陳匯龍 史迪超 侯 婉 程 謙 陳英健 衛(wèi)澤鵬 劉瑞睿

(1.江蘇大學(xué)能源與動力工程學(xué)院 江蘇鎮(zhèn)江 212013；2.安徽江淮汽車集團股份有限公司 安徽江淮 305870)

機械密封廣泛應(yīng)用于旋轉(zhuǎn)式流體輸送設(shè)備的軸端密封，隨著高參數(shù)、高效、環(huán)保成為工業(yè)系統(tǒng)的發(fā)展方向，機械密封面臨復(fù)雜工況和高性能要求的挑戰(zhàn)。動壓型機械密封作為備受關(guān)注和研究的新型密封，其性能與密封端面槽型參數(shù)、潤滑介質(zhì)特性和運行工況條件等因素密切相關(guān)，尤其是面對含固體顆粒潤滑介質(zhì)及高溫汽化問題，亟待深入研究潤滑膜汽液固流動特性及密封潤滑機制，探索提升密封適應(yīng)能力的途徑[1-2]。

對于動壓型機械密封潤滑膜含固體顆粒、空化、相變等多相潤滑問題，已有諸多國內(nèi)外學(xué)者開展了卓有成效的研究工作。彭旭東等[3]從磨損的角度模擬研究了密封介質(zhì)內(nèi)固體顆粒對核主泵用U形槽動壓密封的影響，研究發(fā)現(xiàn)泄漏量隨動壓槽根部磨痕數(shù)量的增加而呈線性增大。郝木明、李振濤等[4-5]基于JFO空化邊界條件研究了槽型、工況參數(shù)對螺旋槽密封性能的影響，以及膜厚、表面粗糙度、螺旋槽功用(上游泵送和下游泵送)、螺旋槽開槽位置及空化壓力對液膜中空化發(fā)生的影響。MA等[6]設(shè)計了2種在靜環(huán)面開設(shè)不同組合槽型的機械密封，觀察到了不同載荷及轉(zhuǎn)速時槽內(nèi)出現(xiàn)的空化區(qū)域。HUGHES等[7]在相關(guān)簡化假設(shè)情況下提出了間斷沸騰模型，對密封液膜相變過程進行了研究。LEBECK[8]提出了涉及相變的混合摩擦模型，對兩相的不穩(wěn)定性進行了較為準確的預(yù)測，認為相變使流體膜承載力增大。ETSION等[9]運用熱流體動力學(xué)方法研究了機械密封間隙液膜沸騰問題，對動靜環(huán)端面存在少許錯位時的液膜相變分析模型進行簡化。曹恒超等[10]建立了非接觸式機械密封液膜相變模型，仿真模擬了密封液膜相變現(xiàn)象，分析了槽型、工況參數(shù)等對液膜相變的影響以及相變區(qū)域、相變率等對密封性能的影響。研究認為，對于雙列螺旋槽機械密封，外側(cè)螺旋槽內(nèi)存在較大的相變區(qū)域，使壓力分布規(guī)律產(chǎn)生明顯變化，而內(nèi)側(cè)螺旋槽形成的高壓對相變產(chǎn)生了抑制作用，使流體膜呈液相。MIGOUT等[11]針對密封潤滑膜蒸發(fā)進行研究，發(fā)現(xiàn)汽化現(xiàn)象能夠有效減小端面溫度。陳匯龍等[12-14]采用歐拉多相流模型模擬研究了上游泵送機械密封微間隙液相氣核含量、顆粒相物性參數(shù)對潤滑膜空化的影響關(guān)系，應(yīng)用DPM模型模擬研究了潤滑膜內(nèi)固體顆粒沉積特性；建立了基于黏溫效應(yīng)、牛頓內(nèi)摩擦效應(yīng)的密封液膜汽化計算模型，以上游泵送機械密封為對象研究了工況變化對液膜汽化特性及密封性能的影響規(guī)律。

綜上可見，目前對密封潤滑膜流動的研究主要涉及汽(氣)液或固液兩相問題，對汽液固三相問題的研究很少，對高溫工況的研究也較少。為此，本文作者以高溫動壓型機械密封為研究對象，以水為密封介質(zhì)，采用Eulerian多相流模型，在考慮介質(zhì)溫度與水的飽和蒸汽壓力關(guān)系、黏溫效應(yīng)與牛頓流體內(nèi)摩擦效應(yīng)的情況下，建立涉及微小固體顆粒和汽化的潤滑膜汽液固流動計算模型，研究密封端面槽型參數(shù)、工況參數(shù)對潤滑膜汽液固三相流動特性及密封性能的影響規(guī)律，為高溫動壓型機械密封的研究設(shè)計提供一些參考。

1 物理模型

文中以用于高溫介質(zhì)的上游泵送機械密封為具體研究案例，動環(huán)端面螺旋淺槽微造型見圖1，槽型線采用等角螺線，其表達式[15]為

圖1 動環(huán)端面螺旋槽造型及幾何參數(shù)Fig.1 The shape and geometric parameters of the spiral groove on the end face of the moving ring

r=rieφtanθ

(1)

式中：r為槽型線上任一點的極徑，mm；φ為槽型線上任一點的極角，(°)；θ為槽型線的螺旋角，(°)；ri為螺旋槽內(nèi)半徑，mm。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本假設(shè)

文中以高溫水為密封介質(zhì)；設(shè)進入潤滑膜的固體顆粒尺寸服從標準Rosin-Rammler分布，平均直徑dmean為2.0 μm，密度為2 200 kg/m3，折合成連續(xù)介質(zhì)的動力黏度μp為0.04 Pa·s，熱導(dǎo)率kp為0.27 W/(m·K)，比熱容Cp為996 J/(kg·K)，初始溫度設(shè)為300 K。為提升潤滑膜內(nèi)流場的計算效率，依據(jù)研究對象的特點，對計算模型作以下假設(shè)[16]：

(1)固體顆粒、汽泡均視為球形且大小均勻，并將固體顆粒相、汽泡相與液相均看作連續(xù)介質(zhì)；

(2)忽略潤滑膜與密封端面之間、三相之間的相對滑移，不計固體顆粒的熱輻射；

(3)潤滑膜流體為不可壓縮；

(4)作為前期研究，暫不考慮密封環(huán)的熱力變形。

通過液膜流動因子α[6]測算得知，α值小于900/1 600，因此微間隙潤滑膜的流態(tài)為層流。

2.2 基本方程

由于歐拉多相流模型允許對多個分離但相互作用的相分別進行建模，這些相可以是液相、氣(或汽)相或幾乎任何組合的固相，且每個相都使用歐拉處理，故根據(jù)文中所研究的潤滑膜汽液固三相流動特點，采用了ANSYS Fluent軟件提供的歐拉模型控制方程，具體包含各相的連續(xù)性方程、動量守恒方程及能量守恒方程，具體如下。

(1)連續(xù)性方程

液體相：

(2)

固體顆粒相：

(3)

汽相輸運方程：

(4)

式中：下標f、s、v分別表示液體相、固體顆粒相和汽相；ρf、αf、Sf分別為液體相的密度、體積分數(shù)、源項；ρs、αs、Ss分別為固體相的密度、體積分數(shù)、源項；ρv、αv分別為汽相的密度、體積分數(shù)，Re、Rc分別為相變過程的蒸發(fā)項、冷凝項。

(2)動量守恒方程

(5)

式中：α為相體積分數(shù)，下標m表示混合相，n為相數(shù)，下標q表示第q相；gm為混合相重力加速度，m/s2；μm為混合黏性系數(shù)，Pa·s；F為體積力，N；p為壓力，N；vm為相的速度矢量；Rqm為兩相之間的動量交換強度。

(3)能量守恒方程

(6)

式中：hm為相的比焓，J/kg；pm為混合物壓力，Pa；k為傳熱系數(shù)；?(k?T)為傳熱引起的能量轉(zhuǎn)移，J；τeff·v為流體黏性耗散能量，J；Qqm為每兩相之間的熱交換強度；Sh為能量方程的廣義源相，包含其他所有熱源。

2.3 相變模型

文中研究涉及密封潤滑膜內(nèi)液相高溫汽化問題，屬溫度變化主導(dǎo)的相變過程，故采用在相變問題中應(yīng)用相對成熟的蒸發(fā)冷凝Lee計算模型。

(1)Lee模型

計算式[17]如下：

IfTl>Tsat，

(7)

IfTv

(8)

式中：Tsat為當(dāng)?shù)仫柡蜏囟龋籧e為蒸發(fā)冷凝系數(shù)，通過推導(dǎo)得：

(9)

其中，β為適應(yīng)系數(shù)，表示蒸汽分子進入液體表面并被吸附的部分，在近似平衡的條件下趨近于1.0；db為汽泡直徑，m；M為摩爾質(zhì)量，kg/mol；L為潛熱，J/kg；R為通用氣體常數(shù)。

(2)換熱系數(shù)

鑒于密封潤滑膜厚度為微米級尺度，故假設(shè)潤滑膜與動、靜環(huán)端面之間的對流換熱系數(shù)相同并由以下經(jīng)驗公式[18]計算得到：

(10)

式中：λf為流體導(dǎo)熱系數(shù)；Pr為普朗特數(shù)，Pr=Cpμ/λf，其中Cp為流體的比熱容，J/(kg·K)，μ為流體的動力黏度，Pa·s；uf為流體的周向平均速度，uf=(ro+ri)ω/4；ν為流體的運動黏度，m2/s；Lc為密封間隙流體的特征長度，Lc=π(ro+ri)，mm。

2.4 計算方法

模型計算采用三維雙精度求解器，基于壓力速度耦合SIMPLEC算法求解，擴散相梯度差值采用Least Squares Cell Based格式，體積分數(shù)計算采用一階迎風(fēng)差分格式，動量、能量計算采用二階迎風(fēng)差分格式，收斂精度設(shè)為1×10-5。潤滑膜中水的飽和溫度與壓力關(guān)系、黏溫關(guān)系采用擬合方程并編譯成UDF嵌入Fluent計算模塊[19]。計算求解流程圖如圖2所示。

圖2 數(shù)值計算流程Fig.2 Numerical calculation process

2.5 模型有效性驗證

采用文中的歐拉模型模擬計算文獻[1]中密封潤滑膜固液兩相流，將得到的固體顆粒體積分數(shù)與文獻[1]中采用混合模型得到的計算結(jié)果進行對比，如圖3所示?？梢姡瑑烧叩挠嬎憬Y(jié)果的吻合性良好，說明文中計算模型對兩相流或多相流中固體顆粒分布的計算具有較好的準確性和適用性。

圖3 潤滑膜固體顆粒體積分數(shù)模擬結(jié)果對比Fig.3 Comparison of simulation results of solid particle volume fraction in lubricating films

采用文中計算模型對文獻[20]的研究對象進行計算，得到潤滑膜的壓力分布、容積含液率分布對比如圖4、圖5所示。由圖4可見，兩者的潤滑膜高、低壓區(qū)域位置比較一致且壓力變化規(guī)律相似；由圖5可見，兩者的潤滑膜容積含液率分布基本一致。但由于文中模型中汽相與液相具有各自的速度場與溫度場，而文獻[20]以汽液兩相均質(zhì)混合物計算；另外，文中考慮了潤滑膜厚度方向上的溫度與壓力變化以及汽液兩相的表面張力與相間界面面積，故兩者的計算結(jié)果存在些許差異。對比分析表明文中建立的計算模型對于潤滑膜汽化的模擬計算也具有良好的適用性和可靠性。

圖4 潤滑膜壓力分布計算結(jié)果對比Fig.4 Comparison of calculation results of lubricating film pressure distribution：(a)literature；(b)this paper

圖5 潤滑膜容積含液率分布計算結(jié)果對比Fig.5 Comparison of calculation results of volumetric liquid content distribution of lubricating film：(a)literature；(b)this paper

3 算例簡介

文中研究涉及的密封端面幾何參數(shù)：內(nèi)半徑ri為25 mm、外半徑ro為31 mm、槽根圓半徑rg為28 mm；工況參數(shù)：介質(zhì)溫度T為423 K、介質(zhì)壓力p為0.8 MPa、轉(zhuǎn)速n為5 000～15 000 r/min、膜厚h為4 μm、固體顆粒體積分數(shù)為0.2；槽型參數(shù)取值范圍：螺旋角θ為16°～22°、槽徑比β為0.2～0.8、槽寬比γ為0.2～0.8、槽深hc為6～12 μm，槽數(shù)Ng為12。密封介質(zhì)物性參數(shù)值見表1。在研究中，除變化量取上述數(shù)值區(qū)間外，其余相關(guān)參數(shù)默認值：轉(zhuǎn)速n為12 000 r/min，螺旋角θ為20°，槽徑比β為0.5，槽寬比γ為0.5，槽深hc為8 μm。

表1 密封介質(zhì)物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of sealing medium

為了能夠更有效地利用計算資源，依據(jù)潤滑膜流場的周期性特點，將計算域選為單周期潤滑膜。采用ICEM軟件對潤滑膜進行網(wǎng)格劃分，對螺旋槽區(qū)進行網(wǎng)格加密，并進行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，確定了36萬網(wǎng)格方案。計算域邊界條件設(shè)置為：微間隙液膜設(shè)置為靜止域，其表面設(shè)為靜止壁面；螺旋槽內(nèi)水體設(shè)置為旋轉(zhuǎn)域，螺旋槽側(cè)壁面及槽底壁面設(shè)為旋轉(zhuǎn)壁面；潤滑膜外徑側(cè)為壓力進口，壓力值為介質(zhì)壓力，內(nèi)徑側(cè)為壓力出口，壓力值為標準大氣壓力，其余2個側(cè)面滿足周期性邊界條件。

4 計算結(jié)果及分析

4.1 汽固相特性及密封性能隨槽深的變化分析

潤滑膜固體顆粒相、汽相分布隨槽深變化的云圖分別如圖6、圖7所示。從圖6可見，膜內(nèi)固體顆粒主要分布區(qū)域及體積分數(shù)隨槽深的增大呈快速增大后略有減小變化，槽深為8 μm時出現(xiàn)極大值，相對于槽深低于8 μm而言，槽深高于8 μm時的固體顆粒分布區(qū)域及體積分數(shù)更大些。從圖7可以看出，雖然膜內(nèi)主要汽化區(qū)域隨槽深增大的變化不明顯，但汽相體積分數(shù)隨槽深的增大而減小。分析認為，槽深為較小的6 μm時，泵送流通道相對較窄，低溫泵送流對槽堰區(qū)溫度的影響較弱，高溫壓差流的影響較大，槽堰區(qū)汽化程度較高，密封面低壓側(cè)固體顆粒的進入受到一定的抑制，顆粒分布區(qū)域較??；槽深適度增大至8 μm時，泵送能力增強，槽堰區(qū)汽化程度減弱，密封面低壓側(cè)固體顆粒進入增多，顆粒分布區(qū)域明顯增大；槽深進一步增大時，進一步增強了泵送能力，外槽根高壓區(qū)的影響增大，汽化程度有所降低，槽堰區(qū)固體顆粒受到的壓力梯度力增大，導(dǎo)致顆粒分布區(qū)域有所收縮。

圖6 不同槽深時潤滑膜固體顆粒分布云圖Fig.6 Distribution of solid particles of lubrication film at different groove depths

圖7 不同槽深時潤滑膜汽相分布云圖Fig.7 Distribution of vapor phase of lubrication film at different groove depths

不同轉(zhuǎn)速下潤滑膜平均汽相體積分數(shù)、固體顆粒體積分數(shù)隨槽深變化曲線如圖8所示。從圖8(a)可見，總體上槽深增大潤滑膜平均汽相體積分數(shù)減小；在轉(zhuǎn)速達到12 000 r/min及以上時，平均汽相體積分數(shù)在槽深為8 μm處出現(xiàn)局部極小值，同時，由于高轉(zhuǎn)速下內(nèi)摩擦溫升對汽化的促進作用強于膜壓升高對汽化的抑制作用，使平均汽相體積分數(shù)隨轉(zhuǎn)速升高而有所增大；而轉(zhuǎn)速在8 000 r/min及以下時，小槽深導(dǎo)致的較高汽相體積分數(shù)也在槽深8 μm處速降至0附近，并在槽深繼續(xù)增大時保持低汽化狀態(tài)。從圖8(b)可以看出，潤滑膜固體顆粒體積分數(shù)總體上隨槽深的增大而增大，但同樣在槽深為8 μm時出現(xiàn)局部極大值，且轉(zhuǎn)速越高潤滑膜固體顆粒體積分數(shù)越大，極大值也越大?？梢?，槽深8 μm是汽相、固體顆粒相出現(xiàn)突變的特征點，在槽深低于8 μm時潤滑膜處于較高汽化、較少固體顆粒狀態(tài)，槽深高于8 μm時則變?yōu)橄喾礌顟B(tài)。

圖8 潤滑膜汽相、固體顆粒相的體積分數(shù)隨槽深變化規(guī)律Fig.8 Variation of the volume fraction of vapor phase(a) and solid particle phase(b)of lubrication film with groove depth

不同轉(zhuǎn)速時汽液固潤滑的密封性能參數(shù)隨槽深的變化曲線如圖9所示。從圖9(a)可見，轉(zhuǎn)速增大潤滑膜開啟力增大，但不同轉(zhuǎn)速時開啟力隨槽深的變化規(guī)律有所不同，轉(zhuǎn)速在12 000 r/min及以上時，槽深增大開啟力呈近線性增大，且轉(zhuǎn)速越高增速越大；轉(zhuǎn)速低于8 000 r/min時，槽深增大開啟力基本不變，僅在轉(zhuǎn)速為8 000 r/min、槽深從6 μm增至7 μm和轉(zhuǎn)速為5 000 r/min、槽深從7 μm增至8 μm時，因潤滑膜汽化的快速抑制使開啟力出現(xiàn)明顯的增大，以及轉(zhuǎn)速為5 000 r/min、槽深11 μm時因固體顆粒體積分數(shù)超過了8 μm時的極大值而再現(xiàn)明顯增大。結(jié)合圖7分析認為，潤滑膜汽化的快速抑制及固體顆粒含量的突增對高轉(zhuǎn)速時的開啟力影響不明顯，但對低轉(zhuǎn)速時的開啟力影響較大。從圖9(b)可看出，槽深、轉(zhuǎn)速變化引起的潤滑膜摩擦扭矩變化規(guī)律類似于開啟力的變化規(guī)律，所不同的是轉(zhuǎn)速5 000 r/min時摩擦扭矩隨槽深變化較小，只在槽深8～9 μm時略有增大和在槽深11～12 μm時略有下降。從圖9(c)可見，低轉(zhuǎn)速(8 000 r/min及以下)時，潤滑膜汽化快速抑制和固體顆粒含量突增對應(yīng)的槽深區(qū)間，仍會導(dǎo)致泄漏量的明顯較小，但當(dāng)轉(zhuǎn)速為5 000 r/min、槽深大于11 μm時泄漏量出現(xiàn)增大，說明低轉(zhuǎn)速時，過大的槽深易導(dǎo)致正泄漏量的增大；較高轉(zhuǎn)速(12 000 r/min及以上)時，槽深增大密封泄漏量減小，且在槽深大于9 μm時出現(xiàn)負泄漏，轉(zhuǎn)速越高負泄漏量越大。

4.2 汽固相特性及密封性能隨槽寬比的變化分析

潤滑膜內(nèi)固體顆粒相、汽相分布隨槽寬比變化的云圖分別如圖10、圖11所示。由圖10可見，固體顆粒主要分布在槽堰區(qū)內(nèi)徑附近區(qū)域，其他區(qū)域的分布很少；槽寬比不同時固體顆粒主要分布區(qū)域向外槽根擴展程度不同，槽寬比為0.3時分布區(qū)域小且周向分布較均衡，槽寬比增至0.5時分布區(qū)域基本覆蓋了整個槽堰區(qū)，達到最大范圍，繼續(xù)增大槽寬比時分布區(qū)域向內(nèi)徑側(cè)有所收縮且周向分布趨于不均衡。由圖11可見，潤滑膜汽化主要發(fā)生在外槽根至迎風(fēng)側(cè)區(qū)域及堰區(qū)；槽寬比為0.3時，潤滑膜整體汽化程度很低，槽寬比增大時汽化程度升高，當(dāng)槽寬比增至0.6時汽化區(qū)域和程度明顯增大，但繼續(xù)增大槽寬比時汽化程度略有下降。對云圖分析認為，較小槽寬比時槽區(qū)狹長，雖然泵送量小、低壓區(qū)范圍小，但較窄的外槽根聚壓效果較好并形成高壓區(qū)，因此進入槽區(qū)的固體顆粒較少、汽化程度低；槽寬比增至0.5時，雖然泵送量增大、低壓區(qū)也增大，但增寬的外槽根聚壓效果減弱，且在膜溫升高導(dǎo)致液相黏度下降情況下，外槽根不僅膜壓升高有限，而且形成汽化泡集聚，槽堰區(qū)汽化程度升高，但因固體顆粒含量的增大對汽化產(chǎn)生一定的抑制，故汽化程度沒有達到最高狀態(tài)；槽寬比繼續(xù)增大時，槽區(qū)加寬，槽內(nèi)流動趨于復(fù)雜化甚至出現(xiàn)回流，固體顆粒分布減少且周向不均衡，對汽化的抑制減弱，同時外槽根聚壓效果進一步減弱，使汽化程度進一步升高；但過寬的槽區(qū)，雖然外槽根聚壓效果差，但堰區(qū)狹窄、汽化區(qū)域小且內(nèi)徑側(cè)低溫介質(zhì)對槽區(qū)的影響范圍加大，汽化程度反而有所下降。

不同轉(zhuǎn)速時潤滑膜汽相和固體顆粒相的體積分數(shù)隨槽寬比變化的曲線如圖12所示。從圖12(a)可見，槽寬比增大時，潤滑膜平均汽相體積分數(shù)呈先增大后減小變化，其最大值對應(yīng)的槽寬比為0.7；轉(zhuǎn)速越高，內(nèi)摩擦溫升越大，平均汽相體積分數(shù)越大。從圖12(b)可知，轉(zhuǎn)速增大潤滑膜固體顆粒體積分數(shù)也增大，但不同轉(zhuǎn)速下均在槽寬比為0.5時出現(xiàn)最大的固體顆粒體積分數(shù)；槽寬比高于0.7后，轉(zhuǎn)速為8 000、12 000、15 000 r/min時固體顆粒體積分數(shù)分別出現(xiàn)明顯下降、微弱下降、明顯增大的變化?？梢?，槽寬比過大時槽堰區(qū)汽化加劇，汽液固流動趨于復(fù)雜化和不穩(wěn)定，故采用小于0.5的槽寬比為好。

不同轉(zhuǎn)速時密封性能參數(shù)隨槽寬比變化的曲線如圖13所示。從圖13(a)可見，槽寬比增大時潤滑膜開啟力呈先增大后減小變化，即開啟力存在最大值且所對應(yīng)的槽寬比在0.3～0.4之間；隨轉(zhuǎn)速升高開啟力增大。從圖13(b)可見，總體上摩擦扭矩隨槽寬比增大、轉(zhuǎn)速降低而減小。從圖13(c)可見，除了低轉(zhuǎn)速、高槽寬比外，總體上槽寬比對泄漏量的影響不大，在槽寬比為0.3～0.4之間時可獲得較小的泄漏量；轉(zhuǎn)速升高正泄漏量減小，但轉(zhuǎn)速高于12 000 r/min時，會出現(xiàn)負泄漏?？梢?，選擇0.3～0.4之間的槽寬比，可獲得更優(yōu)的密封綜合性能。

4.3 汽固相特性及密封性能隨螺旋角的變化分析

潤滑膜固體顆粒相、汽相分布隨螺旋角變化的云圖分別如圖14、圖15所示。由圖14可見，螺旋角增大時固體顆粒分布規(guī)律的變化不明顯，僅有固體顆粒主要分布區(qū)域隨螺旋角增大而向槽堰區(qū)略為收縮，這是因為大螺旋角螺旋槽的泵送能力弱于小螺旋角螺旋槽，固體顆粒在迎風(fēng)側(cè)獲得的泵送能量相對較弱，到達外槽根甚至附近壩區(qū)固體顆粒減少。由圖15可見，潤滑膜的汽化區(qū)域和程度隨螺旋角的增大而增大，在螺旋角為16°時，潤滑膜內(nèi)幾乎不產(chǎn)生汽化，說明此時螺旋槽泵送效應(yīng)明顯，膜壓較高，潤滑膜受內(nèi)徑側(cè)低溫介質(zhì)的影響較大，受外徑側(cè)高溫介質(zhì)的影響較弱，槽堰區(qū)膜溫較低，汽化不易發(fā)生；螺旋角增大時，螺旋槽泵送效應(yīng)減弱，膜壓降低，潤滑膜受外徑側(cè)高溫介質(zhì)的影響增強，膜溫升高，槽堰區(qū)汽化程度提高。

圖14 不同螺旋角時潤滑膜固體顆粒分布云圖Fig.14 Distribution of solid particle of lubrication film at different helix angles

圖15 不同螺旋角時潤滑膜汽相分布云圖Fig.15 Distribution of vapor phase of lubrication film at different helix angles

不同轉(zhuǎn)速時潤滑膜汽相和固體顆粒相的體積分數(shù)隨螺旋角變化的曲線如圖16所示。從圖16(a)可以看出，轉(zhuǎn)速為8 000 r/min時只有當(dāng)螺旋角增至20°以上時潤滑膜才開始出現(xiàn)汽化，轉(zhuǎn)速升高后，汽化加劇，且潤滑膜平均汽相體積分數(shù)隨螺旋角增大而呈近線性增大。從圖16(b)可見，固體顆粒體積分數(shù)隨螺旋角變化的規(guī)律與轉(zhuǎn)速有關(guān)，轉(zhuǎn)速分別為8 000、12 000、15 000 r/min時，固體顆粒體積分數(shù)隨螺旋角增大分別呈緩慢增大、緩慢減小、明顯減小的變化規(guī)律，但總體上固體顆粒體積分數(shù)隨螺旋角變化的幅度較小。可見，從抑制汽化的角度看，選取較小的螺旋角更有利。

圖16 潤滑膜汽相、固體顆粒相的體積分數(shù)隨螺旋角變化規(guī)律Fig.16 Variation of the volume fraction of vapor phase(a) and solid particle phase(b)of lubrication film with helix angle

不同轉(zhuǎn)速時密封性能參數(shù)隨螺旋角的變化規(guī)律如圖17所示。從圖17(a)可見，螺旋角增大時潤滑膜開啟力減小，轉(zhuǎn)速升高時開啟力增大，且轉(zhuǎn)速升高時開啟力對螺旋角的變化更敏感。從圖17(b)可以看出，螺旋角變化對摩擦扭矩的影響較小，但轉(zhuǎn)速升高摩擦扭矩增大。從圖17(c)可知，螺旋角增大時正泄漏量增大，轉(zhuǎn)速為12 000 r/min、螺旋角小于17°和轉(zhuǎn)速為15 000 r/min時出現(xiàn)負泄漏，且隨螺旋角增大負泄漏量減小。綜合分析認為，轉(zhuǎn)速在8 000 r/min以下時選用16°～20°的螺旋角，轉(zhuǎn)速高于8 000 r/min時選用16°左右的螺旋角，密封性能更優(yōu)。

圖17 不同轉(zhuǎn)速時密封性能隨螺旋角變化規(guī)律Fig.17 Variation of sealing performance with helix angle under different rotational speed：(a)F-θ-n；(b)Mf-θ-n：(c)Q-θ-n

4.4 汽固相特性及密封性能隨槽徑比的變化分析

不同槽徑比時潤滑膜固體顆粒相、汽相分布云圖分別如圖18、圖19所示。從圖18可見，內(nèi)徑側(cè)固體顆粒分布數(shù)量最多并向外徑側(cè)方向遞減；槽徑比增大時固體顆粒主要分布區(qū)域擴大，槽徑比達到0.8時固體顆粒主要分布區(qū)幾乎覆蓋了整個密封面。說明槽堰區(qū)始終是固體顆粒主要分布區(qū)，槽徑比增大，槽堰區(qū)擴展，固體顆粒主要分布區(qū)域也隨之?dāng)U展。從圖19可以看出，槽堰區(qū)及附近壩區(qū)為汽化主要發(fā)生部位，槽徑比增大時汽相主要分布區(qū)域增大，槽區(qū)低汽化區(qū)也向外槽根方向擴展，當(dāng)槽徑比達到0.8時主要汽化區(qū)已延伸至密封面外徑側(cè)；雖然在槽徑比為0.2時主要汽化區(qū)域較小，但在槽迎風(fēng)側(cè)內(nèi)徑附近及堰區(qū)靠近壩區(qū)部位卻出現(xiàn)了高汽化。說明槽徑比增大使槽區(qū)延長，泵送效應(yīng)和動壓效應(yīng)導(dǎo)致的槽堰低壓區(qū)隨之?dāng)U大，內(nèi)摩擦溫升的影響也因槽堰區(qū)增大而加大，擴展了主要汽化區(qū)域，同時槽區(qū)低溫泵送流區(qū)域也隨之延伸；槽徑比過小時，槽型短，泵送流弱，壓差流影響強，高溫密封介質(zhì)對膜溫的影響強烈，導(dǎo)致槽堰區(qū)局部出現(xiàn)高汽化。

圖18 不同槽徑比時潤滑膜固體顆粒分布云圖Fig.18 Distribution of solid particle of lubrication film under different groove diameter ratios

圖19 不同槽徑比時潤滑膜汽相分布云圖Fig.19 Distribution of vapor phase of lubrication film under different groove diameter ratios

不同轉(zhuǎn)速時潤滑膜汽相、固體顆粒相的體積分數(shù)隨槽徑比的變化規(guī)律如圖20所示。從圖20(a)可以看出，低槽徑比0.2時，增大轉(zhuǎn)速能夠增強動壓效應(yīng)，降低汽化程度；當(dāng)槽徑比在0.3及以上時，槽堰區(qū)面積增大，轉(zhuǎn)速較高時平均汽相體積分數(shù)增大且隨槽徑比的增大而增大，轉(zhuǎn)速較低時內(nèi)摩擦溫升對槽堰區(qū)汽化的影響較小，轉(zhuǎn)速為8 000 r/min且槽徑比高于0.4時，出現(xiàn)了平均汽相體積分數(shù)為0的現(xiàn)象。從圖20(b)可見，固體顆粒體積分數(shù)隨槽徑比、轉(zhuǎn)速的增大而增大。分析認為，轉(zhuǎn)速較高時選用較小的槽徑比、轉(zhuǎn)速較低時選用較大的槽徑比，對抑制汽化更有利。

不同轉(zhuǎn)速時密封性能參數(shù)隨槽徑比的變化規(guī)律如圖21所示。從圖21(a)可見，槽徑比增大時潤滑膜開啟力呈先增大后略有減小變化，開啟力最大值對應(yīng)的槽徑比為0.7。從圖21(b)可見，槽徑比增大時摩擦扭矩呈先略有增大后減小變化，最大摩擦扭矩對應(yīng)的槽徑比為0.3～0.4之間。從圖21(c)可以看出，槽徑比增大時密封正泄漏量減小，高轉(zhuǎn)速、高槽徑比時易出現(xiàn)負泄漏且隨轉(zhuǎn)速、槽徑比的增大而增大。兼顧密封性能、汽化特性和固體顆粒分布的分析認為，選用0.6左右的槽徑比時密封綜合性能較好。

圖21 不同轉(zhuǎn)速時密封性能隨槽徑比變化規(guī)律Fig.21 Variation of sealing performance with groove diameter under different rotational speed：(a)F-β-n；(b)Mf-β-n：(c)Q-β-n

5 結(jié)論

在文中研究的工況參數(shù)條件下，得到以下結(jié)論：

(1)潤滑膜內(nèi)固體顆粒主要分布在槽堰區(qū)，固體顆粒體積分數(shù)隨槽參數(shù)變化規(guī)律為：隨槽深、槽徑比的增大而增大，但槽深為8 μm時出現(xiàn)局部極大值，且轉(zhuǎn)速越高體積分數(shù)越大、極大值越大；不同轉(zhuǎn)速下均在槽寬比為0.5時出現(xiàn)最大值；較低轉(zhuǎn)速時隨螺旋角增大而緩慢增大、較高轉(zhuǎn)速時隨螺旋角增大而明顯減小。

(2)潤滑膜平均汽相體積分數(shù)隨槽參數(shù)變化規(guī)律為：隨槽深的增大而減小，但槽深8 μm時出現(xiàn)局部極小值(較高轉(zhuǎn)速)或速降至0附近(較低轉(zhuǎn)速)；槽寬比為0.7時出現(xiàn)最大值；隨螺旋角的增大而增大；槽徑比低于0.3時隨轉(zhuǎn)速增大而減小，槽徑比在0.3以上時隨轉(zhuǎn)速、槽徑比的增大而增大且轉(zhuǎn)速低于8 000 r/min時汽化微弱甚至消失。

(3)較高轉(zhuǎn)速時潤滑膜開啟力隨槽深增大而增大，較低轉(zhuǎn)速時開啟力對槽深變化不敏感且僅在汽化速降對應(yīng)槽深開啟力出現(xiàn)局部增大，槽寬比為0.3～0.4或槽徑比為0.7時開啟力出現(xiàn)最大值；開啟力隨螺旋角增大而減小且轉(zhuǎn)速越高對螺旋角的變化越敏感；摩擦扭矩受槽深、螺旋角變化的影響較小，隨槽寬比增大而減小，在槽徑比為0.3～0.4時最大；轉(zhuǎn)速較低時過大的槽深易導(dǎo)致正泄漏量的增大，轉(zhuǎn)速較高時槽深增大密封正泄漏量減小甚至出現(xiàn)負泄漏，槽寬比為0.3～0.4時泄漏量較小，螺旋角增大時正泄漏量增大或負泄漏量減小，槽徑比增大時正泄漏量減小。

(4)綜合分析可得，槽深8 μm時潤滑膜汽相、固體顆粒相出現(xiàn)突變，槽深低于8 μm時汽相強、固體顆粒相弱，槽深高于8 μm時則相反；選用9 μm左右的槽深、0.6左右的槽徑比、16°～20°的螺旋角、0.3～0.4的槽寬比時對密封性能有利；采用8 μm以上的槽深、小于0.5的槽寬比、轉(zhuǎn)速較高時選用較小槽徑比、轉(zhuǎn)速較低時選用較大槽徑比對抑制汽化更有利。