潛深艉軸機(jī)械密封熱固耦合變形特性分析

王剛偉，王娟，田佳彬，盧明劍，歐陽武，湯敏

(1.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，武漢 430205；2.武漢理工大學(xué) a.智能交通系統(tǒng)研究中心；b.交通與物流工程學(xué)院，武漢 430063)

機(jī)械密封具有可靠性高、泄露少、功耗低，以及自動(dòng)補(bǔ)償?shù)戎T多的優(yōu)點(diǎn)，目前已經(jīng)在船舶和潛器的軸系密封結(jié)構(gòu)中得到廣泛的應(yīng)用。機(jī)械密封的摩擦副之間存在著一層薄薄的介質(zhì)液膜，動(dòng)環(huán)和靜環(huán)之間相對(duì)旋轉(zhuǎn)形成的動(dòng)壓效應(yīng)實(shí)現(xiàn)動(dòng)密封。機(jī)械密封通過介質(zhì)壓力及補(bǔ)償機(jī)構(gòu)(通常是彈簧)的彈性力來保持動(dòng)環(huán)和靜環(huán)間的端面貼合。在理想的工作模式下，機(jī)械密封的摩擦副之間充滿著一層薄薄的介質(zhì)液膜，不存在端面的直接接觸，這樣不僅可以避免或減少密封端面的磨損，同時(shí)能夠顯著減小泄漏量。但是由于介質(zhì)壓力和彈簧力的共同作用，密封端面上會(huì)產(chǎn)生機(jī)械變形，從而導(dǎo)致端面上的局部接觸。在機(jī)械密封工作時(shí)，端面間的接觸摩擦和端面對(duì)介質(zhì)液膜的黏性剪切作用都會(huì)產(chǎn)生熱量，從而引起密封的熱變形；端面上的熱變形又通常會(huì)導(dǎo)致接觸區(qū)域的進(jìn)一步減小，使得密封端面的局部產(chǎn)生高溫及高應(yīng)力的工作狀態(tài)，進(jìn)而影響密封的效果和工作壽命。

近年來隨著機(jī)械密封向高壓、高速、高溫，以及大尺寸等工作環(huán)境拓展其應(yīng)用領(lǐng)域，上述端面變形和溫度之間互相影響和促進(jìn)的問題愈加嚴(yán)重。對(duì)于潛器艉軸機(jī)械密封，工作環(huán)境更加嚴(yán)苛，其介質(zhì)壓力可達(dá)2～10 MPa，摩擦副的熱固耦合變形更加顯著，是其主要失效形式。相關(guān)的研究有通過有限元法對(duì)某一型號(hào)艉軸密封分別進(jìn)行了力和熱變形分析,結(jié)果發(fā)現(xiàn)熱變形在整體變形中占主導(dǎo)地位。在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步的研究表明，受力引起的變形與熱變形趨勢(shì)相反，在內(nèi)徑處產(chǎn)生最大壓縮位移，外徑處產(chǎn)生最大拉伸位移，而熱力耦合變形介于兩者之間。有學(xué)者考慮了密封在運(yùn)轉(zhuǎn)前由介質(zhì)壓力導(dǎo)致的端面初始變形，分析端面的溫度分布規(guī)律，發(fā)現(xiàn)初始變形對(duì)機(jī)械密封最高溫度和接觸位置均產(chǎn)生一定的影響。有學(xué)者通過有限元模型分析了密封摩擦副溫度和變形規(guī)律及對(duì)密封性能的影響，給出了密封摩擦副材料選取的建議。有學(xué)者研究動(dòng)環(huán)轉(zhuǎn)速對(duì)端面溫度的影響，結(jié)果表明，轉(zhuǎn)速越高，溫度越高；而選取導(dǎo)熱系數(shù)高的摩擦副材料可有效降低最高溫度。有學(xué)者針對(duì)不同工況下的機(jī)械密封進(jìn)行熱固耦合分析得到了摩擦副的變形情況。此外，相關(guān)學(xué)者針對(duì)不同摩擦副材料和摩擦副表面織構(gòu)對(duì)密封溫度、變形，以及性能的影響進(jìn)行了相關(guān)研究，比如以合金與青銅材料為密封擦副進(jìn)行密封性能試驗(yàn)，測(cè)試密封端面溫度和泄漏量等性能參數(shù)；研究摩擦副表面織構(gòu)對(duì)密封變形和性能的影響。

以上研究都主要是針對(duì)淺水或輕載工況下的密封變形及性能，而對(duì)于深海環(huán)境高介質(zhì)壓力下機(jī)械密封熱固耦合變形的研究相對(duì)較少。為此，建立高分子材料/硬質(zhì)合金為摩擦副材料的某潛器艉軸機(jī)械密封的二維熱固耦合有限元模型，分析介質(zhì)壓力、摩擦系數(shù)、彈簧比壓對(duì)機(jī)械密封溫度場(chǎng)和變形的影響。

1 機(jī)械密封摩擦副熱固耦合模型

1.1 傳熱模型

機(jī)械密封的實(shí)際工況通常較為復(fù)雜，如果考慮所有的因素進(jìn)行數(shù)值建模往往是不現(xiàn)實(shí)的，不僅會(huì)增加運(yùn)算量，有時(shí)甚至導(dǎo)致無法進(jìn)行求解。這里建模基于以下假設(shè)。

1)機(jī)械密封的結(jié)構(gòu)和載荷均為軸對(duì)稱。

2)忽略端面對(duì)介質(zhì)液膜黏性剪切作用產(chǎn)生的熱量。

3)傳熱為穩(wěn)態(tài)傳熱。

4)忽略由于過盈配合產(chǎn)生的附加應(yīng)力、變形和接觸熱阻。

根據(jù)以上假設(shè)和熱力學(xué)理論，采用柱坐標(biāo)，機(jī)械密封的軸對(duì)稱穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)微分方程為

(1)

式中：為溫度；、分別為軸向和徑向坐標(biāo)。

本模型需滿足傳熱學(xué)的三類邊界條件。

1.2 熱流密度

機(jī)械密封的溫度升高和熱變形通常主要來自端面接觸的摩擦熱。從數(shù)量級(jí)來看，接觸面微凸體層的厚度與密封的尺寸相差交大，因此可以忽略，故本研究中摩擦熱加載采用表面熱，即施加第二類熱邊界條件。在機(jī)械密封實(shí)際工作時(shí)，摩擦熱同時(shí)產(chǎn)生于密封的靜環(huán)和動(dòng)環(huán)端面，其總的熱流密度可通過下式進(jìn)行計(jì)算。

()=()

(2)

式中：()為半徑處的總熱流密度；為摩擦系數(shù)；()為半徑處的接觸壓力；為動(dòng)環(huán)旋轉(zhuǎn)角速度。

摩擦熱在動(dòng)環(huán)和靜環(huán)間的分配往往較為復(fù)雜，受到材料、結(jié)構(gòu)等諸多因素的綜合影響。在穩(wěn)態(tài)工作時(shí)，密封端面間能夠充分進(jìn)行熱傳導(dǎo)，且本文忽略接觸熱阻的影響，故認(rèn)為接觸區(qū)域的溫度基本相等。通過有限元法進(jìn)行模擬時(shí)，可以通過在接觸面上施加極大的接觸導(dǎo)熱率來實(shí)現(xiàn)，將接觸導(dǎo)熱率設(shè)置為109·W/(m·K)數(shù)量級(jí)。

1.3 對(duì)流換熱系數(shù)

介質(zhì)與密封間的對(duì)流傳熱會(huì)帶走一部分熱量，因此需要在模型中施加第三類邊界條件。介質(zhì)相對(duì)于動(dòng)環(huán)的流動(dòng)主要包括旋轉(zhuǎn)流動(dòng)和軸向流動(dòng)，其間的對(duì)流換熱系數(shù)可按下式計(jì)算。

(3)

靜環(huán)與介質(zhì)間的對(duì)流換熱系數(shù)可按下式計(jì)算。

(4)

1.4 熱固耦合計(jì)算

根據(jù)式(2)，計(jì)算密封靜環(huán)和動(dòng)環(huán)端面上的熱流密度需要已知接觸應(yīng)力。因此，熱固耦合計(jì)算按如下。

1)不加熱流密度，通過模型計(jì)算端面接觸應(yīng)力。

2)根據(jù)式(2)計(jì)算各節(jié)點(diǎn)的熱流密度并施加到模型上，重新計(jì)算溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。

3)檢查兩次計(jì)算得到的接觸應(yīng)力，若滿足式(5)則為收斂，停止計(jì)算。

(5)

式中：為密封端面上節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)；(,)為在第次計(jì)算后端面上第個(gè)節(jié)點(diǎn)的接觸壓力；(,+1)為在第+1次計(jì)算后端面上第個(gè)節(jié)點(diǎn)的接觸壓力；為給定的精度值，通常取0.001。

4)如不滿足收斂條件，則根據(jù)本次得到的接觸應(yīng)力按照式(2)重新計(jì)算熱流密度，并重復(fù)步驟2)和3)。

以上計(jì)算過程，第一次求解是為了獲得接觸應(yīng)力來計(jì)算所需的熱流密度，后面的求解過程則是為了提高接觸應(yīng)力和熱流密度的計(jì)算精度。

2 有限元模型

根據(jù)上述的假設(shè)和建模思路，通過軟件ANSYS建立機(jī)械密封環(huán)的軸對(duì)稱熱固耦合有限元模型，見圖1。

圖1 機(jī)械密封環(huán)有限元模型

其中左側(cè)為動(dòng)環(huán)，右側(cè)為靜環(huán)。模型中，靜環(huán)和動(dòng)環(huán)均采用熱-結(jié)構(gòu)耦合單元PLANE223。對(duì)于端面間的接觸，靜環(huán)接觸面采用接觸單元CONTA172，動(dòng)環(huán)接觸面采用目標(biāo)單元TARGE169。為提高計(jì)算精度，將接觸附近的網(wǎng)格相對(duì)細(xì)化。通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，并綜合考略計(jì)算效率，確定單元數(shù)為4 150。

機(jī)械密封環(huán)的主要尺寸見圖2和表1。

圖2 機(jī)械密封環(huán)主要尺寸

表1 密封結(jié)構(gòu)尺寸 mm

摩擦副材料和介質(zhì)的物性參數(shù)見表2和表3。

表2 摩擦副物性參數(shù)

表3 海水和空氣物性參數(shù)

其中，靜環(huán)采用高分子材料飛龍T12，海水溫度為4 ℃，密封側(cè)空氣溫度為25 ℃。

邊界條件的設(shè)置見表4,其中邊界的符號(hào)見圖2。接觸面間的液膜壓力近似為斜坡載荷，即按介質(zhì)的壓力線性施加在接觸面上。

表4 邊界條件

3 計(jì)算結(jié)果及討論

為了方便比較和研究介質(zhì)壓力、摩擦系數(shù)等參數(shù)對(duì)機(jī)械密封溫度和熱變形的影響，選取介質(zhì)壓力4 MPa、摩擦系數(shù)0.1、彈簧比壓0.2 MPa、轉(zhuǎn)速200 r/min為參考工況。分析每一種參數(shù)的影響時(shí)只改變所研究的參數(shù)，且保持其他參數(shù)不變。

3.1 介質(zhì)壓力的影響

本文研究的機(jī)械密封工作在深水的海水中，對(duì)應(yīng)的介質(zhì)壓力較高，因此對(duì)密封性能的要求也必然較高。通過以上熱固耦合模型計(jì)算，密封環(huán)在參考工況下的溫度云圖見圖3。

圖3 溫度云圖

由圖3可見，密封環(huán)的最高溫度為92 ℃，發(fā)生在接觸面靠近內(nèi)徑位置處。動(dòng)環(huán)整體的溫度均有顯著的升高，而靜環(huán)僅在接觸端面附近有局部的溫升，這主要是由于動(dòng)環(huán)的導(dǎo)熱系數(shù)較大的緣故。變形云圖見圖4。

由圖4可見，最大變形發(fā)生在靜環(huán)接觸面內(nèi)徑邊緣處，與產(chǎn)生最高溫度的位置對(duì)應(yīng)。動(dòng)環(huán)與靜環(huán)接觸面呈錐形，僅靠近內(nèi)徑附近存在接觸。

圖4 變形云圖

靜環(huán)和動(dòng)環(huán)接觸面上軸向位移隨介質(zhì)壓力的變化見圖5，其中節(jié)點(diǎn)號(hào)是按接觸面外徑向內(nèi)徑的順序。

圖5 接觸面軸向位移隨介質(zhì)壓力的變化

由圖5可見，在特定的介質(zhì)壓力下，靜環(huán)接觸面的軸向變形沿著外徑到內(nèi)徑方向上先逐漸減小，然后再逐漸增大；在轉(zhuǎn)折點(diǎn)處以前的變形大于動(dòng)環(huán)對(duì)應(yīng)位置的變形，這是由于靜環(huán)的彈性模量較小的緣故；動(dòng)環(huán)接觸面的軸向變形近似呈線性逐漸增大。在轉(zhuǎn)折點(diǎn)以后，動(dòng)環(huán)與靜環(huán)的軸向變形基本相等，即端面相接觸。隨著介質(zhì)壓力的升高，靜環(huán)端面未接觸區(qū)域的軸向變形逐漸增大，而動(dòng)環(huán)的軸向變形則基本不變，即端面錐形開口顯著增大，密封的性能下降。

摩擦副上的接觸應(yīng)力隨著介質(zhì)壓力的變化見圖6。

圖6 接觸應(yīng)力隨介質(zhì)壓力的變化

由圖6可見，在特定的介質(zhì)壓力下，接觸應(yīng)力最大值發(fā)生在接觸區(qū)域的中間部位。隨著介質(zhì)壓力的增大，最大接觸應(yīng)力也隨之增大，但接觸面積逐漸減小。

不同介質(zhì)壓力下最高溫度見表5。由表5可見，隨著介質(zhì)壓力的增高，機(jī)械密封的最高溫度逐漸增大，但增幅不大。這是因?yàn)殡m然介質(zhì)壓力增大導(dǎo)致接觸應(yīng)力增大，但接觸面積的減小導(dǎo)致產(chǎn)生的總熱量并沒有顯著增大。

表5 最高溫度隨介質(zhì)壓力的變化

3.2 摩擦系數(shù)的影響

高分子材料T12的摩擦系數(shù)在0.04～0.16之間，計(jì)算不同摩擦系數(shù)下機(jī)械密封的溫度和變形。接觸面軸向位移隨摩擦系數(shù)的變化見圖7。

圖7 接觸面軸向位移隨摩擦系數(shù)的變化

由圖7可見，在特定的摩擦系數(shù)下，動(dòng)環(huán)和靜環(huán)接觸面上的軸向位移變化趨勢(shì)同圖5。隨摩擦系數(shù)的增大，動(dòng)環(huán)和靜環(huán)接觸面上的軸向位移均增大。這是由于摩擦系數(shù)增大導(dǎo)致摩擦熱增加，從而導(dǎo)致靜環(huán)和動(dòng)環(huán)較大的熱變形。

接觸應(yīng)力隨著摩擦系數(shù)的變化見圖8。

圖8 接觸應(yīng)力隨摩擦系數(shù)的變化

由圖8可見，在特定摩擦系數(shù)下，接觸應(yīng)力最大值發(fā)生在接觸區(qū)域的中間部位。隨著摩擦系數(shù)的增大，最大應(yīng)力發(fā)生的位置逐漸向趨向外徑；此外，最大接觸應(yīng)力逐漸增大，接觸面積雖略有減小，但大體保持不變。

機(jī)械密封最高溫度隨摩擦系數(shù)的變化見表6。

表6 最高溫度隨摩擦系數(shù)的變化

同表5相比，隨著摩擦系數(shù)的增大，最高溫度顯著增大。這是由于隨著摩擦系數(shù)增大，熱流密度增大，而接觸面積基本不變，導(dǎo)致產(chǎn)生的摩擦熱顯著增加。在摩擦系數(shù)為0.15時(shí)，接觸面上最高溫度達(dá)到138.2 ℃，會(huì)造成端面間的液膜汽化，從而引起密封穩(wěn)定性降低，泄漏量增加。

3.3 彈簧比壓的影響

軸向位移隨彈簧比壓的變化見圖9。

圖9 軸向位移隨彈簧比壓的變化

與圖5和圖7進(jìn)行對(duì)比，軸向位移隨彈簧比壓的變化規(guī)律與隨摩擦系數(shù)的變化規(guī)律更相似。

不同比壓下接觸應(yīng)力的變化見圖10。

圖10 接觸應(yīng)力隨彈簧比壓的變化

由10圖可見，接觸壓力隨著彈簧比壓的增大而增大，且最大應(yīng)力發(fā)生的位置逐漸向趨向外徑；接觸面積也隨之略有增大。對(duì)比圖6和圖10可見，同樣是施加在機(jī)械密封上的均勻壓力載荷，介質(zhì)壓力和彈簧比壓對(duì)機(jī)械密封接觸的效果顯著不同。

不同彈簧比壓下機(jī)械密封的最高溫度見表7。

表7 最高溫度隨介質(zhì)壓力的變化

由表7可見，隨著彈簧比壓的增大，機(jī)械密封的最高溫度也逐漸升高。這是由于隨著彈簧比壓的增大，接觸應(yīng)力和接觸面積均增大，因此導(dǎo)致摩擦熱增加。其中比壓為0.3時(shí)，接觸面的高溫會(huì)造成端面間的液膜汽化。

4 結(jié)論

1)最大接觸應(yīng)力發(fā)生在接觸部位的中間部位，且隨著介質(zhì)壓力、摩擦系數(shù)和彈簧比壓的增大而增大；但介質(zhì)壓力、摩擦系數(shù)和彈簧比壓對(duì)接觸面積的影響不同，因而摩擦熱不同，導(dǎo)致熱變形規(guī)律上的差異。

2)機(jī)械密封最高溫度發(fā)生在端面內(nèi)徑附近；隨著介質(zhì)壓力、摩擦系數(shù)和彈簧比壓的增大，機(jī)械密封的最高溫度也隨之增大，但摩擦系數(shù)和彈簧比壓引起溫升相對(duì)更大，這是由于接觸部位熱流密度相對(duì)更大的緣故。

3)由于靜環(huán)彈性模量較小，介質(zhì)壓力的增大導(dǎo)致靜環(huán)未接觸部位的軸向變形增大，但對(duì)動(dòng)環(huán)的軸向變形基本沒有影響；隨著摩擦系數(shù)和彈簧比壓的增大，靜環(huán)和動(dòng)環(huán)的軸向變形均隨之增大。綜合分析結(jié)果可見，在潛深艉軸密封的設(shè)計(jì)中必須盡量降低摩擦副的摩擦系數(shù)并選取適當(dāng)?shù)膹椈杀葔骸?/p>