水下航行器艉軸球面機械密封熱-結構耦合分析

周旭輝，劉正林

(武漢理工大學 能源與動力工程學院，武漢 430063)

水下航行器艉軸球面機械密封熱-結構耦合分析

周旭輝，劉正林

(武漢理工大學 能源與動力工程學院，武漢 430063)

摘要：針對船舶軸系校中不良、軸承磨損等因素會導致艉軸平面機械密封面出現垂向偏移，嚴重影響密封面的接觸壓力、溫度和變形等密封性能的問題，應用有限元方法建立水下航行器艉軸球面機械密封熱-結構耦合模型，在不同的潛深和軸轉速條件下，分析軸線垂向偏移對球面機械密封的接觸壓力、溫度和變形狀況的影響規律，結果表明，在軸線有垂向偏移的情況下，密封球面的接觸壓力、溫度和變形與無偏移相比變化很小，說明球面機械密封具有良好的自位能力，能在不同工況條件下保持較穩定的密封性能。

關鍵詞：球面機械密封；熱-結構耦合模型；接觸壓力；溫度；變形

艉軸機械密封是水下航行器的重要裝置，對航行器的安全性、可靠性，以及生存能力具有重要的影響。當前，船用艉軸密封均采用普通平面機械密封，其動環多采用硬質合金材料，靜環多采用碳石墨等非金屬材料，兩者組成的摩擦副具有較好的密封性能，在化工、船舶等領域得到了較廣泛的應用。與化工領域不同，船用艉軸機械密封的使用環境和工況有其特殊性。受螺旋槳自重作用、軸系校中不良、軸承磨損、軸段彎曲、航行環境以及振動等因素的影響，易導致艉軸機械密封的靜、動環的密封面不同軸，出現開口、偏磨等現象，引起密封面局部溫度上升，泄漏量增加[1-2]。如某船軸系(軸徑660 mm，轉速≤500 r/min)相對軸線下降量(落差)12.7 mm，角偏差2°，與實際旋轉中心偏擺3.17 mm，這種狀況就會影響機械密封的密封性能及其使用的安全性與可靠性[3]。隨著船舶的大型化、現代化，主機功率增大，軸系軸頸加粗，潛深增加，使得艉軸密封的工作條件也越苛刻，技術難度也越大，要求密封裝置結構更加簡單、可靠，靜、動環具有自動對中的能力和良好的追隨性。

近年來，國內外學者在機械密封結構方面開展了許多研究，如橡膠壓延機、輥壓機等設備就采用了楔形等靜態密封來調節輥筒的偏斜，以提高汽、水的密封性能[4]。但船舶軸系艉軸的機械密封是動密封，其密封面形狀沒有新的改進，依舊采用平面結構[5-8]。這種平面結構會因軸線彎曲等因素引起密封性能下降，因此須進行船舶艉軸機械密封的密封面形狀變革研究[9]。船舶艉軸機械密封大都是接觸式密封，處于混合摩擦和邊界摩擦狀態[10]。密封面采用球面結構能實現搖擺、傾斜和旋轉運動，具有自動調心功能[11]，可改進密封面的接觸狀態，提高靜環的追隨性，適應艉軸彎曲、軸系對中不良所造成的密封面接觸不佳狀況，因此應首先在理論上分析研究采用球面密封取代平面密封的可行性，開展基于艉軸軸線偏移的球面機械密封性能探討，為密封的結構優化設計提供理論支持。

現以水下航行器艉軸球面機械密封為研究對象，聚焦艉軸軸線垂向不偏移與偏移，即對中與不對中兩種狀況，應用有限元方法建立不同潛深和工作轉速工況下的球面機械密封的熱-結構耦合模型，探討艉軸軸線偏移、潛深變化等對密封球面的接觸壓力、溫度、變形的影響規律。

圖1　艉軸球面機械密封結構示意

1球面機械密封

球面機械密封(見圖1)的特點就是變革普通平面機械密封的密封面結構，采用球面代替平面實現密封功能，即艉軸機械密封的兩接觸表面由平面變為具有一定曲率半徑的球面，從而提高機械密封對艉軸軸線偏移的自適應能力及密封性能。球面機械密封與平面機械密封一樣，將動環鑲嵌在動環座中，動環座通過鍵槽和卡環固定在艉軸上并隨之旋轉；靜環鑲嵌在靜環座中，只能隨靜環座作軸向移動。靜環座周向均布有若干根彈簧，在彈簧和密封介質的壓力共同作用下，能在一定范圍內補償球面機械密封環的位移和變形，保證靜、動環端面始終接觸。密封環外側為被密封介質(海水)，密封環內側為艙室空氣。

球面機械密封的結構參數見表1，各組件物性參數見表2。

表1　球面機械密封結構參數　mm

表2　球面機械密封材料參數表

2三維熱-結構耦合模型

2.1建模

應用ANSYS有限元軟件建立艉軸-球面機械密封熱-結構三維耦合模型，見圖2。

1-艉軸；2-動環座及動環；3-靜環座及靜環；4-彈簧圖2　艉軸-球面機械密封耦合有限元模型

艉軸與球面機械密封動環座配合的軸段采用三維實體模型，其余軸段采用二維梁模型。動、靜環選用SOLID 5單元，動、靜環座選用SOLID 45單元，艉軸選用BEAM188單元。靜環座上均布的8個彈簧選用COMBIN14單元。按表2中各組件的材料屬性進行定義，并對模型劃分網格，共有33 978個單元，37 650個節點,見圖2 b)。

在有限元模型中，定義面-面接觸對。以靜環球面為接觸面，動環球面為目標面。設置法向剛度系數為0.1，摩擦系數為0.03。球面間設置導熱系數為108W/(m·K)，模擬熱量優先由密封球面向動、靜環傳遞。將艉軸實體的首尾端面節點分別與艉軸梁的對應節點建立MPC聯系，使實體單元與梁單元的自由度相同，以保證兩者單元間的力傳遞。

彈簧的剛度系數k由彈簧比壓、靜環球面面積和彈簧單元長度推導得到，k=1.4×104N/m。

2.2邊界條件

2.2.1軸線偏移的施加

為了計算方便，在模擬艉軸軸線偏移時，假定艉軸段的后端面中心與密封球面的球心重合，令艉軸段長度為l，相當于球面的半徑Rs，將集中力施加在球心上，使其產生最大撓度。該撓度為球心的垂向偏移值y，即作為艉軸軸線的偏移量：

(1)

式中：l——艉軸段長度，mm；

E——艉軸材料的彈性模量，MPa；

I——艉軸截面的極慣性矩，mm4。

當艉軸軸線垂向偏移量(0、1、2 mm)確定后，施加在球心處的相應集中力F就可通過式(1)求得，分別為0,3.51×105和7.02×105N。

2.2.2外部載荷施加

球面機械密封耦合模型的彈簧比壓psp為0.21 MPa，海水壓力p為1，2，3，4，5 MPa，相應的潛深分別為100，200，300，400，500 m。

2.2.3約束邊界

1) 約束彈簧固定端的X、Y、Z方向的平動位移和繞OX，OY，OZ三軸的轉動位移；約束艉軸段首端的X，Y，Z方向的平動位移。

2) 在軸線對中(無垂向偏移)情況下，對艉軸段后端施加全約束，以保證軸線不發生偏移。

2.2.4熱力學邊界條件

1) 密封球面熱流密度計算。在實際運轉過程中，球面機械密封的接觸壓力狀況直接影響其熱流密度分布，熱流密度計算公式為

(2)

式中：q(r)——半徑r處產生的熱流密度，W/m2；

r——密封面半徑(接觸點到艉軸軸線的垂直距離，r=Rssinθ)，m；

f——密封球面摩擦系數，f=0.03；

pc(r)——半徑r處的接觸壓力，Pa；

n——艉軸轉速，r/min。

2) 熱量分配比的計算。由于動、靜環的密封球面溫度相等，則有：

(3)

(4)

(5)

式中：q——密封球面總熱流密度，W/m2；

h——密封環厚度，m；

λ——密封環的導熱系數，W/(m·℃)；

w——動環；

s——靜環。

假設：溫度場為穩態，對稱分布；在工作過程中，摩擦系數保持不變，每個單元面上的熱流密度均勻分布。在計算時，將密封靜、動環的熱流當作邊界熱流輸入來處理。

計算結果表明，靜環分配的熱流密度qs占密封球面總熱流密度q的1%，動環(qw/q)占99%。在ANSYS中加載熱流密度時，只須對定義了接觸對的2個密封球面分別加載相應的熱流密度，即總熱流密度乘以分配系數。

3) 對流換熱系數。密封環與流體的對流換熱系數采用經驗公式進行計算。其中靜環與周圍介質的對流換熱系數[12]α為

(6)

式中：λ——介質導熱系數，W/(m·℃)，對于海水和空氣λ分別為60.85和2.63 W/(m·℃)；

δ——靜環與艉管內壁之間的間隙，m，δ=0.2 m；

Nu——努塞爾數，Nu=0.023ε1(Re)0.8×(Pr)0.4；

其中：ε1——修正系數，ε1=1；

Re——雷諾數，Re=2Vδ/v；

V——介質的軸向流速，m/s，V=2 m/s；

v——介質的運動粘度，10-6m2/s，對于海水和空氣v分別為1.304×10-6和0.015 53×10-6m2/s；

Pr——密封內腔內介質的普朗特數。

動環與周圍介質的對流換熱系數[11]為

(7)

式中：λL——介質的導熱系數，W/(m·℃)；

D1——動環的外圓當量直徑，m；

其中：Rec——旋轉雷諾數，反映介質的旋轉攪拌效應，Rec=ωD2/γ；

ω——動環的角速度，rad/s；

Rea——橫向雷諾數，反映介質的橫向繞流，Rea=VD/v。

在ANSYS中加載對流換熱系數時，即在密封球面外側分別施加相應的對流換熱系數，在其他部位施加20 ℃的恒溫邊界。

3熱-結構耦合有限元分析

當水下航行器艉軸軸線垂向偏移值分別為0、1和2 mm時，為了計算艉軸-球面機械密封耦合模型的總體變形，應用式(1)在艉軸段后端面中心(球心)施加相應的載荷F，以模擬艉軸軸線的垂向偏移値(即球心偏移量)，見圖3。

圖3 b)中的偏移値S=0.001 195 m，圖3 c)中的的偏移値S=0.002 39 m，其結果分別與預期的軸線垂向偏移值1 mm和2 mm基本相等，證明這種模擬方法合理。

圖3　不同偏移情況下耦合模型的總位移

3.1密封球面接觸壓力

在不同工況和軸線垂向偏移條件下，艉軸-球面機械密封的接觸壓力會發生變化，直接影響密封球面的變形和溫度分布狀況。

艉軸軸線垂向偏移分別為0、1、2 mm時的密封球面接觸壓力峰值見表3。

表3　密封球面接觸壓力峰值

注：*偏移為2 mm和0 mm時的接觸壓力峰值差值。

由表3可見，在不同工況下，密封球面的接觸壓力峰值隨轉速、潛深和垂向偏移的變化趨勢一致。

1) 在潛深和垂向偏移不變情況下，球面接觸壓力峰值隨轉速的提高而降低。

2) 在轉速和垂向偏移不變情況下，球面接觸壓力峰值隨潛深的增加而提高，變化幅度較大。

3) 在不同工況下，球面接觸壓力峰值隨垂向偏移的增加有所增大。從軸線偏移2 mm與軸線無偏移比較可見，在不同的潛深和轉速下，球面接觸壓力峰值增加幅度基本保持在0.14 MPa左右，沒有明顯波動。這表明球面機械密封具備良好的自適應能力和靜環-彈簧系統的快速跟隨能力。

潛深為500 m，轉速為180 r/min，不同軸線垂向偏移時的密封球面接觸壓力云圖見圖4所示。

圖4　球面面接觸壓力云圖(H=500 m,n=180 r/min)

由圖4可見，軸線出現垂向偏移(1、2 mm)后，密封球面最大接觸壓力pmax和最小接觸壓力pmin均出現在密封球面正下方，前者在密封球面外側，后者在內側。

下面以密封球面的某母線上的節點接觸壓力來分析該壓力沿母線的變化趨勢。母線有上、下2段，每段分9個節點，上母線節點為1～9，下母線節點為11～19，上、下母線之間設一無數據節點10，見圖5。

圖5　動環-母線上的節點分布

潛深500 m，軸線無垂向偏移和偏移2 mm時，密封球面兩母線上的節點接觸壓力分布狀況,見圖6。

當軸線無垂向偏移時(見圖6a))，上、下母線對應節點(如1-19，2-18，…，9-11)的接觸壓力相同，轉速變化對接觸壓力沒有明顯的影響；當軸線垂向偏移為2 mm時(見圖6b))，1～9節點和11～19節點的接觸壓力分布均呈現由外側向內側逐漸增大的趨勢，但下母線的11～19節點的接觸壓力與上母線的1～9節點不再呈現對稱分布。與無偏移相比，軸線垂向偏移2 mm時的18、19節點接觸壓力分別高于無偏移的1、2節點，其余節點的接觸壓力分別小于無偏移的相應節點。

3.2密封球面溫度

球面機械密封的密封球面溫度分布狀況直接影響密封裝置的安全性、可靠性。溫度過高會導致水膜汽化，引起嚴重事故，所以應在各種工況下，對密封球面的溫度分布狀況及其峰值進行分析計算，結果見表4。

表4　密封球面溫度峰值

注：*偏移為2 mm和0 mm時的球面溫度峰值差值。

由表4可知：

1) 當潛深和軸線垂向偏移不變時，密封球面溫度峰值隨轉速的提高而增大。這是由于轉速的提高增大了熱流密度所致。

2) 當轉速和軸線垂向偏移不變時，密封球面溫度峰值隨潛深的增加而增大。潛深的增加意味著海水壓力上升，增大了密封球面的接觸壓力，提高了熱流密度。

3) 軸線垂向偏移對密封球面溫度峰值的影響不大。由軸線偏移2 mm與軸線無偏移相比可見，在不同的潛深和轉速下，密封球面溫度峰值增加幅度≤0.2 ℃(變化率≤0.7%)。最高溫度51.3 ℃，低于密封環材料的極限溫度和水膜汽化溫度(100 ℃)。這也表明在不同工況下，密封球面的溫度變化很小，球面機械密封具有較好的自適應能力以及動、靜環間的良好跟隨性。

潛深H=500 m、轉速n=180 r·min-1和軸線垂向偏移分別為0，1，2 mm時的動環球面溫度分布狀況見圖7。

由圖7可見，在不同軸線垂向偏移條件下，動環的球面溫度分布都比較均勻，但整個環形分布區域明顯出現8條等長圓弧段，這是均布在靜環座上的8根彈簧作用的結果。

3.3密封球面變形

在不同的工況及艉軸軸線垂向偏移情況下，動、靜環的軸向總變形會發生變化。以轉速為180 r·min-1，潛深為100、200、300、400及500 m，球心偏移為0、1、2 mm為例，探討這3個參數對動、靜環軸向總變形的影響規律，見圖8。

圖7　動環球面溫度峰值(H=500 m,n=180 r·min-1)

圖8　動、靜環軸向總位移(n=180 r/min)

由圖8可見，動、靜環各節點的軸向總變形隨潛深的增大而增大，外側節點的變形大于內側節點，表現為內錐旋狀。變形是由于機械力和熱力綜合作用的結果，這是導致接觸壓力峰值出現在接觸球面外側的原因之一。

當艉軸軸線無偏移時，密封環上、下母線(如圖8a))的對應節點的變形相同；當軸線有垂向偏移(如1、2 mm)時，上、下母線的對應節點的變形不對稱，下母線的外側節點變形略大于上母線的相應節點，但靠近內側節點的變形減小，并小于上母線的相應節點，密封環出現朝艉軸后端傾斜趨勢。軸線偏移量越大，這種趨勢越明顯(見圖8b)、圖8c))。這說明球面機械密封具有良好的自位能力，其靜環在彈簧力的作用下對動環擁有較好的跟隨性。

4結論

1) 艉軸軸線垂向偏移對球面機械密封的接觸壓力峰值和溫度峰值影響不大，但潛深、艉軸轉速的影響較為明顯。

2) 動、靜環密封面各節點的軸向總變形隨潛深的增加而增大，外側節點的變形大于內側，表現為內錐旋狀。當軸線有垂向偏移時，上、下母線的對應節點的變形不對稱，下母線的外側節點的變形略大于上母線的相應節點，但下母線靠近內側的節點變形減小，并小于上母線的相應節點。

3) 在軸線有垂向偏移的情況下，密封球面的接觸壓力、溫度和變形與無偏移相比變化很小，說明球面機械密封具有良好的自位能力，能在不同工況條件下保持較穩定的密封性能。

由于球面機械密封的密封面形狀與平面機械密封不同，因此還須就密封面形狀(如球面半徑、密封寬度等)對摩擦振動、泄漏量等的影響狀況進行深入的分析與探討。

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Thermal-structure Coupling Analysis of and Spherical Mechanical Seal of Stern Shaft in Underwater Vehicle

ZHOU Xu-hui, LIU Zheng-lin

(School of Energy and Power Engineering, Wuhan University of Technology, Wuhan 430063, China)

Abstract:The poor shafting-alignment, bearing wear and so on factors in vessels can lead to the plane mechanical seal face of a stern shaft to arouse vertical excursion which can seriously affect the sealing performance such as the contact pressure, temperature and deformation of sealing surface. In order to solve this problem, the research on a spherical mechanical seal is carried out. The finite element method is used to establish the thermal-structure coupling model of the spherical mechanical seal of stern shaft in an underwater vehicle. Under the different depth water and the shaft rotary speed, the influence of the axis vertical excursion on the contact pressure, temperature and deformation of spherical mechanical seal is researched to provide theoretical support for the design and engineering application of spherical mechanical seals. The research results show that under axis vertical excursion, the contact pressure, temperature and deformation of spherical sealing surface are much lower than ones of no vertical excursion respectively, which indicates that spherical mechanical seal is of a good ability of self-aligning and can remain the relative stability of sealing performance under different working conditions

Key words:spherical mechanical seal; thermal-structure coupling model; contact pressure; temperature; excursion

DOI:10.3963/j.issn.1671-7953.2016.03.015

收稿日期：2015-10-08

基金項目：國家自然科學基金(51379168,51139005)

第一作者簡介：周旭輝(1978—)，男，博士生，高工 E-mail:zhou719303@163.com

中圖分類號：U664.2

文獻標志碼：A

文章編號：1671-7953(2016)03-0063-07

修回日期：2015-11-23

研究方向:船舶推進系統性能優化