高速水潤滑機(jī)械密封的兩相流熱振動現(xiàn)象

張國淵，黨佳琦，趙偉剛，趙洋洋

1. 西安電子科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，西安 710071 2. 中國航天科技集團(tuán)公司 西安航天動力研究所，西安 710100

對處在高速、低溫、低黏度介質(zhì)下的下一代液體火箭發(fā)動機(jī)高速渦輪泵軸端機(jī)械密封的性能需求越來越苛刻，如低的泄漏量限制、工作穩(wěn)定性、壽命可靠性以及可能的可重復(fù)適用性[1-2]。研究人員對此類密封的理論和試驗研究一直沒停止，內(nèi)容涉及到密封的理論模型構(gòu)建、性能預(yù)測、主動可控性方案等[3-4]，最重要的是開展多方位的性能測試試驗。這些試驗研究分多個階段展開，其中在實驗室條件下以水介質(zhì)模擬低黏度介質(zhì)工況、液氮模擬低溫工況對獲取此類密封的完整性能特征極為重要[5]；在試驗中發(fā)現(xiàn)的不同現(xiàn)象，將反映諸多在理論研究中不曾考慮的問題，有助于進(jìn)一步促進(jìn)理論模型的改進(jìn)和完善。

在前期的試驗研究過程[1, 6]，針對水介質(zhì)下的機(jī)械密封測試得到一些不期望的結(jié)果，如溫度結(jié)果的振蕩(稱之為熱振動現(xiàn)象)、難以明確地觀測和確定脫開轉(zhuǎn)速等，同時這些現(xiàn)象在我們執(zhí)行的低溫介質(zhì)試驗中也有所發(fā)現(xiàn)[2]。本文討論的是低黏度水介質(zhì)作為模擬介質(zhì)下的高速密封在運轉(zhuǎn)過程中出現(xiàn)的兩相流現(xiàn)象，其特征在于受到高速運轉(zhuǎn)過程端面摩擦而產(chǎn)生的熱量導(dǎo)致密封間隙內(nèi)水介質(zhì)出現(xiàn)較高溫升，當(dāng)溫度超過了水介質(zhì)的汽化溫度(以100 ℃為界限，不考慮局部壓力對汽化溫度的影響)會直接導(dǎo)致參與潤滑的液態(tài)水汽化為氣態(tài)；此時密封端面之間的潤滑狀態(tài)呈現(xiàn)一種氣液混合的兩相流潤滑狀態(tài)，兩相介質(zhì)的屬性(如密封、黏度、可壓縮性等)與單項的液體介質(zhì)存在明顯的差別，因此可能會使得密封的性能發(fā)生顯著的變化。

對于由于摩擦生熱而導(dǎo)致的密封間隙內(nèi)流體屬性變化的相變問題研究，最早可追溯到20世紀(jì)70年代，美國以NASA為代表的研究機(jī)構(gòu)針對低溫工程環(huán)境下的渦輪泵用密封在試驗中發(fā)現(xiàn)了這些現(xiàn)象[7]，并在隨后的研究中對此進(jìn)行了一些研究[8-12]。如Hughes和Chao最早針對溫升造成的密封相變問題進(jìn)行了討論，指出在密封間隙內(nèi)該現(xiàn)象是一種常見現(xiàn)象，需要重視該相變對密封性能的影響[8]；Etsion等采用熱分析模型提出對于達(dá)到沸騰狀機(jī)械密封的性能分析方法和兩相流區(qū)域判定依據(jù)[9]；Arauz和San提出了低溫兩相流狀態(tài)下的密封性能計算模型，并開展模擬實驗對計算模型進(jìn)行了驗證[10-11]；Oike等針對LH2液體火箭發(fā)動機(jī)渦輪泵，研究了其密封在兩相流下的性能，得到了兩相流的分布區(qū)域以及其流量特性[12]。同時對于相變理論模型的研究也拓展了到了其他間隙內(nèi)流體的兩相流研究方面，如其他工程用密封、低溫軸承及油膜阻尼器等[13-14]。Zhang和Yan提出了針對低溫液氧工況下的動靜壓軸承兩相流潤滑模型[13]；Wang等針對密封的相變問題，基于流量連續(xù)模型提出了均質(zhì)態(tài)下的密封兩相流求解的3D模型，并指出密封副對相變的影響作用[15]。國內(nèi)顧永泉教授及其團(tuán)隊也曾開展了對密封相變穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，解決了20世紀(jì)70～80年代易汽化介質(zhì)輸運泵的軸端密封問題[16-17]；隨后彭旭東等也對機(jī)械密封端面溫度變化引起的熱相變問題進(jìn)行了理論研究，并討論了介質(zhì)相變引起的密封穩(wěn)定性[18-19]。

對于相變模型理論和試驗研究，仍是目前低溫推進(jìn)領(lǐng)域極端環(huán)境下機(jī)械密封研究的重點；特別是最近十年，國內(nèi)外航空航天工程的快速發(fā)展，特別是低溫推進(jìn)相關(guān)技術(shù)的發(fā)展，使得對低黏度低溫下的密封及軸承等關(guān)鍵高速渦輪泵部件的研究受到重視，該方面的研究再次被提及并快速發(fā)展。新的研究中，研究人員不僅僅重視對相變對靜態(tài)性能(泄漏量、開啟力、摩擦特性等)的影響規(guī)律研究；也注意到在高速下如果產(chǎn)生相變，則對密封的動態(tài)性能(振動、穩(wěn)定性、響應(yīng)等)的影響更為嚴(yán)重，因此在研究單相流體下的密封的動力學(xué)行為正在逐漸發(fā)展到對氣液混合下密封的動力學(xué)行為研究方面上來。如Kaneko等開展了實驗研究，實驗獲知了密封的性能，并討論了在考慮粗糙度下密封動態(tài)性能變化規(guī)律[20]；Wu等基于CFD模型研究了環(huán)狀密封的瞬態(tài)動力學(xué)特征，其研究思路也為機(jī)械密封理論研究提供啟發(fā)[21]。同時試驗的研究也正在朝著實際的低溫低黏度模擬介質(zhì)方面，如低黏度水潤滑、低溫液氮或者液氧的實際低溫介質(zhì)下的工程基礎(chǔ)研究。

綜上，雖然在密封相變模型構(gòu)建及驗證已經(jīng)有了一定的研究結(jié)果，但在面向高速、低黏度、低溫等極端工程用機(jī)械密封的實驗基礎(chǔ)方面，相關(guān)的試驗結(jié)果仍然有限，本文將給出在高速水潤滑下的一組測試結(jié)果，包括端面溫升、端面摩擦力矩、以及為控制可能的端面溫升而進(jìn)行的密封閉合力加載試驗；以期為相關(guān)的研究提供更多的可供參考的試驗結(jié)果，同時也可為相關(guān)理論模型的發(fā)展提供重要的對比數(shù)據(jù)。

1 實驗系統(tǒng)及實驗過程

1.1 實驗系統(tǒng)

高速水潤滑的密封試驗系統(tǒng)由傳動系統(tǒng)、密封系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。傳動系統(tǒng)由變頻調(diào)速電機(jī)、增速箱、聯(lián)軸器、傳動軸和工藝軸承等組成。密封系統(tǒng)有工藝軸承、試驗密封、壓力源、密封腔和緩沖罐等組成。數(shù)據(jù)測量系統(tǒng)和采集系統(tǒng)采用計算機(jī)實時快速采集，能準(zhǔn)確捕捉測量值的變化。實驗系統(tǒng)見文獻(xiàn)[1, 6]，其整體結(jié)構(gòu)照片如圖1所示。

試驗過程中測量的參數(shù)有兩類，一類是系統(tǒng)運行的工況參數(shù)，包括試驗臺運轉(zhuǎn)速度ω、介質(zhì)入口壓力Pi、介質(zhì)入口溫度Ti、電磁加載裝置供電電流I；另一類是密封性能參數(shù)，主要包括端面液膜溫度(兩點)T1及T2、端面摩擦力F、泄漏量Q等。其中端面液膜溫度的測量方法為在靜環(huán)背部鉆一直徑為2 mm的孔，孔底距石墨環(huán)接觸端面約1 mm，將熱電偶埋入孔內(nèi)，通過測量孔底部的溫度來近似測量液膜的溫度。摩擦力F通過摩擦力力矩測試單元獲?。浑姶偶虞d裝置用來實現(xiàn)對密封靜態(tài)補(bǔ)償力的調(diào)控，即可以用該裝置來改變密封的閉合力，基本原理見文獻(xiàn)[1]。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)為DEWE-3010，采樣頻率為6.4 kHz，按最高速50 000 r/min設(shè)定，滿足采樣定理。

圖1 實驗系統(tǒng)Fig.1 Test system

1.2 實驗對象及條件

密封腔體結(jié)構(gòu)示意圖及傳感器布置位置見圖2所示?？滩蹌迎h(huán)表面結(jié)構(gòu)示意圖及試驗件如圖3所示，主要的參數(shù)為外徑55 mm，內(nèi)徑45 mm，密封壩2 mm，槽深0.003 mm，槽數(shù)為30個，螺旋槽角為15°。實驗條件：介質(zhì)為22 ℃去離子水，入口壓力為0～1.5 MPa，出口壓力為0.1 MPa(表壓)。

圖2 密封腔體結(jié)構(gòu)及傳感器布置Fig.2 Seal cavity structure and sensor arrangement

圖3 動環(huán)表面結(jié)構(gòu)及試驗件Fig.3 Surface structure of rotor ring and test sample

1.3 實驗過程

實驗研究中，將獲取快速啟動(即快速升速過程)、低黏度水潤滑、高速等3類典型極端工況下的密封性能，具體為

1) 考查在快速啟動過程機(jī)械密封性能(端面溫度、摩擦力及泄漏量)變化，以及密封的接觸到非接觸狀態(tài)的轉(zhuǎn)變過程。

2) 考察密封非接觸狀態(tài)下高速運轉(zhuǎn)時的端面溫升變化；觀察可能出現(xiàn)的兩相流現(xiàn)象和分析其對密封實際工作性能的影響。

3) 使密封工作在脫開轉(zhuǎn)速下，通過調(diào)節(jié)電磁加載裝置的電流，即改變閉合力的大小，來考察密封性能受密封閉合力的影響程度，特別是其對兩相流現(xiàn)象的作用效果。

2 結(jié)果分析

2.1 啟動過程端面溫度變化分析

圖4～圖9給出了4次升速過程的轉(zhuǎn)速ω、介質(zhì)入口壓力Pi和溫度Ti、端面溫度T1和T2、端面摩擦力F以及泄漏量Q的測試結(jié)果。

4次升速過程的實驗流程如下：第1次升速過程從0開始(開機(jī))，快速(5 s內(nèi))升速到6 000 r/min附近，然后較為平緩地升速至16 000 r/min，穩(wěn)定后降速到6 000 r/min；第2次快速升速到16 000 r/min,隨后降速到6 000 r/min;第3次緩慢升速到16 000 r/min；最后再次降速到8 000 r/min，緩慢升速到16 000 r/min。圖4顯示了4次升速過程的時間t歷程和升速的快慢程度。

圖4 4次升速過程Fig.4 Four speed-up processes

從圖4可以看出，系統(tǒng)在啟動過程快速升速到6 000 r/min之后，4次升速過程分別為快速升速過程(第2次)和正常升速(第1次)以及2個緩慢升速過程(第3和4次)。升速過程從6 000～16 000 r/min，4次分別用時為58、32、132和140 s。4次重復(fù)升速過程的試驗設(shè)計將完整地考查密封的相變問題和穩(wěn)定運轉(zhuǎn)性能。

圖5顯示了升速過程的入口溫度和壓力。在4次升速過程中，初始的入口供壓始終維持在1.0 MPa附近，并且入口水溫度維持在20～23 ℃(試驗設(shè)計溫度22 ℃)；表明試驗維持在穩(wěn)定良好的輸入條件下，且入口溫度的波動不會對后續(xù)的兩相流(溫度閾值100 ℃)問題產(chǎn)生影響。

從圖6和圖7可以看出，處在升速過程的機(jī)械密封端面溫度部分已超過100 ℃，可見在端面之間可能存在兩相流狀態(tài)；本文將水介質(zhì)發(fā)生汽化的現(xiàn)象以溫度100 ℃來確定，即高于該溫度則認(rèn)為介質(zhì)汽化，過程未考慮局部壓力對汽化溫度的影響。這樣處理的原因在于：① 整體液膜中的局部水膜壓力變化范圍較小，對水沸點的影響也較??；②局部的水膜壓力難以精確獲得；③ 實際工程中便于以此溫度值作為閾值實現(xiàn)對密封性能的主動控制。

圖5 升速過程入口壓力和溫度Fig.5 Inlet pressure and temperature at entering point during speed-up process

圖6 端面溫度T1隨轉(zhuǎn)速變化Fig.6 Variation of face temperature T1with rotational speed

從圖6和圖7可見溫度隨著轉(zhuǎn)速的增加出現(xiàn)劇烈的變化，最大幅度在30 ℃，端面的潤滑情況極為復(fù)雜。同時在第2次最為快速的升速過程，端面溫度較為變化平緩，并未出現(xiàn)明顯的溫度振蕩的現(xiàn)象；T1溫度在100 ℃附近，T2溫度在86 ℃附近。由于第2次快速升速過程用時最短，升速頻率變化更高，未觀測到溫度波動，可能的原因在于密封較快達(dá)到了脫開轉(zhuǎn)速，完整的液膜和較大的泄漏量帶走熱量，故而未造成端面間的溫升顯著變化；另外3次正常和緩慢升速過程均出現(xiàn)了低頻的溫度振蕩。結(jié)合圖4速度增加的頻率，可得出在升速過程溫度振蕩的頻率在0.5～2 Hz，或許與兩相流介質(zhì)的屬性的變化存在較大的關(guān)系。

試驗結(jié)果也表明轉(zhuǎn)速高于12 000 r/min時，端面溫度顯著下降，說明液膜完整且具有較大的端面間隙液體流量，泄漏帶走了大量由于高速運轉(zhuǎn)產(chǎn)生的熱量；并且能保證密封的正常運轉(zhuǎn)需求，因此認(rèn)為密封的臨界脫開轉(zhuǎn)速低于12 000 r/min。前期理論研究結(jié)果表明此類密封脫開轉(zhuǎn)速約為9 750 r/min[1]。理論計算的脫開轉(zhuǎn)速是基于全液體單相潤滑理論和機(jī)械密封模態(tài)分析結(jié)果，即動力學(xué)和摩擦學(xué)耦合機(jī)理下的脫開轉(zhuǎn)速，并未考慮出現(xiàn)介質(zhì)相變、兩相流潤滑等因素，因此與試驗結(jié)果存在誤差。

圖7 端面溫度T2隨轉(zhuǎn)速變化Fig.7 Variation of face temperature T2with rotational speed

圖8給出了4次升速過程端面摩擦力F變化情況。從圖8可以看出，除了快速升速過程2之外，其他的升速過程中，隨著轉(zhuǎn)速的增加，端面摩擦力隨著轉(zhuǎn)速的增加而存在振蕩，最大的變化幅值接近60 N，也表明端面之間的摩擦狀況變化較為復(fù)雜，當(dāng)轉(zhuǎn)速高于14 000 r/min后端面的摩擦較為穩(wěn)定，約為55 N。摩擦狀態(tài)揭示了端面之間的接觸狀態(tài)，在可能的兩相流狀態(tài)下，可能出現(xiàn)的流體可壓縮屬性的變化，會使得端面處在接觸和脫開的轉(zhuǎn)變過程中。密封間隙中存在部分的氣體時，由于氣體所具有的高可壓縮性，使液膜剛度發(fā)生了很大的變化，從而影響到密封的間隙大小，間隙的變化會反過來影響密封的承載屬性，如此低頻的振蕩現(xiàn)象也說明了密封在該階段的不穩(wěn)定性。

對于汽化現(xiàn)象，一般有兩類表現(xiàn)形式，即“蒸發(fā)”和“沸騰”。從圖6～圖8所呈現(xiàn)的現(xiàn)象分析，在本文所述的密封間隙環(huán)境下，是典型的沸騰現(xiàn)象；但此現(xiàn)象僅限于局部且隨著氣相混合率增加，會引起端面間隙增加，進(jìn)而會導(dǎo)致較大泄漏量(間隙增加)；大的泄漏量將帶走更多的熱量，起到散熱降溫效果，反過來降低介質(zhì)相變的可能。如此機(jī)械密封性能在該工況下便處在一個動態(tài)的循環(huán)中，表現(xiàn)在溫度、端面摩擦力等性能參數(shù)處在振蕩過程中，且該振蕩的頻率是與密封結(jié)構(gòu)、介質(zhì)屬性、溫度、壓力等多因素相關(guān)。

進(jìn)一步地，在已有的研究中Hudelson使用微型加速度計對用于低溫液體中的波紋管密封副的運動做了測量[22]，觀察到了類似的動態(tài)不穩(wěn)定性，認(rèn)為這種不穩(wěn)定性是由于密封副間的介質(zhì)發(fā)生了相變而造成的，這個不穩(wěn)定運動主要包括扭轉(zhuǎn)振蕩和關(guān)于某個直徑的搖擺。同時Hughes和Chao的研究也表明[8]，密封副間的液體膜會由于發(fā)生相變而具有負(fù)的軸向剛度。所有這些說明，此低頻振蕩是一種與密封系統(tǒng)的動力學(xué)和熱力學(xué)有關(guān)的自激振動現(xiàn)象，其產(chǎn)生和發(fā)展的規(guī)律還需要進(jìn)一步研究。

圖8 端面摩擦力隨轉(zhuǎn)速變化Fig.8 Variation of face friction with rotational speed

圖9顯示了4次升速過程密封泄漏量Q的測試結(jié)果。從圖9可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的增加，在速度低于6 000 r/min條件下，密封的泄漏以系統(tǒng)的靜態(tài)泄漏為主。轉(zhuǎn)速增加，泄漏量有所降低，在于端面溫度隨著轉(zhuǎn)速的增加而顯著增加，將導(dǎo)致端面間的流體屬性的變化，部分的液體流量被汽化為氣體，總體的液體泄漏量降低，當(dāng)轉(zhuǎn)速超過14 000 r/min時，隨著轉(zhuǎn)速的增加，泄漏量出現(xiàn)顯著的增加，這是由于處在非接觸狀態(tài)下的密封，隨著轉(zhuǎn)速增加，動壓效應(yīng)增加，會使得端面間隙增加，進(jìn)而密封泄漏量會有所增加。

圖9 泄漏量隨轉(zhuǎn)速變化Fig.9 Variation of mass leakage with rotational speed

2.2 考慮汽化因素與否的試驗和計算結(jié)果對比

本文采用的理論模型為彈簧支撐的端面機(jī)械密封性能求解模型，詳見文獻(xiàn)[23]；該文獻(xiàn)給出了未考慮汽化兩相流存在情況下的密封性能模型及其求解方法。該模型包括了密封間隙流體的Reynolds方程、能量方程、潤滑介質(zhì)的溫黏關(guān)系方程、端面力矩平衡方程等；采用有限差分方法耦合求解了該模型?；诖四Ｐ?，密封的主要性能參數(shù)(液膜厚度、液膜壓力分布、液膜平均溫度、功耗、摩擦力矩、泄漏量等)隨幾何參數(shù)和工況參數(shù)的變化規(guī)律能被得到。

表1為端面溫度和摩擦力的計算值與試驗值的對比結(jié)果。由表1可以看出，總體的理論與試驗值相差較大，且隨著轉(zhuǎn)速的增加，差值具有逐漸變小的趨勢?？赡艿脑蛟谟诘退俟r下存在較多的微凸體接觸，會導(dǎo)致更為嚴(yán)重的摩擦和溫升，且極易導(dǎo)致端面之間發(fā)生的汽化現(xiàn)象；隨著轉(zhuǎn)速增加，流體動壓效應(yīng)增強(qiáng)，密封端面間流體潤滑狀態(tài)更為明顯，出現(xiàn)非接觸狀態(tài)，此時更符合理論計算時間隙一定的假設(shè)條件(即全液體動力潤滑模型條件)。因此理論和實驗的結(jié)果之間存在較大的誤差，特別是在較低的轉(zhuǎn)速情況下，誤差甚至超過了50%。可見密封性能求解理論模型非常有必要進(jìn)一步發(fā)展以考慮端面之間的兩相流影響。

表1 溫度的計算值與試驗值Table 1 Theoretical and experimental temperatures

2.3 高速運轉(zhuǎn)過程中試驗結(jié)果分析

圖10～圖12給出了在轉(zhuǎn)速13 500和16 000 r/min下機(jī)械密封穩(wěn)定運轉(zhuǎn)時候的端面溫度、摩擦力及泄漏量的測試結(jié)果。

圖10可以看出在轉(zhuǎn)速13 500 r/min下，端面溫度在40 ℃附近變化，表明端面潤滑情況較好，密封工作在非接觸狀態(tài)；隨著轉(zhuǎn)速的增加，在轉(zhuǎn)速16 000 r/min條件下，端面溫度變化較大，水介質(zhì)下溫度超過了100 ℃，說明端面工作在氣液兩相流狀態(tài)下。同時，前期的理論研究結(jié)果也表明在非接觸端面密封下，高轉(zhuǎn)速會引起更高的端面溫升，特別是低黏度介質(zhì)下溫升更為顯著[23]。

圖10 穩(wěn)定轉(zhuǎn)速下的端面溫度Fig.10 Face temperature at stable rotational speed

圖11 穩(wěn)定轉(zhuǎn)速下的端面摩擦力Fig.11 Face friction at stable rotational speed

圖12 穩(wěn)定轉(zhuǎn)速下的泄漏量Fig.12 Leakage at stable rotational speed

從圖11可以看出，在轉(zhuǎn)速13 500 r/min下，端面會出現(xiàn)部分的接觸現(xiàn)象，表現(xiàn)在端面的摩擦力出現(xiàn)了短暫的增加，說明試驗過程中，端面在瞬間出現(xiàn)微凸體的接觸；而在轉(zhuǎn)速16 000 r/min下，端面摩擦力較為穩(wěn)定，維持在47 N附近；與不存在微凸體下的13 500 r/min時的端面摩擦力(51 N)較為接近。同時，結(jié)果也表明在非接觸條件下，即存在完整液膜潤滑的情況下，端面摩擦力隨著轉(zhuǎn)速的增加，會有所降低；其原因在于端面轉(zhuǎn)速增加導(dǎo)致動壓效應(yīng)的增加，會使得密封間隙有所增加，會降低可能的微凸體接觸和流體間的剪切效應(yīng)。結(jié)合圖10的端面溫升的變化情況，可見在轉(zhuǎn)速13 500 r/min條件下的，端面摩擦力瞬間增加對應(yīng)于端面溫升有一個較為明顯的增加；同時在16 000 r/min下，由于端面溫升超過100 ℃，端面存在氣體潤滑狀態(tài)，密封在運轉(zhuǎn)過程中，氣體介質(zhì)體積的增加以及其可壓縮性影響可能導(dǎo)致了圖11中出現(xiàn)的最小的尖峰值的結(jié)果。

從圖12密封泄漏量的結(jié)果可以看出，轉(zhuǎn)速增加端面泄漏量降低，這是由于本實驗中測試得到的泄漏量為液體泄漏量，16 000 r/min下，部分的液體汽化后，其質(zhì)量流量相應(yīng)地降低，對應(yīng)在圖12中的泄漏量較13 500 r/min低。此外泄漏量在13 500 r/min下，對應(yīng)端面可能接觸的過程，當(dāng)接觸出現(xiàn)時，對應(yīng)時刻的泄漏量有明顯的降低的趨勢。同時，在初始的階段沒有嚴(yán)重的端面溫升情況下，即沒有端面的汽化發(fā)生時，經(jīng)過密封端面的泄漏量差別不大。隨著高速運轉(zhuǎn)產(chǎn)生熱量，導(dǎo)致溫升后期，泄漏量的試驗結(jié)果表明水潤滑介質(zhì)的汽化現(xiàn)象較為明顯。

2.4 加載電磁力下對兩相流的抑制

在供液壓力(入口壓力)為0.5 MPa、入口溫度22 ℃條件下，轉(zhuǎn)速設(shè)定為13 500 r/min，通過調(diào)節(jié)閉合力調(diào)控裝置的電流，考察閉合力對密封性能的影響。主動控制密封閉合力的電磁加載裝置的基本原理和標(biāo)定參數(shù)等見文獻(xiàn)[1]，同時在文獻(xiàn)中也給出了調(diào)控裝置電流變化引起的電磁力和閉合力的曲線；表2給出了電磁加載裝置不同電流與密封閉合力的關(guān)系。

圖13給出了試驗中加載裝置電流I隨著時間變化曲線。從圖中可以看出在電流加載過程中轉(zhuǎn)速始終維持在13 500 r/min，保證了試驗過程的順利執(zhí)行。整個電流加載的實驗過程持續(xù)了128 s，其中無電流持續(xù)近20 s，電流1、2、3和3.8 A 分別穩(wěn)定持續(xù)10、8、13和8 s。

表2 不同電流下的閉合力Table 2 Closing force with different currents

圖14～17給出了在不同的閉合力下對應(yīng)的端面溫度T1和T2、摩擦力以及泄漏量測試結(jié)果。從圖14和圖15可以看出，隨著密封閉合力的增加，密封端面溫度呈上升趨勢，且當(dāng)閉合力較大時(高于1 815 N)，溫度超過100 ℃，過高的端面溫升使得水介質(zhì)汽化，氣液混合狀態(tài)出現(xiàn)在密封端面，由于被密封流體的可壓縮性、黏度等屬性的變化，會產(chǎn)生兩相流的狀態(tài)，出現(xiàn)溫度振蕩的現(xiàn)象。

從圖16可以看出，隨著閉合力的增加，端面摩擦力出現(xiàn)較大的變化；當(dāng)閉合力較小時，摩擦力較小，可預(yù)測此時端面處在良好的液體潤滑下，摩擦力隨著閉合力的增加而有所增加；但當(dāng)閉合力為1 815 N(電流2 A)，端面摩擦力低于無電流時，其原因在于在非接觸狀態(tài)下，高閉合力引起的較高密封端面溫升將對流體屬性會產(chǎn)生影響，可能導(dǎo)致了端面間隙增加，進(jìn)而使得端面摩擦力降低。當(dāng)閉合力高于2 461 N(電流大于3 A)后，端面摩擦力顯著增加，在于閉合力使得密封間隙變小，較差的潤滑性能下可能存在部分的微凸體的接觸。同時大的摩擦力作用下，端面溫升變化較大，會使得端面間隙流體汽化，形成兩相流狀態(tài)，氣體具有高的可壓縮性和較差的潤滑能力，因此在試驗中表現(xiàn)出一定溫度和摩擦力的振蕩現(xiàn)象，這種現(xiàn)象也可以歸結(jié)是密封受相變影響的一種自激振動。

圖13 電流隨時間變化曲線Fig.13 Variation curves of current with time

圖14 不同閉合力下的端面溫度T1Fig.14 Face temperature T1under different closing forces

圖15 不同閉合力下的端面溫度T2Fig.15 Face temperature T2under different closing forces

從圖17可以看出，隨著閉合力的增加，密封的泄漏量總體呈下將趨勢，但絕對泄漏量變化不大，基本維持在0.97～0.98 kg/s之間。泄漏量隨著閉合力的下降在于較大的密封閉合力使得密封間隙變小，通過間隙內(nèi)的流體必然下降，同時可能存在兩相流的狀態(tài)，也能使得密封的泄漏量下降。

圖16 不同閉合力下的端面摩擦力Fig.16 Face friction under different closing forces

圖17 不同閉合力下的泄漏量Fig.17 Leakage under different closing forces

3 結(jié) 論

1) 4次升速過程的試驗結(jié)果表明，正常的升速過程會出現(xiàn)溫度振蕩，其頻率在0.5～2 Hz，是一種低頻振蕩特征，或許與兩相流介質(zhì)的屬性的變化存在較大的關(guān)系。當(dāng)轉(zhuǎn)速大于13 500 r/min后，端面溫升顯著下降，表明密封處在非接觸狀態(tài)，具有良好的潤滑性能。

2) 一組理論計算結(jié)果和試驗結(jié)果的對比表明，其誤差超過了50%，現(xiàn)有的理論分析模型并不適用于分析處在兩相流下的密封性能。

3) 高速穩(wěn)定階段的密封運行試驗表明在非接觸端面密封下，高轉(zhuǎn)速會引起更高的端面溫升，特別是低黏度介質(zhì)下溫升更為顯著；同時隨著高速增加泄漏量降低，可能在于水潤滑介質(zhì)汽化的結(jié)果。

4) 隨著密封閉合力的增加，密封端面溫度呈上升趨勢，且當(dāng)閉合力較大時(高于1 815 N)，溫度超過100 ℃，過高的端面溫升使得水介質(zhì)汽化，氣體具有高的可壓縮性和較差的潤滑能力，因此在試驗中表現(xiàn)出一定溫度和摩擦力的振蕩現(xiàn)象，這種現(xiàn)象也可以歸結(jié)為密封受相變影響的一種自激振動。