馬 藝 陳宇濤 孟祥鎧 趙文靜 彭旭東

1.浙江工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，杭州，3100232.過(guò)程裝備及其再制造教育部工程研究中心，杭州，310023

0 引言

牙輪鉆頭是我國(guó)油氣勘探開(kāi)發(fā)常見(jiàn)的破巖工具，適用于深部、超深部等地層。單金屬密封因結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、耐磨損、占用空間小等特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于牙輪鉆頭軸承密封系統(tǒng)，在確保鉆頭長(zhǎng)期使用方面起著關(guān)鍵作用。受鉆井環(huán)境、操作工況、地層特點(diǎn)及不可控因素等綜合影響，牙輪鉆頭在破巖鉆進(jìn)過(guò)程中存在頻繁啟?，F(xiàn)象，同時(shí)伴隨有劇烈振動(dòng)[1-3]，尤其是在高壓條件下，單金屬密封的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性對(duì)牙輪鉆頭乃至整個(gè)鉆采系統(tǒng)的可靠性和安全性至關(guān)重要[4],因此，有必要開(kāi)展啟動(dòng)過(guò)程中牙輪鉆頭單金屬密封受振動(dòng)激勵(lì)的瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)行為及密封性能的研究。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要對(duì)鉆頭金屬密封的穩(wěn)態(tài)性能和結(jié)構(gòu)優(yōu)化開(kāi)展了相關(guān)研究。張毅等[5-6]利用有限元分析方法對(duì)第二代單金屬密封(SEMS2)進(jìn)行熱力耦合研究，分析了井下溫度和鉆井液壓力等對(duì)密封端面接觸壓力和泄漏率的影響，并以此為基礎(chǔ)開(kāi)展了單金屬密封的多目標(biāo)優(yōu)化。ZHOU等[7]和ZHANG等[8]研究了雙金屬密封的接觸力學(xué)性能及壓差、壓縮比和熱負(fù)荷等對(duì)密封的影響，綜合分析了O形輔助密封圈的應(yīng)力分布及變形狀態(tài)。馬藝等[9]基于密封系統(tǒng)的熱-流-固多場(chǎng)耦合狀態(tài)建立了單金屬密封(SEMS2)穩(wěn)態(tài)綜合數(shù)學(xué)模型，研究了密封端面膜厚、溫升等隨運(yùn)行工況的演化規(guī)律。目前對(duì)鉆頭密封動(dòng)力學(xué)行為的研究較少，XIONG等[10-11]針對(duì)第一代單金屬密封(SEMS)建立了混合潤(rùn)滑狀態(tài)下的非軸對(duì)稱(chēng)數(shù)值模型及不考慮溫度和端面變形情況的動(dòng)力學(xué)模型，研究了密封端面液膜壓力、厚度及泄漏量的時(shí)變特性，結(jié)果表明單金屬密封瞬態(tài)泄漏率、接觸應(yīng)力等明顯增加。相對(duì)較為成熟的機(jī)械密封動(dòng)力學(xué)分析思路和方法可在一定程度上為單金屬瞬態(tài)密封性能的研究提供借鑒。GREEN等[12]構(gòu)建并求解了接觸式機(jī)械密封的潤(rùn)滑控制方程和動(dòng)力學(xué)方程，探究了密封環(huán)受軸向振動(dòng)和跳動(dòng)時(shí)的瞬態(tài)運(yùn)動(dòng)規(guī)律。孟祥鎧等[13]建立了描述機(jī)械密封瞬態(tài)啟停過(guò)程的動(dòng)力學(xué)模型，研究了啟停過(guò)程中軸向跳動(dòng)對(duì)機(jī)械密封浮動(dòng)環(huán)動(dòng)態(tài)特性的影響。徐魯帥等[14]建立了復(fù)雜擾變工況下非接觸式機(jī)械密封動(dòng)態(tài)耦合數(shù)學(xué)模型，分析了變速及擾動(dòng)下機(jī)械密封的瞬態(tài)響應(yīng)及振動(dòng)特性。

綜上所述，目前關(guān)于鉆頭密封的研究尚未充分考慮瞬時(shí)啟動(dòng)與振動(dòng)工況對(duì)牙輪鉆頭單金屬密封性能的影響，而且單金屬密封的動(dòng)態(tài)特性與密封端面液膜狀態(tài)的耦合作用機(jī)制尚不明晰。本文建立牙輪鉆頭單金屬密封(SEMS2)瞬態(tài)特性綜合數(shù)學(xué)模型，探究瞬時(shí)啟動(dòng)及振動(dòng)工況下單金屬密封的動(dòng)力學(xué)行為與密封性能，考察鉆頭轉(zhuǎn)速、軸向激勵(lì)對(duì)單金屬密封端面液膜形態(tài)、端面溫升及泄漏率、摩擦扭矩時(shí)變特性的影響規(guī)律，為鉆頭金屬密封系統(tǒng)的高效可靠設(shè)計(jì)提供參考。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型

圖1為牙輪鉆頭單金屬密封裝配結(jié)構(gòu)示意圖。單金屬密封系統(tǒng)由金屬動(dòng)環(huán)、金屬靜環(huán)、O形圈、橡膠支撐環(huán)及軸頸組成，利用O形圈等輔助密封件的彈性支撐作用使金屬靜環(huán)與金屬動(dòng)環(huán)緊密貼合。密封環(huán)內(nèi)徑側(cè)介質(zhì)為潤(rùn)滑油，外徑側(cè)介質(zhì)為鉆井泥漿，兩側(cè)密封腔保持一定壓差(Δp=0.3～0.7 MPa[15])，以防止泥漿侵入軸承。

1.金屬動(dòng)環(huán) 2.潤(rùn)滑油 3.O形圈 4.金屬靜環(huán) 5.鉆井泥漿 6.橡膠支撐環(huán) 7.軸頸

1.2 數(shù)學(xué)模型

單金屬密封的端面潤(rùn)滑特性、熱傳遞、端面變形和動(dòng)態(tài)特性之間存在強(qiáng)耦合關(guān)系，因此，需綜合開(kāi)展流體力學(xué)、接觸力學(xué)、傳熱學(xué)與動(dòng)力學(xué)分析，從而建立單金屬密封瞬態(tài)特性綜合數(shù)學(xué)模型。

1.2.1端面潤(rùn)滑

根據(jù)單金屬密封工作環(huán)境，作以下假設(shè)：①密封介質(zhì)為牛頓流體；②金屬密封環(huán)為軸對(duì)稱(chēng)模型，忽略周向變化；③忽略空化、慣性力對(duì)密封環(huán)的影響。

充分考慮表面粗糙度、擠壓效應(yīng)、流量因子及接觸因子等影響，建立適用于單金屬密封混合潤(rùn)滑狀態(tài)的控制方程：

(1)

式中，r為徑向位置；μ為液膜動(dòng)力黏度；h為液膜厚度；pL為液膜壓力；t為時(shí)間；φr、φc分別為徑向流量因子和接觸因子[16]。

徑向流量因子φr采用下面經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算：

(2)

式中，γ為平面的表面特性，表示微凸體在x方向和y方向的數(shù)值比；C、λ分別為與γ相關(guān)的系數(shù)；σ為密封端面綜合粗糙度的均方根。

不失一般性，采用γ=1時(shí)的各項(xiàng)系數(shù)值，徑向流量因子φr可表示為

φr=1-0.9exp(-0.56h/σ)

(3)

接觸因子φc可表示為

(4)

由于溫度開(kāi)高，流體性質(zhì)發(fā)生明顯變化，故采用如下方程表征溫度T對(duì)流體黏度的影響[17]：

μ=μ0(T0/T)β

(5)

式中，T0為環(huán)境溫度；μ0為環(huán)境溫度下的流體黏度；β為黏溫系數(shù)。

1.2.2熱分析

單金屬密封的熱源主要來(lái)自?xún)煞矫妫孩賱?dòng)靜環(huán)相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，端面間接觸部分產(chǎn)生接觸摩擦熱qf；②密封環(huán)對(duì)端面間液膜的黏性剪切作用，產(chǎn)生黏性剪切熱qv。熱流密度q的計(jì)算公式為

q=qf+qv

(6)

qf=fpcωr

(7)

(8)

式中，f為動(dòng)摩擦因數(shù)；ω為動(dòng)環(huán)旋轉(zhuǎn)角速度；pc為接觸壓力。

假設(shè)微凸體高度呈高斯分布，則接觸壓力可表示為[17]

(9)

式中，H為端面材料的壓縮強(qiáng)度。

忽略熱滯后，利用影響系數(shù)法[18]對(duì)端面溫度的變化進(jìn)行求解。端面節(jié)點(diǎn)i處的溫度Ti表達(dá)式為

(10)

Ti=T0+δTi

(11)

式中，Tij為溫度影響系數(shù)，代表單位熱量作用在節(jié)點(diǎn)j時(shí)節(jié)點(diǎn)i處的溫升；qj為不同節(jié)點(diǎn)j處的熱流密度；δTi為節(jié)點(diǎn)i的溫度變化。

1.2.3端面變形

液膜壓力和接觸壓力分布都與膜厚密切相關(guān)，接觸壓力又強(qiáng)烈地依賴(lài)于密封面的熱、力變形。由于密封環(huán)端面變形非常小，故假定變形與作用力和熱流量成線(xiàn)性關(guān)系，采用影響系數(shù)法[18]求解端面變形量。利用ANSYS軟件建立單金屬密封有限元模型，分別對(duì)動(dòng)靜環(huán)端面各節(jié)點(diǎn)施加單位力載荷和單位熱流量，組成力變形影響系數(shù)矩陣和熱變形影響系數(shù)矩陣，則節(jié)點(diǎn)i處兩個(gè)密封面的組合變形δi可表示為

(12)

式中，Lij、Rij分別為單位力、熱載荷作用在節(jié)點(diǎn)j時(shí)節(jié)點(diǎn)i處的變形量；Fj為作用在節(jié)點(diǎn)j上的力；Ci為環(huán)境壓力下鉆頭未啟動(dòng)時(shí)節(jié)點(diǎn)i處的初始變形量。

膜厚分布可由如下方程獲得：

hi=hm+(δir+δis)max-(δir+δis)

(13)

式中，hm為不同時(shí)刻下的初始膜厚值，即平均膜厚；δir、δis分別為動(dòng)靜環(huán)在節(jié)點(diǎn)i處的絕對(duì)變形量；(δir+δis)max為動(dòng)靜環(huán)絕對(duì)變形的最大代數(shù)和；(δir+δis)為動(dòng)靜環(huán)在節(jié)點(diǎn)i處的代數(shù)和。

1.2.4動(dòng)態(tài)分析

鉆頭瞬態(tài)啟動(dòng)及振動(dòng)條件下，單金屬密封所受載荷不斷變化，靜環(huán)位置通過(guò)輔助密封件動(dòng)態(tài)反饋調(diào)節(jié)，端面膜厚隨之變化。對(duì)單金屬密封系統(tǒng)動(dòng)靜環(huán)進(jìn)行簡(jiǎn)化及受力分析，如圖2所示。

圖2 動(dòng)力學(xué)分析示意圖

建立軸向擾動(dòng)作用下金屬靜環(huán)的動(dòng)力學(xué)方程：

(14)

式中，m為金屬靜環(huán)質(zhì)量；k為輔助密封元件的軸向剛度系數(shù)；c為輔助密封元件的軸向阻尼系數(shù)；Fclo為閉合力；Fop為開(kāi)啟力；Fa為振動(dòng)引起的軸向載荷。

閉合力由內(nèi)外介質(zhì)壓力及輔助密封件對(duì)金屬靜環(huán)的作用共同組成，即靜接觸壓力psc對(duì)密封端面的作用力，計(jì)算公式為

(15)

式中，ri為密封環(huán)內(nèi)徑；ro為密封環(huán)外徑。

開(kāi)啟力由接觸力Fc和液膜力FL共同組成，可表示為

Fop=FL+Fc

(16)

(17)

(18)

對(duì)于振動(dòng)引起的軸向載荷，因載荷頻率f與角速度ω有關(guān)，即f=ω/(2π)，故假定波動(dòng)為正弦形式[19]，則有

Fa=Asinωt

(19)

式中，A為載荷幅值。

采用Newmark法中的平均加速度法逐步積分求解上述動(dòng)力學(xué)方程[20]。在每一時(shí)間步，采用二分法求得當(dāng)前時(shí)間步的密封性能參數(shù)和動(dòng)力學(xué)特性參數(shù)，并為下一時(shí)間步的計(jì)算提供初始值。計(jì)算公式為

(20)

(21)

式中，α=0.25；γ=0.5。

1.3 計(jì)算流程

瞬時(shí)啟動(dòng)過(guò)程單金屬密封動(dòng)力學(xué)特性的計(jì)算流程如圖3所示，采用有限差分法結(jié)合多重?cái)?shù)值迭代算法進(jìn)行聯(lián)合求解。

2 計(jì)算參數(shù)及模型驗(yàn)證

2.1 計(jì)算參數(shù)

本文計(jì)算的基本參數(shù)[21]如表1所示。

表1 單金屬密封幾何參數(shù)及工況參數(shù)

啟動(dòng)階段鉆頭所處環(huán)境壓力不變，角速度隨時(shí)間變化采用定加速度線(xiàn)性增加的方式實(shí)現(xiàn)[22]，表達(dá)式為

(22)

式中，ωend為啟動(dòng)時(shí)最終角速度；ta為加速時(shí)間。

鉆頭啟動(dòng)過(guò)程中角速度ω和激勵(lì)載荷Fa的變化規(guī)律如圖4所示。t=0～1 s為啟動(dòng)階段，角速度以線(xiàn)性形式增加，激勵(lì)載荷頻率隨角速度ω逐漸增大；t=1～2 s為恒轉(zhuǎn)速階段，轉(zhuǎn)速和激勵(lì)載荷頻率保持不變。當(dāng)t>2 s時(shí)，單金屬密封繼續(xù)保持上述恒轉(zhuǎn)速穩(wěn)定波動(dòng)狀態(tài)，為更直觀地體現(xiàn)單金屬密封瞬時(shí)啟動(dòng)階段各參數(shù)變化，后續(xù)均截取前2 s時(shí)間段開(kāi)展分析。

圖4 啟動(dòng)過(guò)程角速度和激勵(lì)載荷變化規(guī)律

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文瞬態(tài)模型和方法的準(zhǔn)確性，采用文獻(xiàn)[23]中的參數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)中結(jié)果進(jìn)行比較，分析多個(gè)時(shí)刻(t=1，5，10，20 s)密封端面液膜壓力與厚度的分布規(guī)律，如圖5所示。結(jié)果表明，4個(gè)時(shí)刻本文模型所得液膜壓力pL和液膜厚度h的徑向分布趨勢(shì)與文獻(xiàn)[23]所得趨勢(shì)均一致。本文計(jì)算值與文獻(xiàn)值吻合較好，整體上略小于文獻(xiàn)值。由圖5可知，本文模型所得密封端面液膜壓力、液膜厚度和文獻(xiàn)值的相對(duì)誤差均在t=20 s時(shí)、徑向位置r=60.8 mm處達(dá)到最大，分別為7%和9%。因此，本文建立的綜合數(shù)學(xué)模型能夠較好地預(yù)測(cè)啟動(dòng)瞬時(shí)密封系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性。

(a) 液膜壓力對(duì)比

3 結(jié)果分析和討論

3.1 啟動(dòng)過(guò)程單金屬密封動(dòng)態(tài)特性

3.1.1液膜演化規(guī)律

圖6為啟動(dòng)過(guò)程中單金屬密封端面液膜厚度三維分布及時(shí)變曲線(xiàn)。由圖6a可以看出，在初始t=0時(shí)刻，密封端面膜厚沿徑向逐漸增大，呈發(fā)散型密封間隙。這是因?yàn)槭芨邏合蚂o環(huán)內(nèi)側(cè)O形圈變形影響，單金屬密封端面接觸壓力呈內(nèi)徑側(cè)高外徑側(cè)低的分布趨勢(shì)。聯(lián)合式(4)分析可得，密封區(qū)域內(nèi)徑處膜厚值最小(0.248 μm)且h<3σ，微凸體會(huì)發(fā)生接觸，處于混合潤(rùn)滑狀態(tài)；外徑處膜厚值最大(0.381 μm)且h>3σ，處于流體潤(rùn)滑狀態(tài)。瞬態(tài)工況下密封端面發(fā)散型膜厚分布趨勢(shì)保持不變，但膜厚數(shù)值不斷變化。由圖6b可以看出，在t=0～1 s啟動(dòng)階段，端面最大、最小膜厚波動(dòng)頻率逐漸增加，波動(dòng)幅度受轉(zhuǎn)速增加和載荷激勵(lì)影響擾動(dòng)明顯。之后在t=1～2 s恒轉(zhuǎn)速階段，端面膜厚均呈周期性正弦形變化，靜環(huán)在閉合力、開(kāi)啟力和軸向激勵(lì)載荷的共同作用下逐漸達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，密封端面形成相對(duì)穩(wěn)定的楔形振蕩間隙，但密封間隙內(nèi)流體狀態(tài)始終為層流。相對(duì)而言，恒轉(zhuǎn)速階段密封端面最大膜厚的振幅可達(dá)最小膜厚振幅的2倍，容易加劇潤(rùn)滑油的泄漏。

(a) 膜厚三維分布

選取初始t=0時(shí)刻(t0)及各特征波峰波谷(t1～t5)作為代表性瞬態(tài)時(shí)刻(圖6b)，分析不同時(shí)刻下單金屬密封端面液膜壓力(簡(jiǎn)稱(chēng)“膜壓”)與接觸壓力的徑向分布，如圖7所示。t0時(shí)刻密封端面膜壓沿徑向線(xiàn)性減小，與膜厚分布呈相反趨勢(shì)。隨著鉆頭的啟動(dòng)以及激勵(lì)載荷的不斷作用，密封端面徑向膜壓分布逐漸演變成“上凸”—“下凹”—“上凸”的循環(huán)變化模式。在轉(zhuǎn)速穩(wěn)定后，端面膜壓保持周期性變化且波動(dòng)幅值更大，尤其在徑向位置r=32.4 mm處膜壓振幅最為明顯，最高可達(dá)7.7 MPa。這是因?yàn)槌掷m(xù)的激勵(lì)載荷使得液膜受到擠壓作用，當(dāng)密封環(huán)相互遠(yuǎn)離時(shí)，膜壓減小，反之膜壓增大。由圖7b可知，不同時(shí)刻下接觸壓力始終在密封環(huán)內(nèi)徑處(r=31 mm)達(dá)到最大值，尤其在啟動(dòng)過(guò)程中(t1時(shí)刻)可達(dá)18.6 MPa，而在外徑側(cè)，由于微凸體不直接接觸，密封環(huán)完全由液膜壓力承載，因此，啟動(dòng)過(guò)程中單金屬密封內(nèi)徑側(cè)潤(rùn)滑油難以順利進(jìn)入密封間隙，潤(rùn)滑狀態(tài)進(jìn)一步惡化。

(a) 液膜壓力

3.1.2溫升時(shí)變特性

圖8為啟動(dòng)過(guò)程中單金屬密封端面溫升ΔT時(shí)變曲線(xiàn)和瞬時(shí)溫升徑向分布曲線(xiàn)?？梢钥闯?，初始t0時(shí)刻密封端面溫度為環(huán)境溫度T0。密封端面溫升在鉆頭啟動(dòng)階段呈波動(dòng)增長(zhǎng)趨勢(shì)，并在進(jìn)入恒轉(zhuǎn)速階段后振蕩幅值差異性更加明顯，端面最大溫升振幅達(dá)到最小溫升振幅的2.3倍。因端面內(nèi)徑處始終承受大部分接觸壓力，而外徑處接觸壓力為0，所以各時(shí)刻端面溫升在靠近內(nèi)徑側(cè)(r=31.4 mm)和外徑處分別達(dá)到最大、最小值，在恒轉(zhuǎn)速t5時(shí)刻端面徑向溫差可達(dá)5.5 K。

(a) 最大、最小溫升

圖9為不同時(shí)刻密封動(dòng)靜環(huán)整體溫度分布云圖。以密封環(huán)端面最大溫升所在徑向位置r=31.4 mm為中心，隨著熱量向密封環(huán)主體不斷傳遞，動(dòng)靜環(huán)溫度逐漸降低，最低溫度位于動(dòng)環(huán)與牙輪鉆頭的接觸邊界，基本與環(huán)境溫度持平。靜環(huán)相比于動(dòng)環(huán)整體溫升更為明顯。

圖9 密封環(huán)溫度分布云圖

3.1.3動(dòng)態(tài)密封性能

圖10所示為啟動(dòng)過(guò)程中單金屬密封泄漏率與摩擦扭矩的變化規(guī)律。鉆頭啟動(dòng)瞬時(shí)摩擦扭矩發(fā)生階躍性變化，并逐漸波動(dòng)至振幅約為5 N·m的相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)。隨著鉆頭的啟動(dòng)，單金屬密封泄漏率的振動(dòng)頻率和幅值逐漸增大，且遠(yuǎn)超穩(wěn)態(tài)泄漏率(0.0135 mL/h)。原因在于，一方面轉(zhuǎn)速的提高導(dǎo)致端面溫升逐漸增加，潤(rùn)滑油黏度下降；另一方面受到軸向激勵(lì)的影響，密封端面外徑側(cè)液膜壓差增大，對(duì)密封端面間液膜產(chǎn)生擠壓效應(yīng)。在啟動(dòng)和恒轉(zhuǎn)速階段，泄漏率均呈正負(fù)交替的波動(dòng)狀態(tài)：泄漏率為正值時(shí)，密封內(nèi)徑側(cè)的潤(rùn)滑油向外徑側(cè)泄漏；泄漏率為負(fù)值時(shí)，密封外徑側(cè)的泥漿極易侵入密封間隙。即振動(dòng)工況下單金屬密封端面磨損加劇，更易失效，進(jìn)而影響牙輪鉆頭的使用壽命。

圖10 泄漏率和摩擦扭矩隨時(shí)間的變化規(guī)律

3.2 鉆頭轉(zhuǎn)速對(duì)密封動(dòng)態(tài)特性的影響

保持啟動(dòng)轉(zhuǎn)速趨勢(shì)不變，研究鉆頭最終穩(wěn)定轉(zhuǎn)速n分別為100，200，400，600 r/min時(shí)單金屬密封端面平均膜厚和最大溫升的變化規(guī)律，如圖11所示。由圖11a可以看出，隨著鉆頭轉(zhuǎn)速的增加，啟動(dòng)和恒轉(zhuǎn)速階段密封端面平均膜厚波峰值保持不變，而振動(dòng)幅度逐漸減小且頻率明顯增加。這是因?yàn)楫?dāng)轉(zhuǎn)速增大時(shí)，端面膜厚沿徑向發(fā)散程度增加，液膜承載能力提高，使得密封環(huán)在相同的激勵(lì)下更快進(jìn)入穩(wěn)定振動(dòng)狀態(tài)。即適當(dāng)增加轉(zhuǎn)速，可改善密封界面潤(rùn)滑狀態(tài)，提高密封穩(wěn)定性。密封端面最大溫升始終靠近內(nèi)徑側(cè)(r=31.4 mm)，但數(shù)值及變化梯度變化明顯。由圖11b可以看出，密封端面間的接觸摩擦熱和黏性剪切熱隨轉(zhuǎn)速增大而增加，啟動(dòng)階段端面最大溫升整體大幅波動(dòng)攀升，至恒轉(zhuǎn)速階段后振動(dòng)頻率和幅度均明顯增加，鉆頭轉(zhuǎn)速n=600 r/min時(shí)的振動(dòng)幅值約為n=200 r/min時(shí)振動(dòng)幅值的3倍。

(a) 平均膜厚

圖12為不同鉆頭轉(zhuǎn)速下單金屬密封泄漏率和摩擦扭矩的時(shí)變曲線(xiàn)。由圖12a可以看出，在啟動(dòng)初步階段，低轉(zhuǎn)速下密封界面泄漏率變化緩慢；隨著轉(zhuǎn)速不斷增加，密封端面介質(zhì)黏度降低，泄漏率振動(dòng)頻率和幅值逐漸增加，至恒轉(zhuǎn)速階段后，轉(zhuǎn)速n=600 r/min的瞬時(shí)最大泄漏率增至n=200 r/min的2.5倍。由圖12b可以看出，低轉(zhuǎn)速啟動(dòng)時(shí)，摩擦扭矩振幅隨轉(zhuǎn)速變化并不明顯，而在n≥400 r/min時(shí)，摩擦扭矩幅值隨著轉(zhuǎn)速增大逐漸減小。這與鉆頭轉(zhuǎn)速增加所導(dǎo)致的膜厚增大有關(guān)，密封端面間特別是內(nèi)徑處接觸壓力的減小使得摩擦扭矩降低。

(a) 泄漏率

3.3 軸向激勵(lì)對(duì)密封動(dòng)態(tài)特性的影響

研究軸向激勵(lì)載荷Fa分別為500，1000，500，2000 N時(shí)單金屬密封端面平均膜厚和最大溫升的變化規(guī)律，如圖13所示?？梢钥闯?，不同激勵(lì)載荷下密封端面平均膜厚和最大溫升的振動(dòng)頻率及所處徑向位置均保持不變，單金屬密封的穩(wěn)定性相對(duì)較好。在啟動(dòng)階段，平均膜厚振幅隨軸向激勵(lì)載荷增大而明顯增大，且因慣性作用，它與恒轉(zhuǎn)速階段振幅差異更加明顯。由于動(dòng)靜環(huán)貼合瞬間摩擦熱增加，端面最大溫升振幅隨軸向激勵(lì)載荷增大呈振蕩遞增至穩(wěn)定的變化趨勢(shì)。在恒轉(zhuǎn)速階段，端面平均膜厚和最大溫升波形均隨軸向激勵(lì)載荷增大而上移，這是因?yàn)楦呒?lì)載荷作用下密封環(huán)接觸壓力和力變形增大所致。

(a) 平均膜厚

圖14為不同軸向激勵(lì)載荷下單金屬密封泄漏率和摩擦扭矩的時(shí)變曲線(xiàn)?？梢钥闯?，隨著軸向激勵(lì)載荷增大，泄漏率和摩擦扭矩的波動(dòng)幅值隨之增至穩(wěn)定，此時(shí)Fa=2000 N時(shí)的最大泄漏率和摩擦扭矩可達(dá)Fa=500 N時(shí)的4.1倍和1.8倍。在恒轉(zhuǎn)速階段，泄漏率仍呈正負(fù)對(duì)稱(chēng)交替式變化，而摩擦扭矩曲線(xiàn)則隨軸向激勵(lì)載荷增大而上移，這與密封端面平均膜厚變化相對(duì)應(yīng)。因此，軸向激勵(lì)對(duì)單金屬密封動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性影響顯著，進(jìn)而影響牙輪鉆頭的可靠工作。

(a) 泄漏率

4 結(jié)論

(1)高壓(p0=30 MPa)下單金屬密封端面液膜沿徑向呈發(fā)散型間隙分布，由內(nèi)徑側(cè)的混合潤(rùn)滑狀態(tài)逐漸過(guò)渡為外徑側(cè)的流體潤(rùn)滑狀態(tài)；鉆頭啟動(dòng)至恒轉(zhuǎn)速過(guò)程中，端面膜厚波動(dòng)頻率逐漸增加，最終穩(wěn)定呈周期性正弦型變化，且液膜發(fā)散程度隨鉆頭轉(zhuǎn)速增加而增大，液膜承載能力有所提高。

(2)鉆頭啟動(dòng)時(shí)單金屬密封端面溫升振蕩增加，徑向溫升變化梯度逐漸增大，分別在靠近內(nèi)徑r=31.4 mm處和外徑處達(dá)到端面最大和最小溫升；隨著轉(zhuǎn)速和軸向激勵(lì)載荷增大，密封端面間接觸摩擦熱和黏性剪切熱增加，端面溫升波動(dòng)振幅明顯增大。

(3)在鉆頭啟動(dòng)和振動(dòng)共同作用下，高轉(zhuǎn)速啟動(dòng)時(shí)的摩擦扭矩幅值隨轉(zhuǎn)速增大逐漸減??；單金屬密封瞬時(shí)泄漏率呈正負(fù)交替波動(dòng)狀態(tài)，幅值遠(yuǎn)大于穩(wěn)態(tài)泄漏率，特別是當(dāng)泄漏率為負(fù)值時(shí)，密封外徑側(cè)的泥漿極易侵入密封間隙，而且該現(xiàn)象隨鉆頭轉(zhuǎn)速和軸向激勵(lì)載荷增大顯著加劇，單金屬密封性能進(jìn)一步惡化。