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].因此有必要開展多相環(huán)境下單金屬密封端面微流場及密封性能研究.

目前，國內(nèi)外針對金屬密封已開展相關(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)合國外鉆井案例對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，考察多場作用下密封端面變形規(guī)律和混合潤滑機(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.總體來說，單金屬密封的研究主要集中于端面熱力變形、多場耦合作用及結(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分析提供一定的參考，如彭旭東等[14-15]分別開展了機(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)測了兩相密封對軸向擾動(dòng)的瞬態(tài)響應(yīng)；陳匯龍等[22]對液固兩相工況下機(jī)械密封端面特征及沉積狀態(tài)開展了相關(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)流場特性，探討振動(dòng)工況對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啟力的作用，靜環(huán)與動(dòng)環(huán)端面形成微米級潤滑油膜，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)合多場耦合數(shù)值計(jì)算結(jié)果[11]，建立多個(gè)不同工況對應(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)忽略壓力對流體黏度的影響；(4)不考慮金屬密封環(huán)與液膜的滑移問題.

由于存在壓差和動(dòng)靜環(huán)間相對運(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，相對粗糙度最低可達(dá)到8.3%，對密封間隙內(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和速度場.該模型考慮低雷諾數(shù)及剪切流修正，對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下的潤滑油黏度；λ為黏溫系數(shù).

鉆井泥漿是由水、膨潤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，對應(yīng)參考溫度T0=180 ℃，兩相流體物性參數(shù)為潤滑油黏度μoil-0=0.0016 Pa·s，泥漿黏度μmud-0=0.0227 Pa·s，潤滑油密度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)兩相流場分布.在穩(wěn)態(tài)基礎(chǔ)上使用用戶自定義函數(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)格無關(guān)性及方法準(zhǔn)確性驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格無關(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)的模型開展單金屬密封計(jì)算域的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證.不同網(wǎng)格數(shù)量時(shí)密封間隙內(nèi)潤滑油泄漏率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)算模型來開展后續(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與文獻(xiàn)所得趨勢一致，數(shù)值基本吻合，兩者的最大偏差不超過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，液膜壓差曲線由近似線性變化變?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)流線細(xì)節(jié)圖可知，由于倒角結(jié)構(gòu)和兩相流體間相對運(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)泥漿無法侵入相對高壓的密封區(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的變化趨勢并不明顯.結(jié)合圖7放大圖可知，靠內(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??；在r>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，且潤滑油黏度降低.因此，單金屬密封潤滑油泄漏率的增長幅度顯著，開啟力受膜壓影響也呈正相關(guān)增長趨勢.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)，開啟力基本不變，而單金屬密封泄漏率和摩擦力分別增長了15.4%和4.6倍.這主要是因?yàn)檗D(zhuǎn)速變化對密封區(qū)Ⅱ的液膜壓力影響較小，但對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，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)間的延長不斷擴(kuò)大，但變化過程相對緩慢.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，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，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)間延長不斷衰減.對于侵入密封間隙的泥漿體積來說，其均值隨環(huán)境壓力增加呈先升后降的變化趨勢，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)對單金屬密封液膜開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趨勢.特別是在轉(zhuǎn)速n=1000 r/min時(shí)，開啟力的波峰和波谷值開始衰減，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.