張敏佳 ,馬 藝,2* ,孟祥鎧,2 ,彭旭東,2 ,王玉明

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,浙江 杭州 310023;2.浙江工業(yè)大學(xué) 過(guò)程裝備及其再制造教育部工程研究中心,浙江 杭州 310023)

單金屬密封作為牙輪鉆頭常用密封形式之一，具有耐高溫、耐磨損和抗振動(dòng)等特點(diǎn)，對(duì)鉆頭軸承系統(tǒng)起到了良好的保護(hù)作用.井下工作時(shí)，單金屬密封面臨著高溫高壓、頻繁振動(dòng)和復(fù)雜多相環(huán)境等惡劣工況，其使用壽命受到嚴(yán)峻挑戰(zhàn)，尤其是受外界稠密多相流環(huán)境影響，攜帶高濃度固體顆粒的鉆井泥漿極易侵入密封端面，加速端面磨損，進(jìn)一步造成密封失效和鉆頭破壞[1-2].因此有必要開(kāi)展多相環(huán)境下單金屬密封端面微流場(chǎng)及密封性能研究.

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)金屬密封已開(kāi)展相關(guān)理論、模擬和試驗(yàn)研究.Xiong等[3]建立第一代單金屬密封(SEMS)穩(wěn)態(tài)數(shù)值模型，研究膜厚、液膜壓力和泄漏率等密封參數(shù)的變化規(guī)律；Carre等[4]和Grimes等[5]結(jié)合國(guó)外鉆井案例對(duì)比分析了第一代單金屬密封(SEMS)和第二代單金屬密封(SEMS2)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及性能差異；張毅等[6-7]利用有限元法分析了SEMS2端面接觸應(yīng)力分布和磨損形貌，針對(duì)高壓工況進(jìn)行了結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)；Zhou等[8]、Huang等[9]和Zhang等[10]研究了雙金屬密封(DMES)中橡膠圈的應(yīng)力分布及磨損規(guī)律；馬藝等[11-12]和陳宇濤[13]建立SMES2熱流固耦合數(shù)值模型，考察多場(chǎng)作用下密封端面變形規(guī)律和混合潤(rùn)滑機(jī)理，并進(jìn)一步研究了振動(dòng)工況下液膜形狀及性能演變規(guī)律.總體來(lái)說(shuō)，單金屬密封的研究主要集中于端面熱力變形、多場(chǎng)耦合作用及結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化，尚未有單金屬密封端面間隙兩相流體流動(dòng)特性的相關(guān)研究.部分學(xué)者針對(duì)機(jī)械密封兩相流動(dòng)的研究可為單金屬密封間隙微流場(chǎng)分析提供一定的參考，如彭旭東等[14-15]分別開(kāi)展了機(jī)械密封端面氣液兩相和固液兩相流的研究，分析了端面流動(dòng)特征及磨損狀態(tài)；李世聰?shù)萚16]和李雙喜等[17]基于動(dòng)壓型機(jī)械密封油氣兩相熱流固耦合模型，考察了不同工況下動(dòng)態(tài)密封性能的變化規(guī)律；Salant等[18]、Blasbalg等[19]、Wang等[20]和楊笑等[21]提出考慮相變和空化的機(jī)械密封兩相數(shù)值模型，預(yù)測(cè)了兩相密封對(duì)軸向擾動(dòng)的瞬態(tài)響應(yīng)；陳匯龍等[22]對(duì)液固兩相工況下機(jī)械密封端面特征及沉積狀態(tài)開(kāi)展了相關(guān)研究.但上述研究方法并不完全適用于單金屬密封特有的變壓振動(dòng)工況及潤(rùn)滑油-鉆井泥漿的雙腔多相工作環(huán)境.

本文中基于單金屬密封熱流固耦合數(shù)值模擬結(jié)果，建立單金屬密封端面三維非均一液膜模型，采用Fluent軟件模擬兩相條件下單金屬密封微流場(chǎng)特性及密封性能，分析不同環(huán)境壓力和轉(zhuǎn)速下密封間隙液膜壓力、泥漿體積分布、泄漏率和摩擦力等性能參數(shù)的演化規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上，聯(lián)合用戶(hù)自定義函數(shù)和動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)，進(jìn)一步研究周期性振動(dòng)條件下單金屬密封間隙動(dòng)態(tài)流場(chǎng)特性，探討振動(dòng)工況對(duì)密封界面泥漿侵入特性的影響機(jī)理，為高可靠性鉆頭軸承金屬密封系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與開(kāi)發(fā)提供理論依據(jù).

1 模型建立及條件設(shè)置

1.1 幾何模型

單金屬密封結(jié)構(gòu)主要包括金屬動(dòng)環(huán)、金屬靜環(huán)、O形橡膠圈和橡膠支撐墊，如圖1所示.井下工作時(shí)，單金屬密封的內(nèi)徑側(cè)介質(zhì)為潤(rùn)滑油，外徑側(cè)介質(zhì)為鉆井泥漿.金屬動(dòng)環(huán)隨主軸轉(zhuǎn)動(dòng)，由于彈性元件和流體介質(zhì)壓力所形成的閉合力與端面液膜開(kāi)啟力的作用，靜環(huán)與動(dòng)環(huán)端面形成微米級(jí)潤(rùn)滑油膜，以阻止?jié)櫥托孤┖豌@井泥漿侵入軸承區(qū)域.

Fig.1 Structure of single metal seals 圖1 單金屬密封結(jié)構(gòu)示意圖

結(jié)合多場(chǎng)耦合數(shù)值計(jì)算結(jié)果[11]，建立多個(gè)不同工況對(duì)應(yīng)的單金屬密封非均一三維液膜模型.為提高計(jì)算效率，考慮到單金屬密封間隙流體膜厚沿周向具有一致性，選取密封間隙的十八分之一(20°)作為本文中的計(jì)算域.計(jì)算域沿徑向方向分為楔角區(qū)Ⅰ (29 mm≤r<31 mm)、密封區(qū)Ⅱ (31 mm≤r<34.3 mm)和倒角區(qū)Ⅲ (34.3 mm≤r≤34.5 mm)，以充分考慮鉆井泥漿侵入密封端面間隙的過(guò)程.單金屬密封主要結(jié)構(gòu)參數(shù)和工況參數(shù)列于表1中.

表1 單金屬密封結(jié)構(gòu)和工況參數(shù)Table 1 Structural and operating parameters of single metal seals

1.2 湍流模型和兩相流模型

為簡(jiǎn)化單金屬密封液膜模型，作如下假設(shè)：(1)密封間隙具有連續(xù)性；(2)兩相流體互不相容，均為不可壓縮的均質(zhì)流體，密度恒定；(3)忽略壓力對(duì)流體黏度的影響；(4)不考慮金屬密封環(huán)與液膜的滑移問(wèn)題.

由于存在壓差和動(dòng)靜環(huán)間相對(duì)運(yùn)動(dòng)，密封間隙流體運(yùn)動(dòng)呈壓差剪切流形式.采用流動(dòng)因子ε[23]判斷密封間隙流體流動(dòng)狀態(tài)，計(jì)算得到 ε<1，即理論上密封間隙流體應(yīng)處于層流狀態(tài).但由于內(nèi)外徑側(cè)楔角與倒角的漸變結(jié)構(gòu)特征，兩處容易出現(xiàn)渦旋等湍流特征，并可能對(duì)密封區(qū)Ⅱ產(chǎn)生影響.另一方面，在計(jì)算所涉及工況的模型中，相對(duì)粗糙度最低可達(dá)到8.3%，對(duì)密封間隙內(nèi)流體流動(dòng)的影響不容忽視[24].因此，綜合上述考慮，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型計(jì)算單金屬密封間隙流體域的壓力場(chǎng)和速度場(chǎng).該模型考慮低雷諾數(shù)及剪切流修正，對(duì)存在逆壓梯度的流動(dòng)求解精度較高，同時(shí)考慮分離與轉(zhuǎn)捩[25].

因兩相流體互不相容，采用基于歐拉-歐拉法的表面跟蹤模型—Volume of Fluid模型(VOF).VOF模型通過(guò)求解單一的動(dòng)量方程并跟蹤，能夠較好得到兩相流體間的交界面，在液-液兩相流動(dòng)方面已經(jīng)得到了成熟的應(yīng)用[26-27].該模型中不同流體組分共用一套動(dòng)量方程，所涉及的控制方程除該方程外還有質(zhì)量守恒方程和物性方程，具體方程如下所示[28]：

式中：u為流體速度；ρm為混合流體密度；▽為哈密頓算子；p為流體壓力；μm為混合流體動(dòng)力黏度；g為重力加速度；FSV為表面張力等價(jià)體積力；F為相函數(shù)；Φ代指流體黏度等物性參數(shù).

潤(rùn)滑油的黏度μoil采用黏溫方程表示[29]：

式中：T0為參考溫度；μoil-0為參考溫度T0下的潤(rùn)滑油黏度；λ為黏溫系數(shù).

鉆井泥漿是由水、膨潤(rùn)土和各種固體顆粒等形成的高分散體系，可視為偽均質(zhì)流[30]，其黏度μmud采用API石油協(xié)會(huì)推薦形式[31]：

式中：T0為參考溫度；μmud-0為參考溫度T0下的鉆井泥漿黏度；k為溫度系數(shù).

選取參考環(huán)境壓力po=69 MPa，對(duì)應(yīng)參考溫度T0=180 ℃，兩相流體物性參數(shù)為潤(rùn)滑油黏度μoil-0=0.0016 Pa·s，泥漿黏度μmud-0=0.0227 Pa·s，潤(rùn)滑油密度ρoil=861 kg/m3，泥漿密度ρmud=1742 kg/m3.

1.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

采用ICEM軟件對(duì)單金屬密封計(jì)算域進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，邊界條件設(shè)置如圖2所示.進(jìn)口壓力pi為密封環(huán)內(nèi)側(cè)潤(rùn)滑油壓力，出口壓力po為外部鉆井泥漿所處環(huán)境壓力，動(dòng)環(huán)端面設(shè)置轉(zhuǎn)速為n的旋轉(zhuǎn)壁面.VOF模型參數(shù)設(shè)置為第一相為密度ρoil和黏度μoil的潤(rùn)滑油，第二相為密度ρmud和黏度μmud的鉆井泥漿，進(jìn)、出口處鉆井泥漿的體積分?jǐn)?shù)分別為0和100%.

Fig.2 Boundary conditions of calculation domain for single metal seals 圖2 單金屬密封計(jì)算域邊界條件

根據(jù)鉆頭振動(dòng)形式[32]，動(dòng)態(tài)計(jì)算時(shí)將靜環(huán)端面設(shè)置為具有位移振幅為A、振動(dòng)頻率為f的正弦形式的運(yùn)動(dòng)壁面，施加軸向振動(dòng)形式為xy=Asin(2πf·t).選取基于網(wǎng)格比例的分層模型(Dynamic layering)作為動(dòng)態(tài)網(wǎng)格的更新方法.

1.4 求解流程和算法設(shè)置

給定結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作工況參數(shù)，根據(jù)單金屬密封熱-流-固多場(chǎng)耦合計(jì)算結(jié)果，構(gòu)建單金屬密封間隙流體域模型并劃分網(wǎng)格.在Fluent軟件中設(shè)置計(jì)算模型和邊界條件后進(jìn)行初始化賦值，通過(guò)求解相應(yīng)控制方程得到單金屬密封間隙穩(wěn)態(tài)兩相流場(chǎng)分布.在穩(wěn)態(tài)基礎(chǔ)上使用用戶(hù)自定義函數(shù)(UDF)與動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)模擬靜環(huán)的軸向周期性振動(dòng).使用SIMPLEC算法進(jìn)行壓力速度耦合，梯度計(jì)算采用Least squares cell based，壓力插值選用Body force weighted.

2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性及方法準(zhǔn)確性驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

在一定工況條件下(po=69 MPa、Δp=0.5 MPa、n=200 r/min、σ=0.1 μm)，選取不同網(wǎng)格數(shù)的模型開(kāi)展單金屬密封計(jì)算域的網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證.不同網(wǎng)格數(shù)量時(shí)密封間隙內(nèi)潤(rùn)滑油泄漏率Q和密封間隙內(nèi)總泥漿體積Vmud的變化規(guī)律如圖3所示.由圖3可以看出，隨著網(wǎng)格數(shù)量由3.7 W增加至121.1 W，單金屬密封的泄漏率和泥漿體積變化幅度逐漸降低.當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到35 W時(shí)，單金屬密封泄漏率和泥漿體積的變化率分別小于1.4%和0.6%.綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算時(shí)間，選取網(wǎng)格數(shù)為35 W、尺寸為0.04 mm的計(jì)算模型來(lái)開(kāi)展后續(xù)單金屬密封間隙兩相流動(dòng)的模擬研究.

Fig.3 Verification of grid independence of calculation domain 圖3 計(jì)算域網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

2.2 計(jì)算方法準(zhǔn)確性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文中計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，在相同工況參數(shù)、三種不同環(huán)境壓力下，計(jì)算單金屬密封間隙液膜壓力徑向分布，并與文獻(xiàn)[11]結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示.由圖4可以看到，三種不同環(huán)境壓力下密封區(qū)液膜壓力的變化趨勢(shì)與文獻(xiàn)所得趨勢(shì)一致，數(shù)值基本吻合，兩者的最大偏差不超過(guò)0.05%.

Fig.4 Comparison of film pressure of single metal seals between calculated values and reference values[11] 圖4 單金屬密封液膜壓力計(jì)算值與文獻(xiàn)值[11]對(duì)比

3 結(jié)果分析與討論

3.1 密封間隙兩相流動(dòng)特征及密封性能

3.1.1 液膜壓差及泥漿侵入特性

圖5所示為不同環(huán)境壓力po下單金屬密封間隙內(nèi)液膜壓差與泥漿體積分?jǐn)?shù)的曲線(xiàn)圖.圖6所示為不同環(huán)境壓力po下密封區(qū)Ⅱ的液膜壓差和泥漿體積分?jǐn)?shù)分布云圖.由圖5可知，在整個(gè)密封間隙內(nèi)，楔角區(qū)Ⅰ和倒角區(qū)Ⅲ的液膜壓力pL分別與潤(rùn)滑油壓力pi和泥漿壓力po保持一致，密封區(qū)Ⅱ內(nèi)液膜壓差(pL-po)沿徑向逐漸下降.隨著環(huán)境壓力po的增大，密封區(qū)Ⅱ同一徑向位置的液膜壓差不斷減小，液膜壓差曲線(xiàn)由近似線(xiàn)性變化變?yōu)樾卑夹?分析原因主要是因?yàn)榄h(huán)境壓力改變使得O形圈形態(tài)和端面液膜均發(fā)生變化.當(dāng)環(huán)境壓力由3 MPa增加至30 MPa之后，鉆井泥漿壓力克服O形圈對(duì)靜環(huán)的支撐作用，靜環(huán)受力方向和端面液膜狀態(tài)發(fā)生了改變.

由圖5所示泥漿體積變化可以看出，穩(wěn)態(tài)條件下泥漿能夠侵入密封區(qū)Ⅱ外側(cè)和倒角區(qū)Ⅲ.這主要與動(dòng)環(huán)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的剪切流動(dòng)有關(guān).結(jié)合圖5(b)倒角區(qū)流線(xiàn)細(xì)節(jié)圖可知，由于倒角結(jié)構(gòu)和兩相流體間相對(duì)運(yùn)動(dòng)的存在，倒角區(qū)內(nèi)流體流動(dòng)形成渦旋，使得外徑側(cè)泥漿具有一定速度從而進(jìn)入密封間隙內(nèi).當(dāng)動(dòng)環(huán)轉(zhuǎn)速為零時(shí)，密封間隙內(nèi)流體流動(dòng)僅為壓差流動(dòng)，外徑側(cè)泥漿無(wú)法侵入相對(duì)高壓的密封區(qū)；當(dāng)動(dòng)環(huán)施加轉(zhuǎn)速后，流體流動(dòng)改為壓差剪切流動(dòng).在動(dòng)環(huán)旋轉(zhuǎn)帶動(dòng)下，外徑側(cè)泥漿克服壓差侵入到相對(duì)高壓的密封端面.同時(shí)，泥漿侵入?yún)^(qū)域呈“喇叭口”型分布，泥漿體積分?jǐn)?shù)αm沿膜厚方向先增大后減小.以環(huán)境壓力po=69 MPa下密封區(qū)Ⅱ和倒角區(qū)Ⅲ的交界點(diǎn)r=34.3 mm為例，泥漿體積分?jǐn)?shù)的變化幅度可達(dá)18.3%.這是因?yàn)樵娇拷鼊?dòng)環(huán)端面，泥漿獲得的流體旋轉(zhuǎn)速度越大，越容易侵入密封區(qū).而在靠近動(dòng)環(huán)壁面區(qū)，泥漿體積分?jǐn)?shù)受黏性阻礙作用存在一定下降.

由圖6可以看出，隨著環(huán)境壓力po和對(duì)應(yīng)環(huán)境溫度的增加，受金屬動(dòng)、靜環(huán)熱力變形影響，密封區(qū)液膜由收斂型變?yōu)榘l(fā)散型，在環(huán)境壓力po=69 MPa時(shí)，密封區(qū)膜厚沿徑向變化梯度尤為明顯，在外徑側(cè)增至0.90 μm.當(dāng)環(huán)境壓力po從3 MPa升高至69 MPa時(shí)，泥漿侵入半徑由r=32.8 mm外擴(kuò)至33.8 mm，密封區(qū)外徑側(cè)r=34.3 mm處的泥漿體積分?jǐn)?shù)從95.4%降至68.3%.泥漿侵入密封間隙的程度隨著環(huán)境壓力增加而降低.這是因?yàn)楫?dāng)環(huán)境壓力升高時(shí)，端面液膜平均膜厚增加，而且密封區(qū)內(nèi)液膜壓差整體下降，潤(rùn)滑油向外泄漏流動(dòng)增強(qiáng).另外，環(huán)境溫度隨之升高使得潤(rùn)滑油黏度大幅下降，流動(dòng)產(chǎn)生的內(nèi)摩擦力下降.在上述因素的共同影響下，高壓環(huán)境下潤(rùn)滑油在密封間隙內(nèi)的徑向速度大幅增加，兩相流體因相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的內(nèi)摩擦力增加，泥漿侵入密封間隙的能力反而減弱.

Fig.5 Radial distribution of film differential pressure and mud volume fraction in sealing gap under different environmental pressures (n=200 r/min)圖5 不同環(huán)境壓力下密封間隙液膜壓差與泥漿體積分?jǐn)?shù)徑向分布(n=200 r/min)

圖7所示為不同轉(zhuǎn)速n下單金屬密封間隙內(nèi)液膜壓差與泥漿體積分?jǐn)?shù)曲線(xiàn)圖.圖8所示為不同轉(zhuǎn)速n下密封區(qū)Ⅱ的液膜壓差和泥漿體積分?jǐn)?shù)分布云圖.由圖7可以看出，隨著鉆頭轉(zhuǎn)速n由200 r/min提高至1000 r/min，密封間隙內(nèi)部液膜壓差pL-po的變化趨勢(shì)并不明顯.結(jié)合圖7放大圖可知，靠?jī)?nèi)徑側(cè)液膜壓力隨轉(zhuǎn)速升高而降低，外徑側(cè)液膜壓力隨轉(zhuǎn)速升高而增加.這一現(xiàn)象主要與膜厚徑向變化有關(guān).由圖8可知，當(dāng)環(huán)境壓力po=69 MPa時(shí)，端面膜厚沿徑向方向逐漸增大，發(fā)散程度隨轉(zhuǎn)速增大而提高.在徑向r≤32.4 mm區(qū)域內(nèi)，受密封端面熱變形占比增大影響，端面膜厚隨轉(zhuǎn)速增加而減?。辉趓>32.4 mm區(qū)域內(nèi)，膜厚隨轉(zhuǎn)速升高而迅速增加.由于高速旋轉(zhuǎn)使得內(nèi)外側(cè)溫差增大，密封端面徑向熱變形梯度增大，使得液膜發(fā)散程度增加.當(dāng)鉆頭轉(zhuǎn)速n從200 r/min提高至1 000 r/min時(shí)，泥漿侵入密封端面的徑向臨界點(diǎn)從r=33.8 mm內(nèi)移至33.1 mm，各徑向位置處泥漿體積分?jǐn)?shù)隨轉(zhuǎn)速升高而升高，密封區(qū)Ⅱ外側(cè)r=34.3 mm處的泥漿體積分?jǐn)?shù)從68.2%升高至87.5%.經(jīng)統(tǒng)計(jì)，密封間隙內(nèi)泥漿總體積隨轉(zhuǎn)速增加增幅1.2%.這是因?yàn)楸粶u旋帶入的泥漿隨動(dòng)環(huán)轉(zhuǎn)速的提高而具有更高的動(dòng)能，更能克服逆壓差流動(dòng)的壓差能和流動(dòng)阻力，侵入高壓密封端面的程度隨之增強(qiáng).

Fig.6 Distribution of film differential pressure and mud volume fraction in sealing area Ⅱ under different environmental pressures圖6 不同環(huán)境壓力下密封區(qū)Ⅱ液膜壓差和泥漿體積分?jǐn)?shù)分布云圖(n=200 r/min)

Fig.7 Radial distribution of film differential pressure and mud volume fraction in sealing gap under different rotational speeds圖7 不同轉(zhuǎn)速下密封間隙液膜壓差與泥漿體積分?jǐn)?shù)徑向分布(po=69 MPa)

3.1.2 兩相環(huán)境下單金屬密封性能

圖9所示為不同環(huán)境壓力po和轉(zhuǎn)速n下單金屬密封性能變化規(guī)律.由圖9(a)可以看到，在轉(zhuǎn)速一定時(shí)(n=200 r/min)，單金屬密封泄漏率和液膜開(kāi)啟力均隨環(huán)境壓力的升高而增大，液膜摩擦力則剛好相反.當(dāng)環(huán)境壓力po從3 MPa提高至69 MPa時(shí)，泄漏率和開(kāi)啟力分別增至48.2倍和21.3倍，摩擦力降為0.6%.結(jié)合液膜特性及泥漿分布規(guī)律可知，環(huán)境壓力po的增大伴隨著對(duì)應(yīng)地層溫度的升高，密封端面間隙平均膜厚不斷增加，且潤(rùn)滑油黏度降低.因此，單金屬密封潤(rùn)滑油泄漏率的增長(zhǎng)幅度顯著，開(kāi)啟力受膜壓影響也呈正相關(guān)增長(zhǎng)趨勢(shì).另一方面，結(jié)合圖6可知，高壓環(huán)境下泥漿侵入密封間隙的程度減弱，而且環(huán)境溫度隨之升高使得潤(rùn)滑油黏度大幅下降，單金屬密封的摩擦力進(jìn)而逐漸變小.由圖9(b)可知，在環(huán)境壓力一定時(shí)(po=69 MPa)，當(dāng)鉆頭轉(zhuǎn)速n由200 r/min提高至1 000 r/min時(shí)，開(kāi)啟力基本不變，而單金屬密封泄漏率和摩擦力分別增長(zhǎng)了15.4%和4.6倍.這主要是因?yàn)檗D(zhuǎn)速變化對(duì)密封區(qū)Ⅱ的液膜壓力影響較小，但對(duì)液膜平均膜厚和泥漿侵入程度影響顯著.在該環(huán)境壓力下，泥漿黏度大于潤(rùn)滑油黏度，因而混合流體黏度隨轉(zhuǎn)速升高而增加，造成密封端面摩擦力增大.

Fig.8 Distribution of film differential pressure and mud volume fraction in sealing area Ⅱ under different rotational speeds圖8 不同轉(zhuǎn)速下密封區(qū)Ⅱ液膜壓差和泥漿體積分?jǐn)?shù)分布云圖(po=69 MPa)

Fig.9 Variation of sealing performance of single metal seals under different environmental pressures and rotational speeds圖9 不同環(huán)境壓力和轉(zhuǎn)速下單金屬密封性能變化規(guī)律

3.2 振動(dòng)工況下密封間隙流場(chǎng)及性能演化

圖10所示為不同環(huán)境壓力po和轉(zhuǎn)速n下周期性振動(dòng)對(duì)單金屬密封間隙內(nèi)泥漿體積分布的影響.由圖10可以看到，周期性振動(dòng)條件下泥漿侵入密封間隙內(nèi)部的體積分?jǐn)?shù)不斷波動(dòng).在同一轉(zhuǎn)速條件下(n=200 r/min)，當(dāng)環(huán)境壓力po≤30 MPa時(shí)，隨著振動(dòng)時(shí)間的增加，泥漿體積分?jǐn)?shù)的周期性振動(dòng)波型呈逐漸上升趨勢(shì)，泥漿侵入密封區(qū)的徑向臨界點(diǎn)向內(nèi)徑側(cè)移動(dòng)愈發(fā)明顯，即外部泥漿侵入?yún)^(qū)域隨鉆頭工作時(shí)間的延長(zhǎng)不斷擴(kuò)大，但變化過(guò)程相對(duì)緩慢.這使得泥漿逐漸在密封界面累積，極易導(dǎo)致密封端面磨損加劇，加速失效.當(dāng)po>30 MPa時(shí)，泥漿體積分?jǐn)?shù)波型基本保持一致，徑向臨界點(diǎn)變化不明顯.這是因?yàn)楫?dāng)靜環(huán)向動(dòng)環(huán)靠近時(shí)，液膜壓力因擠壓作用增強(qiáng)而升高；當(dāng)靜環(huán)遠(yuǎn)離動(dòng)環(huán)時(shí)，液膜壓力因擠壓作用減弱而降低，液膜壓力的周期性變化導(dǎo)致泥漿體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間不斷波動(dòng).在po≤30 MPa時(shí)，小膜厚下擠壓效應(yīng)強(qiáng)烈，液膜壓力波動(dòng)幅度較大，在密封區(qū)內(nèi)交替形成高壓區(qū)(pL>pi)和低壓區(qū)(pL30 MPa時(shí)，大膜厚下液膜壓力波動(dòng)幅度較小，始終保持沿徑向逐漸降低的規(guī)律，泥漿侵入與擠出行為處于動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài).在同一環(huán)境壓力條件下(po=69 MPa)，隨著轉(zhuǎn)速n提高至1 000 r/min時(shí)，泥漿侵入?yún)^(qū)域和泥漿體積分?jǐn)?shù)隨振動(dòng)時(shí)間的變化明顯大于其他轉(zhuǎn)速，泥漿體積分?jǐn)?shù)振動(dòng)波峰波谷均呈上升趨勢(shì)，最終在動(dòng)環(huán)高速旋轉(zhuǎn)影響下，密封間隙內(nèi)泥漿侵入量與擠出量短暫振蕩后隨時(shí)間延長(zhǎng)逐漸平衡.

圖11所示為不同環(huán)境壓力po和轉(zhuǎn)速n下周期性振動(dòng)對(duì)單金屬密封泄漏率和泥漿體積的影響.由圖11可以看到，振動(dòng)工況下泄漏率和泥漿體積的周期性波動(dòng)形式相反.當(dāng)環(huán)境壓力po由3 MPa提高至69 MPa時(shí)，泄漏率呈整體增大趨勢(shì)，且振幅由波動(dòng)均值的57.4%降低到11.5%.這主要是由于密封區(qū)內(nèi)液膜壓力波動(dòng)隨環(huán)境壓力增加而整體減弱，液膜壓差振幅降低所致.在環(huán)境壓力一定時(shí)(po=69 MPa)，隨著轉(zhuǎn)速的增加，泄漏率均值及最大振幅均增加，但在轉(zhuǎn)速n=1000 r/min時(shí)泄漏率波動(dòng)幅值隨時(shí)間延長(zhǎng)不斷衰減.對(duì)于侵入密封間隙的泥漿體積來(lái)說(shuō)，其均值隨環(huán)境壓力增加呈先升后降的變化趨勢(shì)，泥漿體積隨轉(zhuǎn)速升高不斷增加，而波動(dòng)振幅隨環(huán)境壓力增加而逐漸增大，其受轉(zhuǎn)速影響變化不大.這主要與不同工況下膜厚和泥漿侵入程度的差異有關(guān).結(jié)合圖6與圖8可知，出現(xiàn)這種現(xiàn)象是因?yàn)樵诃h(huán)境壓力po≤30 MPa下，當(dāng)受靜環(huán)振動(dòng)密封區(qū)存在低壓(pLpo)，泥漿流動(dòng)為逆壓差流動(dòng)，但由于密封端面液膜壓力升高，侵入密封區(qū)的泥漿受壓差影響開(kāi)始向外流動(dòng)，同時(shí)外徑側(cè)泥漿仍可受渦旋和剪切流動(dòng)影響侵入密封區(qū)，只是侵入幅度下降.同一個(gè)周期內(nèi)上述兩個(gè)過(guò)程直接導(dǎo)致泥漿侵入和擠出量不同，進(jìn)而在密封區(qū)內(nèi)產(chǎn)生泥漿積累現(xiàn)象.當(dāng)po>30 MPa時(shí)，泥漿侵入程度隨環(huán)境壓力增大快速衰減，泥漿侵入體積量總體減小，而在高壓高轉(zhuǎn)速(po=69 MPa、n=1000 r/min)條件下，隨著泄漏率振動(dòng)幅值逐漸下降，泥漿體積量不斷累積，容易導(dǎo)致密封端面潤(rùn)滑狀態(tài)惡化及泥漿侵入磨損加劇.

Fig.10 Influence of periodic vibration on mud volume distribution under different(a) environmental pressures and (b) rotational speeds圖10 不同(a)環(huán)境壓力和(b)轉(zhuǎn)速下周期性振動(dòng)對(duì)泥漿體積分布的影響

Fig.11 Dynamic changes of leakage rate and mud volume under different environmental pressures and rotational speeds 圖11 不同(a)環(huán)境壓力和(b)轉(zhuǎn)速下周期性振動(dòng)對(duì)泥漿體積分布的影響

圖12所示為不同環(huán)境壓力po和轉(zhuǎn)速n下周期性振動(dòng)對(duì)單金屬密封液膜開(kāi)啟力和液膜摩擦力的影響.由圖12可知，隨著環(huán)境壓力的增加，開(kāi)啟力均值增大而摩擦力均值降低，且兩者的振幅均逐漸減小.當(dāng)環(huán)境壓力po從3 MPa增加至69 MPa時(shí)，開(kāi)啟力和摩擦力波動(dòng)幅度分別由均值的2.1倍和3.3%幾乎降為零.這是因?yàn)榄h(huán)境壓力較低時(shí)振動(dòng)擠壓效應(yīng)明顯，密封區(qū)內(nèi)液膜壓差和體積分?jǐn)?shù)波動(dòng)劇烈，使得開(kāi)啟力和摩擦力振幅均較高.由圖12可知，當(dāng)環(huán)境壓力po=3 MPa時(shí)，摩擦力波動(dòng)曲線(xiàn)緩慢下降，結(jié)合圖10可知，此時(shí)泥漿逐漸累積于密封界面，密封間隙混合黏度降低，從而使得摩擦力波峰略有減小.在同一環(huán)境壓力(po=69 MPa)下，開(kāi)啟力均值與振幅隨轉(zhuǎn)速增加變化較小，而摩擦力均值和振幅均呈增長(zhǎng)趨勢(shì).特別是在轉(zhuǎn)速n=1000 r/min時(shí)，開(kāi)啟力的波峰和波谷值開(kāi)始衰減，摩擦力的波峰和波谷值逐漸遞增.這主要與密封界面泥漿累積和兩相黏度變化有關(guān)，顯然該現(xiàn)象對(duì)于密封間隙液膜的穩(wěn)定保持是不利的.

4 結(jié)論

a.穩(wěn)態(tài)工況下單金屬密封端面泥漿侵入?yún)^(qū)域主要集中于密封區(qū)Ⅱ外側(cè)和倒角區(qū)Ⅲ，侵入程度隨環(huán)境壓力升高和轉(zhuǎn)速降低而減弱.在沿膜厚方向的速度梯度及渦旋作用下，動(dòng)環(huán)端面外側(cè)更易受泥漿侵入影響而發(fā)生磨損.

b.周期性振動(dòng)過(guò)程中，較低環(huán)境壓力(po≤30 MPa)下密封區(qū)泥漿侵入?yún)^(qū)域因動(dòng)態(tài)擠壓效應(yīng)不斷擴(kuò)大且產(chǎn)生累積現(xiàn)象.

Fig.12 Dynamic changing regularity of opening force and friction force under different environmental pressures and rotation speeds圖12 不同環(huán)境壓力和轉(zhuǎn)速下開(kāi)啟力和摩擦力動(dòng)態(tài)變化規(guī)律

c.單金屬密封穩(wěn)態(tài)泄漏率隨環(huán)境壓力和轉(zhuǎn)速增加而顯著增加，液膜摩擦力隨環(huán)境壓力降低和轉(zhuǎn)速增加而增大.周期性振動(dòng)工況下摩擦力均值及振幅隨環(huán)境壓力增加而減小，隨轉(zhuǎn)速升高而增大.