启停阶段干气密封界面微结构的摩擦热力学研究*

郜凯强 穆塔里夫·阿赫迈德，2 张兆新

(1.新疆大学机械工程学院 新疆乌鲁木齐 830047；2.新疆大学电气工程学院 新疆乌鲁木齐 830047)

干气密封是非接触式机械密封的一种，其工作原理是：在动环表面加工有动压浅槽，动环在主轴的带动下旋转产生泵吸作用，将上游气体泵送至密封界面处，在密封界面形成2～5 μm的稳定流体膜，实现密封副的非接触。在旋转类机械设备启停及特殊工况下，密封端面直接接触[1]，导致密封副处于干摩擦状态，造成动静环端面产生严重磨损[2]。为优化干气密封动静环端面结构，研究人员对密封界面进行摩擦热力耦合、摩擦学特性研究。

在微结构界面摩擦热力耦合分析方面，文献[3-5]发现粗糙表面摩擦过程存在闪温现象，并依据分形理论提出计算模型；LESTYN等[6]建立了粗糙三维模型，运用数值方法模拟了真实摩擦接触面面积与温度分布的关系；SUN等[7]依据三维分形几何模型研究了接触热导随着摩擦因数和分形粗糙度的变化关系，为研究接合面的热传递提供了理论基础。

在密封摩擦学研究领域，王计辉等[8]依据W-M分形函数建立了密封副三维模型，分析了机械密封在干摩擦工况下的摩擦特性；丁雪兴等[9]基于三维分形理论，研究了不同变形方式下的密封副摩擦特性，发现使用纯弹性分析会过高地估计等效应力；周宇坤等[10]建立了密封环及腔内流体的传热模型，分析表明动环表面织构具有增强对流换热效果、降低密封环整体温度的效果；宫燃等人[11]基于有限元方法模拟了密封环在接触过程中局部高温热带的形成。

综上，干气密封先前的工作主要针对不同粗糙度或分形几何特征的密封界面的摩擦热力耦合、对流换热特性研究，关于实际干气密封界面结构的摩擦热力学研究较少。本文作者针对干气密封端面的双螺旋槽与圆弧槽结构，分别建立双螺旋槽与圆弧槽三维接触模型，运用非线性瞬态分析法，模拟分析干气密封界面在启停阶段的干摩擦工况下的摩擦传热情况，探讨干气界面微织构摩擦热力学规律。

1 数值模型建立

1.1 界面织构三维模型

干气密封界面动压槽常加工于动环表面，文中分析采用的动环密封面槽型有双螺旋槽与圆弧槽，静环密封界面等效为理想平面。如图1所示为分析采用的2种动环槽型结构，其中图1(a)所示为双向螺旋槽结构，图1(b)所示为圆弧槽结构。

图1 动环界面织构模型Fig 1 Texture model of dynamic ring interface (a)bidirectional spiral groove;(b)arc groove

图1中ri和ro分别为动环接触面内外半径，rg1和rg2分别为双向螺旋槽的槽根半径，圆弧槽内径槽底距动环中心22 mm，外径槽底距动环中心21 mm。应用UG建立动静环模型，其结构参数如表1所示。应用Hypermesh划分模型网格，动环局部网格模型如图2所示。

表1 结构参数

图2 动环局部模型网格划分

1.2 理想模型假设

由于计算条件有限，需对模型作如下假设：

(1)密封副材料各向同性，材料物性参数不随温度改变；

(2)实际摩擦过程中摩擦因数非恒定量，文中设定滑动摩擦因数不变；

(3)摩擦接触界面摩擦消耗的功全部转化为摩擦热被密封副吸收；

(4)忽略热辐射及气体对流换热影响，接触位置热传导为理想传热。

1.3 热力耦合边界条件

为简化计算，将密封端面接触受力模型等效为如图3所示[12]。

图3 接触力学模型Fig 3 Contact mechanics model

其中闭合力Fc由弹簧比压pl与介质静压力psp组成。由于端面间隙非常小，导致弹簧比压基本不变，气体作用在静环的背压也不随密封间隙变化,故干气密封闭合力Fc一般恒定。干气密封系统启动、稳定运行、停车整个阶段是一个动态平衡的过程，气膜开启力Fo也是一个动态变化的量，只有当Fo=Fc时，密封系统才能稳定运行。文中分析的是启停阶段低转速干摩擦工况的界面摩擦热力学规律，由此得Fo=0。

根据假设条件3，密封摩擦界面的摩擦功全部转化为摩擦热，作为边界热流输入。摩擦热流密度计算公式[13]为

q(x,y,t)=fpc(x,y,t)v(x,y,t)

(1)

式中:q(x,y,t)为摩擦热流密度，J/m2；f为滑动摩擦因数；pc(x,y,t)为摩擦界面接触压力，Pa；v(x,y,t)为接触位置相对滑动速度，m/s。

密封摩擦界面产生的热量计算公式：

(2)

式中：Ω为计算域;t为摩擦副相对滑动时间，s。

动静环热量分配占比[13]为

(3)

式中:qB为静环接触表面分配的热量;qA为动环接触表面分配的热量;hA为动环轴向厚度;hB为静环轴向厚度;λA为动环材料导热系数;λB为静环材料导热系数。

初始条件：TA=TB=293 K，t=0

由假设条件4，动环接触面A1上的边界条件[14]：

(4)

式中:Kc为动静环摩擦界面间的热传导系数。

静环接触面B1上的边界条件[14]：

(5)

式中:g(m)=1，点在热源内(该点动静环接触)；g(m)=0，点在热源外(该点动静环未接触)。

2 摩擦热力耦合计算参数

运行工况参数：转速梯度为300、420、540、660、780 r/min(启停阶段低转速工况)，将弹簧比压(0.05 GPa)与气体静压力(7.45 GPa)的合力作为密封界面闭合力合理施加在静环背面，起始密封环温度为20 ℃，界面摩擦因数为0.1，动环转动时间为2.5 ms 。密封环材料物性参数如表2所示。

表2 材料物性参数

3 结果及分析

3.1 摩擦对偶面温度场分布特点及影响

在动环表面分别加工有圆弧槽与双向螺旋槽织构，静环表面为理想平面。干摩擦工况下动环和静环接触面温度分布情况如图4所示。计算转速为540 r/min，微槽的槽深为15 μm，运算时间2.25 ms。图4(a)、(b)所示为圆弧槽动环及配对静环表面局部温度分布云图；图4(c)、(d)所示为双向螺旋槽动环及配对静环表面局部温度分布云图。可知，圆弧槽动环及配对静环接触面摩擦产生局部高温热点，由于动环密封堰区周向线速度大于密封坝区，而且开槽区域使得圆弧槽动环面孤立出一局部区域，局部区域周围由于槽区隔离，散热较慢，即圆弧槽动环面高温热点主要集中于局部孤立区域和周向边缘区域，周期性分布；与圆弧槽动环配对的静环高温热点区域与动环面相对应。双向螺旋槽动环面高温热点区域主要集中于螺旋线r1与半径rg1相交形成的局部尖角处，尖角处散热较慢，产生高温热点；与其配对静环面，在对应动环尖角处形成高温热点区域，沿周向周期性分布。温度场分布规律符合摩擦生热理论。

图4 不同织构动环及配对静环接触面温度分布(℃)Fig 4 Temperature distribution on the contact surface of dynamic rings with different texture and paired static rings(℃) (a)dynamic ring with arc groove;(b)static ring against dynamic ring with arc groove；(c)dynamic ring withbidirectional spiral groove;(d)static ring against dynamic ring with bidirectional spiral groove

3.2 密封工况对摩擦界面温升的影响

不同转速下不同槽型、槽深织构界面最高温度随时间的变化趋势如图5所示。可知，不同动环端面槽型、槽深对界面温升的影响趋势一致，转速和运行时间对摩擦界面温升的影响是非线性的，随着转动状态的进行，低转速下接触面温度上升趋势较为缓和，高转速下接触面温升呈明显上升。因此低转速与较短的密封系统盘车时间可以降低界面温升。高温往往造成静环(石墨材料)接触面氧化，使密封端面在干摩擦条件下的润滑方式发生改变，增大了静环密封面磨损率[15]。因此必须开发出热导系数高、摩擦因数小的密封副材料。

图5 不同转速下不同槽型、槽深织构界面最高温度随时间的变化趋势Fig 5 Variation of maximum temperature of texture interface with time under different groove types and groove depths at differentrotating speeds (a),(b),(c)bidirectional spiral groove interface under groove depth of 5 μm,10 μm,15 μm,respectively;(d),(e),(f)arc groove interface under groove depth of 5 μm,10 μm,15 μm,respectively

3.3 微槽结构及深度对界面温升的影响

如图6所示为在780 r/min工况下，2种槽型的槽深对界面最高温升的影响。可知，开始的较短滑动时间内(0～0.001 s)，微槽深度对密封界面温升的影响较小;随着滑动过程的进行，槽深为5 μm的界面温度最高，然后依次为10、15 μm。在干摩擦工况下，密封界面无法形成润滑气膜，黏着作用成为摩擦的主要来源，动环表面微槽的存在减少了实际接触面积，从而降低了黏着作用[16]。随着微槽深度的增加，接触面实际实际接触域减少，摩擦因数也随之降低。由公式(2)可知，滑动摩擦因数的降低导致界面总热量的减少。

图6 转速780 r/min下槽深对界面最高温升的影响Fig 6 Effect of groove depth on the maximum temperature rise of interface at rotating speed of 780 r/min(a)bidirectional spiral groove interface;(b)arc groove interface

不同转速下槽型对界面最高温升的影响如图7所示，计算转速为300、540 r/min，微槽深度为15 μm。可看出，起始时间段由于摩擦时间较短，2种槽型界面温升差别较小，随着滑动过程的进行，相同时间节点处，双向螺旋槽界面最高温度高于圆弧槽。产生这种结果是由于双向螺旋槽结构较圆弧槽结构复杂，局部存在结构尖角，散热较慢，热点集中于局部尖角结构处；而圆弧槽界面虽产生局部高温热点，但热点区域较双向螺旋槽分散，圆弧槽动环表面孤立区域面积较大，散热性能强于双向螺旋槽表面尖角区域。基于文中2种槽型结构，在满足动压效应的前提下，选择圆弧槽为动环表面结构槽型较好。

图7 微槽深度为15 μm时不同转速下槽型对界面最高温升的影响Fig 7 Effect of groove types on the maximum temperature rise of the interface under differentrotating speed at the groove depth of 15 μm(a)300 r/min;(b)540 r/min

3.4 Von Mises应力分析

在表面开有微槽的动环与接触面为理想平面的静环滑动摩擦的过程中，外载荷引起的机械应力、温度分布不均产生的热应力及摩擦力的综合效果为等效应力，其与界面磨损、密封失效和破坏息息相关[8]。机械密封中静环材料为碳石墨，碳石墨是一种脆性材料，在干摩擦工况下极易裂开、磨损，因此文中主要分析静环表面等效应力情况。如图8所示，图8(a)为与双向螺旋槽动环接触的静环表面等效应力分布云图，图8(b)为与圆弧槽动环接触的静环表面等效应力分布云图，计算时间为0.25 ms，转速为540 r/min。由图1和图8可知，等效应力集中区域和高温热点区域具有相似性，原因是高温热点导致温度分布不均匀，产生局部温差，致使热应力的出现；而摩擦界面应力分布由结构和热共同影响，并且以热应力为主，即静环表面应力分布与高温热点分布具有相似性和重叠性。

图8 静环表面等效应力分布云图(MPa)Fig 8 Von Mises distribution nephogram of static ring interface(MPa) (a)static ring against dynamic ringwith bidirectional spiral groove;(b)static ring against dynamic ring with arc groove

4 结论

(1)动环端面存在微结构时，摩擦对偶面温度场分布不均匀，沿周向周期性分布,高温热点区域集中在开槽区域周围。

(2)低转速下摩擦面温升趋势缓和，高转速下温升较快。不同槽型及结构参数对界面温升趋势的影响较小；动环面微槽深度对摩擦界面温升的影响是非线性的，相同时间点处，浅槽织构界面的最高温度大于深槽织构界面。

(3)随着摩擦过程的进行，圆弧槽界面最高温度低于双向螺旋槽界面；在满足气膜动压力的前提下，动环表面加工有圆弧槽结构较双向螺旋槽具有更好的热力学性能。

(4)静环表面等效应力分布情况沿周向具有周期性，应力集中区域主要在与动环槽区周围接触区域，应力集中和局部高温热点的分布具有相似性。