交變工況下深海裝備機械密封端面溫升和磨損特性

鄭思敏, 滕黎明, 趙文靜, 江錦波, 王夢嬌, 彭旭東

(浙江工業大學 機械工程學院, 杭州 310023)

海洋是人類發展的四大戰略空間(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,開發我國南海深海海域的生物資源、能源、水資源和金屬資源對提高我國綜合競爭力、保障國家安全具有重要意義[1].深海裝備是制約我國向深海進軍的關鍵技術瓶頸.深海潛水器是開展深海科學研究的重要支撐,已成為深海裝備研究的熱點之一.推進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作都依賴于推進器,而推進器轉軸密封的性能對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時間且空間有限,故多選用接觸式機械密封[2].

接觸式機械密封失效主要是由于過熱和磨損,故而有必要對接觸式機械密封的端面溫度和端面間的接觸摩擦行為開展深入研究.目前,國內外針對機械密封端面溫度的預測方法已有不少.Pascovici等[3]和Blasiak[4]分別建立了熱流體動力潤滑模型,利用解析法求解了機械密封的端面溫度分布.文獻[5-7]中利用有限差分法迭代求解能量方程和熱傳導方程,獲得了密封環和液膜的溫度分布.Meng等[8]提出一種準三維熱力學模型,采用Petrov-Galerkin有限元方法得到了機械密封液膜的壓力和溫度分布.文獻[9-18]中考慮了密封環的熱力變形,基于熱彈流潤滑模型預測了端面溫度分布,并研究變形對密封性能的影響.上述研究均圍繞穩定工況下密封端面和液膜的溫度計算,而在機械密封瞬態溫度場方面,文獻[19-21]中進行了探索,通過建立瞬態模型對時間項進行離散,研究了典型啟動和停車工況下端面溫度、泄漏率等密封性能隨時間的變化規律.

針對機械密封的磨損特性,研究人員也進行了大量實驗工作.Zhao等[22]利用銷-盤式摩擦試驗機測試了幾種密封環材料在干摩擦和水潤滑條件下的摩擦磨損性能.文獻[23-27]中基于聲發射技術,監測了密封端面的接觸狀態,利用雙高斯分層理論預測了端面的形貌演變.文獻[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機械密封摩擦學性能的影響.文獻[31-32]中通過掃描電鏡和紅外光譜分析,探究了機械密封浸漬石墨在腐蝕環境下的磨損機理,并提出了石墨制備工藝的改進措施.

綜上所述,目前對接觸式機械密封端面溫升和磨損特性的研究主要集中于穩定工況下,而對于瞬態工況,尤其是交變工況條件下機械密封端面溫升及磨損特性的變化規律還鮮有報道.由于在深潛器的航行過程中,其下潛深度和葉輪的工作狀態均會對轉軸密封的工作條件造成影響,使得推進器機械密封長期服役在工況波動的環境中.在交變工況作用下,密封端面的摩擦接觸狀態以及熱波動特征尚不明確,使得預測和評估深海涉水裝備推進器用機械密封的摩擦性能和使用壽命尤為困難.

因此,利用Workbench平臺建立帶腔內流體的機械密封環二維軸對稱模型,重點探究交變工況下其腔內耦合傳熱特性及密封環端面溫升規律.開展機械密封擬實工況試驗研究,探究交變工況對機械密封實際工作的影響,監測密封端面溫度變化趨勢,研究密封端面磨損特性并加以驗證分析,掌握密封環磨合過程中端面溫升及磨損特性的變化規律,以期為深海涉水裝備推進器用機械密封的設計提供指導,對深海涉水裝備密封技術的發展和機械密封使用壽命的延長具有實際價值和現實意義.

1 數值模型

1.1 網格劃分與邊界條件

深海涉水裝備作業時承受巨大的海水壓力,海水深度每增加 100 m,壓力增加可達 1 MPa.深海推進器用機械密封常設計壓力補償器,其可根據海水深度自動調整補償壓力,用以減小海水壓力變化對動力裝置的影響,使機械密封內外側壓差小于 1.5 MPa[33-34].根據某型號深海推進器的結構參數及實際運行工況[35],本文設計的機械密封腔內耦合傳熱的二維軸對稱有限元計算模型及網格劃分如圖1所示,圖中R為半徑.采用Workbench自帶Mesh單元對模型進行網格劃分,對密封環外周及動、靜環接觸端面進行局部網格加密.S1～S15為各點位邊界,密封腔入口速度設為0.2 m/s,出口壓力為 400 kPa;入口溫度設為 26 ℃,密封腔內壁溫度與入口溫度相同.采用重整化群(RNG)κ-ε模型進行瞬態計算,動環為浮動環,動靜環之間設置接觸對,將動環端面WR設為接觸面,靜環端面WS設為目標面,密封端面摩擦因數設為0.1,產熱方程通過用戶自定義標量函數(UDF)程序加載到接觸面處.動環材料為浸呋喃樹脂碳石墨(M106K),靜環材料為碳化硅(SSiC),表1為機械密封模型物性參數;表2為尺寸參數,其中rb為動環邊界S2半徑長度;表3為清水介質26 ℃時的性能參數.為簡化計算,在計算過程中作如下基本假設.

表1 密封環材料物性參數Tab.1 Material properties of seal ring

表2 密封環尺寸參數Tab.2 Dimensional parameters of seal ring

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

(1) 由于密封端面處的對流換熱系數遠大于密封環背面,故假設密封環背面S1和S11為絕熱面.

(2) 假設流體域邊界S12和S14表面溫度均勻分布,密封環邊界S2～S10與周圍環境發生對流換熱.

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

(4) 由于本案例泄漏量小于機械密封的標準要求,故忽略介質泄漏帶走熱量的情況.

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

密封端面傳熱和受力邊界如圖2所示.動環底面S1受彈簧力和密封介質壓力共同作用與固定安裝的靜環緊密貼合,靜環底面S11為絕熱邊界且施加固定約束.密封環外徑與密封介質發生接觸的邊界W1～W7受介質壓力po作用,且與介質進行對流換熱;密封環內徑與大氣發生接觸的邊界S2～S10受大氣壓力pi作用,且與大氣進行對流換熱.

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

假設密封環與大氣對流換熱系數不變,其與大氣接觸的邊界S2～S10的對流換熱系數由下式確定[7],與密封介質接觸的邊界W1～W7采用Fluent自設參考值計算對流換熱系數.靜環受動環轉動的影響,其對流換熱系數取動環對流換熱系數的1/3[8],即

(1)

式中:h為密封環空氣側的對流換熱系數;kf為密封環材料的熱傳導數;ReD為空氣的雷諾數;Pr為空氣的普朗特數;D為密封環各邊界的直徑.

1.2 數學模型

1.2.1熱源計算 在接觸式機械密封實際運行過程中,密封端面大多處于混合摩擦或者邊界摩擦的狀態,采用Luan等[36]的表達式推導計算密封環相對運動端面所產生的熱量:

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為動環旋轉的角速度;f為端面的平均摩擦因數;r為半徑.

當機械密封穩定運行時,密封的開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.

目前很多針對機械密封端面摩擦生熱的研究均采用式(4)中的pc進行計算[37-38],如果采用流體平均膜壓pm,則相當于等價忽略了端面摩擦狀態沿徑向的變化,使得流體膜壓與接觸壓力沿徑向均為常數,以此來計算端面間的摩擦生熱顯然不夠準確,應考慮流體膜壓和接觸壓力的實際分布情況.實際上,密封端面任一區域的生熱功率應由端面接觸壓力與滑動速度共同決定.

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)則呈現凸形分布,低黏度液體(如液態烴)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

設密封接觸端面沿半徑方向r處,寬度為Δr的環形面積上的膜壓為pr,根據相似關系,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啟力(pr+pc)沿半徑方向應均勻分布,否則密封端面間將產生傾覆力矩使密封環發生偏轉.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的環形面積上的產熱功率為

(7)

單位面積的熱功率為

(8)

將上式編入UDF程序并加載到密封端面(即WR,見圖1),模擬過程中將此面視為摩擦面.采用接觸熱導率法[40],在密封環接觸單元上設置熱傳導率值為103,實現熱量在動、靜環間的自動分配.

1.2.2交變工況數學表達式 深潛器在實際下潛與上浮的運行過程中所受工況條件極為復雜,工作介質的壓力、密度、主軸轉速、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而發生改變.pv值是機械密封選型和設計時經常用到的重要參數之一[39],二者的乘積可以衡量機械密封承載能力的高低,故重點關注壓力、線速度對深海涉水裝備用機械密封性能的影響.其中,p分為兩類,一是介質壓力pf,二是密封端面比壓pc.本文以pf為基礎(下文p均指pf),考慮交變工況的具體函數表達,假定交變工況pv值的變化是線性的,分別通過機械密封介質壓力或主軸轉速的變化,使pv值以一定的幅值和頻率上下波動,并比較二者各自的影響作用.

因假定pv值的變化是線性的,所以介質壓力與轉速的時變函數在每個周期內的極值點左右兩側的斜率不一致,即極值點處的導數不存在.程序設計中,可用循環與分段函數直接表達這種周期性變化,但仿真中模擬設置邊界條件以及試驗研究中調控工況參數時,需要以單一的數學表達式f(t)表示摩擦因數f在時域中的變化情況.

根據無窮級數理論,任何周期函數都可用正弦和余弦函數構成的無窮級數表示,稱為傅里葉級數.周期為Γ的函數f(t)展開成sint和cost函數和的形式,可表示為

(9)

(10)

(11)

(12)

式中:a0/2為常數項;an、bn分別為第n項時正、余弦分量的系數.

根據傅里葉級數對深海交變工況的形式進行簡化設計,假定工況摩擦因數f在初始時刻由平衡位置開始作周期性變化,故為正弦級數.在保證計算精度的前提下,展開至級數前6項,摩擦因數f關于t的表達式如下:

(13)

式中:Ap為參數變化過程中的波峰值;Av為參數變化過程中的波谷值.

根據深海推進器實際運行參數,設機械密封穩定運行時主軸轉速n′=3 600 r/min,腔內介質壓力p=400 kPa,本文采用控制其中一個參數不變,另一個參數進行有規律的周期性變化模擬深海工況條件.定義無量綱振幅M=(Ap-f0)/f0,其中f0=0.5(Ap+Av)為參數在平衡位置的值,并分別取參數變化振幅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.

以交變介質壓力工況為例,表4展示出了交變 振幅的具體呈現形式, 表5展示出了交變周期的具體呈現形式.在穩定工況參數設置的基礎上,轉速恒為 3 600 r/min,介質壓力發生周期性波動,振幅越大,壓力波動的幅值越大,周期越小,壓力波動的頻率越快.同理,易得交變轉速工況波動形式.

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

2 數值模擬與分析

2.1 網格無關性驗證

考慮網格數量對計算結果精度的影響,首先進行網格無關性驗證,結果如表6所示,以最后一組網格數所得端面平均溫度作為對比基準,計算得到不同網格數與基準之間的相對偏差.綜合考慮,本文采用的網格單元數為 14 126,節點數為 14 333,其中 流體域網格數為 7 428,節點數為 7 635,動環網格數為 4 022,節點數為 4 184,靜環網格數為 2 676,節點數為 2 793,流體域近壁面無量綱參數y+值為31.08～66.16.

表6 網格無關性驗證Tab.6 Grid independence verification

2.2 交變工況對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接觸端面平均溫度(T)-時變曲線.其中,圖4(a)為交變介質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出明顯的瞬態交變特性,接觸端面平均溫度均隨工況參數變化呈現波動上升的趨勢,起始端面平均溫度迅速上升,隨著時間的推移溫升速率逐漸減慢,最后達到某一穩定值后趨于動態平衡狀態.對比圖4(a)和圖4(b)可知,當M=0.5時,相比于交變介質壓力工況,交變轉速工況下密封端面平均溫度的交變特性更為明顯,其波動幅值更大.結合式(7)可知,這可能是因為介質壓力的改變,導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,而摩擦熱與轉速大小呈正相關.同時可以看出,由于瞬態積分效應的影響,端面平均溫度的峰值相比于交變介質壓力和交變轉速均表現出一定的滯后性.

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

對比不同工況下密封環瞬時溫度場云圖可知,密封端面最高溫度均靠近密封端面內徑處.選取圖4(b)中交變轉速工況最后一個交變周期不同時刻密封環端面溫度沿徑向分布曲線,如圖5所示;并取轉速由峰值到平衡值再到谷值,即如圖4(b)中a、b、c處3個時刻對應密封環的瞬時溫度場分布云圖.從圖5和6中可以看出,在運行過程中密封端面最高溫度區域位于動、靜環接觸端面靠近內徑處,溫度沿徑向逐漸降低,這是因為密封環的外周與沖洗介質接觸,散熱條件較好,而密封環內徑側與大氣接觸,散熱性較差.密封環內溫度成拋物線型沿著軸向外徑擴散,靠近密封端面的區域溫度梯度大,遠端較小,這是由于受密封環自身熱傳導及其邊界對流換 熱的雙重作用的影響.M106K動環的對流換熱較強,平均溫度較低,且SSiC靜環的導熱系數較高,故靜環的溫度梯度小,溫度分布較為均勻.

圖5 M=0.5交變轉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交變轉速工況下的密封環溫度場分布云圖Fig.6 Contour map of temperature field of seal ring at an alternating speed of M=0.5

穩定工況和不同振幅交變介質壓力以及轉速工況下端面平均溫度時變曲線如圖7所示.其中,圖7(a)是交變介質壓力工況下的端面平均溫度變化曲線,圖7(b)為交變轉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,穩定工況下(n′=3 600 r/min,p=400 kPa),密封端面平均溫度隨時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,隨著時間的增加,端面溫升速率減小并趨于穩定.對于交變工況,隨著交變參數振幅的增大,端面摩擦熱增加,平均溫度波動的幅值也隨之增加,相較于穩定工況,交變轉速工況下端面平均溫度最大偏移為16.06%,交變介質壓力工況下端面平均溫度最大偏移為3.93%,交變轉速工況下端面平均溫度隨振幅增加其波動程度更為顯著.

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

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

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

3 試驗研究

3.1 交變工況機械密封試驗裝置

圍繞深海涉水裝備在惡劣交變工況下運行時的密封性能開展了深海推進器機械密封擬實試驗,實時監測密封端面溫度變化及泄漏情況,觀察并測量試驗后端面形貌及磨損程度.本試驗裝置系統主要由試驗密封腔、軸承輔助系統、供液調壓系統、動力控制與傳動系統以及數據采集與控制系統組成,如圖9所示.圖中,N1～N5為流向順序.

圖9 交變工況機械密封試驗裝置系統示意圖Fig.9 System diagram of mechanical seal test rig under alternating conditions

試驗密封腔實物裝置如圖10所示,該裝置為背靠背雙端面密封,兩道密封結構相同,每道結構主要包括動環、靜環、動環座、靜環座、O形圈和彈簧等.密封腔內上端密封為主密封,試驗所需相關數據從該道密封中獲得,下端輔助密封的主要作用是防止密封腔內密封介質污染軸承.軸承輔助系統的作用是給軸承提供潤滑,以及監控軸承在高速運轉過程中的穩定性和可靠性.供液調壓系統主要通過基于LabVIEW自主開發的壓力檢測與控制程序,給密封腔體提供一定壓力的恒溫密封介質,通過比例閥,根據數據采集卡輸出的電信號連續地對空氣壓縮機的供氣壓力進行控制,進而可改變儲液罐內液體的實時工作壓力.動力傳動系統的主要作用是調控和監測電動機轉軸的轉速.數據采集與控制系統主要測試試驗過程中的工況參數和密封性能參數信號.

圖10 試驗裝置圖Fig.10 Diagram of test rig

3.2 試驗測試

試驗中動環材料選用M106K,靜環材料選用SSiC,密封環尺寸及物理參數詳見表1和表2.密封介質的初始溫度均為26 ℃.在給定工況下(見表7～9),每組試驗測試時間均為2 h,表中M(p)和M(n′)分別表示介質壓力和轉速的振幅變化.試驗過程中采用精度為±1.5 ℃的K型熱電偶對靜環端面溫度進行測量,靜環背面取3處位置開盲孔用于埋設測溫熱電偶,如圖11所示,測量位置分別為靜環內、中、外徑各距離靜環端面1 mm處,環境溫度保持(26±1) ℃不變.為減少試驗誤差,每組試驗均重復3次以確保試驗結果的可靠性.考慮霍爾元件測量電動機轉速的方法為間接測量法,即對脈沖信號進行處理,測定瞬時轉速變化時存在一定的時間滯后,約為3～5 s,此外,儲液罐中壓力的調節采用控制空氣壓縮機輸出端壓力的方式,氣體加壓與泄壓相較主軸轉速調節的機械作用方式更慢,因此試驗中工況交變周期的變化范圍設計為16～48 s.試驗前后動靜環表面形貌由LEXT OLS5000型3D測量激光顯微鏡測得,端面粗糙度由德國布魯克DEKTAK·XT型臺階儀測得.

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

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

3.3 試驗結果與討論

3.3.1交變工況對端面溫升的影響 圖12為試驗過程中靜環端面沿徑向取內徑、中徑和外徑3處不同位置平均溫度的時變曲線圖.其中, 圖12(a)為穩態工況下靜環端面沿徑向的溫度時變曲線圖,即表6中的1#試驗結果;圖12(b)為交變轉速工況下靜環端面沿徑向的溫度時變曲線圖,即表8中的11#試驗結果.由圖12可知,在不同工況下靜環端面溫度均呈現先快速上升、后趨于平緩的趨勢,這是因為初始時密封環溫度與環境溫度相同,開機啟動后,動環高速旋轉產生摩擦熱,密封端面溫度快速上升,機械密封在運行初期存在明顯的磨合階段[41],隨著不斷磨合,石墨逐漸脫落并轉移至碳化硅表面形成自潤滑層,造成端面間的摩擦因數一定程度上降低,同時密封端面微凸體彈性接觸比例增大,而塑性接觸比例下降,意味著機械密封端面間的彈塑性接觸壓力下降,也降低了端面發生嚴重黏著磨損的可能性.由于密封端面摩擦因數與接觸壓力的降低,端面間的產熱功率也隨之降低,故端面溫度呈現出隨時間減速上升的變化規律.當產熱功率與沖洗介質的散熱效率相等時,端面溫度將趨于穩定.此外,還可以看出,在穩態和交變工況下,靜環端面溫度均為內徑處最高、外徑處最低,這是因為外徑處與沖洗介質接觸,散熱條件較好,但因密封環接觸端面較窄,僅為1 mm,所以內、外徑溫差較小,均保持在約1 ℃.

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

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

圖12 穩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

對比圖12(a)和圖12(b)可以看出,交變工況下,靜環端面內、中、外徑溫度隨工況瞬時波動的趨勢相同,均表現出明顯的交變特性,且溫度波動周期與交變工況波動周期基本吻合,對不同交變工況動靜環端面溫度時變數據分析均可得到相同結果,此處不再贅述.

根據以上試驗結果,將靜環端面內徑、中徑和外徑3處位置的溫度取平均值進行進一步分析.如圖13所示,圖13(a)為穩定工況與振幅M=0.3、交變周期Γ=32 s時,交變介質壓力和交變轉速工況下靜環端面平均溫度時變曲線,即1#、4#和9#試驗結果;圖13(b)為穩定工況與轉速振幅M=0.2、介質壓力為400 kPa時,在不同交變周期工況下的靜環端面平均溫度時變曲線,即1#、8#、10#和11#試驗結果.由圖13(a)可知,相較于穩定工況,交變工況下靜環端面平均溫度均呈波動上升的趨勢,波動形式與交變工況波動的周期基本吻合.同時,交變振幅相同時,交變轉速工況下端面溫度曲線波動的幅度較大,其對端面平均溫度的影響尤為顯著,這是因為轉速的變化會直接作用于配對摩擦副使得產熱功率增加,而壓力的變化除了改變閉合力外也同時影響端面開啟力.因端面溫升密封環可能會發生沿泄漏方向的收斂變形,增加介質壓力同時也使進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滑條件.由于壓力的雙向影響,振幅相同時,相對交變壓力工況,交變轉速工況對端面溫度曲線波動的影響更大.

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

圖13(b)中結果表明,交變轉速工況下端面平均溫度時變曲線與穩定工況下的時變曲線整體趨勢基本相同.交變轉速工況下端面溫度波動的頻率與交變周期有關,工況的交變周期越小,端面溫度上下波動的頻率越快,反之則端面溫度上下波動的頻率越慢.此外,通過分析交變壓力工況下靜環端面溫度時變數據可得上述相同結論,且振幅和周期相同的條件下,交變壓力溫度波動的幅值均小于對應條件下交變轉速工況端面溫度波動的幅值.綜上所述,試驗所得密封端面溫度情況與模擬計算所得到的密封端面溫度變化特性結論一致,在一定程度上驗證了數值模擬的準確性.

3.3.2交變工況對密封環表面形貌的影響 為了進一步揭示交變工況對機械密封性能影響,開展了密封端面表面形貌的試驗測試研究.通過對比不同工況條件試驗前后動環表面形貌發現,不同交變工況試驗后M106K動環端面內徑處均出現不同程度的磨損,如圖14所示為交變工況試驗前后動環端面沿徑向的粗糙度(Ra)對比.其中,圖14(a)為3#試驗前后動環端面沿徑向的粗糙度測試結果,圖14(b)為8#試驗前后動環端面沿徑向的粗糙度測試結果,圖中黑色線均表示試驗前動環端面的粗糙度測試結果.由圖可見,試驗前動環端面初始狀態平面度較好;試驗后,動環端面粗糙度顯著增大,靠內徑處磨損較為嚴重.當交變振幅和周期均相同時,相對于交變壓力試驗工況,交變轉速試驗工況下的動環端面粗糙度明顯較大.

圖14 試驗前后動環端面沿徑向粗糙度對比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后M106K動環端面形貌照片.由石墨和呋喃樹脂的屬性可知,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脂填充物或未被填充的孔隙.對比圖15(a)～(d)可知:試驗前動環端面石墨基體較為密實,未見單獨的石墨顆粒,試驗后基體略顯疏松. 1#試驗后端面磨損較輕,出 現較淺的犁溝和凹坑;3#試驗后端面犁溝和凹坑的數量及深度均略有增加;8#試驗后動環端面磨損程度較為嚴重,出現密集且較深的犁溝.這是因為浸呋喃樹脂是一種含有熱固樹脂的材料,在摩擦副運轉過程中,較高的端面溫度會致使M106K中的樹脂析出和結塊而形成游離磨粒,對動環端面造成局部磨粒磨損,當振幅和周期相同時,交變轉速工況下密封端面的摩擦熱影響尤為顯著,端面溫度波動的幅度更大,端面磨損現象更為顯著.

圖15 不同工況試驗后M106K動環表面激光顯微照片Fig.15 Laser micrograph of end face of rotating ring(M106K)after test under different conditions

為進一步分析動環端面的形貌變化及其特征,在激光顯微鏡下將試驗后動環端面靠近內徑處形貌放大50倍,如圖16所示,以端面初始狀態為基準0,磨損情況中正值表示磨損后端面變形量,負值表示磨損深度.可見動環端面粗糙峰基本被磨平,端面沿周向呈現出明顯的磨痕.在穩定工況下,端面磨損程度較輕,出現較淺的犁溝和凹坑,在交變介質壓力工況下,端面磨損加劇,呈現出深淺不一的犁溝,凹坑的數量也相應有所增加.在交變轉速工況下,摩擦熱影響尤為顯著,動環端面磨損程度最為嚴重,這可能是因為工況的瞬時交變下SSiC-M106K摩擦副接觸狀態隨之不斷發生變化,浸漬石墨部分受高溫碳化形成游離磨粒并存儲在摩擦副表面,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,犁溝數量顯著增加,且轉速對端面接觸狀態的影響較介質壓力的影響更大,交變周期相同時,隨著轉速振幅的增加,動環端面的磨損程度顯著增加.此外,試驗后部分靜環表面出現多道環形黑色印記,這可能是因為石墨部分碳化脫落形成的游離微粒,在較高的端面比壓作用下轉移到碳化硅靜環表面,形成黑色環帶.由此可知,交變工況對深潛器用機械密封端面的磨損影響不可忽視.

圖16 試驗后動環端面形貌Fig.16 Morphology of end face of rotating ring after test

由于在不同工況下動環內徑處磨損較為明顯,故取動環端面靠近內徑處3 mm寬度測定其在不同工況試驗后的粗糙度數據,如圖17所示.其中,圖17(a)為不同振幅的交變介質壓力和交變轉速工況下動環端面內徑處粗糙度,圖17(b)為不同周期的交變介質壓力和交變轉速工況下動環端面內徑處粗糙度.結合上述動環端面內徑處形貌圖分析可知:交變介質壓力和交變轉速工況試驗后動環端面內徑處磨損程度與交變參數的振幅呈正相關.振幅增大,磨損加劇,導致試驗后石墨環端面粗糙度增大.相較于穩定工況下動環端面粗糙度,振幅為0.1、0.2、0.3時,交變介質壓力工況下動環端面粗糙度分別增加37.8%、56.8%、113.5%,交變轉速工況下動環端面粗糙度分別增加97.3%、147.3%、286.5%,不同交變周期對端面磨損程度的影響未見明顯差異.振幅相同,交變周期為16、32和48 s時,交變介質壓力工況下動環端面粗糙度最高增加147.3%,交變轉速工況下動環端面粗糙度最高增加223.0%.由此可知,深海推進器在工況復雜多變條件下運行時,密封端面易發生過度磨損,大大縮短了機械密封的使用壽命,且轉速的瞬時變化更易加劇密封端面的磨損程度.

圖17 動環端面內徑處粗糙度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不斷變化及端面溫度不斷波動,浸呋喃樹脂石墨在摩擦過程中易發生顆粒掉落或孔隙邊緣刮擦,導致動環端面產生犁溝和凹坑而發生破壞,且摩擦副間存在的磨屑不利于潤滑液膜的形成.當工況條件惡劣時,在周期性交變工況的作用下密封端面磨損程度加劇,極大降低了機械密封的密封性能,因此,應密切關注深海環境下復雜惡劣工況對機械密封產生的不良影響.

4 結論

通過對交變工況下深海涉水裝備用機械密封進行端面溫升和磨損特性的研究,可以得出以下結論:

(1) 對于穩定工況和交變工況,密封端面溫度上升的整體趨勢相同, 最高溫度區域發生在密封端面靠近內徑處;交變工況下密封端面溫度隨工況參數的變化呈波動上升趨勢,表現出明顯的交變瞬態特性;端面溫度波動的幅值與工況參數的振幅呈正相關關系,相較于穩定工況,數值計算中交變轉速工況下端面平均溫度最大偏移16.06%,遠高于交變介質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,密封環端面溫度波動的頻率越快,交變轉速工況下端面平均溫度最大偏移7.76%,亦高于交變介質壓力工況下端面平均溫度最大偏移量.數值模擬和試驗結果均表明轉速的瞬時變化易對深海推進器機械密封的端面摩擦狀態產生較大影響.

(2) 在穩定工況下,M106K動環端面磨損程度較輕;在交變工況下,動環端面出現大量凹坑和深淺不一且密集分布的犁溝,端面內徑區域粗糙度變大,磨損程度較為嚴重,相較于穩定工況,交變轉速工況下端面粗糙度最高增大286.5%,交變介質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器機械密封更易發生不可修復的損傷,設計時需根據深海復雜多變的工況對機械密封進行合理結構優化(如表面涂層技術)以避免密封端面過早失效.