表面织构底部构形对液体润滑机械密封性能的影响

史 俊 ，陈小亚 ，李 蒙 ，王 涛 ，时礼平

(1.安徽工业大学a.机械工程学院，b.先进金属材料绿色制备与表面技术教育部重点实验室，安徽 马鞍山243032；2.安徽工业大学 芜湖技术创新研究院, 安徽 芜湖 241002)

机械密封(又称端面密封)作为旋转设备必不可少的一种轴封装置，主要由动环、静环及弹性元件组成，是一种利用弹性元件或介质压力的作用，使周向对置的密封动、静环在流体润滑条件下始终保持紧密贴合且相对滑动的轴封装置，以防止密封流体的端面泄漏[1-3]。机械密封在航空航天、石油化工及汽车等工业领域中被广泛应用，但面对高转速、高负荷、高温度等运行工况，传统接触式密封端面已难以满足设计要求。针对接触式密封端面的高摩擦、高磨损、大泄漏等问题，相关学者提出了非接触式机械密封理念[4-6]。

非接触式机械密封是基于流体介质的动、静压效应在接触式密封界面形成一层润滑膜，以隔绝动、静环两端面接触，实现低摩擦、小磨损、高可靠性的密封技术[7-8]。目前表面织构化设计，即在摩擦副表面加工一定尺寸和排布规则的微结构是实现端面非接触式密封的重要途径。在减摩润滑特性方面，王国荣等[9]对比4种沟槽形织构的减摩效果，结果表明沟槽底部越平整，减摩效果越好；Xu 等[10]对比不同润滑条件下椭圆织构的减摩润滑效果，结果表明在完全润滑条件下，摩擦系数降低近60%，同时椭圆织构的长短轴之比过高会增加接触应力和破坏润滑膜。在泄漏特性方面，Chen 等[11]利用激光加工技术，在碳化硅环密封端面加工螺旋槽和圆凹坑多尺度复合织构阵列，泄漏率大幅度降低。彭旭东等[12]研究织构形貌(矩形面、椭圆面、球缺面及抛物面)对机械密封性能的影响，结果表明：不同型面微孔均存在最优的面密度，约0.2，且与型面形式无关；摩擦扭矩与面密度成线性反比关系，其中矩形面微孔织构在深径比为0.01、面密度为0.2 时可获得最大的开启力和摩擦扭矩。

表面织构的引入可极大改善机械密封端面的摩擦与密封特性，但受微细加工技术限制，现有研究对表面织构构形的探索停留于“平底”状设计，整体呈对称性结构。聚焦于单个织构单元，根据流体动压润滑理论，其微动压形成于织构的流体出口边缘，在织构的流体入口处却存在负压效应，引起“空化”行为[13-15]。润滑油析出的空气能够一定程度上平衡负压效应(大量理论模型对此作归零化处理)，但织构入口处的负压区域始终削弱整体的动压特性，致使界面油膜刚度降低，承载力减小；“空化”行为也会引起密封设备的振动和噪音，造成泄漏率增大和表面腐蚀，降低设备密封性能[16]。如何从织构形几何学出发，利用织构形状设计来消除流体入口处的负压效应是一个值得深究的问题。Nanbu 等[17]通过数值模拟和试验验证发现，织构底部“非平底”如楔形或台阶形设计均能有效提高润滑膜厚度，增强弹流润滑效果。鉴于此，在碳化硅环上制备3 种底部构形的正方形凹坑织构(平底、底部左倾斜和底部右倾斜)，探索不同工况下底部构形对机械密封润滑和泄漏性能的影响，利用Fluent17.0 软件模拟分析3 种底部构形截面的压力和流线分布，以期获得不同底部构形的表面织构设计原则。

1 数值模拟和试验过程

1.1 数值模拟

1.1.1 几何建模

相对于宏观密封端面，单个微孔织构尺寸很小，故将壁面简化为平面，旋转运动简化为上壁面的直线运动。建立的3 种底部构形的织构截面几何模型如图1，流体域沿X轴方向的长度L为3 000 µm；油膜厚度h0为2 µm；织构的深度hp为85 µm；织构的宽度W为1 800 µm；v为上壁面相对于下壁面的运动速度。

图1 不同底部构形的几何模型Fig.1 Geometric models of different bottom configurations

1.1.2 边界条件及相关参数说明

利用Gambit 前处理软件对3 种底部构形的几何模型进行网格划分，采用Fluent17.0 软件对3 种底部构形截面的压力和流线分布进行仿真。将上下壁面设置成无滑移边界条件，上壁面运动、下壁面固定；将左、右壁面设置成周期性边界条件。采用的流体材料为46#机械油；选择混合计算模型(Mixture)，空化模型为Schnerr-Sauer 模型；采用SIMPLEC 算法并用有限体积法进行离散计算，迭代精度设为1×10-6。

1.2 试验过程

1.2.1 试样制备

将石墨静环固定在静环夹具上，静环与静环夹具之间添加橡胶垫以保证其密封性；将碳化硅动环装置夹在动环夹具上，设置紧定螺钉将其固定，且随电主轴高速旋转。旋转过程中，动静环端面会产生摩擦力，摩擦力会带动静环装置产生随动环旋转的趋势(因整个静环装置安装在直线轴承上)，在静环夹具外壁面设置一个力臂，并与扭矩传感器连接，用以测量动环与静环之间的扭矩。将贴片式热电偶安装在静环夹具上，测量摩擦副在运转时的温度。采用螺旋装置调节弹簧加载，采用螺旋机构调节弹簧加载，通过固定在螺杆一侧的压力传感器测量工作载荷，其结构示意图如图2。

图2 试验装置原理示意图Fig.2 Schematic diagram of the experimental apparatus

试验动环为碳化硅材质，内外直径分别为29，40 mm，经研磨和抛光加工处理，莫氏硬度在9.0 左右，表面粗糙度Ra小于0.02 µm，平整度在0.5 µm 左右；静环为石墨材质，莫氏硬度在2.0 左右，内外直径分别为28.6，40.4 mm，Ra小于0.04 µm，平整度在1.0 µm 左右。利用激光加工技术(G20 激光打标机)在碳化硅动环端面制备正方形织构。其中：平底对称性正方形织构(边长1 800 µm，织构深度85 µm，面积率22%，织构40 个)选用功率为50%，速度为200 mm/s，加工次数为9 次；斜底非对称正方形织构(边长1 800 µm，面积率22%，织构40 个)选用相同功率(50%)，速度为200 mm/s，将正方形织构平均划分为5 个区域(用台阶形状近似代替倾斜形状)，5 个区域加工次数分别为1，3，5，7，9 次，将织构沿密封端面周向呈两列均匀分布，织构形状、三维形貌及排列方式如图3。

图3 石墨静环和碳化硅动环的表面形貌Fig.3 Surface morphology of graphite stationary ring and silicon carbide movable ring

1.2.2 高速密封试验

根据机械端面密封的工作原理，通过自主设计搭建的高速密封试验装置对3 种底部构型的织构化密封端面进行密封性能测试。高速密封试验装置如图4，主要由动力系统、加载系统、数据采集系统及冷却系统组成。动力系统采用高速电主轴，额定转速可达15 000 r/min；加载系统利用螺旋机构调节弹簧加载；数据采集系统采集的参数主要为电主轴转速、密封端面的摩擦力矩、密封端面的温度、轴向载荷。泄漏量通过与密封腔内润滑油相连的一外置带刻度储油容器测得。

图4 高速密封试验机装置Fig.4 High speed sealing testing machine device

试验所用的润滑介质为L-AN46 机械油，密度为0.861 kg·L-1，动力黏度为40.25×10-6Pa·s(40 ℃)。轴向载荷为50～150 N，转速为1 000～11 000 r/min，室温约25 ℃，湿度约60%，运行时间为15 min。试验前，需对动、静环进行酒精清洗并烘干。试验机在高速运转过程中，在离心力的影响下密封腔中的润滑油会发生回流现象，需对润滑油施加一定的初始压力，为0.03 MPa；通过控制介质入口处储油管的高度实现对密封腔内介质压力的控制，设置密封介质压力为0.25 MPa，试验的密封介质压力固定为0.28 MPa。试验初始阶段进行3 min 的跑合，待跑合稳定开始采集测试数据，每组试验重复3 次，取平均值作为最终的测试数据。

2 结果与讨论

2.1 转速对不同底部构形密封性能参数的影响

图5 为轴向载荷为100 N 时，不同底部构形织构化密封端面摩擦系数、泄漏量及温度随转速的变化关系曲线。由图5 可看出：随转速的不断增大，3 种织构化密封端面的摩擦系数呈减小的变化趋势，且在相同转速下，底部左倾斜织构化端面的摩擦系数低于其他2 种底部构形的织构化密封端面；随转速的增大，泄漏量呈增大的变化趋势，这是由于随转速的增大动压效应明显增强，与此同时压力梯度导致端面的泄漏加剧；随转速的增大，底部左倾斜织构化端面泄漏的增加量相当微小(用点线图表示)，且能有效降低端面温度(用柱状图表示)。

图5 载荷为100 N 时3 种底部构形织构化密封端面摩擦系数、泄漏量及温度随转速的变化关系曲线Fig.5 Relationship curves of friction coefficient, leakage and temperature of three bottom configuration textured seals with rotating speed at a load of 100 N

从流体力学角度分析，密封端面上的每个微孔织构单元如一个个“微动压轴承”，润滑介质在密封间隙的流动沿“窄-宽-窄”的趋势变化，内部压力的波动形成压力差，引起“空化”效应。尽管润滑油析出的空气能够一定程度上平衡负压效应，但织构入口处的负压区域始终削弱其整体的动压特性，致使界面油膜刚度降低，承载力减小。图6，7 分别为油膜压力和速度流线分布。由图6 可发现：底部左倾斜织构底部高压区域明显多于其他2 种织构，动压润滑效应更明显，底部左倾斜织构可显著改善密封端面的润滑性能，产生更大的承载力，抵消外部载荷对密封端面的压力，从而减小摩擦。同时，由图7 可发现：底部左倾斜织构由于负压区域减少，导致流线分布更复杂、更紊乱，回流效果更显著。表明底面左倾斜织构在润滑介质的惯性效应方面更具优势，而惯性效应可提高流体动压效应。

图6 油膜压力分布Fig.6 Distribution of oil film pressure

图7 油膜速度流线分布Fig.7 Distribution of oil film velocity streamline

2.2 轴向载荷对不同底部构形密封性能参数的影响

图8 为转速7 000 r/min 时轴向载荷对不同底部构形密封性能参数的影响关系曲线。由图8 可知：3 种织构的摩擦系数、泄漏量随轴向载荷的增大呈先增后减的变化趋势。图9 为在轴向载荷70，130 N 下，石墨静环表面磨损的状态。由图9 可知：3 种织构在低载(70 N)运转时，石墨静环端面有明显的磨痕，动静环摩擦副之间处于边界润滑或混合润滑状态，摩擦系数较大，泄漏较小，动静环之间很难形成流体动压润滑状态；轴向载荷较大(130 N)时，由原来边界润滑或混合润滑状态向流体动压润滑状态转变，摩擦系数大幅度减小，但会导致密封性能变差，泄漏量有所增加，在大载荷时泄漏量小而密封腔内的压力又大，更有助于产生较厚的润滑油膜。在同一轴向载荷下，底部左倾斜织构具有更好的减摩效果，且大载荷(130 N)有利于增强密封端面的膜厚度。结合图6 可知：底部左倾斜织构试样的织构内部区域产生较多的高压区，负压区域减少，说明减缓入口处间隙突然变小也就减小了“空化”区域，在流场织构底部和出口处产生较大的正压力，流体动压效应更大。泄漏量随轴向载荷的增大呈先增后减的趋势，且底部左倾斜织构端面的泄漏量始终低于其他2 种织构。这是由于摩擦系数受到接触载荷和滑动速度的影响，在载荷较低或较高的工况下都不利于润滑油膜的形成或形成不了最佳的润滑油膜厚度，导致摩擦形式向边界润滑转变，摩擦力变大，磨损严重，加剧润滑介质的泄漏。

图8 3 种底部构形织构化密封端面摩擦系数、泄漏量及温度与轴向载荷的变化曲线Fig.8 Change curves of friction coefficient, leakage and temperature with axial load for three bottom configuration textured seal faces

图9 轴向载荷为70，130 N 时石墨静环端面表面的磨痕Fig.9 Abrasion marks on the end surface of graphite stationary ring under the axial load of 70,130 N

3 结 论

采用G20 激光打标机在碳化硅环表面加工出底部构形为平底、左倾斜和右倾斜织构阵列，利用自主设计搭建的高速密封试验平台对织构试样进行密封试验分析，且对3 种织构底部构形的油膜压力分布和油膜速度流线分布进行数值模拟分析，得到如下主要结论：

1) 随转速的不断增大，底部平底织构、底部左倾斜织构及底部右倾斜织构密封端面摩擦系数不断减小，泄漏量则不断增大；底部左倾斜织构能明显改善机械密封润滑性能，摩擦系数低且泄漏小，且能有效降低密封端面间的温升；底部左倾斜织构效果最佳、平底织构次之、右倾斜织构最弱。

2) 轴向载荷对织构化端面密封性能有显著影响，在高转速下轴向载荷在110～140 N 时，底部左倾斜织构可获得最佳的综合密封性能；转速的增加会使机械密封副泄漏量增大，但会降低摩擦副之间的摩擦力。

3) 底部左倾斜织构内部高压面积大、承载力更大，有利于改善承载和减小摩擦磨损；底部左倾斜织构内部流线分布也更复杂紊乱、回流更明显，对改善摩擦面的润滑性状态更具有优越性。