郜凱強(qiáng) 穆塔里夫·阿赫邁德，2 張兆新

(1.新疆大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 新疆烏魯木齊 830047；2.新疆大學(xué)電氣工程學(xué)院 新疆烏魯木齊 830047)

干氣密封是非接觸式機(jī)械密封的一種，其工作原理是：在動(dòng)環(huán)表面加工有動(dòng)壓淺槽，動(dòng)環(huán)在主軸的帶動(dòng)下旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生泵吸作用，將上游氣體泵送至密封界面處，在密封界面形成2～5 μm的穩(wěn)定流體膜，實(shí)現(xiàn)密封副的非接觸。在旋轉(zhuǎn)類機(jī)械設(shè)備啟停及特殊工況下，密封端面直接接觸[1]，導(dǎo)致密封副處于干摩擦狀態(tài)，造成動(dòng)靜環(huán)端面產(chǎn)生嚴(yán)重磨損[2]。為優(yōu)化干氣密封動(dòng)靜環(huán)端面結(jié)構(gòu)，研究人員對密封界面進(jìn)行摩擦熱力耦合、摩擦學(xué)特性研究。

在微結(jié)構(gòu)界面摩擦熱力耦合分析方面，文獻(xiàn)[3-5]發(fā)現(xiàn)粗糙表面摩擦過程存在閃溫現(xiàn)象，并依據(jù)分形理論提出計(jì)算模型；LESTYN等[6]建立了粗糙三維模型，運(yùn)用數(shù)值方法模擬了真實(shí)摩擦接觸面面積與溫度分布的關(guān)系；SUN等[7]依據(jù)三維分形幾何模型研究了接觸熱導(dǎo)隨著摩擦因數(shù)和分形粗糙度的變化關(guān)系，為研究接合面的熱傳遞提供了理論基礎(chǔ)。

在密封摩擦學(xué)研究領(lǐng)域，王計(jì)輝等[8]依據(jù)W-M分形函數(shù)建立了密封副三維模型，分析了機(jī)械密封在干摩擦工況下的摩擦特性；丁雪興等[9]基于三維分形理論，研究了不同變形方式下的密封副摩擦特性，發(fā)現(xiàn)使用純彈性分析會(huì)過高地估計(jì)等效應(yīng)力；周宇坤等[10]建立了密封環(huán)及腔內(nèi)流體的傳熱模型，分析表明動(dòng)環(huán)表面織構(gòu)具有增強(qiáng)對流換熱效果、降低密封環(huán)整體溫度的效果；宮燃等人[11]基于有限元方法模擬了密封環(huán)在接觸過程中局部高溫?zé)釒У男纬伞?/p>

綜上，干氣密封先前的工作主要針對不同粗糙度或分形幾何特征的密封界面的摩擦熱力耦合、對流換熱特性研究，關(guān)于實(shí)際干氣密封界面結(jié)構(gòu)的摩擦熱力學(xué)研究較少。本文作者針對干氣密封端面的雙螺旋槽與圓弧槽結(jié)構(gòu)，分別建立雙螺旋槽與圓弧槽三維接觸模型，運(yùn)用非線性瞬態(tài)分析法，模擬分析干氣密封界面在啟停階段的干摩擦工況下的摩擦傳熱情況，探討干氣界面微織構(gòu)摩擦熱力學(xué)規(guī)律。

1 數(shù)值模型建立

1.1 界面織構(gòu)三維模型

干氣密封界面動(dòng)壓槽常加工于動(dòng)環(huán)表面，文中分析采用的動(dòng)環(huán)密封面槽型有雙螺旋槽與圓弧槽，靜環(huán)密封界面等效為理想平面。如圖1所示為分析采用的2種動(dòng)環(huán)槽型結(jié)構(gòu)，其中圖1(a)所示為雙向螺旋槽結(jié)構(gòu)，圖1(b)所示為圓弧槽結(jié)構(gòu)。

圖1 動(dòng)環(huán)界面織構(gòu)模型Fig 1 Texture model of dynamic ring interface (a)bidirectional spiral groove;(b)arc groove

圖1中ri和ro分別為動(dòng)環(huán)接觸面內(nèi)外半徑，rg1和rg2分別為雙向螺旋槽的槽根半徑，圓弧槽內(nèi)徑槽底距動(dòng)環(huán)中心22 mm，外徑槽底距動(dòng)環(huán)中心21 mm。應(yīng)用UG建立動(dòng)靜環(huán)模型，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。應(yīng)用Hypermesh劃分模型網(wǎng)格，動(dòng)環(huán)局部網(wǎng)格模型如圖2所示。

表1 結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖2 動(dòng)環(huán)局部模型網(wǎng)格劃分

1.2 理想模型假設(shè)

由于計(jì)算條件有限，需對模型作如下假設(shè)：

(1)密封副材料各向同性，材料物性參數(shù)不隨溫度改變；

(2)實(shí)際摩擦過程中摩擦因數(shù)非恒定量，文中設(shè)定滑動(dòng)摩擦因數(shù)不變；

(3)摩擦接觸界面摩擦消耗的功全部轉(zhuǎn)化為摩擦熱被密封副吸收；

(4)忽略熱輻射及氣體對流換熱影響，接觸位置熱傳導(dǎo)為理想傳熱。

1.3 熱力耦合邊界條件

為簡化計(jì)算，將密封端面接觸受力模型等效為如圖3所示[12]。

圖3 接觸力學(xué)模型Fig 3 Contact mechanics model

其中閉合力Fc由彈簧比壓pl與介質(zhì)靜壓力psp組成。由于端面間隙非常小，導(dǎo)致彈簧比壓基本不變，氣體作用在靜環(huán)的背壓也不隨密封間隙變化,故干氣密封閉合力Fc一般恒定。干氣密封系統(tǒng)啟動(dòng)、穩(wěn)定運(yùn)行、停車整個(gè)階段是一個(gè)動(dòng)態(tài)平衡的過程，氣膜開啟力Fo也是一個(gè)動(dòng)態(tài)變化的量，只有當(dāng)Fo=Fc時(shí)，密封系統(tǒng)才能穩(wěn)定運(yùn)行。文中分析的是啟停階段低轉(zhuǎn)速干摩擦工況的界面摩擦熱力學(xué)規(guī)律，由此得Fo=0。

根據(jù)假設(shè)條件3，密封摩擦界面的摩擦功全部轉(zhuǎn)化為摩擦熱，作為邊界熱流輸入。摩擦熱流密度計(jì)算公式[13]為

q(x,y,t)=fpc(x,y,t)v(x,y,t)

(1)

式中:q(x,y,t)為摩擦熱流密度，J/m2；f為滑動(dòng)摩擦因數(shù)；pc(x,y,t)為摩擦界面接觸壓力，Pa；v(x,y,t)為接觸位置相對滑動(dòng)速度，m/s。

密封摩擦界面產(chǎn)生的熱量計(jì)算公式：

(2)

式中：Ω為計(jì)算域;t為摩擦副相對滑動(dòng)時(shí)間，s。

動(dòng)靜環(huán)熱量分配占比[13]為

(3)

式中:qB為靜環(huán)接觸表面分配的熱量;qA為動(dòng)環(huán)接觸表面分配的熱量;hA為動(dòng)環(huán)軸向厚度;hB為靜環(huán)軸向厚度;λA為動(dòng)環(huán)材料導(dǎo)熱系數(shù);λB為靜環(huán)材料導(dǎo)熱系數(shù)。

初始條件：TA=TB=293 K，t=0

由假設(shè)條件4，動(dòng)環(huán)接觸面A1上的邊界條件[14]：

(4)

式中:Kc為動(dòng)靜環(huán)摩擦界面間的熱傳導(dǎo)系數(shù)。

靜環(huán)接觸面B1上的邊界條件[14]：

(5)

式中:g(m)=1，點(diǎn)在熱源內(nèi)(該點(diǎn)動(dòng)靜環(huán)接觸)；g(m)=0，點(diǎn)在熱源外(該點(diǎn)動(dòng)靜環(huán)未接觸)。

2 摩擦熱力耦合計(jì)算參數(shù)

運(yùn)行工況參數(shù)：轉(zhuǎn)速梯度為300、420、540、660、780 r/min(啟停階段低轉(zhuǎn)速工況)，將彈簧比壓(0.05 GPa)與氣體靜壓力(7.45 GPa)的合力作為密封界面閉合力合理施加在靜環(huán)背面，起始密封環(huán)溫度為20 ℃，界面摩擦因數(shù)為0.1，動(dòng)環(huán)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)間為2.5 ms 。密封環(huán)材料物性參數(shù)如表2所示。

表2 材料物性參數(shù)

3 結(jié)果及分析

3.1 摩擦對偶面溫度場分布特點(diǎn)及影響

在動(dòng)環(huán)表面分別加工有圓弧槽與雙向螺旋槽織構(gòu)，靜環(huán)表面為理想平面。干摩擦工況下動(dòng)環(huán)和靜環(huán)接觸面溫度分布情況如圖4所示。計(jì)算轉(zhuǎn)速為540 r/min，微槽的槽深為15 μm，運(yùn)算時(shí)間2.25 ms。圖4(a)、(b)所示為圓弧槽動(dòng)環(huán)及配對靜環(huán)表面局部溫度分布云圖；圖4(c)、(d)所示為雙向螺旋槽動(dòng)環(huán)及配對靜環(huán)表面局部溫度分布云圖。可知，圓弧槽動(dòng)環(huán)及配對靜環(huán)接觸面摩擦產(chǎn)生局部高溫?zé)狳c(diǎn)，由于動(dòng)環(huán)密封堰區(qū)周向線速度大于密封壩區(qū)，而且開槽區(qū)域使得圓弧槽動(dòng)環(huán)面孤立出一局部區(qū)域，局部區(qū)域周圍由于槽區(qū)隔離，散熱較慢，即圓弧槽動(dòng)環(huán)面高溫?zé)狳c(diǎn)主要集中于局部孤立區(qū)域和周向邊緣區(qū)域，周期性分布；與圓弧槽動(dòng)環(huán)配對的靜環(huán)高溫?zé)狳c(diǎn)區(qū)域與動(dòng)環(huán)面相對應(yīng)。雙向螺旋槽動(dòng)環(huán)面高溫?zé)狳c(diǎn)區(qū)域主要集中于螺旋線r1與半徑rg1相交形成的局部尖角處，尖角處散熱較慢，產(chǎn)生高溫?zé)狳c(diǎn)；與其配對靜環(huán)面，在對應(yīng)動(dòng)環(huán)尖角處形成高溫?zé)狳c(diǎn)區(qū)域，沿周向周期性分布。溫度場分布規(guī)律符合摩擦生熱理論。

圖4 不同織構(gòu)動(dòng)環(huán)及配對靜環(huán)接觸面溫度分布(℃)Fig 4 Temperature distribution on the contact surface of dynamic rings with different texture and paired static rings(℃) (a)dynamic ring with arc groove;(b)static ring against dynamic ring with arc groove；(c)dynamic ring withbidirectional spiral groove;(d)static ring against dynamic ring with bidirectional spiral groove

3.2 密封工況對摩擦界面溫升的影響

不同轉(zhuǎn)速下不同槽型、槽深織構(gòu)界面最高溫度隨時(shí)間的變化趨勢如圖5所示?？芍煌瑒?dòng)環(huán)端面槽型、槽深對界面溫升的影響趨勢一致，轉(zhuǎn)速和運(yùn)行時(shí)間對摩擦界面溫升的影響是非線性的，隨著轉(zhuǎn)動(dòng)狀態(tài)的進(jìn)行，低轉(zhuǎn)速下接觸面溫度上升趨勢較為緩和，高轉(zhuǎn)速下接觸面溫升呈明顯上升。因此低轉(zhuǎn)速與較短的密封系統(tǒng)盤車時(shí)間可以降低界面溫升。高溫往往造成靜環(huán)(石墨材料)接觸面氧化，使密封端面在干摩擦條件下的潤滑方式發(fā)生改變，增大了靜環(huán)密封面磨損率[15]。因此必須開發(fā)出熱導(dǎo)系數(shù)高、摩擦因數(shù)小的密封副材料。

圖5 不同轉(zhuǎn)速下不同槽型、槽深織構(gòu)界面最高溫度隨時(shí)間的變化趨勢Fig 5 Variation of maximum temperature of texture interface with time under different groove types and groove depths at differentrotating speeds (a),(b),(c)bidirectional spiral groove interface under groove depth of 5 μm,10 μm,15 μm,respectively;(d),(e),(f)arc groove interface under groove depth of 5 μm,10 μm,15 μm,respectively

3.3 微槽結(jié)構(gòu)及深度對界面溫升的影響

如圖6所示為在780 r/min工況下，2種槽型的槽深對界面最高溫升的影響?？芍?，開始的較短滑動(dòng)時(shí)間內(nèi)(0～0.001 s)，微槽深度對密封界面溫升的影響較小;隨著滑動(dòng)過程的進(jìn)行，槽深為5 μm的界面溫度最高，然后依次為10、15 μm。在干摩擦工況下，密封界面無法形成潤滑氣膜，黏著作用成為摩擦的主要來源，動(dòng)環(huán)表面微槽的存在減少了實(shí)際接觸面積，從而降低了黏著作用[16]。隨著微槽深度的增加，接觸面實(shí)際實(shí)際接觸域減少，摩擦因數(shù)也隨之降低。由公式(2)可知，滑動(dòng)摩擦因數(shù)的降低導(dǎo)致界面總熱量的減少。

圖6 轉(zhuǎn)速780 r/min下槽深對界面最高溫升的影響Fig 6 Effect of groove depth on the maximum temperature rise of interface at rotating speed of 780 r/min(a)bidirectional spiral groove interface;(b)arc groove interface

不同轉(zhuǎn)速下槽型對界面最高溫升的影響如圖7所示，計(jì)算轉(zhuǎn)速為300、540 r/min，微槽深度為15 μm?？煽闯觯鹗紩r(shí)間段由于摩擦?xí)r間較短，2種槽型界面溫升差別較小，隨著滑動(dòng)過程的進(jìn)行，相同時(shí)間節(jié)點(diǎn)處，雙向螺旋槽界面最高溫度高于圓弧槽。產(chǎn)生這種結(jié)果是由于雙向螺旋槽結(jié)構(gòu)較圓弧槽結(jié)構(gòu)復(fù)雜，局部存在結(jié)構(gòu)尖角，散熱較慢，熱點(diǎn)集中于局部尖角結(jié)構(gòu)處；而圓弧槽界面雖產(chǎn)生局部高溫?zé)狳c(diǎn)，但熱點(diǎn)區(qū)域較雙向螺旋槽分散，圓弧槽動(dòng)環(huán)表面孤立區(qū)域面積較大，散熱性能強(qiáng)于雙向螺旋槽表面尖角區(qū)域。基于文中2種槽型結(jié)構(gòu)，在滿足動(dòng)壓效應(yīng)的前提下，選擇圓弧槽為動(dòng)環(huán)表面結(jié)構(gòu)槽型較好。

圖7 微槽深度為15 μm時(shí)不同轉(zhuǎn)速下槽型對界面最高溫升的影響Fig 7 Effect of groove types on the maximum temperature rise of the interface under differentrotating speed at the groove depth of 15 μm(a)300 r/min;(b)540 r/min

3.4 Von Mises應(yīng)力分析

在表面開有微槽的動(dòng)環(huán)與接觸面為理想平面的靜環(huán)滑動(dòng)摩擦的過程中，外載荷引起的機(jī)械應(yīng)力、溫度分布不均產(chǎn)生的熱應(yīng)力及摩擦力的綜合效果為等效應(yīng)力，其與界面磨損、密封失效和破壞息息相關(guān)[8]。機(jī)械密封中靜環(huán)材料為碳石墨，碳石墨是一種脆性材料，在干摩擦工況下極易裂開、磨損，因此文中主要分析靜環(huán)表面等效應(yīng)力情況。如圖8所示，圖8(a)為與雙向螺旋槽動(dòng)環(huán)接觸的靜環(huán)表面等效應(yīng)力分布云圖，圖8(b)為與圓弧槽動(dòng)環(huán)接觸的靜環(huán)表面等效應(yīng)力分布云圖，計(jì)算時(shí)間為0.25 ms，轉(zhuǎn)速為540 r/min。由圖1和圖8可知，等效應(yīng)力集中區(qū)域和高溫?zé)狳c(diǎn)區(qū)域具有相似性，原因是高溫?zé)狳c(diǎn)導(dǎo)致溫度分布不均勻，產(chǎn)生局部溫差，致使熱應(yīng)力的出現(xiàn)；而摩擦界面應(yīng)力分布由結(jié)構(gòu)和熱共同影響，并且以熱應(yīng)力為主，即靜環(huán)表面應(yīng)力分布與高溫?zé)狳c(diǎn)分布具有相似性和重疊性。

圖8 靜環(huán)表面等效應(yīng)力分布云圖(MPa)Fig 8 Von Mises distribution nephogram of static ring interface(MPa) (a)static ring against dynamic ringwith bidirectional spiral groove;(b)static ring against dynamic ring with arc groove

4 結(jié)論

(1)動(dòng)環(huán)端面存在微結(jié)構(gòu)時(shí)，摩擦對偶面溫度場分布不均勻，沿周向周期性分布,高溫?zé)狳c(diǎn)區(qū)域集中在開槽區(qū)域周圍。

(2)低轉(zhuǎn)速下摩擦面溫升趨勢緩和，高轉(zhuǎn)速下溫升較快。不同槽型及結(jié)構(gòu)參數(shù)對界面溫升趨勢的影響較??；動(dòng)環(huán)面微槽深度對摩擦界面溫升的影響是非線性的，相同時(shí)間點(diǎn)處，淺槽織構(gòu)界面的最高溫度大于深槽織構(gòu)界面。

(3)隨著摩擦過程的進(jìn)行，圓弧槽界面最高溫度低于雙向螺旋槽界面；在滿足氣膜動(dòng)壓力的前提下，動(dòng)環(huán)表面加工有圓弧槽結(jié)構(gòu)較雙向螺旋槽具有更好的熱力學(xué)性能。

(4)靜環(huán)表面等效應(yīng)力分布情況沿周向具有周期性，應(yīng)力集中區(qū)域主要在與動(dòng)環(huán)槽區(qū)周圍接觸區(qū)域，應(yīng)力集中和局部高溫?zé)狳c(diǎn)的分布具有相似性。