中高溫密封端面軸向變形及液膜汽化特性研究*

陳匯龍 陸俊成 侯 婉 程 謙 陳英健 衛(wèi)澤鵬 付燕霞

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

隨著機(jī)械密封應(yīng)用向高參數(shù)領(lǐng)域的拓展，如何確保和提升密封性能、延長(zhǎng)密封使用壽命已成為密封研究領(lǐng)域亟待深入探索的課題。其中，高溫導(dǎo)致的密封端面熱力變形和潤(rùn)滑膜汽化極易造成端面潤(rùn)滑膜失穩(wěn)、失效[1]，高溫介質(zhì)對(duì)液體動(dòng)壓型機(jī)械密封性能的影響已是必須面對(duì)的難題。

針對(duì)高溫液體動(dòng)壓型機(jī)械密封熱力變形對(duì)潤(rùn)滑膜特性影響的問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外有諸多專家學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)研究。TOURNERIE等[2]認(rèn)為這是一類熱流體動(dòng)力學(xué)(THD)和熱彈性動(dòng)力學(xué)(TEHD)問(wèn)題，并成功地模擬了不同參數(shù)下的機(jī)械密封間隙潤(rùn)滑膜形狀和不同密封環(huán)材料時(shí)潤(rùn)滑膜和密封環(huán)的溫度分布。BRUNETIéRE等[3]通過(guò)數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)的對(duì)比分析得到了影響密封性能的相關(guān)參數(shù)，并認(rèn)為介質(zhì)溫度是重要影響參數(shù)。THOMAS等[4]基于熱彈性動(dòng)力學(xué)理論對(duì)干氣密封進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，研究表明高溫氣膜與密封環(huán)之間的熱傳遞使密封環(huán)發(fā)生變形，最終導(dǎo)致密封間隙出現(xiàn)可觀的變化。LUAN和KHONSARI[5-6]對(duì)潤(rùn)滑膜與密封環(huán)之間換熱系數(shù)的確定開(kāi)展了相關(guān)研究，發(fā)現(xiàn)選用合適的槽型參數(shù)可顯著提升潤(rùn)滑膜與密封環(huán)之間的換熱系數(shù)。LI[7]深入探究了密封環(huán)變形對(duì)于密封性能的影響規(guī)律，研究認(rèn)為密封環(huán)的熱變形與密封環(huán)材料有關(guān)，凸?fàn)钭冃伟l(fā)生在密封環(huán)內(nèi)徑側(cè)附近，且正好是密封端面高溫區(qū)域。BANERJEE[8]研究認(rèn)為密封環(huán)的微尺度變形可分為兩種，即準(zhǔn)靜態(tài)工況下的變形和非準(zhǔn)靜態(tài)工況下的變形。DOUST和PARMAR[9]的實(shí)驗(yàn)研究表明,密封環(huán)的熱變形會(huì)導(dǎo)致潤(rùn)滑膜的受力不平衡，會(huì)增大開(kāi)啟力、造成更大的泄漏和潤(rùn)滑膜動(dòng)力特性的改變。

轉(zhuǎn)觀國(guó)內(nèi)，李珂等人[10]研究了熱變形對(duì)間隙流場(chǎng)溫度的影響，證明了導(dǎo)熱系數(shù)、軸轉(zhuǎn)速等都會(huì)對(duì)動(dòng)環(huán)熱應(yīng)力應(yīng)變分布產(chǎn)生影響。陶凱、胡瓊等人[11-12]對(duì)動(dòng)壓型機(jī)械密封進(jìn)行了熱-力-流固多場(chǎng)耦合數(shù)值計(jì)算分析，給出了變形情況下的液膜厚度方程。HUANG等[13]基于圓環(huán)變形理論提出了一種半解析式的流固強(qiáng)耦合模型，運(yùn)用動(dòng)網(wǎng)格將液膜溫度分布與機(jī)械變形、熱變形聯(lián)系起來(lái)，研究發(fā)現(xiàn)力變形與熱變形方向相反，在常溫常壓工況下力變形的影響勝過(guò)熱變形，同時(shí)隨著介質(zhì)溫度、壓差和轉(zhuǎn)速的增大潤(rùn)滑膜溫度上升。路圣盛[14]研究得到了密封環(huán)端面變形及應(yīng)力較大的區(qū)域集中于槽區(qū)的結(jié)論。

針對(duì)高溫密封介質(zhì)下的潤(rùn)滑膜汽化特性問(wèn)題，ORCUTT[15]以透明動(dòng)環(huán)和石墨靜環(huán)作為研究對(duì)象，采用實(shí)驗(yàn)的方法直接觀察液膜狀態(tài)，并用紅外高溫計(jì)測(cè)量液膜溫度，分析得到動(dòng)環(huán)扭矩和泄漏量會(huì)隨液相邊界的變化而變化，汽化有助于限制液膜溫升和減小摩擦扭矩。目前，學(xué)界把汽化問(wèn)題分為2種，即泄漏量較小情況下的區(qū)域汽化和汽相分?jǐn)?shù)可由0逐漸變?yōu)?的考慮連續(xù)沸騰模型的汽化[16]，后者更為準(zhǔn)確也更復(fù)雜。LEBECK[17]對(duì)端面換熱系數(shù)分布進(jìn)行了模擬，更加準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)了溫度分布。劉歡歡[18]采用了第一種汽化模型模擬計(jì)算了潤(rùn)滑膜的汽化半徑。蔡紀(jì)寧等[19]研究得到了密封介質(zhì)溫度、壓力、軸轉(zhuǎn)速及載荷系數(shù)對(duì)液膜相變半徑的影響規(guī)律。郝木明等[20]研究得出液相介質(zhì)能增強(qiáng)流體動(dòng)壓效應(yīng)、增大氣相介質(zhì)流動(dòng)阻力、降低泵送量的結(jié)論。曹恒超等[21]研究發(fā)現(xiàn)汽化發(fā)生后密封相比全液膜時(shí)密封性能有所下降。陳匯龍等[22]基于連續(xù)沸騰模型，建立了基于黏溫效應(yīng)、飽和汽化溫度與壓力對(duì)應(yīng)關(guān)系和流體內(nèi)摩擦效應(yīng)的計(jì)算模型，研究了潤(rùn)滑膜汽化特性隨工況參數(shù)的變化規(guī)律及其對(duì)密封潤(rùn)滑性能的影響。

綜上可見(jiàn)，端面變形與液膜汽化是中高溫液體動(dòng)壓型機(jī)械密封的兩大密切相關(guān)的問(wèn)題，同時(shí)考慮端面變形與液膜汽化是深入開(kāi)展密封端面潤(rùn)滑機(jī)制研究的應(yīng)有前提，目前這方面的研究還很欠缺。本文作者擬基于Ansys Workbentch平臺(tái)，在利用System coupling模塊實(shí)現(xiàn)密封環(huán)與潤(rùn)滑膜流場(chǎng)間數(shù)據(jù)交換的基礎(chǔ)上，研究介質(zhì)溫度對(duì)液體動(dòng)壓型機(jī)械密封端面軸向變形及液膜汽化特性的影響規(guī)律。

1 計(jì)算模型的建立

1.1 物理模型

文中研究對(duì)象為中高溫內(nèi)流式平衡型螺旋淺槽液體機(jī)械密封，動(dòng)環(huán)材料為碳化硅，靜環(huán)材料為碳石墨，在動(dòng)環(huán)端面進(jìn)行螺旋槽造型。密封主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1，密封環(huán)及螺旋槽結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。設(shè)螺旋角為θ(°)、 螺旋線展開(kāi)角為φ(°)、 螺旋槽內(nèi)半徑為r0(mm)，則螺旋槽型線方程為r=r0eφtanθ。

表1 密封主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Geometrical parameters

圖1 動(dòng)靜環(huán)結(jié)構(gòu)示意

1.2 數(shù)學(xué)模型

考慮到密封實(shí)際運(yùn)行的復(fù)雜性，為簡(jiǎn)化計(jì)算，作如下假設(shè)：(1)溫度變化時(shí)，流體的導(dǎo)熱系數(shù)不變，密封環(huán)材料的物性參數(shù)值不變；(2)暫不考慮密封環(huán)的徑向跳動(dòng)、軸向竄動(dòng)及撓動(dòng)；(3)忽略潤(rùn)滑膜重力、熱輻射的影響；(4)暫不考慮密封面粗糙度、相間滑移和流固界面間滑移。

1.2.1 汽化模型

在密封間隙液膜汽化過(guò)程中，汽、液兩相之間存在質(zhì)量的輸運(yùn)，依據(jù)VOF模型可知其輸運(yùn)方程為

(1)

式中:α代表汽相體積分?jǐn)?shù)；Re和Rc分別表示相變中的蒸發(fā)項(xiàng)和冷凝項(xiàng)。

密封液膜汽化過(guò)程主要由溫度控制，當(dāng)液相介質(zhì)溫度Tl>Tsat時(shí)，

(2)

當(dāng)汽泡相介質(zhì)溫度Tv

(3)

式中:C表示蒸發(fā)冷凝系數(shù)，按式(4)計(jì)算[23]；Tsat為當(dāng)?shù)仫柡推瘻囟?，K。

(4)

式中：β表示適應(yīng)系數(shù)，在平衡條件下近似為1；db表示汽泡直徑，m；M表示摩爾質(zhì)量，kg/mol；L表示汽化潛熱，J/kg；R表示氣體常數(shù)。

1.2.2 端面變形計(jì)算模型

密封動(dòng)、靜環(huán)固體域均為各向同性材料，其變形量u由如下變形方程計(jì)算：

(5)

式中：ε表示應(yīng)變張量，滿足計(jì)算控制體熱彈性散度方程：

(6)

式中:E表示彈性模量，GPa；tr( )為矩陣的跡；a表示固體材料熱擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；ν表示固體材料泊松比；T表示溫度，K。

由式(5)和式(6)即可依據(jù)動(dòng)、靜環(huán)控制體溫度Tr、Ts分別求取密封端面的變形量u。在文中軸向變形計(jì)算中，將沿縮小密封間隙方向的變形設(shè)為正變形，反之為負(fù)變形。

1.2.3 密封間隙計(jì)算

為了獲得密封端面變形后的密封間隙結(jié)構(gòu)，文中采用動(dòng)網(wǎng)格(Dynamic mesh)技術(shù)，通過(guò)UDF編程實(shí)現(xiàn)動(dòng)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)位移傳輸，其技術(shù)路線如圖2所示。

圖2 密封間隙計(jì)算流程Fig.2 Calculation procedure of seal clearance

流程說(shuō)明如下：(1)將流體域求解得到的流固交界面壓力和溫度由System coupling傳輸至環(huán)固體域；(2)通過(guò)固體域求解獲得端面變形量；(3)依據(jù)端面變形量由UDF計(jì)算得到潤(rùn)滑膜網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)位移量uf，并更新潤(rùn)滑膜網(wǎng)格重新求解流體域；(4)當(dāng)流固交界面網(wǎng)格上的應(yīng)力相等時(shí)即視為計(jì)算收斂。因考慮到研究的復(fù)雜性，文中暫不考慮密封端面變形導(dǎo)致動(dòng)、靜環(huán)局部固體摩擦問(wèn)題，故將變形后的最小間隙設(shè)置為1 μm，該問(wèn)題有待后續(xù)研究。

2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性及模型驗(yàn)證

2.1 熱力邊界條件及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

如圖3所示為間隙潤(rùn)滑膜三維造型(對(duì)微米級(jí)膜厚進(jìn)行了放大表示，以便觀察)及邊界條件設(shè)置示意圖。圖中外徑側(cè)A、內(nèi)徑側(cè)C分別設(shè)為壓力進(jìn)口、出口，其值分別為介質(zhì)壓力p、大氣壓(pa=0.1 MPa)。與靜環(huán)端面交界的潤(rùn)滑膜表面設(shè)為靜止壁面，與動(dòng)環(huán)端面、螺旋槽底面及側(cè)面交界的潤(rùn)滑膜表面設(shè)為旋轉(zhuǎn)壁面。圖4所示為動(dòng)、靜環(huán)邊界條件設(shè)置示意圖，圖中除動(dòng)環(huán)背側(cè)aj為動(dòng)約束和靜環(huán)背側(cè)pq為靜約束外，動(dòng)、靜環(huán)其余邊界均為對(duì)流換熱邊界。

圖3 潤(rùn)滑膜邊界設(shè)置示意Fig.3 Boundary conditions of lubrication film

圖4 動(dòng)靜環(huán)邊界設(shè)置示意Fig.4 Boundary conditions of moving and static rings

分別對(duì)密封環(huán)和潤(rùn)滑膜進(jìn)行網(wǎng)格劃分，針對(duì)不同網(wǎng)格方案，在介質(zhì)溫度403 K、介質(zhì)壓力0.5 MPa和轉(zhuǎn)速4 000 r/min工況下模擬計(jì)算得到動(dòng)、靜環(huán)端面最大變形量和潤(rùn)滑膜開(kāi)啟力隨網(wǎng)格數(shù)的變化規(guī)律，計(jì)算結(jié)果如圖5、圖6所示。由圖5可以看出，網(wǎng)格數(shù)分別達(dá)到70萬(wàn)、21萬(wàn)后動(dòng)環(huán)、靜環(huán)端面最大變形量趨于穩(wěn)定；由圖6可以看出，網(wǎng)格數(shù)達(dá)到160萬(wàn)后潤(rùn)滑膜開(kāi)啟力趨于穩(wěn)定。故選取動(dòng)環(huán)、靜環(huán)和潤(rùn)滑膜的網(wǎng)格數(shù)分別為70萬(wàn)、21萬(wàn)和170萬(wàn)進(jìn)行計(jì)算。

圖5 動(dòng)靜環(huán)端面最大變形量隨網(wǎng)格數(shù)變化規(guī)律Fig.5 Maximum end face deformation ofmoving and static rings vs nodes

圖6 開(kāi)啟力隨網(wǎng)格數(shù)變化規(guī)律Fig.6 Opening force vs nodes

2.2 模型有效性驗(yàn)證

采用文中建立的計(jì)算模型對(duì)文獻(xiàn)[24]中動(dòng)壓型機(jī)械密封(槽深10 μm)液膜厚度進(jìn)行計(jì)算，得到膜厚隨半徑變化的規(guī)律，并與文獻(xiàn)[24]計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)圖8?？梢?jiàn)，文中模型的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[24]的計(jì)算結(jié)果基本吻合，表明所建立的計(jì)算模型是可靠的。

圖7 膜厚隨半徑變化的模擬結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of simulation resultsof film thickness vs radius

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 端面軸向變形狀態(tài)分析

圖8、圖9所示為介質(zhì)溫度403 K、轉(zhuǎn)速4 000 r/min、介質(zhì)壓力0.5 MPa時(shí)，動(dòng)、靜環(huán)端面軸向變形的熱流固耦合計(jì)算結(jié)果。由圖8可知，在螺旋槽迎風(fēng)側(cè)堰區(qū)的內(nèi)徑側(cè)附近出現(xiàn)最大變形量，而在螺旋槽背風(fēng)側(cè)的中部出現(xiàn)最小變形量?？傮w上看，動(dòng)環(huán)端面壩區(qū)的軸向變形量比槽堰區(qū)小，槽堰區(qū)的變形量呈現(xiàn)周向波浪式變化，波動(dòng)周期與螺旋槽周期基本對(duì)應(yīng)但又不完全一致，出現(xiàn)了3倍于螺旋槽周期的變形周期；壩區(qū)的軸向變形量呈現(xiàn)周向不變、徑向內(nèi)大外小規(guī)律。由圖9可以看出，靜環(huán)端面的軸向變形規(guī)律與動(dòng)環(huán)類似，即外徑側(cè)小于內(nèi)徑側(cè)、內(nèi)徑側(cè)呈與螺旋槽同周期的波浪式分布規(guī)律。

圖8 動(dòng)環(huán)端面變形云圖Fig.8 Maximum end face deformation of moving ring

圖9 靜環(huán)端面變形云圖Fig.9 Maximum end face deformation of static ring

計(jì)算得知，動(dòng)、靜環(huán)的最大軸向變形量分別達(dá)到2.98、4.69 μm，總變形量已超出3 μm的初始潤(rùn)滑膜厚度，說(shuō)明潤(rùn)滑膜形狀和厚度已因密封端面軸向變形而發(fā)生改變，潤(rùn)滑膜流場(chǎng)特性也將因此而產(chǎn)生明顯變化。文中計(jì)算因暫不考慮動(dòng)、靜環(huán)的固體接觸問(wèn)題，故所得計(jì)算結(jié)果為端面變形后至少能保持最低非接觸狀態(tài)的數(shù)據(jù)。

對(duì)于槽堰區(qū)軸向變形呈3倍螺旋槽周期的變形周期(即對(duì)應(yīng)90°扇形潤(rùn)滑膜區(qū))問(wèn)題，選取潤(rùn)滑膜一個(gè)變形周期的變形情況加以觀察。在介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min，介質(zhì)溫度分別為373、403、423 K時(shí)變形周期內(nèi)的動(dòng)、靜環(huán)端面內(nèi)徑側(cè)軸向變形量分布如圖10所示。

圖10 動(dòng)靜環(huán)端面內(nèi)徑側(cè)單周期內(nèi)軸向變形量隨介質(zhì)溫度變化Fig.10 Axial deformation distribution of moving andstatic rings end face under different mediumtemperatures in one single period

由圖10可見(jiàn)，動(dòng)、靜環(huán)內(nèi)徑側(cè)的軸向變形量整體隨介質(zhì)溫度升高而增大；動(dòng)環(huán)變形在連續(xù)的3個(gè)螺旋槽周期中呈現(xiàn)了較明顯的差異性，這可能與螺旋槽結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及液相汽化不穩(wěn)定性有關(guān)，有待進(jìn)一步研究；介質(zhì)溫度升高時(shí)，動(dòng)環(huán)變形的周向波動(dòng)規(guī)律發(fā)生了變化，最大、最小變形位置也發(fā)生了改變，但規(guī)律性不明顯；介質(zhì)溫度升高時(shí)，靜環(huán)變形的周向波動(dòng)幅度明顯增強(qiáng)。

3.2 膜壓受端面軸向變形的影響

圖11所示是介質(zhì)溫度403 K、介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min時(shí)考慮與不考慮變形情況下的潤(rùn)滑膜壓力分布云圖?？梢?jiàn)，膜壓的整體分布特征受端面軸向變形的影響較小，端面軸向變形的影響主要是使壩區(qū)膜壓總體有所升高，外槽根高壓區(qū)略有增大。其主要原因是：槽堰區(qū)周向波浪式變形導(dǎo)致的間隙收斂部位正好處于螺旋槽槽區(qū)迎風(fēng)側(cè)，加強(qiáng)了螺旋槽的動(dòng)壓效應(yīng)；同時(shí)，端面變形后的徑向間隙呈內(nèi)窄外寬形狀，有利于徑向產(chǎn)生微弱的動(dòng)壓效應(yīng)和增強(qiáng)介質(zhì)壓力對(duì)壩區(qū)潤(rùn)滑膜的影響，使壩區(qū)膜壓增大。可見(jiàn)，適度溫升導(dǎo)致的端面軸向變形對(duì)提升膜壓是有利的。

圖11 考慮和不考慮變形下的潤(rùn)滑膜壓力分布云圖Fig.11 Film pressure contour with deformationconcerned(a) and deformation ignored(b)

3.3 膜溫受端面軸向變形的影響

圖12所示為介質(zhì)溫度403 K、介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min時(shí)考慮與不考慮變形情況下的潤(rùn)滑膜溫度云圖?？梢?jiàn)，整體膜溫呈內(nèi)徑側(cè)低并向外徑側(cè)逐步升高的趨勢(shì)，槽區(qū)背風(fēng)側(cè)內(nèi)槽根附近出現(xiàn)低溫區(qū)，這是對(duì)低溫介質(zhì)泵送作用引起的?？紤]端面軸向變形后，槽內(nèi)高壓區(qū)和密封壩區(qū)的膜溫升高，內(nèi)槽根低溫區(qū)略有收縮。其原因主要是：端面軸向變形導(dǎo)致密封徑向間隙呈內(nèi)小外大形狀，使高溫介質(zhì)的溫度對(duì)膜溫的影響增強(qiáng)，特別是對(duì)壩區(qū)影響更明顯；此外，槽堰區(qū)的波浪式變形對(duì)潤(rùn)滑介質(zhì)產(chǎn)生攪拌作用也會(huì)成為溫升的原因之一。文中工況下計(jì)算得到，考慮端面軸向變形時(shí)平均膜溫比不考慮變形時(shí)高20 K左右?？梢?jiàn)，膜溫受端面軸向變形的影響較大。

圖12 考慮和不考慮變形下潤(rùn)滑膜溫度分布云圖Fig.12 Film temperature contour with deformationconcerned(a) and deformation ignored(b)

3.4 液膜汽化受端面軸向變形的影響

圖13所示為介質(zhì)溫度403 K、介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min時(shí)考慮與不考慮變形情況下的潤(rùn)滑膜平均汽相體積分?jǐn)?shù)分布云圖。

圖13 考慮和不考慮變形下潤(rùn)滑膜汽相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.13 Vapor fraction contour with deformationconcerned(a) and deformation ignored(b)

由圖13可見(jiàn)，總體上壩區(qū)的汽化程度明顯低于槽堰區(qū)，這表明壩區(qū)的汽化受到了較高膜壓的抑制；堰區(qū)的低膜壓對(duì)汽化的抑制作用弱，且在堰區(qū)溫度較低的情況下仍呈現(xiàn)較高的汽化程度，特別是堰區(qū)的螺旋槽背風(fēng)側(cè)附近因負(fù)壓而成為高汽化區(qū)；槽區(qū)受低溫介質(zhì)泵送流降溫及外槽根高壓區(qū)的影響，整體汽化程度略低于堰區(qū)且內(nèi)槽根出現(xiàn)局部低汽化區(qū)，但整體汽化程度仍高于壩區(qū)；槽堰區(qū)的平均汽相體積分?jǐn)?shù)分布呈現(xiàn)出與軸向變形周期相同的周期性變化；考慮端面軸向變形時(shí)，槽堰區(qū)潤(rùn)滑膜的汽化程度高于不考慮變形的情況，特別是堰區(qū)更明顯，計(jì)算得知，未考慮變形和考慮變形時(shí)的螺旋槽背風(fēng)側(cè)堰區(qū)平均汽相體積分?jǐn)?shù)分別為0.55和0.68。其原因是：槽堰區(qū)周向波浪式變形導(dǎo)致的間隙擴(kuò)散部位正好處于螺旋槽背風(fēng)側(cè)堰區(qū)，促進(jìn)了局部汽化程度的升高。

3.5 液膜汽化特性受介質(zhì)溫度的影響

介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min，介質(zhì)溫度為373、423 K時(shí)基于密封端面變形的潤(rùn)滑膜溫度分布云圖如圖14所示?？梢?jiàn)，膜溫總體上隨介質(zhì)溫度的升高而明顯升高，這說(shuō)明潤(rùn)滑膜溫升受到介質(zhì)溫度升高的直接影響以及密封間隙增大導(dǎo)致介質(zhì)溫度對(duì)膜溫影響的加劇。

圖14 不同介質(zhì)溫度下潤(rùn)滑膜溫度分布Fig.14 Distribution of lubrication film temperature under differentmedium temperatures:(a)373 K;(b)423 K

介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min，介質(zhì)溫度為373、423 K時(shí)基于密封端面變形的膜壓分布云圖如圖15所示。從圖15和圖11(a)可以看出，介質(zhì)溫度升高，壩區(qū)高壓區(qū)呈收縮趨勢(shì)，槽背風(fēng)側(cè)至內(nèi)槽根的低壓區(qū)增大。

圖15 不同介質(zhì)溫度下潤(rùn)滑膜壓力分布Fig.15 Distribution of lubrication film pressure under differentmedium temperatures:(a)373 K;(b)423 K

轉(zhuǎn)速4 000 r/min、介質(zhì)壓力分別為0.5和1.0 MPa時(shí)，潤(rùn)滑膜開(kāi)啟力隨介質(zhì)溫度變化的規(guī)律如圖16所示?？梢?jiàn)，隨著介質(zhì)溫度的上升，開(kāi)啟力逐漸下降；介質(zhì)壓力增大，開(kāi)啟力也增大。這說(shuō)明介質(zhì)溫度升高一方面直接導(dǎo)致潤(rùn)滑介質(zhì)黏度下降，另一方面使液膜汽化加劇，進(jìn)一步導(dǎo)致潤(rùn)滑膜汽液混合黏度、密度的下降，動(dòng)壓效應(yīng)減弱。雖然槽堰區(qū)的周向波浪式變形及徑向的內(nèi)窄外寬變形會(huì)產(chǎn)生一定的附加動(dòng)壓效應(yīng)，但是黏度的變化還是起了主要作用。介質(zhì)壓力增大時(shí)，在導(dǎo)致潤(rùn)滑膜靜壓升高的同時(shí)，對(duì)液膜汽化會(huì)產(chǎn)生一定的抑制，故開(kāi)啟力明顯增大。

圖16 介質(zhì)溫度對(duì)開(kāi)啟力的影響Fig.16 Effect of medium temperature on opening force

介質(zhì)壓力0.5 MPa、轉(zhuǎn)速4 000 r/min，介質(zhì)溫度為373、423 K時(shí)潤(rùn)滑膜平均汽相體積分?jǐn)?shù)分布云圖如圖17所示。由圖17和圖13(a)可以看出，密封壩區(qū)的汽化程度很低且介質(zhì)溫度升高時(shí)壩區(qū)汽化程度基本不變，槽堰區(qū)的汽化程度則隨介質(zhì)溫度升高而呈逐步升高的變化，特別是堰區(qū)的汽相體積分?jǐn)?shù)的提升更明顯。這說(shuō)明螺旋槽背風(fēng)側(cè)堰區(qū)局部處于膜壓相對(duì)較低但膜溫相對(duì)較高的狀態(tài);同時(shí)，隨著介質(zhì)溫度的升高，位于螺旋槽背風(fēng)側(cè)堰區(qū)的周向擴(kuò)散變形加大，局部膜壓加劇下降，這些因素使其成為易汽化、易受介質(zhì)溫度變化影響的區(qū)域。

圖18所示是介質(zhì)壓力為0.5 MPa，轉(zhuǎn)速為2 000、4 000和5 000 r/min時(shí)潤(rùn)滑膜平均汽相體積分?jǐn)?shù)隨介質(zhì)溫度的變化規(guī)律?？梢?jiàn)，潤(rùn)滑膜平均汽相體積分?jǐn)?shù)隨介質(zhì)溫度的升高而增大，且當(dāng)介質(zhì)溫度達(dá)到393 K以上時(shí)，汽化程度隨介質(zhì)溫度升高而提升的速率明顯加大；轉(zhuǎn)速增大，潤(rùn)滑膜整體汽化程度有所下降，特別是5 000 r/min時(shí)汽化程度下降較明顯。這些現(xiàn)象表明，介質(zhì)溫度對(duì)潤(rùn)滑膜汽化的影響顯著，同時(shí)存在汽化突增對(duì)應(yīng)的介質(zhì)溫度。汽化突增點(diǎn)的出現(xiàn)，可能是潤(rùn)滑膜黏度、密度變化和槽堰區(qū)周向波浪式變形的綜合效應(yīng)。轉(zhuǎn)速增大使螺旋槽泵送效應(yīng)和動(dòng)壓效應(yīng)增強(qiáng)，膜壓提升，對(duì)汽化的抑制作用增強(qiáng)，但汽化突增對(duì)應(yīng)的介質(zhì)溫度基本不變。

圖17 不同介質(zhì)溫度下汽相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.17 Distribution of lubrication film temperature under differentmedium temperatures:(a)373 K;(b)423 K

圖18 介質(zhì)溫度對(duì)平均汽相體積分?jǐn)?shù)的影響Fig.18 Effect of medium temperature on average vapor fraction

4 結(jié)論

在所研究的參數(shù)值范圍內(nèi)，通過(guò)模擬分析不同介質(zhì)溫度下的動(dòng)、靜環(huán)端面軸向變形及潤(rùn)滑膜汽化特性，得到如下結(jié)論：

(1)動(dòng)環(huán)端面軸向變形的最大變形量位于螺旋槽迎風(fēng)側(cè)堰區(qū)內(nèi)徑側(cè)附近，最小變形量位于螺旋槽背風(fēng)側(cè)中部，壩區(qū)的變形量比槽堰區(qū)小，槽堰區(qū)的變形量呈現(xiàn)周向波浪式變化；靜環(huán)端面的軸向變形規(guī)律與動(dòng)環(huán)類似。

(2)由于槽堰區(qū)周向波浪式變形的收斂間隙位于槽區(qū)迎風(fēng)側(cè)，以及密封徑向間隙呈內(nèi)窄外寬變形，使壩區(qū)膜壓總體有所升高，外槽根高壓區(qū)略有增大；端面變形使槽內(nèi)高壓區(qū)和密封壩區(qū)的膜溫升高，內(nèi)槽根低溫區(qū)略有收縮；由于槽堰區(qū)周向波浪式變形的擴(kuò)散間隙位于螺旋槽背風(fēng)側(cè)堰區(qū)，與該處擴(kuò)散槽側(cè)產(chǎn)生疊加效應(yīng)，導(dǎo)致堰區(qū)液膜汽化程度明顯提高而成為高汽化區(qū)；槽區(qū)內(nèi)槽根出現(xiàn)局部低汽化區(qū)。在所計(jì)算工況下，考慮端面變形時(shí)平均膜溫提升20 K左右，平均汽相體積分?jǐn)?shù)提升0.13。

(3)介質(zhì)溫度升高時(shí)，膜溫總體明顯升高，壩區(qū)高壓區(qū)呈收縮趨勢(shì)，槽背風(fēng)側(cè)至內(nèi)槽根的低壓區(qū)增大，潤(rùn)滑膜開(kāi)啟力逐漸下降，密封壩區(qū)在高膜壓的抑制下保持很低的汽化程度，槽堰區(qū)的汽化程度則逐步提高，特別是堰區(qū)的平均汽相體積分?jǐn)?shù)提升更明顯。

(4)從整體上看，潤(rùn)滑膜平均汽相體積分?jǐn)?shù)隨介質(zhì)溫度的升高而顯著增大，且當(dāng)介質(zhì)溫度達(dá)到393 K后，汽化程度的提升速率明顯加大，即存在汽化突增的介質(zhì)溫度值；轉(zhuǎn)速增大，螺旋槽泵送效應(yīng)和動(dòng)壓效應(yīng)增強(qiáng)，對(duì)汽化的抑制作用增強(qiáng)，潤(rùn)滑膜整體汽化程度下降，特別是達(dá)到5 000 r/min時(shí)下降較明顯，但汽化突增的介質(zhì)溫度值基本不變。