鄭思敏, 滕黎明, 趙文靜, 江錦波, 王夢(mèng)嬌, 彭旭東

(浙江工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 杭州 310023)

海洋是人類發(fā)展的四大戰(zhàn)略空間(陸、海、空、天)中繼陸地之后的第二大空間,隨著陸上油氣資源的日益枯竭,開(kāi)發(fā)我國(guó)南海深海海域的生物資源、能源、水資源和金屬資源對(duì)提高我國(guó)綜合競(jìng)爭(zhēng)力、保障國(guó)家安全具有重要意義[1].深海裝備是制約我國(guó)向深海進(jìn)軍的關(guān)鍵技術(shù)瓶頸.深海潛水器是開(kāi)展深?？茖W(xué)研究的重要支撐,已成為深海裝備研究的熱點(diǎn)之一.推進(jìn)器是潛水器上重要的核心部件,潛水器在水下要完成航行或懸停動(dòng)作都依賴于推進(jìn)器,而推進(jìn)器轉(zhuǎn)軸密封的性能對(duì)深海潛水器的安全可靠性具有重要影響.因深潛器需在水下停留較長(zhǎng)時(shí)間且空間有限,故多選用接觸式機(jī)械密封[2].

接觸式機(jī)械密封失效主要是由于過(guò)熱和磨損,故而有必要對(duì)接觸式機(jī)械密封的端面溫度和端面間的接觸摩擦行為開(kāi)展深入研究.目前,國(guó)內(nèi)外針對(duì)機(jī)械密封端面溫度的預(yù)測(cè)方法已有不少.Pascovici等[3]和Blasiak[4]分別建立了熱流體動(dòng)力潤(rùn)滑模型,利用解析法求解了機(jī)械密封的端面溫度分布.文獻(xiàn)[5-7]中利用有限差分法迭代求解能量方程和熱傳導(dǎo)方程,獲得了密封環(huán)和液膜的溫度分布.Meng等[8]提出一種準(zhǔn)三維熱力學(xué)模型,采用Petrov-Galerkin有限元方法得到了機(jī)械密封液膜的壓力和溫度分布.文獻(xiàn)[9-18]中考慮了密封環(huán)的熱力變形,基于熱彈流潤(rùn)滑模型預(yù)測(cè)了端面溫度分布,并研究變形對(duì)密封性能的影響.上述研究均圍繞穩(wěn)定工況下密封端面和液膜的溫度計(jì)算,而在機(jī)械密封瞬態(tài)溫度場(chǎng)方面,文獻(xiàn)[19-21]中進(jìn)行了探索,通過(guò)建立瞬態(tài)模型對(duì)時(shí)間項(xiàng)進(jìn)行離散,研究了典型啟動(dòng)和停車工況下端面溫度、泄漏率等密封性能隨時(shí)間的變化規(guī)律.

針對(duì)機(jī)械密封的磨損特性,研究人員也進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)工作.Zhao等[22]利用銷-盤(pán)式摩擦試驗(yàn)機(jī)測(cè)試了幾種密封環(huán)材料在干摩擦和水潤(rùn)滑條件下的摩擦磨損性能.文獻(xiàn)[23-27]中基于聲發(fā)射技術(shù),監(jiān)測(cè)了密封端面的接觸狀態(tài),利用雙高斯分層理論預(yù)測(cè)了端面的形貌演變.文獻(xiàn)[28-30]中研究了壓力-線速度(pv)值、石墨化度、表面粗糙度等因素對(duì)機(jī)械密封摩擦學(xué)性能的影響.文獻(xiàn)[31-32]中通過(guò)掃描電鏡和紅外光譜分析,探究了機(jī)械密封浸漬石墨在腐蝕環(huán)境下的磨損機(jī)理,并提出了石墨制備工藝的改進(jìn)措施.

綜上所述,目前對(duì)接觸式機(jī)械密封端面溫升和磨損特性的研究主要集中于穩(wěn)定工況下,而對(duì)于瞬態(tài)工況,尤其是交變工況條件下機(jī)械密封端面溫升及磨損特性的變化規(guī)律還鮮有報(bào)道.由于在深潛器的航行過(guò)程中,其下潛深度和葉輪的工作狀態(tài)均會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)軸密封的工作條件造成影響,使得推進(jìn)器機(jī)械密封長(zhǎng)期服役在工況波動(dòng)的環(huán)境中.在交變工況作用下,密封端面的摩擦接觸狀態(tài)以及熱波動(dòng)特征尚不明確,使得預(yù)測(cè)和評(píng)估深海涉水裝備推進(jìn)器用機(jī)械密封的摩擦性能和使用壽命尤為困難.

因此,利用Workbench平臺(tái)建立帶腔內(nèi)流體的機(jī)械密封環(huán)二維軸對(duì)稱模型,重點(diǎn)探究交變工況下其腔內(nèi)耦合傳熱特性及密封環(huán)端面溫升規(guī)律.開(kāi)展機(jī)械密封擬實(shí)工況試驗(yàn)研究,探究交變工況對(duì)機(jī)械密封實(shí)際工作的影響,監(jiān)測(cè)密封端面溫度變化趨勢(shì),研究密封端面磨損特性并加以驗(yàn)證分析,掌握密封環(huán)磨合過(guò)程中端面溫升及磨損特性的變化規(guī)律,以期為深海涉水裝備推進(jìn)器用機(jī)械密封的設(shè)計(jì)提供指導(dǎo),對(duì)深海涉水裝備密封技術(shù)的發(fā)展和機(jī)械密封使用壽命的延長(zhǎng)具有實(shí)際價(jià)值和現(xiàn)實(shí)意義.

1 數(shù)值模型

1.1 網(wǎng)格劃分與邊界條件

深海涉水裝備作業(yè)時(shí)承受巨大的海水壓力,海水深度每增加 100 m,壓力增加可達(dá) 1 MPa.深海推進(jìn)器用機(jī)械密封常設(shè)計(jì)壓力補(bǔ)償器,其可根據(jù)海水深度自動(dòng)調(diào)整補(bǔ)償壓力,用以減小海水壓力變化對(duì)動(dòng)力裝置的影響,使機(jī)械密封內(nèi)外側(cè)壓差小于 1.5 MPa[33-34].根據(jù)某型號(hào)深海推進(jìn)器的結(jié)構(gòu)參數(shù)及實(shí)際運(yùn)行工況[35],本文設(shè)計(jì)的機(jī)械密封腔內(nèi)耦合傳熱的二維軸對(duì)稱有限元計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示,圖中R為半徑.采用Workbench自帶Mesh單元對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,對(duì)密封環(huán)外周及動(dòng)、靜環(huán)接觸端面進(jìn)行局部網(wǎng)格加密.S1～S15為各點(diǎn)位邊界,密封腔入口速度設(shè)為0.2 m/s,出口壓力為 400 kPa;入口溫度設(shè)為 26 ℃,密封腔內(nèi)壁溫度與入口溫度相同.采用重整化群(RNG)κ-ε模型進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算,動(dòng)環(huán)為浮動(dòng)環(huán),動(dòng)靜環(huán)之間設(shè)置接觸對(duì),將動(dòng)環(huán)端面WR設(shè)為接觸面,靜環(huán)端面WS設(shè)為目標(biāo)面,密封端面摩擦因數(shù)設(shè)為0.1,產(chǎn)熱方程通過(guò)用戶自定義標(biāo)量函數(shù)(UDF)程序加載到接觸面處.動(dòng)環(huán)材料為浸呋喃樹(shù)脂碳石墨(M106K),靜環(huán)材料為碳化硅(SSiC),表1為機(jī)械密封模型物性參數(shù);表2為尺寸參數(shù),其中rb為動(dòng)環(huán)邊界S2半徑長(zhǎng)度;表3為清水介質(zhì)26 ℃時(shí)的性能參數(shù).為簡(jiǎn)化計(jì)算,在計(jì)算過(guò)程中作如下基本假設(shè).

表1 密封環(huán)材料物性參數(shù)Tab.1 Material properties of seal ring

表2 密封環(huán)尺寸參數(shù)Tab.2 Dimensional parameters of seal ring

表3 清水介質(zhì)26 ℃性能參數(shù)Tab.3 Properties of water media at 26 ℃

(1) 由于密封端面處的對(duì)流換熱系數(shù)遠(yuǎn)大于密封環(huán)背面,故假設(shè)密封環(huán)背面S1和S11為絕熱面.

(2) 假設(shè)流體域邊界S12和S14表面溫度均勻分布,密封環(huán)邊界S2～S10與周圍環(huán)境發(fā)生對(duì)流換熱.

(3) 假設(shè)密封端面產(chǎn)生的熱量均勻分布在WR和WS接觸面的每一側(cè),且由于密封端面間液膜厚度較小,故忽略液膜的對(duì)流換熱作用.

(4) 由于本案例泄漏量小于機(jī)械密封的標(biāo)準(zhǔn)要求,故忽略介質(zhì)泄漏帶走熱量的情況.

(5) 忽略熱輻射、密封介質(zhì)物性隨溫度的變化以及流體的相態(tài)變化,此時(shí)傅里葉定律可用于密封環(huán)和界面處的工作流體.

密封端面?zhèn)鳠岷褪芰吔缛鐖D2所示.動(dòng)環(huán)底面S1受彈簧力和密封介質(zhì)壓力共同作用與固定安裝的靜環(huán)緊密貼合,靜環(huán)底面S11為絕熱邊界且施加固定約束.密封環(huán)外徑與密封介質(zhì)發(fā)生接觸的邊界W1～W7受介質(zhì)壓力po作用,且與介質(zhì)進(jìn)行對(duì)流換熱;密封環(huán)內(nèi)徑與大氣發(fā)生接觸的邊界S2～S10受大氣壓力pi作用,且與大氣進(jìn)行對(duì)流換熱.

圖2 密封環(huán)熱力邊界條件Fig.2 Thermal boundary conditions of seal ring

假設(shè)密封環(huán)與大氣對(duì)流換熱系數(shù)不變,其與大氣接觸的邊界S2～S10的對(duì)流換熱系數(shù)由下式確定[7],與密封介質(zhì)接觸的邊界W1～W7采用Fluent自設(shè)參考值計(jì)算對(duì)流換熱系數(shù).靜環(huán)受動(dòng)環(huán)轉(zhuǎn)動(dòng)的影響,其對(duì)流換熱系數(shù)取動(dòng)環(huán)對(duì)流換熱系數(shù)的1/3[8],即

(1)

式中:h為密封環(huán)空氣側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù);kf為密封環(huán)材料的熱傳導(dǎo)數(shù);ReD為空氣的雷諾數(shù);Pr為空氣的普朗特?cái)?shù);D為密封環(huán)各邊界的直徑.

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1熱源計(jì)算 在接觸式機(jī)械密封實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中,密封端面大多處于混合摩擦或者邊界摩擦的狀態(tài),采用Luan等[36]的表達(dá)式推導(dǎo)計(jì)算密封環(huán)相對(duì)運(yùn)動(dòng)端面所產(chǎn)生的熱量:

Qf=pcAffωr

(2)

式中:pc為密封端面接觸壓力;Af為密封接觸端面的面積;ω為動(dòng)環(huán)旋轉(zhuǎn)的角速度;f為端面的平均摩擦因數(shù);r為半徑.

當(dāng)機(jī)械密封穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),密封的開(kāi)啟力和閉合力保持平衡,有:

Fc=Fo=Fsp+[p2B+p1(1-B)]Af=

pmAf+pcAf

(3)

式中:Fo為開(kāi)啟力;Fc為閉合力;Fsp為彈簧力;p1為大氣壓力;p2為密封流體介質(zhì)壓力;pm為密封端面流體平均膜壓.可以推出:

pc=psp+p2B+p1(1-B)-pm

(4)

式中:psp為彈簧比壓,即密封環(huán)接觸端面單位面積上所承受的彈性元件作用力.

目前很多針對(duì)機(jī)械密封端面摩擦生熱的研究均采用式(4)中的pc進(jìn)行計(jì)算[37-38],如果采用流體平均膜壓pm,則相當(dāng)于等價(jià)忽略了端面摩擦狀態(tài)沿徑向的變化,使得流體膜壓與接觸壓力沿徑向均為常數(shù),以此來(lái)計(jì)算端面間的摩擦生熱顯然不夠準(zhǔn)確,應(yīng)考慮流體膜壓和接觸壓力的實(shí)際分布情況.實(shí)際上,密封端面任一區(qū)域的生熱功率應(yīng)由端面接觸壓力與滑動(dòng)速度共同決定.

圖3為密封端面液膜壓力的近似分布示意圖.對(duì)于中等黏度的液體(如水),流體沿徑向的壓力近似呈線性分布,高黏度液體(如油)則呈現(xiàn)凸形分布,低黏度液體(如液態(tài)烴)則呈凹形分布[39].本文選用的工作流體為清水,端面液膜壓力可近似認(rèn)為呈線性分布.

圖3 密封端面液膜壓力分布Fig.3 Liquid film pressure distribution on seal face

設(shè)密封接觸端面沿半徑方向r處,寬度為Δr的環(huán)形面積上的膜壓為pr,根據(jù)相似關(guān)系,pr可表示為

(5)

式中,r1、r2為半徑取值位置.

單位密封面上所承受的開(kāi)啟力(pr+pc)沿半徑方向應(yīng)均勻分布,否則密封端面間將產(chǎn)生傾覆力矩使密封環(huán)發(fā)生偏轉(zhuǎn).故半徑r處密封端面上的接觸壓力為

pc=psp+p2B+p1(1-B)-

(6)

代入式(2),可得半徑r處寬度為Δr的環(huán)形面積上的產(chǎn)熱功率為

(7)

單位面積的熱功率為

(8)

將上式編入U(xiǎn)DF程序并加載到密封端面(即WR,見(jiàn)圖1),模擬過(guò)程中將此面視為摩擦面.采用接觸熱導(dǎo)率法[40],在密封環(huán)接觸單元上設(shè)置熱傳導(dǎo)率值為103,實(shí)現(xiàn)熱量在動(dòng)、靜環(huán)間的自動(dòng)分配.

1.2.2交變工況數(shù)學(xué)表達(dá)式 深潛器在實(shí)際下潛與上浮的運(yùn)行過(guò)程中所受工況條件極為復(fù)雜,工作介質(zhì)的壓力、密度、主軸轉(zhuǎn)速、支承彈簧力或主軸撓角均可能因下潛深度和葉輪的工作狀態(tài)而發(fā)生改變.pv值是機(jī)械密封選型和設(shè)計(jì)時(shí)經(jīng)常用到的重要參數(shù)之一[39],二者的乘積可以衡量機(jī)械密封承載能力的高低,故重點(diǎn)關(guān)注壓力、線速度對(duì)深海涉水裝備用機(jī)械密封性能的影響.其中,p分為兩類,一是介質(zhì)壓力pf,二是密封端面比壓pc.本文以pf為基礎(chǔ)(下文p均指pf),考慮交變工況的具體函數(shù)表達(dá),假定交變工況pv值的變化是線性的,分別通過(guò)機(jī)械密封介質(zhì)壓力或主軸轉(zhuǎn)速的變化,使pv值以一定的幅值和頻率上下波動(dòng),并比較二者各自的影響作用.

因假定pv值的變化是線性的,所以介質(zhì)壓力與轉(zhuǎn)速的時(shí)變函數(shù)在每個(gè)周期內(nèi)的極值點(diǎn)左右兩側(cè)的斜率不一致,即極值點(diǎn)處的導(dǎo)數(shù)不存在.程序設(shè)計(jì)中,可用循環(huán)與分段函數(shù)直接表達(dá)這種周期性變化,但仿真中模擬設(shè)置邊界條件以及試驗(yàn)研究中調(diào)控工況參數(shù)時(shí),需要以單一的數(shù)學(xué)表達(dá)式f(t)表示摩擦因數(shù)f在時(shí)域中的變化情況.

根據(jù)無(wú)窮級(jí)數(shù)理論,任何周期函數(shù)都可用正弦和余弦函數(shù)構(gòu)成的無(wú)窮級(jí)數(shù)表示,稱為傅里葉級(jí)數(shù).周期為Γ的函數(shù)f(t)展開(kāi)成sint和cost函數(shù)和的形式,可表示為

(9)

(10)

(11)

(12)

式中:a0/2為常數(shù)項(xiàng);an、bn分別為第n項(xiàng)時(shí)正、余弦分量的系數(shù).

根據(jù)傅里葉級(jí)數(shù)對(duì)深海交變工況的形式進(jìn)行簡(jiǎn)化設(shè)計(jì),假定工況摩擦因數(shù)f在初始時(shí)刻由平衡位置開(kāi)始作周期性變化,故為正弦級(jí)數(shù).在保證計(jì)算精度的前提下,展開(kāi)至級(jí)數(shù)前6項(xiàng),摩擦因數(shù)f關(guān)于t的表達(dá)式如下:

(13)

式中:Ap為參數(shù)變化過(guò)程中的波峰值;Av為參數(shù)變化過(guò)程中的波谷值.

根據(jù)深海推進(jìn)器實(shí)際運(yùn)行參數(shù),設(shè)機(jī)械密封穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)主軸轉(zhuǎn)速n′=3 600 r/min,腔內(nèi)介質(zhì)壓力p=400 kPa,本文采用控制其中一個(gè)參數(shù)不變,另一個(gè)參數(shù)進(jìn)行有規(guī)律的周期性變化模擬深海工況條件.定義無(wú)量綱振幅M=(Ap-f0)/f0,其中f0=0.5(Ap+Av)為參數(shù)在平衡位置的值,并分別取參數(shù)變化振幅M為0.1、0.2、0.3、0.4和0.5,變化周期Γ為1.6、3.2、4.8、6.4和8.0 s.

以交變介質(zhì)壓力工況為例,表4展示出了交變 振幅的具體呈現(xiàn)形式, 表5展示出了交變周期的具體呈現(xiàn)形式.在穩(wěn)定工況參數(shù)設(shè)置的基礎(chǔ)上,轉(zhuǎn)速恒為 3 600 r/min,介質(zhì)壓力發(fā)生周期性波動(dòng),振幅越大,壓力波動(dòng)的幅值越大,周期越小,壓力波動(dòng)的頻率越快.同理,易得交變轉(zhuǎn)速工況波動(dòng)形式.

表5 交變周期形式Tab.5 Forms of alternating period

2 數(shù)值模擬與分析

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

考慮網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算結(jié)果精度的影響,首先進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,結(jié)果如表6所示,以最后一組網(wǎng)格數(shù)所得端面平均溫度作為對(duì)比基準(zhǔn),計(jì)算得到不同網(wǎng)格數(shù)與基準(zhǔn)之間的相對(duì)偏差.綜合考慮,本文采用的網(wǎng)格單元數(shù)為 14 126,節(jié)點(diǎn)數(shù)為 14 333,其中 流體域網(wǎng)格數(shù)為 7 428,節(jié)點(diǎn)數(shù)為 7 635,動(dòng)環(huán)網(wǎng)格數(shù)為 4 022,節(jié)點(diǎn)數(shù)為 4 184,靜環(huán)網(wǎng)格數(shù)為 2 676,節(jié)點(diǎn)數(shù)為 2 793,流體域近壁面無(wú)量綱參數(shù)y+值為31.08～66.16.

表6 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Tab.6 Grid independence verification

2.2 交變工況對(duì)密封端面溫升的影響

圖4為在振幅M=0.5,周期為3.2 s的交變工況下密封環(huán)接觸端面平均溫度(T)-時(shí)變曲線.其中,圖4(a)為交變介質(zhì)壓力及其工況下端面平均溫度的變化情況,圖4(b)為交變轉(zhuǎn)速及其工況下端面平均溫度的變化情況.從圖4可以看出,在交變載荷作用下,端面平均溫度分布均表現(xiàn)出明顯的瞬態(tài)交變特性,接觸端面平均溫度均隨工況參數(shù)變化呈現(xiàn)波動(dòng)上升的趨勢(shì),起始端面平均溫度迅速上升,隨著時(shí)間的推移溫升速率逐漸減慢,最后達(dá)到某一穩(wěn)定值后趨于動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài).對(duì)比圖4(a)和圖4(b)可知,當(dāng)M=0.5時(shí),相比于交變介質(zhì)壓力工況,交變轉(zhuǎn)速工況下密封端面平均溫度的交變特性更為明顯,其波動(dòng)幅值更大.結(jié)合式(7)可知,這可能是因?yàn)榻橘|(zhì)壓力的改變,導(dǎo)致密封端面接觸比壓不斷變化,從而間接影響端面摩擦生熱,而摩擦熱與轉(zhuǎn)速大小呈正相關(guān).同時(shí)可以看出,由于瞬態(tài)積分效應(yīng)的影響,端面平均溫度的峰值相比于交變介質(zhì)壓力和交變轉(zhuǎn)速均表現(xiàn)出一定的滯后性.

圖4 M=0.5交變工況下密封端面平均溫度時(shí)變曲線 Fig.4 Time-varying curve of average temperature of seal face under an alternating condition of M=0.5

對(duì)比不同工況下密封環(huán)瞬時(shí)溫度場(chǎng)云圖可知,密封端面最高溫度均靠近密封端面內(nèi)徑處.選取圖4(b)中交變轉(zhuǎn)速工況最后一個(gè)交變周期不同時(shí)刻密封環(huán)端面溫度沿徑向分布曲線,如圖5所示;并取轉(zhuǎn)速由峰值到平衡值再到谷值,即如圖4(b)中a、b、c處3個(gè)時(shí)刻對(duì)應(yīng)密封環(huán)的瞬時(shí)溫度場(chǎng)分布云圖.從圖5和6中可以看出,在運(yùn)行過(guò)程中密封端面最高溫度區(qū)域位于動(dòng)、靜環(huán)接觸端面靠近內(nèi)徑處,溫度沿徑向逐漸降低,這是因?yàn)槊芊猸h(huán)的外周與沖洗介質(zhì)接觸,散熱條件較好,而密封環(huán)內(nèi)徑側(cè)與大氣接觸,散熱性較差.密封環(huán)內(nèi)溫度成拋物線型沿著軸向外徑擴(kuò)散,靠近密封端面的區(qū)域溫度梯度大,遠(yuǎn)端較小,這是由于受密封環(huán)自身熱傳導(dǎo)及其邊界對(duì)流換 熱的雙重作用的影響.M106K動(dòng)環(huán)的對(duì)流換熱較強(qiáng),平均溫度較低,且SSiC靜環(huán)的導(dǎo)熱系數(shù)較高,故靜環(huán)的溫度梯度小,溫度分布較為均勻.

圖5 M=0.5交變轉(zhuǎn)速工況下的密封沿徑向的端面溫度Fig.5 Radial temperature of seal face at an alternating speed of M=0.5

圖6 M=0.5交變轉(zhuǎn)速工況下的密封環(huán)溫度場(chǎng)分布云圖Fig.6 Contour map of temperature field of seal ring at an alternating speed of M=0.5

穩(wěn)定工況和不同振幅交變介質(zhì)壓力以及轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度時(shí)變曲線如圖7所示.其中,圖7(a)是交變介質(zhì)壓力工況下的端面平均溫度變化曲線,圖7(b)為交變轉(zhuǎn)速工況下的端面平均溫度變化曲線,交變工況周期均為3.2 s.由圖7可見(jiàn),穩(wěn)定工況下(n′=3 600 r/min,p=400 kPa),密封端面平均溫度隨時(shí)間的變化可表示為一條光滑上升的曲線;初始階段,端面平均溫度迅速上升,隨著時(shí)間的增加,端面溫升速率減小并趨于穩(wěn)定.對(duì)于交變工況,隨著交變參數(shù)振幅的增大,端面摩擦熱增加,平均溫度波動(dòng)的幅值也隨之增加,相較于穩(wěn)定工況,交變轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度最大偏移為16.06%,交變介質(zhì)壓力工況下端面平均溫度最大偏移為3.93%,交變轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度隨振幅增加其波動(dòng)程度更為顯著.

圖7 不同振幅的交變工況下密封端面平均溫度時(shí)變曲線Fig.7 Time-varying curve of average temperature of seal face under alternating condition at different amplitudes

穩(wěn)定工況和不同周期交變介質(zhì)壓力和轉(zhuǎn)速工況下密封端面平均溫度時(shí)變曲線如圖8所示.其中,圖8(a)為交變介質(zhì)壓力工況下密封端面平均溫度曲線,圖8(b)為交變轉(zhuǎn)速工況下密封端面平均溫度變化曲線,交變振幅M均為0.2.由圖8可見(jiàn),在轉(zhuǎn)速相同的情況下(n′=3 600 r/min),密封端面平均溫度呈波動(dòng)上升的趨勢(shì),波動(dòng)趨勢(shì)與交變周期有關(guān),周期越短,端面平均溫度上下波動(dòng)的頻率越快,反之則越慢.密封端面的溫度在不同交變周期工況下,其上下波動(dòng)的幅值并未出現(xiàn)明顯的差異,相較于穩(wěn)定工況,交變轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度最大偏移為7.76%,交變介質(zhì)壓力工況下端面平均溫度最大偏移為1.91%,再次驗(yàn)證轉(zhuǎn)速交變相較于介質(zhì)壓力交變更容易影響密封端面溫度波動(dòng).由此可知,轉(zhuǎn)速的瞬時(shí)變化對(duì)深海推進(jìn)器機(jī)械密封的密封性能和使用壽命具有極大考驗(yàn).

圖8 不同周期的交變工況下密封端面平均溫度時(shí)變曲線Fig.8 Time-varying curve of average temperature of seal face under alternating condition in different periods

3 試驗(yàn)研究

3.1 交變工況機(jī)械密封試驗(yàn)裝置

圍繞深海涉水裝備在惡劣交變工況下運(yùn)行時(shí)的密封性能開(kāi)展了深海推進(jìn)器機(jī)械密封擬實(shí)試驗(yàn),實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)密封端面溫度變化及泄漏情況,觀察并測(cè)量試驗(yàn)后端面形貌及磨損程度.本試驗(yàn)裝置系統(tǒng)主要由試驗(yàn)密封腔、軸承輔助系統(tǒng)、供液調(diào)壓系統(tǒng)、動(dòng)力控制與傳動(dòng)系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集與控制系統(tǒng)組成,如圖9所示.圖中,N1～N5為流向順序.

圖9 交變工況機(jī)械密封試驗(yàn)裝置系統(tǒng)示意圖Fig.9 System diagram of mechanical seal test rig under alternating conditions

試驗(yàn)密封腔實(shí)物裝置如圖10所示,該裝置為背靠背雙端面密封,兩道密封結(jié)構(gòu)相同,每道結(jié)構(gòu)主要包括動(dòng)環(huán)、靜環(huán)、動(dòng)環(huán)座、靜環(huán)座、O形圈和彈簧等.密封腔內(nèi)上端密封為主密封,試驗(yàn)所需相關(guān)數(shù)據(jù)從該道密封中獲得,下端輔助密封的主要作用是防止密封腔內(nèi)密封介質(zhì)污染軸承.軸承輔助系統(tǒng)的作用是給軸承提供潤(rùn)滑,以及監(jiān)控軸承在高速運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中的穩(wěn)定性和可靠性.供液調(diào)壓系統(tǒng)主要通過(guò)基于LabVIEW自主開(kāi)發(fā)的壓力檢測(cè)與控制程序,給密封腔體提供一定壓力的恒溫密封介質(zhì),通過(guò)比例閥,根據(jù)數(shù)據(jù)采集卡輸出的電信號(hào)連續(xù)地對(duì)空氣壓縮機(jī)的供氣壓力進(jìn)行控制,進(jìn)而可改變儲(chǔ)液罐內(nèi)液體的實(shí)時(shí)工作壓力.動(dòng)力傳動(dòng)系統(tǒng)的主要作用是調(diào)控和監(jiān)測(cè)電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)軸的轉(zhuǎn)速.數(shù)據(jù)采集與控制系統(tǒng)主要測(cè)試試驗(yàn)過(guò)程中的工況參數(shù)和密封性能參數(shù)信號(hào).

圖10 試驗(yàn)裝置圖Fig.10 Diagram of test rig

3.2 試驗(yàn)測(cè)試

試驗(yàn)中動(dòng)環(huán)材料選用M106K,靜環(huán)材料選用SSiC,密封環(huán)尺寸及物理參數(shù)詳見(jiàn)表1和表2.密封介質(zhì)的初始溫度均為26 ℃.在給定工況下(見(jiàn)表7～9),每組試驗(yàn)測(cè)試時(shí)間均為2 h,表中M(p)和M(n′)分別表示介質(zhì)壓力和轉(zhuǎn)速的振幅變化.試驗(yàn)過(guò)程中采用精度為±1.5 ℃的K型熱電偶對(duì)靜環(huán)端面溫度進(jìn)行測(cè)量,靜環(huán)背面取3處位置開(kāi)盲孔用于埋設(shè)測(cè)溫?zé)犭娕?如圖11所示,測(cè)量位置分別為靜環(huán)內(nèi)、中、外徑各距離靜環(huán)端面1 mm處,環(huán)境溫度保持(26±1) ℃不變.為減少試驗(yàn)誤差,每組試驗(yàn)均重復(fù)3次以確保試驗(yàn)結(jié)果的可靠性.考慮霍爾元件測(cè)量電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速的方法為間接測(cè)量法,即對(duì)脈沖信號(hào)進(jìn)行處理,測(cè)定瞬時(shí)轉(zhuǎn)速變化時(shí)存在一定的時(shí)間滯后,約為3～5 s,此外,儲(chǔ)液罐中壓力的調(diào)節(jié)采用控制空氣壓縮機(jī)輸出端壓力的方式,氣體加壓與泄壓相較主軸轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)的機(jī)械作用方式更慢,因此試驗(yàn)中工況交變周期的變化范圍設(shè)計(jì)為16～48 s.試驗(yàn)前后動(dòng)靜環(huán)表面形貌由LEXT OLS5000型3D測(cè)量激光顯微鏡測(cè)得,端面粗糙度由德國(guó)布魯克DEKTAK·XT型臺(tái)階儀測(cè)得.

表7 第1組試驗(yàn)Tab.7 The first set of test conditions

圖11 靜環(huán)背面示意圖Fig.11 Schematic diagram on the back of stationary ring

3.3 試驗(yàn)結(jié)果與討論

3.3.1交變工況對(duì)端面溫升的影響 圖12為試驗(yàn)過(guò)程中靜環(huán)端面沿徑向取內(nèi)徑、中徑和外徑3處不同位置平均溫度的時(shí)變曲線圖.其中, 圖12(a)為穩(wěn)態(tài)工況下靜環(huán)端面沿徑向的溫度時(shí)變曲線圖,即表6中的1#試驗(yàn)結(jié)果;圖12(b)為交變轉(zhuǎn)速工況下靜環(huán)端面沿徑向的溫度時(shí)變曲線圖,即表8中的11#試驗(yàn)結(jié)果.由圖12可知,在不同工況下靜環(huán)端面溫度均呈現(xiàn)先快速上升、后趨于平緩的趨勢(shì),這是因?yàn)槌跏紩r(shí)密封環(huán)溫度與環(huán)境溫度相同,開(kāi)機(jī)啟動(dòng)后,動(dòng)環(huán)高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生摩擦熱,密封端面溫度快速上升,機(jī)械密封在運(yùn)行初期存在明顯的磨合階段[41],隨著不斷磨合,石墨逐漸脫落并轉(zhuǎn)移至碳化硅表面形成自潤(rùn)滑層,造成端面間的摩擦因數(shù)一定程度上降低,同時(shí)密封端面微凸體彈性接觸比例增大,而塑性接觸比例下降,意味著機(jī)械密封端面間的彈塑性接觸壓力下降,也降低了端面發(fā)生嚴(yán)重黏著磨損的可能性.由于密封端面摩擦因數(shù)與接觸壓力的降低,端面間的產(chǎn)熱功率也隨之降低,故端面溫度呈現(xiàn)出隨時(shí)間減速上升的變化規(guī)律.當(dāng)產(chǎn)熱功率與沖洗介質(zhì)的散熱效率相等時(shí),端面溫度將趨于穩(wěn)定.此外,還可以看出,在穩(wěn)態(tài)和交變工況下,靜環(huán)端面溫度均為內(nèi)徑處最高、外徑處最低,這是因?yàn)橥鈴教幣c沖洗介質(zhì)接觸,散熱條件較好,但因密封環(huán)接觸端面較窄,僅為1 mm,所以內(nèi)、外徑溫差較小,均保持在約1 ℃.

表8 第2組試驗(yàn)Tab.8 Second set of test conditions

表9 第3組試驗(yàn)Tab.9 Third set of test conditions

圖12 穩(wěn)定和交變工況下密封端面沿徑向的溫度曲線Fig.12 Temperature along radial direction of seal face under stable and alternating conditions

對(duì)比圖12(a)和圖12(b)可以看出,交變工況下,靜環(huán)端面內(nèi)、中、外徑溫度隨工況瞬時(shí)波動(dòng)的趨勢(shì)相同,均表現(xiàn)出明顯的交變特性,且溫度波動(dòng)周期與交變工況波動(dòng)周期基本吻合,對(duì)不同交變工況動(dòng)靜環(huán)端面溫度時(shí)變數(shù)據(jù)分析均可得到相同結(jié)果,此處不再贅述.

根據(jù)以上試驗(yàn)結(jié)果,將靜環(huán)端面內(nèi)徑、中徑和外徑3處位置的溫度取平均值進(jìn)行進(jìn)一步分析.如圖13所示,圖13(a)為穩(wěn)定工況與振幅M=0.3、交變周期Γ=32 s時(shí),交變介質(zhì)壓力和交變轉(zhuǎn)速工況下靜環(huán)端面平均溫度時(shí)變曲線,即1#、4#和9#試驗(yàn)結(jié)果;圖13(b)為穩(wěn)定工況與轉(zhuǎn)速振幅M=0.2、介質(zhì)壓力為400 kPa時(shí),在不同交變周期工況下的靜環(huán)端面平均溫度時(shí)變曲線,即1#、8#、10#和11#試驗(yàn)結(jié)果.由圖13(a)可知,相較于穩(wěn)定工況,交變工況下靜環(huán)端面平均溫度均呈波動(dòng)上升的趨勢(shì),波動(dòng)形式與交變工況波動(dòng)的周期基本吻合.同時(shí),交變振幅相同時(shí),交變轉(zhuǎn)速工況下端面溫度曲線波動(dòng)的幅度較大,其對(duì)端面平均溫度的影響尤為顯著,這是因?yàn)檗D(zhuǎn)速的變化會(huì)直接作用于配對(duì)摩擦副使得產(chǎn)熱功率增加,而壓力的變化除了改變閉合力外也同時(shí)影響端面開(kāi)啟力.因端面溫升密封環(huán)可能會(huì)發(fā)生沿泄漏方向的收斂變形,增加介質(zhì)壓力同時(shí)也使進(jìn)入密封間隙的流體增多,減少了固體接觸承載的比例,一定程度上改善了潤(rùn)滑條件.由于壓力的雙向影響,振幅相同時(shí),相對(duì)交變壓力工況,交變轉(zhuǎn)速工況對(duì)端面溫度曲線波動(dòng)的影響更大.

圖13 密封端面平均溫度時(shí)變曲線Fig.13 Time-varying curve of average temperature of seal face

圖13(b)中結(jié)果表明,交變轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度時(shí)變曲線與穩(wěn)定工況下的時(shí)變曲線整體趨勢(shì)基本相同.交變轉(zhuǎn)速工況下端面溫度波動(dòng)的頻率與交變周期有關(guān),工況的交變周期越小,端面溫度上下波動(dòng)的頻率越快,反之則端面溫度上下波動(dòng)的頻率越慢.此外,通過(guò)分析交變壓力工況下靜環(huán)端面溫度時(shí)變數(shù)據(jù)可得上述相同結(jié)論,且振幅和周期相同的條件下,交變壓力溫度波動(dòng)的幅值均小于對(duì)應(yīng)條件下交變轉(zhuǎn)速工況端面溫度波動(dòng)的幅值.綜上所述,試驗(yàn)所得密封端面溫度情況與模擬計(jì)算所得到的密封端面溫度變化特性結(jié)論一致,在一定程度上驗(yàn)證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性.

3.3.2交變工況對(duì)密封環(huán)表面形貌的影響 為了進(jìn)一步揭示交變工況對(duì)機(jī)械密封性能影響,開(kāi)展了密封端面表面形貌的試驗(yàn)測(cè)試研究.通過(guò)對(duì)比不同工況條件試驗(yàn)前后動(dòng)環(huán)表面形貌發(fā)現(xiàn),不同交變工況試驗(yàn)后M106K動(dòng)環(huán)端面內(nèi)徑處均出現(xiàn)不同程度的磨損,如圖14所示為交變工況試驗(yàn)前后動(dòng)環(huán)端面沿徑向的粗糙度(Ra)對(duì)比.其中,圖14(a)為3#試驗(yàn)前后動(dòng)環(huán)端面沿徑向的粗糙度測(cè)試結(jié)果,圖14(b)為8#試驗(yàn)前后動(dòng)環(huán)端面沿徑向的粗糙度測(cè)試結(jié)果,圖中黑色線均表示試驗(yàn)前動(dòng)環(huán)端面的粗糙度測(cè)試結(jié)果.由圖可見(jiàn),試驗(yàn)前動(dòng)環(huán)端面初始狀態(tài)平面度較好;試驗(yàn)后,動(dòng)環(huán)端面粗糙度顯著增大,靠?jī)?nèi)徑處磨損較為嚴(yán)重.當(dāng)交變振幅和周期均相同時(shí),相對(duì)于交變壓力試驗(yàn)工況,交變轉(zhuǎn)速試驗(yàn)工況下的動(dòng)環(huán)端面粗糙度明顯較大.

圖14 試驗(yàn)前后動(dòng)環(huán)端面沿徑向粗糙度對(duì)比Fig.14 Comparison of radial roughness of end face of rotating ring before and after test

圖15所示為使用激光顯微鏡放大5倍得到的不同工況試驗(yàn)后M106K動(dòng)環(huán)端面形貌照片.由石墨和呋喃樹(shù)脂的屬性可知,圖15(a)中顏色較淺部分為石墨基體,顏色較深部分為呋喃樹(shù)脂填充物或未被填充的孔隙.對(duì)比圖15(a)～(d)可知:試驗(yàn)前動(dòng)環(huán)端面石墨基體較為密實(shí),未見(jiàn)單獨(dú)的石墨顆粒,試驗(yàn)后基體略顯疏松. 1#試驗(yàn)后端面磨損較輕,出 現(xiàn)較淺的犁溝和凹坑;3#試驗(yàn)后端面犁溝和凹坑的數(shù)量及深度均略有增加;8#試驗(yàn)后動(dòng)環(huán)端面磨損程度較為嚴(yán)重,出現(xiàn)密集且較深的犁溝.這是因?yàn)榻秽珮?shù)脂是一種含有熱固樹(shù)脂的材料,在摩擦副運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中,較高的端面溫度會(huì)致使M106K中的樹(shù)脂析出和結(jié)塊而形成游離磨粒,對(duì)動(dòng)環(huán)端面造成局部磨粒磨損,當(dāng)振幅和周期相同時(shí),交變轉(zhuǎn)速工況下密封端面的摩擦熱影響尤為顯著,端面溫度波動(dòng)的幅度更大,端面磨損現(xiàn)象更為顯著.

圖15 不同工況試驗(yàn)后M106K動(dòng)環(huán)表面激光顯微照片F(xiàn)ig.15 Laser micrograph of end face of rotating ring(M106K)after test under different conditions

為進(jìn)一步分析動(dòng)環(huán)端面的形貌變化及其特征,在激光顯微鏡下將試驗(yàn)后動(dòng)環(huán)端面靠近內(nèi)徑處形貌放大50倍,如圖16所示,以端面初始狀態(tài)為基準(zhǔn)0,磨損情況中正值表示磨損后端面變形量,負(fù)值表示磨損深度.可見(jiàn)動(dòng)環(huán)端面粗糙峰基本被磨平,端面沿周向呈現(xiàn)出明顯的磨痕.在穩(wěn)定工況下,端面磨損程度較輕,出現(xiàn)較淺的犁溝和凹坑,在交變介質(zhì)壓力工況下,端面磨損加劇,呈現(xiàn)出深淺不一的犁溝,凹坑的數(shù)量也相應(yīng)有所增加.在交變轉(zhuǎn)速工況下,摩擦熱影響尤為顯著,動(dòng)環(huán)端面磨損程度最為嚴(yán)重,這可能是因?yàn)楣r的瞬時(shí)交變下SSiC-M106K摩擦副接觸狀態(tài)隨之不斷發(fā)生變化,浸漬石墨部分受高溫碳化形成游離磨粒并存儲(chǔ)在摩擦副表面,磨屑聚集,在密封端面造成三體磨粒磨損[42];交變工況加劇后,犁溝數(shù)量顯著增加,且轉(zhuǎn)速對(duì)端面接觸狀態(tài)的影響較介質(zhì)壓力的影響更大,交變周期相同時(shí),隨著轉(zhuǎn)速振幅的增加,動(dòng)環(huán)端面的磨損程度顯著增加.此外,試驗(yàn)后部分靜環(huán)表面出現(xiàn)多道環(huán)形黑色印記,這可能是因?yàn)槭糠痔蓟撀湫纬傻挠坞x微粒,在較高的端面比壓作用下轉(zhuǎn)移到碳化硅靜環(huán)表面,形成黑色環(huán)帶.由此可知,交變工況對(duì)深潛器用機(jī)械密封端面的磨損影響不可忽視.

圖16 試驗(yàn)后動(dòng)環(huán)端面形貌Fig.16 Morphology of end face of rotating ring after test

由于在不同工況下動(dòng)環(huán)內(nèi)徑處磨損較為明顯,故取動(dòng)環(huán)端面靠近內(nèi)徑處3 mm寬度測(cè)定其在不同工況試驗(yàn)后的粗糙度數(shù)據(jù),如圖17所示.其中,圖17(a)為不同振幅的交變介質(zhì)壓力和交變轉(zhuǎn)速工況下動(dòng)環(huán)端面內(nèi)徑處粗糙度,圖17(b)為不同周期的交變介質(zhì)壓力和交變轉(zhuǎn)速工況下動(dòng)環(huán)端面內(nèi)徑處粗糙度.結(jié)合上述動(dòng)環(huán)端面內(nèi)徑處形貌圖分析可知:交變介質(zhì)壓力和交變轉(zhuǎn)速工況試驗(yàn)后動(dòng)環(huán)端面內(nèi)徑處磨損程度與交變參數(shù)的振幅呈正相關(guān).振幅增大,磨損加劇,導(dǎo)致試驗(yàn)后石墨環(huán)端面粗糙度增大.相較于穩(wěn)定工況下動(dòng)環(huán)端面粗糙度,振幅為0.1、0.2、0.3時(shí),交變介質(zhì)壓力工況下動(dòng)環(huán)端面粗糙度分別增加37.8%、56.8%、113.5%,交變轉(zhuǎn)速工況下動(dòng)環(huán)端面粗糙度分別增加97.3%、147.3%、286.5%,不同交變周期對(duì)端面磨損程度的影響未見(jiàn)明顯差異.振幅相同,交變周期為16、32和48 s時(shí),交變介質(zhì)壓力工況下動(dòng)環(huán)端面粗糙度最高增加147.3%,交變轉(zhuǎn)速工況下動(dòng)環(huán)端面粗糙度最高增加223.0%.由此可知,深海推進(jìn)器在工況復(fù)雜多變條件下運(yùn)行時(shí),密封端面易發(fā)生過(guò)度磨損,大大縮短了機(jī)械密封的使用壽命,且轉(zhuǎn)速的瞬時(shí)變化更易加劇密封端面的磨損程度.

圖17 動(dòng)環(huán)端面內(nèi)徑處粗糙度Fig.17 Roughness at inner diameter of end face of rotating ring

綜上所述,交變工況使得摩擦副接觸狀態(tài)不斷變化及端面溫度不斷波動(dòng),浸呋喃樹(shù)脂石墨在摩擦過(guò)程中易發(fā)生顆粒掉落或孔隙邊緣刮擦,導(dǎo)致動(dòng)環(huán)端面產(chǎn)生犁溝和凹坑而發(fā)生破壞,且摩擦副間存在的磨屑不利于潤(rùn)滑液膜的形成.當(dāng)工況條件惡劣時(shí),在周期性交變工況的作用下密封端面磨損程度加劇,極大降低了機(jī)械密封的密封性能,因此,應(yīng)密切關(guān)注深海環(huán)境下復(fù)雜惡劣工況對(duì)機(jī)械密封產(chǎn)生的不良影響.

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)交變工況下深海涉水裝備用機(jī)械密封進(jìn)行端面溫升和磨損特性的研究,可以得出以下結(jié)論:

(1) 對(duì)于穩(wěn)定工況和交變工況,密封端面溫度上升的整體趨勢(shì)相同, 最高溫度區(qū)域發(fā)生在密封端面靠近內(nèi)徑處;交變工況下密封端面溫度隨工況參數(shù)的變化呈波動(dòng)上升趨勢(shì),表現(xiàn)出明顯的交變瞬態(tài)特性;端面溫度波動(dòng)的幅值與工況參數(shù)的振幅呈正相關(guān)關(guān)系,相較于穩(wěn)定工況,數(shù)值計(jì)算中交變轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度最大偏移16.06%,遠(yuǎn)高于交變介質(zhì)壓力工況下端面平均溫度最大偏移量.在振幅相同、周期不同的交變工況下,交變周期越小,密封環(huán)端面溫度波動(dòng)的頻率越快,交變轉(zhuǎn)速工況下端面平均溫度最大偏移7.76%,亦高于交變介質(zhì)壓力工況下端面平均溫度最大偏移量.數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果均表明轉(zhuǎn)速的瞬時(shí)變化易對(duì)深海推進(jìn)器機(jī)械密封的端面摩擦狀態(tài)產(chǎn)生較大影響.

(2) 在穩(wěn)定工況下,M106K動(dòng)環(huán)端面磨損程度較輕;在交變工況下,動(dòng)環(huán)端面出現(xiàn)大量凹坑和深淺不一且密集分布的犁溝,端面內(nèi)徑區(qū)域粗糙度變大,磨損程度較為嚴(yán)重,相較于穩(wěn)定工況,交變轉(zhuǎn)速工況下端面粗糙度最高增大286.5%,交變介質(zhì)壓力工況下端面粗糙度最高增大147.3%.交變工況下深海推進(jìn)器機(jī)械密封更易發(fā)生不可修復(fù)的損傷,設(shè)計(jì)時(shí)需根據(jù)深海復(fù)雜多變的工況對(duì)機(jī)械密封進(jìn)行合理結(jié)構(gòu)優(yōu)化(如表面涂層技術(shù))以避免密封端面過(guò)早失效.