溫度對組合型織構(gòu)油封密封性能的影響

張志祥，張付英，夏靖煒，馬駿，劉元?jiǎng)?/p>

(1.天津科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，天津 300222；2.天津市輕工與食品工程機(jī)械裝備集成設(shè)計(jì)與在線 監(jiān)控重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300222；3.天津市科技發(fā)展服務(wù)中心，天津 300000)

油封因具有阻止設(shè)備內(nèi)潤滑油外泄和防止外界污染物進(jìn)入裝置的功能和結(jié)構(gòu)簡單的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于工業(yè)領(lǐng)域。油封在動(dòng)態(tài)運(yùn)行過程中，可在密封件和軸之間產(chǎn)生幾微米厚的承載油膜，有助于減少摩擦和磨損，延長密封系統(tǒng)的使用壽命。油封的反向泵送效應(yīng)可防止?jié)櫥蛷拿芊饨佑|區(qū)域向空氣側(cè)逸出，因此通過設(shè)計(jì)宏觀或微觀的流體力學(xué)特征，也稱為泵送結(jié)構(gòu)，如肋、螺旋、織構(gòu)、渦輪模式或密封輔助裝置等，均可增強(qiáng)反向泵送效應(yīng)，提高密封效果，延長密封壽命。

目前已經(jīng)證明，在氣缸活塞環(huán)、軸承滑塊、機(jī)械密封等機(jī)械元件表面添加設(shè)計(jì)良好的表面織構(gòu)可以改善潤滑條件下的摩擦學(xué)性能[1-3]，定向紋理[4-5]如橢圓形、三角形、矩形等形狀的微凹坑等，具有顯著的控制泄漏的能力。OTTO和PATERSON[6]最先在旋轉(zhuǎn)油封中應(yīng)用表面織構(gòu)技術(shù)。HADINATA和STEPHENS[7]用數(shù)值分析方法研究了微觀織構(gòu)對唇形密封的彈性流體動(dòng)力學(xué)效應(yīng)。WARREN和STEPHENS[8]通過一系列油滴試驗(yàn)表明，帶有微三角形凹坑的軸可以減少徑向唇形密封的摩擦扭矩和泄漏。在過去的10年中，學(xué)者們深入研究了表面織構(gòu)形態(tài)對旋轉(zhuǎn)唇形密封性能的影響。JIA等[9]提出了一種靜態(tài)彈性流體動(dòng)力學(xué)模擬方法，分析了斜槽軸對泵送作用的影響，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了所提出的模型；數(shù)值和實(shí)驗(yàn)結(jié)果都表明，凹槽可以顯著提高泵送速率。基于相同的理論模型，GUO等[10]分析了接觸區(qū)的軸向位置對軸表面具有不同微凹坑紋理形狀(圓形、方形和三角形)的唇形密封性能的影響。LI等[11]對旋轉(zhuǎn)唇形密封件進(jìn)行了數(shù)值分析，將該密封件與帶有微三角形凹坑的軸接觸，獲得的反向泵送速率與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。ZHANG等[12]也對具有表面紋理的油封進(jìn)行了數(shù)值分析和計(jì)算，表明唇部表面紋理技術(shù)的應(yīng)用對油封的油膜厚度、摩擦扭矩和泵送速率有明顯影響。為了探索軸粗糙度對旋轉(zhuǎn)唇形密封性能的影響，EL GADARI等[13-14]提出了全膜潤滑下旋轉(zhuǎn)唇形密封的數(shù)值EHL模型，并考慮了軸和密封唇粗糙度的影響，結(jié)果表明，當(dāng)軸粗糙度超過唇緣粗糙度的1/2時(shí)，密封件可能會(huì)泄漏；之后，他們在軸表面添加斜槽，以提高泵送速率，并進(jìn)一步研究了紋理軸對旋轉(zhuǎn)唇形密封磨損的影響。

作者前期也研究了組合型表面微織構(gòu)對油封密封性能影響，證明了組合型織構(gòu)對油封油膜厚度以及泵吸率的提升都有顯著效果[15]。為了探究溫度對組合織構(gòu)油封的影響，本文作者通過有限元與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法研究具有表面組合型織構(gòu)的油封在接觸區(qū)域的溫度分布，以及唇口溫度變化對油封密封性能的影響。

1 油封結(jié)構(gòu)及有限元模型

1.1 油封的結(jié)構(gòu)

油封的密封系統(tǒng)由3個(gè)主要部件組成：軸、密封圈和潤滑劑，如圖 1所示。以唇尖作為分割點(diǎn)，右側(cè)為油液側(cè)，左側(cè)為空氣側(cè)。以某變速器輸入軸外伸端軸承的油封為研究對象，其型號為60 mm×80 mm×8 mm，主體材料為丁腈橡膠(NBR)，內(nèi)有金屬骨架支撐，外有緊固彈簧，過盈量為0.3 mm，油側(cè)唇角為45°，空氣側(cè)唇角為25°。

圖1 油封密封系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic of an oil seal sealing system

1.2 油封表面微觀織構(gòu)的組合設(shè)計(jì)及其參數(shù)

大部分油封的表面微觀織構(gòu)采用十字狀、線狀、三角形、正方形、圓形等單一幾何形狀。由于不同幾何形狀對油封的泵吸率、膜厚等影響程度存在差異，因此將不同織構(gòu)形狀進(jìn)行組合設(shè)計(jì)，可綜合2種不同織構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，使其在密封的潤滑特性和密封特性方面都具有積極貢獻(xiàn)。

在前期等邊三角形、正方形和圓形表面微觀織構(gòu)對油封密封性能影響研究的基礎(chǔ)上，將三角形、圓形和正方形3種微織構(gòu)的形狀進(jìn)行相互組合設(shè)計(jì)，得到如圖2所示3種新的組合型表面微觀織構(gòu)形狀。

圖2 表面織構(gòu)示意Fig.2 Schematic of surface textures：(a) texture A； (b) texture B；(c) texture C

新設(shè)計(jì)的組合型微凹織構(gòu)，均勻地加工分布在唇端兩側(cè)，如圖3所示為微觀組合型織構(gòu)的分布?？棙?gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)是以面積相近為原則，考慮到制造精度以及經(jīng)濟(jì)性，對于僅0.29 mm的接觸寬度，數(shù)十微米范圍的紋理比例是合理的，其具體參數(shù)見表1。

圖3 油封唇部微觀織構(gòu)分布Fig.3 Texture distribution of oil seal lip

表1 織構(gòu)參數(shù)單位：μm

1.3 油封的有限元模型

為獲得油封靜態(tài)接觸壓力以及徑向變形影響系數(shù)矩陣，需建立油封的有限元模型。為保證結(jié)果準(zhǔn)確度和快速求解，建立油封的有限元模型時(shí)做出如下假設(shè)：

(1)旋轉(zhuǎn)軸與油封骨架為剛性材料；

(2)油封為軸對稱模型且其運(yùn)行過程保持靜止；

(3)忽略模型運(yùn)行期間，溫度、黏彈性、材料密度隨時(shí)間變化的影響，認(rèn)為其為常數(shù)。

油封材料及建模參數(shù)如表2所示。丁腈橡膠的應(yīng)力應(yīng)變性能是通過二項(xiàng)參數(shù)的Mooney-Rivlin模型來描述，其中常數(shù)項(xiàng)C10=0.994 MPa，C01=0.236 MPa[16]。劃分網(wǎng)格時(shí)，骨架、旋轉(zhuǎn)軸以及緊固彈簧采用C3D8R，油封采用C3D10M，織構(gòu)區(qū)域單獨(dú)處理進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，以保證計(jì)算精度及結(jié)果的準(zhǔn)確性，油封的有限元模型分別如圖4和圖5所示。

表2 油封模型基本參數(shù)

圖4 油封有限元模型Fig.4 Finite element model of oil seal

圖5 油封唇口局部織構(gòu)Fig.5 Partial texture of oil seal lip

2 油封的數(shù)值計(jì)算模型

圖6所示為給定的圓周位置密封區(qū)示意圖。假設(shè)軸是完全光滑、剛性和旋轉(zhuǎn)的，而密封唇被視為粗糙、彈性和靜止的。由于膜厚度遠(yuǎn)小于密封半徑，因此使用笛卡爾坐標(biāo)系，并將坐標(biāo)系固定在軸上，以使問題穩(wěn)定。x、y分別表示圓周和軸向坐標(biāo)，為了計(jì)算反向泵送速率，假設(shè)密封件的空氣側(cè)充滿液體。建立油封的數(shù)值模型時(shí)，假設(shè)唇部是軸對稱的，且唇部表面微凸體的微變形不影響唇部的宏觀變形。

2.1 流體力學(xué)分析

流體力學(xué)由雷諾方程和質(zhì)量守恒邊界條件 (JFO 條件)控制。油封工作時(shí)，當(dāng)油膜壓力低于溶解氣體飽和蒸氣壓時(shí)，會(huì)發(fā)生空化。因此空化指數(shù)F和通用變量Φ用于說明這種影響。具有流量因子的通用平均雷諾方程為

(1)

邊界條件為：Y方向，PY=0=Psealed，PY=1=1；X方向P周期性變化，即PX=0=PX=1，所有節(jié)點(diǎn)位置P≥0。

φx=1-0.9e-0.56H，φy=1-0.9e-H/0.56

(2)

剪切流量因子φs表示微觀表面上受流體的滑動(dòng)影響，是額外流量因子，計(jì)算公式為

當(dāng)H≤5時(shí)，φs=1.899H0.98e-0.92H+0.05H2；

當(dāng)H>5時(shí)，φs=1.126e-0.25H。

2.2 接觸力學(xué)分析

當(dāng)膜厚低于表面粗糙峰高度時(shí)，密封區(qū)域必然存在粗糙峰接觸，接觸壓力效應(yīng)顯著，必須考慮。采用Greenwood-Williamson(G-W)表面接觸模型求解粗糙峰接觸壓力Pc，其計(jì)算公式為

(3)

式中：η為粗糙度密度；ξ是集成的虛擬變量；在G-W模型中，所有接觸粗糙體都被認(rèn)為是具有相同曲率半徑Rseal的球形凸體集合，其高度具有一定的統(tǒng)計(jì)分布；E′表示組合彈性模量，但由于文中將軸視為剛性，E′只是彈性體唇緣的“平面應(yīng)力模量”，其計(jì)算如式(4)所示。

(4)

式中：ν為油封唇口泊松比；E為唇口彈性模量。

φ(z)是密封唇表面粗糙峰高度分布的概率密度函數(shù)，當(dāng)密封唇表面遵循高斯分布時(shí)，由式(5)計(jì)算。

(5)

σs表示粗糙度高度的標(biāo)準(zhǔn)偏差，其與粗糙度σ之間的關(guān)系為

(6)

油封唇口的隨機(jī)粗糙表面可通過密封唇表面高度分布的概率密度函數(shù)φ(z)和自相關(guān)函數(shù)c(x，y)來描述，自相關(guān)函數(shù)表征沿表面的凹凸的橫向分布，高斯分布的自相關(guān)函數(shù)如式(7)所示。

(7)

式中：λx和λy分別表示x、y方向上的相關(guān)長度，文中取λx=13.7，λy=29.6[17]。

圖7所示為數(shù)值生成粗糙表面截面的示例。

圖7 唇口粗糙面數(shù)值模擬Fig.7 Numerical simulation of the rough surface of lip

2.3 變形力學(xué)分析

變形力學(xué)分析用于計(jì)算密封的凹凸的變形形狀，為了獲得密封件的變形，采用了影響系數(shù)法。該方法的有效性基于2個(gè)假設(shè)：(1)在整個(gè)計(jì)算過程中，密封的剛度被視為不變；(2)根據(jù)小變形理論，假設(shè)在密封區(qū)，任何位置的變形與每個(gè)位置施加的力成比例。

使用商業(yè)軟件包Abaqus，通過有限元分析獲得影響系數(shù)矩陣(I)ik以及靜態(tài)接觸壓力Psc，進(jìn)而求得潤滑區(qū)域的油膜厚度。油膜厚度由式(8)求得。

(8)

式中：Hw為紋理結(jié)構(gòu)參數(shù)，是將織構(gòu)深度及形狀尺寸編輯為100×100的矩陣形式代入油封變形公式中；Hs為靜態(tài)油膜厚度；Pt為總壓力，由式(9)求得。

Pt=Pc+Pavg

(9)

式中：Pavg為平均流體壓力。

2.4 油封唇口溫度數(shù)值模型建立

在密封處，隨著軸的轉(zhuǎn)動(dòng)，摩擦?xí)a(chǎn)生熱量。一部分熱量通過油封與軸傳導(dǎo)，另一部分被潤滑油帶走(對流)。因此，潤滑油溫度會(huì)因產(chǎn)生的熱量而升高。溫度升高會(huì)影響潤滑油的密度和黏度。特別當(dāng)潤滑油處于低溫條件時(shí)，溫度的微小上升會(huì)導(dǎo)致潤滑油黏度的顯著變化。由于潤滑油黏度對溫度變化非常敏感，因此使用基于能量方程的分析方法來計(jì)算潤滑油的溫度分布。通常，考慮油膜中的黏性耗散加熱效應(yīng)，三維穩(wěn)態(tài)能量方程可以表示為

(10)

式中：T是潤滑油溫度；U、V分別是x和y方向上的流體速度，油膜中相應(yīng)的速度根據(jù)Navier-Stokes方程計(jì)算，用有限差分法求解，此處不再贅述，可參閱文獻(xiàn)[18]；Z是徑向坐標(biāo)，參數(shù)k、βT和cp分別是潤滑油的導(dǎo)熱系數(shù)、熱膨脹率和比定壓熱容。

在式(10)中，左側(cè)表示對流與熱量傳導(dǎo)，右側(cè)分別表示黏性耗散和壓縮加熱。此外，當(dāng)膜厚過小時(shí)，應(yīng)考慮粗糙峰接觸對生熱的貢獻(xiàn)。粗糙峰接觸對生熱Qasp由式(11)計(jì)算。

(11)

式中：kasp為摩擦因數(shù)。

在方程(10)的求解過程中，油封和軸的表面溫度尤為重要。潤滑油帶走了一部分熱量，其余部分則通過邊界接觸面進(jìn)行傳熱。流向表面的熱流決定其表面溫度，進(jìn)而調(diào)節(jié)潤滑油溫度。根據(jù)YANG等[19]的研究，表面溫度可以通過如式(12)所示的油封傳熱方程、式(13)所示的油封與潤滑油界面上的熱流連續(xù)性條件、式(14)所示的潤滑油與軸界面上的相應(yīng)連續(xù)性條件和式(15)所示的軸傳熱方程獲得。

(12)

(13)

(14)

(15)

式中：ζseal為油封線速度，文中假設(shè)油封固定，速度為0；ζshaft為軸的線速度；kseal、ρseal、cseal與kshaft、ρshaft、cshaft分別代表油封與軸的導(dǎo)熱系數(shù)、密度、比熱容；Zseal、Zshaft與坐標(biāo)Z方向相同，Zseal=0位于油封表面，Zshaft=0位于軸表面。

關(guān)于Zseal、Zshaft和Z的量綱一化處理方法，可以參考文獻(xiàn)[19]。在求解能量方程時(shí)，熱邊界條件如下：油膜與空氣交界處溫度等于大氣溫度，油膜與油腔交界處溫度等于油腔溫度，油腔與空氣為定溫。油膜與油封表面交界處溫度等于油封表面溫度，與軸表面交界處溫度等于軸表面溫度。

因?yàn)闈櫥偷酿ざ群蜏囟染o密相關(guān)，所以用式(16)的黏壓-黏溫方程計(jì)算流體黏度[20]。

μ=μ0·θ·exp{(lnμ0+9.67)[-1+(1+5.1×10-9p)ψ[(T-138)/(T0-138)]-s0]}

(16)

(17)

式中：ψ、s0分別由式(18)、式(19)計(jì)算；θ為密度比；ρ1為與溫度、壓力相關(guān)的流體密度，由式(20)計(jì)算。

(18)

(19)

(20)

式中：α、β分別為黏壓、黏溫系數(shù)；T0為初始溫度。

2.5 泵吸率與摩擦扭矩計(jì)算

泵吸率是描述油封密封性能的一項(xiàng)重要參數(shù)。泵吸率過小時(shí)，會(huì)因?yàn)槊芊馇惑w內(nèi)側(cè)壓力小于外壓，潤滑油會(huì)因此泄漏。合適的泵吸率是判斷油封性能是否合格的關(guān)鍵。式(21)為油封泵吸率的表達(dá)式。

(21)

式中：μ為流體黏度。

將量綱一化參數(shù)引入式(21)，進(jìn)行歸一化后得泵吸率Q，如式(22)所示。

(22)

泵吸率Q為負(fù)值時(shí)說明油封密封空間內(nèi)的潤滑油會(huì)發(fā)生泄漏；泵吸率為正值時(shí)，說明密封腔體內(nèi)潤滑油被反向泵吸回油側(cè)。

摩擦扭矩是研究油封密封性能的另一項(xiàng)重要指標(biāo)。文中的摩擦扭矩由式(23)計(jì)算。

(23)

式中：ff為總摩擦力，是干摩擦力矩和黏性摩擦力矩的總和，由式(24)計(jì)算。

ff=-?τx|z=hdxdy

(24)

τx|z=h為密封唇口表面周向剪切力，由下式給出：

(25)

參數(shù)φf、φfp、φfs分別由式(26)—(28)計(jì)算。

當(dāng)H≤3時(shí)，

z(60+147z)))))]}

(26)

當(dāng)H>3時(shí)，

(27)

式中：z=H/3。

φfp=1-1.4e-0.66H

(28)

φfs=11.1H2.31e-2.38H+0.11H2

(29)

干摩擦力主要是由粗糙峰接觸而產(chǎn)生，由粗糙峰接觸壓力pc與固體摩擦因數(shù)kasp乘積所得，固體摩擦因數(shù)kasp取0.2[20]。因此：

(30)

3 油封的數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

3.1 數(shù)值計(jì)算流程

為順利建立油封唇口溫度分布的數(shù)值模型，針對穩(wěn)定運(yùn)行油封唇口溫度的模擬計(jì)算，對油封模型進(jìn)行以下假設(shè)：

(1)假設(shè)潤滑油滿足黏性內(nèi)摩擦定律，為牛頓流體；

(2)潤滑油、旋轉(zhuǎn)軸、油封橡膠的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容均為常數(shù)；

(3)在油封開始工作瞬間，油封接觸區(qū)域的溫度一定，且受力均勻；

(4)假設(shè)油封材料特性不隨溫度的升高而變化。

數(shù)值計(jì)算流程如圖8所示。

圖8 數(shù)值計(jì)算流程Fig.8 Numerical calculation flow

3.2 油封有限元分析結(jié)果

圖9所示為通過有限元分析軟件Abaqus仿真分析得到的不同織構(gòu)油封的靜態(tài)接觸壓力分布?？梢钥闯?，油封與旋轉(zhuǎn)軸軸向接觸寬度Ly=0.290 0 mm，最大接觸壓力位于唇尖處為6.046 8 MPa。由于微織構(gòu)為凹坑式設(shè)計(jì)，因此織構(gòu)處的靜態(tài)接觸壓力小于唇尖其他部位。

圖9 不同織構(gòu)油封靜態(tài)接觸壓力分布Fig.9 Static contact pressure distribution of oil seals with different textures

圖10所示為不考慮微織構(gòu)油封的徑向變形影響系數(shù)矩陣。以上矩陣是在Abaqus軟件中將單周期內(nèi)區(qū)域劃分成100×100個(gè)節(jié)點(diǎn)，在油封唇口節(jié)點(diǎn)處依次施加單位節(jié)點(diǎn)力后，分析所有節(jié)點(diǎn)變形情況所得到的。

圖10 無織構(gòu)時(shí)油封的徑向變形影響系數(shù)矩陣Fig.10 Radial deformation influence coefficient matrix of oil seal without texture

3.3 油封的數(shù)值模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模型正確性，采用與文獻(xiàn)[21]相同模型數(shù)據(jù)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對文中模型進(jìn)行了驗(yàn)證。文獻(xiàn)[21]選用90 mm×118 mm×10 mm氟橡膠油封，試驗(yàn)軸轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，油封過盈量為0.65 mm，油溫為73 ℃。文中模型計(jì)算的唇口最高溫度和文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。兩者結(jié)果對比誤差小于1%，故驗(yàn)證了文中模型可靠性。

表3 油封唇口最高溫度計(jì)算值和文獻(xiàn)值比較

3.4 油封的數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

圖11所示為軸轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，油腔溫度為70 ℃，粗糙度為1 μm時(shí)油封唇口接觸寬度上油膜溫度分布。

圖11 不同織構(gòu)油封唇口溫度分布Fig.11 Temperature distribution of oil seals with different textures

可見，無論織構(gòu)油封還是非織構(gòu)油封唇口溫度最高值位于唇尖位置，這是由于唇尖處的接觸壓力最大，產(chǎn)生的摩擦力也最大，摩擦產(chǎn)生的熱量就越多，溫度最高。從唇尖到接觸區(qū)兩側(cè)溫度逐漸降低。3種表面織構(gòu)由于其面積相近，而形狀的不同對最高溫度的數(shù)值影響非常微小，各種織構(gòu)油封油膜溫度分布幾乎一樣，無織構(gòu)油封油膜溫度較織構(gòu)油封在唇尖處溫度略高，無織構(gòu)油封油膜熱量在唇尖處更加集中。

圖12所示為最高溫度隨旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速變化情況。最高溫度都隨轉(zhuǎn)速增加近似線性遞增。隨著轉(zhuǎn)速的增加，摩擦產(chǎn)生的熱量也會(huì)增加，雖然轉(zhuǎn)速增加也會(huì)引起唇口處流體流動(dòng)性增強(qiáng)，換熱能力增加，但摩擦產(chǎn)生的熱量大于散失的熱，最終使得最終唇口最高溫度逐漸升高。

圖12 不同織構(gòu)油封唇口最高溫度隨轉(zhuǎn)速的變化Fig.12 Variation of maximum lip temperature of oil seals with different textures with rotation speed

圖13所示為泵吸率隨溫度變化曲線。顯然，油封泵吸率隨油封唇口溫度升高而下降，潤滑油從空氣側(cè)向油側(cè)回流能力減弱。當(dāng)溫度升高到一定值，如織構(gòu)油封在340 K，油封泵吸率會(huì)下降到零以下，增加了泄漏風(fēng)險(xiǎn)。在不同溫度下織構(gòu)油封較無織構(gòu)油封對泵吸率都有明顯提升作用，其中以織構(gòu)A對油封泵吸率的影響效果最佳。

圖13 不同織構(gòu)油封泵吸率隨溫度的變化Fig.13 Variation of pump suction rate of oil seals with different textures with temperature

圖14所示為摩擦扭矩隨溫度的變化曲線。顯然，在轉(zhuǎn)速相同情況下，隨著溫度的升高摩擦扭矩減小，這是由于油液黏度隨溫度升高而降低導(dǎo)致黏滯摩擦力減小。相同溫度下，無織構(gòu)油封所產(chǎn)生的摩擦扭矩大于織構(gòu)油封，因?yàn)榭棙?gòu)的存在使油膜厚度增大，減少了粗糙峰接觸摩擦力。 油液黏度在低溫時(shí)對溫度變化更敏感，溫度升高也會(huì)導(dǎo)致油膜厚度變小，粗糙峰接觸引起的摩擦力也會(huì)增加，因此，隨著溫度的升高摩擦扭矩的下降趨勢也逐漸放緩。

圖14 不同織構(gòu)油封摩擦扭矩隨溫度的變化Fig.14 Variation of friction torque of oil seals with different textures with temperature

圖15所示為最小油膜厚度隨溫度的變化情況?？梢姡S著溫度升高油封唇口最小油膜厚度持續(xù)下降。若唇口溫度繼續(xù)升高，油膜厚度會(huì)持續(xù)下降，直到不能保持油膜的完整性，導(dǎo)致唇口與軸間的接觸區(qū)域的干摩擦過大，使得油封唇口磨損、唇口材料老化變形，進(jìn)而使?jié)櫥А?/p>

圖15 不同織構(gòu)油封油膜厚度隨溫度的變化Fig.15 Variation of oil film thickness of oil seals with different textures with temperature

圖16所示為軸轉(zhuǎn)速為1 000 r/min，油腔溫度為70 ℃時(shí)，油膜厚度軸向分布。可見，與無織構(gòu)油封相比，織構(gòu)油封除在織構(gòu)處存在潤滑油集聚因而油膜厚度較高外，其余部分油膜厚度無明顯差別。因此在求平均油膜厚度時(shí)，織構(gòu)油封所產(chǎn)生的平均油膜厚度值更大一些。

圖16 不同織構(gòu)油封油膜厚度的軸向分布(1 000 r/min，70 ℃)Fig.16 Axial distribution of oil film thickness of oil seals with different textures(1 000 r/min，70 ℃)

4 結(jié)論

(1)油封工作時(shí)，最高溫度位于唇尖處，接觸區(qū)溫度從油封唇尖至兩側(cè)溫度值逐漸降低，無織構(gòu)油封最高溫度略高于織構(gòu)油封，無織構(gòu)油封在唇尖處熱量會(huì)更集中。隨著旋轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)速增加，摩擦產(chǎn)生的熱量也逐漸增加，油封唇口最高溫度幾乎呈線性遞增，由于織構(gòu)的存在會(huì)導(dǎo)致摩擦減小。

(2)織構(gòu)油封對泵吸率的提升效果較為明顯，其中以織構(gòu)A油封效果最為顯著?？棙?gòu)也會(huì)引起油液的聚集，從而提升平均油膜厚度，增強(qiáng)潤滑效果。

(3)隨著油液溫度升高，會(huì)導(dǎo)致潤滑油黏度逐漸減小，油封泵吸率、摩擦扭矩以及油膜厚度都會(huì)下降，油封密封性能明顯降低。當(dāng)溫度升高到一定程度，油封泵吸率會(huì)降為負(fù)值，存在油液泄漏風(fēng)險(xiǎn)。