子工作间隙小、线速度高、气流压力温度高，转静子径向碰磨不可避免，这种高速摩擦轻则造成涂层、叶片损伤，重则导致航空发动机“钛火”等严重事故。转静子高速摩擦受侵入速率、摩擦速度、摩擦深度等工况条件和叶片厚度、涂层硬度、材料热物性参数等摩擦配副自身特点的综合影响，摩擦磨损机制主要表现为黏着磨损、切削磨损或氧化磨损等，诸多因素中，侵入速率和摩擦速度的影响最为显著。对于高速摩擦热问题，温升预测是关键，而确定热流分配是难点，在早期基本假说基础上发展的不同热流分配计算方法，能够为摩擦温升预测提供理论依据，结合试验结果修正可提高计算可信度。高速摩擦热的产生会对摩擦磨损行为产生显著影响，而摩擦条件与摩擦机制的改变也会导致明显的能量耗散差别，进而影响摩擦热的生成和摩擦温升。首次从摩擦磨损与摩擦能量耗散角度进行系统综述，讨论引发“钛火”的摩擦热导致的温升计算方法，并提出采用流-热-固多场耦合方法开展研究的新观点。摩擦热的计算、转静子摩擦磨损机制的全面揭示和新型涂层体系的开发具有指导意义。
Abstract
The high-speed rub between the rotating and stationary parts of compressors plays a crucial role in the safe operation of aero engines. Extensive research has been reported on high-speed friction issues concerning compressor rotors and stators. Nevertheless, systematic reviews of relevant research progress have been lacking. This issue must be examined from the perspective of high-speed friction wear and energy-dissipation mechanisms so as to ensure the safe design of advanced aero engines. The operating conditions of the compressor rotor–stator systems are characterized by small radial clearances, high relative tangential velocities, high airflow pressures, and elevated temperatures, which inevitably result in radial rubbing. This high-speed rubbing can damage both the stator coatings and rotor blades, and in extreme cases, lead to serious safety incidents such as "titanium fires " in aero engines. This paper presents a systematic review of research findings pertaining to high-speed friction and wear in rotor–stator interactions, focusing on the mechanisms of friction-induced wear and the associated heat generation. On one hand, the high-speed friction between compressor rotors and stators is influenced by various operational parameters such as intrusion rate, sliding velocity, and contact depth. On the other hand, factors inherent to the rubbing surfaces, such as blade thickness, coating hardness, and material thermophysical properties, also play a crucial role in determining the rubbing behaviors and mechanisms. The predominant wear mechanisms include adhesive wear, abrasive wear, oxidative wear, and several wear maps have been established. Among the operational parameters, intrusion rate and rubbing velocity have the greatest influence. In addition to the typical stator coatings, several new coatings for both the rotor and the stator have been proposed, and corresponding friction and wear mechanisms have been investigated under laboratory conditions. Accurate prediction of the increase in temperature is critical for addressing the heat generation during high-speed friction. A major challenge lies in determining the heat flow distribution; in this regard, various calculation methods have been developed based on fundamental assumptions. These methods provide a theoretical basis for estimating the increase in temperature. After determining the heat flow distribution, a thermal–structural coupled model can be established using finite element analysis to calculate the temperature increase. Experimental results can be used to refine the model and improve the calculation reliability. Moreover, molecular dynamic simulation provides a novel approach to calculate friction heat distribution and flash temperature, without requiring the use of the currently used heat partition coefficients. The heat generated during high-speed friction significantly affects the wear behaviors and mechanism, which is the focus of current studies. However, variations in wear mechanisms may also influence the friction heat generation and partition, especially when tribo-films or tribo-layers with distinct thermal properties from those of the original materials are formed on the surface. By controlling the operational conditions and designing friction interfaces, the generation, distribution, and dissipation of frictional heat can be altered and controlled, thereby reducing the friction and wear produced and, most importantly, the probability of titanium fires. Previous research has revealed friction wear mechanisms and the influence of friction heat under the action of multiple factors, providing theoretical guidance and a basis for engine structural design and coating development. Further studies should focus on novel coating–metal material combinations and explore the effects of additional operational conditions, as well as the influence of complex high-temperature, high-pressure, and high-velocity flows. Moreover, the effects of heat–solid–flow coupling and flash temperature on the friction, wear mechanism, and energy dissipation mechanism should also be considered to effectively address complex problems such as titanium fires. This review provides meaningful guidance for frictional heat calculation, comprehensive analysis of the friction and wear mechanisms of the rotor–stator systems, and development of novel coatings.
Keywords
aero-engine ； compressor ； high-speed rub ； rotor-stator ； coating
