空化熱效應(yīng)對(duì)上游泵送機(jī)械密封潤(rùn)滑性能的影響

陳匯龍，王彬，任坤騰，李同，趙斌娟

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空化熱效應(yīng)對(duì)上游泵送機(jī)械密封潤(rùn)滑性能的影響

陳匯龍，王彬，任坤騰，李同，趙斌娟

（江蘇大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江 212013）

機(jī)械密封端面空化現(xiàn)象是影響機(jī)械密封潤(rùn)滑性能的重要因素。采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法，基于Antoine公式，建立了考慮空化熱效應(yīng)的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模型，并與常用的僅考慮端面液膜粘溫效應(yīng)的模型進(jìn)行對(duì)比，分析了空化熱效應(yīng)對(duì)密封性能的影響。結(jié)果表明：在低轉(zhuǎn)速下，空化熱效應(yīng)的影響可以忽略，但在高轉(zhuǎn)速下空化熱效應(yīng)使上游泵送機(jī)械密封的高壓區(qū)形成能力減弱，泵送量降低，開啟力降低；在高轉(zhuǎn)速工作條件下分析密封失效機(jī)理時(shí)，除了考慮黏溫效應(yīng)之外，還要考慮空化熱效應(yīng)的影響；空化熱效應(yīng)使螺旋槽槽區(qū)局部溫度比僅考慮黏溫特性時(shí)稍高；考慮空化熱效應(yīng)時(shí)，動(dòng)環(huán)端面空化發(fā)生程度最嚴(yán)重，由動(dòng)環(huán)端面沿膜厚方向至靜環(huán)槽底，空化區(qū)域越來越小，槽底空化區(qū)域最小，此規(guī)律與僅考慮黏溫關(guān)系時(shí)相反。

機(jī)械密封；動(dòng)壓潤(rùn)滑；空化；熱力學(xué)性質(zhì)；計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)；模型；穩(wěn)定性

引 言

非接觸式液體機(jī)械密封端面間液膜的空化現(xiàn)象對(duì)液膜的承載力具有非常重要的影響，尤其在高轉(zhuǎn)速情況下，受流體變速運(yùn)動(dòng)和內(nèi)摩擦溫升的共同作用，液膜空化及其對(duì)密封性能的影響更加突出，因此深入研究這種影響的機(jī)理和規(guī)律性具有重要的理論和實(shí)際意義。

密封端面間液膜的空化問題最早是由Findley[1]提出的。Jakobsson等[2-3]提出了一種自適應(yīng)空化邊界條件來求解Reynolds方程，即JFO空化邊界條件，由于其符合質(zhì)量守恒定律，經(jīng)過Elord算法[4]的改進(jìn)，使該邊界條件應(yīng)用的可行性大大增加。在動(dòng)力潤(rùn)滑理論領(lǐng)域，求解基于雷諾方程并考慮空化問題的控制方程大多使用上述邊界條件和算法或其演化形式[5-9]。

對(duì)于液膜空化的研究，離不開液膜壓力和溫度。Pascovici等[10]認(rèn)為等黏度下得到的密封間隙溫度高于變黏度下的溫度，基于等黏度的熱流體動(dòng)力模型已不適用。Lebeck[11]認(rèn)為熱效應(yīng)對(duì)密封性能產(chǎn)生的影響和其他因素同等重要。這是由于熱效應(yīng)改變了潤(rùn)滑介質(zhì)黏度，導(dǎo)致密封環(huán)變形，以及有可能使液膜汽化，從而導(dǎo)致泄漏量增加或密封失效[12]。由于介質(zhì)黏度對(duì)溫度的敏感性，很多學(xué)者在建立密封潤(rùn)滑的熱流體動(dòng)力潤(rùn)滑模型時(shí)，考慮了黏溫關(guān)系的影響。而空化時(shí)的飽和汽化壓力同樣也對(duì)溫度非常敏感，但在運(yùn)用JFO邊界條件求解雷諾方程時(shí)，通常設(shè)定汽化壓力為大氣壓力或一定值[5-9]，尚未有研究者考慮熱效應(yīng)對(duì)飽和汽化壓力的影響問題。

本文以螺旋槽上游泵送機(jī)械密封為研究對(duì)象，以水為介質(zhì)，在考慮黏溫關(guān)系的基礎(chǔ)上，利用克勞修斯-克拉貝隆方程基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到的汽化壓力隨溫度的依變關(guān)系，即Antoine公式[13]，建立考慮空化熱效應(yīng)的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模型，研究不同轉(zhuǎn)速下空化熱效應(yīng)對(duì)密封潤(rùn)滑性能的影響。

1 計(jì)算模型

1.1 物理模型

本文研究的螺旋槽上游泵送機(jī)械密封結(jié)構(gòu)如圖1所示，靜環(huán)材料為硬質(zhì)合金，動(dòng)環(huán)材料為碳石墨。在靜環(huán)端面開設(shè)螺旋槽，槽型線為對(duì)數(shù)螺旋線，如圖2所示。由于g個(gè)螺旋槽沿周向均布，因此取1/g液膜作為計(jì)算區(qū)域，如圖3所示。本文采用笛卡兒坐標(biāo)系，設(shè)靜環(huán)端面為-平面，圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，沿膜厚指向槽底方向?yàn)檩S正方向。螺旋槽幾何參數(shù)和工況參數(shù)見表1。

圖1 密封結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 靜環(huán)端面螺旋槽結(jié)構(gòu)

圖3 液膜計(jì)算域

表1 密封面幾何參數(shù)與工況參數(shù)

1.2 控制方程及數(shù)值求解

傳統(tǒng)的雷諾方程是求解流體動(dòng)壓潤(rùn)滑問題的基本方程，但雷諾方程是由N-S方程簡(jiǎn)化推導(dǎo)而來的（如在液膜厚度方向忽略了壓力及黏度變化的影響等），由于流場(chǎng)各參數(shù)之間的相互耦合作用，有可能使流場(chǎng)流動(dòng)細(xì)節(jié)分析不能夠準(zhǔn)確把握，本文使用計(jì)算流體力學(xué)有限體積法，利用SIMPLEC算法對(duì)N-S方程、能量方程、氣體輸運(yùn)方程、Reynolds黏溫方程和Antoine公式進(jìn)行求解，主要方程如下。

1.2.1 N-S方程 液膜流場(chǎng)采用如下N-S方程計(jì)算獲得

1.2.2 氣體輸運(yùn)方程 在空化過程中，液相和氣相的質(zhì)量傳輸由如下氣體輸運(yùn)方程控制

式中，e和c分別代表空化過程中液相和氣相之間的質(zhì)量傳輸，可由描述單個(gè)氣泡生長(zhǎng)過程的Rayleigh-Plesset方程[14]推導(dǎo)得到，表述如下。

式中，v為飽和汽化壓力。上述方程表明，當(dāng)流場(chǎng)壓力小于汽化壓力時(shí)，氣泡產(chǎn)生，空化發(fā)生，反之，氣泡潰滅，空化消失。

1.2.3 能量方程

式中，S相為熱源項(xiàng)，表示液膜中由于密封環(huán)轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生的黏性摩擦熱。

1.2.4 Reynolds 黏溫方程[15]表征流體黏度隨溫度變化的關(guān)系為

1.2.5 Antoine公式 水的飽和汽化壓力和溫度的擬合曲線關(guān)系如圖4所示，由圖可見水的飽和汽化壓力對(duì)溫度非常敏感。本文利用克勞修斯-克拉貝隆方程，基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到飽和壓力隨溫度的依變關(guān)系，即Antoine公式，如式（6）所示。

由上述方程及相應(yīng)的邊界條件建立考慮空化熱效應(yīng)的計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模型。其中黏溫方程和表征空化熱效應(yīng)的Antoine公式利用Fluent中的自定義函數(shù)（UDF）功能進(jìn)行編程、編譯，并嵌入到相應(yīng)的接口。結(jié)合SIMPLEC算法，整個(gè)計(jì)算模型的求解程序如圖5所示。

圖5 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)模型求解程序

求解上述方程，需使用離散格式建立離散方程。為了保證方程求解的精度及速度，動(dòng)量方程和能量方程使用二階迎風(fēng)格式，氣體輸運(yùn)方程使用QUICK格式。

1.3 邊界條件

由于螺旋槽上游泵送機(jī)械密封端面間微尺度液膜沿端面軸對(duì)稱分布，取圖3中周期液膜為計(jì)算單元，其周期性邊界條件為

空化邊界條件為：當(dāng)壓力小于空化壓力時(shí)，空化產(chǎn)生，空化泡內(nèi)壓力為飽和汽化壓力值，空化泡壁壓力梯度為0，即

為簡(jiǎn)化計(jì)算及保證一定的計(jì)算精度，假設(shè)液膜與動(dòng)、靜環(huán)端面的對(duì)流傳熱系數(shù)一致，并采用文獻(xiàn)[16]的方法計(jì)算；忽略慣性力和熱輻射的影響，不考慮端面微變形對(duì)溫度、流場(chǎng)的影響。

1.4 對(duì)比模型

為了研究空化熱效應(yīng)對(duì)上游泵送機(jī)械密封潤(rùn)滑性能的影響，本文選取以下兩種模型進(jìn)行對(duì)比分析。模型1：只考慮黏溫效應(yīng)，即耦合Reynolds黏溫方程，為一般熱效應(yīng)分析法；模型2：考慮黏溫效應(yīng)和空化熱效應(yīng)，即耦合Reynolds黏溫方程和Antoine公式。

1.5 模型有效性檢驗(yàn)

運(yùn)用Gambit對(duì)單周期液膜進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用Pave方法生成四面形面網(wǎng)格，然后采用Cooper方法拉伸生成六面體體網(wǎng)格。為了保證模擬結(jié)果的可靠性，運(yùn)用 5種網(wǎng)格劃分方案進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并針對(duì)工況為轉(zhuǎn)速1000 r·min-1、進(jìn)口壓力0.2 MPa進(jìn)行了兩種對(duì)比模型的網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，如表2所示。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

表中為單周期液膜網(wǎng)格單元數(shù)量；1和2分別為兩模型的單周期液膜開啟力；1和2分別為前后兩次開啟力的相對(duì)誤差。隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，兩模型的開啟力趨于穩(wěn)定，當(dāng)相對(duì)誤差小于0.5%時(shí)，認(rèn)為網(wǎng)格數(shù)量的變化對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響可以忽略，因此綜合考慮數(shù)值計(jì)算精度和時(shí)間成本，選用網(wǎng)格數(shù)為479037的模型進(jìn)行計(jì)算。

李京浩[17]采用開放式的密封結(jié)構(gòu)，同時(shí)利用透明材料制作其中一密封環(huán)，實(shí)驗(yàn)觀察斜直線槽密封間隙中的水介質(zhì)流動(dòng)狀態(tài)，觀測(cè)出如圖6(a)所示的空化區(qū)域（圖中白色發(fā)亮部分）。圖6(b)為采用文獻(xiàn)[17]的參數(shù)，利用建立的空化熱效應(yīng)模型對(duì)斜直線槽機(jī)械密封進(jìn)行計(jì)算的結(jié)果。實(shí)驗(yàn)觀測(cè)和數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，空化位置和形狀特征基本一致。

圖6 空化熱效應(yīng)模型適用性驗(yàn)證

2 計(jì)算結(jié)果及討論

2.1 空化熱效應(yīng)對(duì)開啟力的影響

為便于開啟力的對(duì)比分析，定義相對(duì)開啟力增量為

式中，r為模型1的開啟力，ra為模型2的開啟力。

圖7為兩種模型的液膜開啟力隨轉(zhuǎn)速變化曲線圖。由圖7（a）可見，轉(zhuǎn)速由小增大過程中，液膜開啟力并沒有持續(xù)上升，而是存在極大值，對(duì)于本文研究對(duì)象及工況而言，極大值出現(xiàn)在轉(zhuǎn)速約為5000 r·min-1處。這一變化規(guī)律主要與液體黏溫特性有關(guān)，低轉(zhuǎn)速時(shí)，液膜內(nèi)摩擦熱量較小，黏度變化較小，流體的動(dòng)壓效應(yīng)和泵送效應(yīng)隨轉(zhuǎn)速的增強(qiáng)而增強(qiáng)，開啟力呈上升狀態(tài)；轉(zhuǎn)速超過5000 r·min-1之后，液膜內(nèi)摩擦熱量增大，溫度升高，且隨著轉(zhuǎn)速的升高而明顯升高，黏度隨之下降，削弱了動(dòng)壓效應(yīng)和泵送效應(yīng)，開啟力隨轉(zhuǎn)速逐步降低。由圖7(a)、(b)還可以看出，低轉(zhuǎn)速時(shí)，空化熱效應(yīng)并不明顯，在常規(guī)的5000 r·min-1以下，空化熱效應(yīng)與開啟力幾乎無關(guān)；轉(zhuǎn)速高于5000 r·min-1后，受空化熱效應(yīng)的影響，開啟力呈現(xiàn)降低現(xiàn)象，且隨著轉(zhuǎn)速的增大開啟力的下降量增大，即值增大。這說明低轉(zhuǎn)速時(shí)，液膜空化程度低甚至未發(fā)生空化，隨轉(zhuǎn)速的提升空化不斷加劇，空化熱效應(yīng)導(dǎo)致的開啟力負(fù)增量越來越明顯。

圖7 兩模型的開啟力對(duì)比

為了深入分析產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因及空化熱效應(yīng)對(duì)密封潤(rùn)滑性能的影響機(jī)理，本文將選取3000 r·min-1和13000 r·min-1兩個(gè)轉(zhuǎn)速對(duì)兩種模型的壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)、泵送量及空化區(qū)域進(jìn)行對(duì)比分析。

2.2 空化熱效應(yīng)對(duì)壓力分布的影響

圖8為兩種模型分別在轉(zhuǎn)速為3000 r·min-1和13000 r·min-1下的液膜厚度方向不同位置（-1.5 μm，0 μm，1.5 μm，3 μm，下同）的壓力分布云圖。兩模型的高壓區(qū)域均出現(xiàn)在槽根附近，且液膜軸方向壓力分布規(guī)律基本一致。由圖8(a)、(b)可知，在轉(zhuǎn)速為3000 r·min-1時(shí)，最大壓力max分別為4.78 MPa和4.77 MPa，大小基本相等，且兩者高壓區(qū)域的大小和變化梯度也基本一致；而在轉(zhuǎn)速為13000 r·min-1時(shí)，由圖8 (c)、(d)可知，模型2的最大壓力值max4.73 MPa，而模型1的最大壓力值為max5.12 MPa，模型2槽根高壓區(qū)最大壓力值和變化梯度明顯比模型1小，導(dǎo)致模型2的液膜開啟力為707.8 N，而模型1的液膜開啟力為811.7 N，如圖7(a)所示。

圖8 轉(zhuǎn)速為分別為3000 r·min-1和13000 r·min-1時(shí)兩模型壓力分布云圖

而在低壓區(qū)域，由圖8可知，模型1在槽的周向擴(kuò)散側(cè)出現(xiàn)了明顯的局部低壓區(qū)，而模型2沒有這一現(xiàn)象。由圖8(a)、(c)可知，模型1的低壓區(qū)域增加明顯，這是由于在高轉(zhuǎn)速時(shí)，液膜流體周向速度加快，螺旋槽臺(tái)階擴(kuò)散段相應(yīng)的壓力下降區(qū)域增大。為了更好地顯示和分析低壓區(qū)的壓力分布情況，將轉(zhuǎn)速13000 r·min-1時(shí)兩模型的低壓區(qū)壓力分布進(jìn)行細(xì)化，如圖9所示。由圖可知，兩圖的低壓區(qū)域大小基本一致，但模型1由于沒有考慮空化熱效應(yīng)的影響，飽和汽化壓力為溫度293 K時(shí)的飽和汽化壓力2.3 kPa（絕對(duì)壓力）。而模型2低壓區(qū)域壓力明顯比模型1的高，而且低壓區(qū)域壓力也不再是一定值。這是由于密封轉(zhuǎn)動(dòng)生成黏性摩擦熱導(dǎo)致液膜溫度升高，產(chǎn)生空化熱效應(yīng)，水的飽和汽化壓力隨溫度的升高而明顯升高，即出現(xiàn)空化時(shí)相應(yīng)的空泡內(nèi)壓力也升高。由于兩者都考慮了空化的作用，因此飽和汽化壓力表征了液膜間隙各處溫度能出現(xiàn)的最小壓力值，從而出現(xiàn)了兩模型低壓區(qū)域分布不同的情況。

圖9 轉(zhuǎn)速為13000 r·min-1時(shí)兩模型低壓區(qū)壓力分布云圖

由上述分析可知，由于膜厚很小，壓力分布在膜厚方向基本沒有變化。雖然兩模型的低壓區(qū)壓力分布不同，模型2因考慮空化熱效應(yīng)低壓區(qū)壓力增大，但最大的壓力僅為34 kPa，對(duì)開啟力的貢獻(xiàn)很有限，主要還是槽根處高壓區(qū)的壓力分布決定液膜開啟力的大小。在高轉(zhuǎn)速情況下，由于空化熱效應(yīng)，導(dǎo)致模型2的高壓區(qū)形成能力減弱，從而使液膜的開啟力明顯減小。

2.3 空化熱效應(yīng)對(duì)泵送量的影響

由圖10可知，在低轉(zhuǎn)速時(shí)，兩模型的泵送量都隨著轉(zhuǎn)速的增加呈先上升后逐漸趨于平緩直至下降的規(guī)律，這是因?yàn)殡S著轉(zhuǎn)速的增加，液膜溫度升高，黏度降低，到達(dá)一定轉(zhuǎn)速后剪切力開始減小，泵送量減小。

圖10 兩模型在不同轉(zhuǎn)速下的泵送量

當(dāng)轉(zhuǎn)速在10005000 r·min-1之間時(shí)，兩模型的泵送量基本相等；而當(dāng)轉(zhuǎn)速繼續(xù)增加時(shí)，考慮空化熱效應(yīng)的模型2的泵送量小于模型1，且隨轉(zhuǎn)速的增大其差值越來越大；通過泵送量變化規(guī)律與開啟力的變化趨勢(shì)[圖7(a)]的比較表明，當(dāng)轉(zhuǎn)速高于5000 r·min-1后，雖然泵送量在增大，但動(dòng)壓效應(yīng)因溫度的升高和黏度的下降而減弱，開啟力呈下降趨勢(shì)；同時(shí)說明空化的熱效應(yīng)在高轉(zhuǎn)速時(shí)使泵送效應(yīng)減弱。

2.4 空化熱效應(yīng)對(duì)液膜溫度的影響

由圖 11可知，兩模型的動(dòng)環(huán)端面平均溫度都隨轉(zhuǎn)速的增加而增加，這是間隙液膜黏性耗散熱增加所致。

圖11 兩模型的動(dòng)環(huán)端面平均溫度

圖12為兩模型液膜厚度方向不同位置溫度分布云圖。由圖可知，螺旋槽區(qū)域及附近溫度低于外徑處的溫度，這是因?yàn)橐环矫媛菪蹍^(qū)域液膜厚度較大且內(nèi)徑處線速度較小，導(dǎo)致速度梯度減小，黏性耗散熱減?。涣硪环矫?，螺旋槽的泵送作用使對(duì)流傳熱增強(qiáng)，導(dǎo)致液膜溫度較低且趨向平均，這與文獻(xiàn)[18]的分析一致。兩模型各個(gè)剖面的溫度分布基本一致，模型2僅在螺旋槽槽區(qū)局部溫度比模型1稍高。

圖12 轉(zhuǎn)速為3000、13000 r·min-1時(shí)兩模型的溫度分布云圖

2.5 空化熱效應(yīng)對(duì)空化區(qū)域的影響

由圖 13可知，兩種模型動(dòng)環(huán)端面的空化泡平均體積分?jǐn)?shù)均隨著轉(zhuǎn)速的增加而增加，說明空化熱效應(yīng)并沒有改變因液膜流速增大而導(dǎo)致臺(tái)階擴(kuò)散通道壓力下降和空化產(chǎn)生的規(guī)律。同時(shí)，圖13還表明，動(dòng)環(huán)端面的空化程度與空化熱效應(yīng)有關(guān)，隨著轉(zhuǎn)速的增大，考慮空化熱效應(yīng)時(shí)的動(dòng)環(huán)端面空化程度增幅更大。

圖13 動(dòng)環(huán)端面平均氣泡體積分?jǐn)?shù)

圖14為轉(zhuǎn)速為3000 r·min-1和13000 r·min-1時(shí)液膜厚度方向不同位置的空化區(qū)域分布云圖。由圖可知，兩模型的液膜空化區(qū)域均發(fā)生在槽臺(tái)階擴(kuò)散低壓區(qū)，且隨著轉(zhuǎn)速的增大空化區(qū)域增大。但兩模型的空化程度及分布規(guī)律不同，模型1的空化程度沿軸向槽底方向逐漸加劇，而模型2正好相反，也就是模型1的槽底為空化程度最高部位，而模型2的動(dòng)環(huán)表面槽區(qū)位置為空化程度最高位置，槽底空化程度非常低。由于空化導(dǎo)致氣泡增加，混合黏度和能量耗散降低，因此，上述兩模型空化區(qū)域的不同導(dǎo)致模型2僅在螺旋槽凹槽處溫度比模型1稍高一些。由前面綜合分析已知，圖9處模型2低壓區(qū)壓力在膜厚方向上基本沒有變化，但低壓區(qū)的溫度在槽深方向上是逐漸降低的，根據(jù)飽和汽化壓力和溫度的對(duì)應(yīng)關(guān)系，溫度降低，飽和汽化壓力降低，但槽底附近的壓力大小及分布和動(dòng)環(huán)面上基本相等，導(dǎo)致壓力并沒有降低到對(duì)應(yīng)溫度的飽和汽化壓力，從而使空化區(qū)域減小。這些現(xiàn)象說明空化熱效應(yīng)對(duì)空化程度及分布有顯著的影響，其影響結(jié)果與溫度分布、壓力分布等因素密切相關(guān)。

圖 14 轉(zhuǎn)速為3000和13000 r·min-1時(shí)兩模型的空化區(qū)域分布云圖

3 結(jié) 論

（1）在低轉(zhuǎn)速下，空化熱效應(yīng)對(duì)密封性能的影響可以忽略，但在高轉(zhuǎn)速下空化熱效應(yīng)使上游泵送機(jī)械密封的高壓區(qū)形成能力減弱，泵送量降低，開啟力降低。在高轉(zhuǎn)速工作條件下分析密封失效機(jī)理時(shí)，除了考慮黏溫效應(yīng)之外，還要考慮空化熱效應(yīng)的影響。

（2）空化熱效應(yīng)對(duì)密封端面間液膜溫度分布的影響小，相比于僅考慮黏溫效應(yīng)的模型，螺旋槽槽區(qū)局部溫度稍有提升。

（3）與僅考慮黏溫效應(yīng)的模型相比，考慮空化熱效應(yīng)后，得到的空化分布和程度明顯不同。僅考慮黏溫特性時(shí)，在液膜厚度方向空化區(qū)域大小基本相等，但靜環(huán)槽底的氣泡體積分?jǐn)?shù)最大，空化程度最嚴(yán)重。而綜合考慮黏溫特性和空化熱效應(yīng)時(shí)，動(dòng)環(huán)端面空化程度最嚴(yán)重，由動(dòng)環(huán)端面沿膜厚方向至靜環(huán)槽底，空化區(qū)域越來越小，槽底空化區(qū)域最小。

符 號(hào) 說 明

cp ——水的比熱容，J·kg-1·K-1 Fcond——冷凝系數(shù) Fr——模型1的開啟力，N Fra——模型2的開啟力，N Fvap——蒸發(fā)系數(shù) F1，F(xiàn)2——分別為模型1、模型2的單周期液膜開啟力，N G——相對(duì)開啟力增量，% N——單周期液膜網(wǎng)格數(shù) n——相數(shù) Re，Rc——分別為氣泡產(chǎn)生、潰滅源項(xiàng) rB——?dú)馀莅霃?，mm T——水溫，℃ v——空泡相 vm——質(zhì)量平均速度，m·s-1 α——?dú)庀囿w積分?jǐn)?shù) αnuc——?dú)夂梭w積分?jǐn)?shù) β——黏溫系數(shù)，取0.03℃-1 δ1，δ2——分別為模型1、模型2前后兩次的開啟力相對(duì)誤差，% η——溫度T時(shí)的黏度，kg·m-1·s-1 η0——溫度T0時(shí)的黏度，kg·m-1·s-1 λ——水的熱導(dǎo)率 μm——混合黏性系數(shù) ρm——混合物密度，kg·m-3

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Influence of cavitation thermal effect on lubrication properties of upstream pumping mechanical seal

CHEN Huilong, WANG Bin, REN Kunteng, LI Tong, ZHAO Binjuan

(School of Energy and Power Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, Jiangsu, China)

Cavitation occurred at mechanical seal faces is an important factor affecting lubrication properties of the mechanical seal. A computational fluid dynamics model was established from Antoine equation with a consideration of cavitation thermal effect. The cavitation thermal effect on the sealing performance was analyzed and compared to results of commonly used model of viscosity-temperature effect of liquid film on seal faces. The results indicated that the influence of cavitation thermal effect was negligible at low rotating speed whereas weakened the capacity of forming high-pressure region in mechanical seal at high rotating speed, which reduced pumping rate and opening force. Both viscosity-temperature effect and cavitation thermal effect were needed to analyze seal failure mechanism at high rotating speed. The local temperature at the spiral groove was slightly higher from cavitation thermal effect than that from viscosity-temperature effect. With the cavitation thermal effect, degree of cavitation occurred most seriously in the rotating ring face and cavitation space became smaller with the smallest one in groove bottom from the rotating ring face to the stationary ring groove bottom, which was contrary to those by considering viscosity-temperature effect.

mechanical seal; hydrodynamic lubrication; cavitation; thermodynamic properties; computational fluid dynamics; model; stability

2016-04-08.

Prof.CHEN Huilong, huji@ujs.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20160456

TH 117.2

A

0438—1157（2016）10—4334—10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51279067）。

2016-04-08收到初稿，2016-07-12收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：陳匯龍（1961—），男，博士，教授。

supported by the National Natural Science Foundation of China (51279067).