(北京化工大學流體密封實驗室 北京 100029)

近年來，油氣兩相潤滑技術因其效率高、潤滑效果好、能耗小等優(yōu)點，在高速旋轉(zhuǎn)機械領域得到了廣泛應用。然而隨之而來的油氣兩相潤滑的密封問題，已成為制約其發(fā)展的瓶頸。在油氣兩相條件下，傳統(tǒng)的單介質(zhì)密封不再適用[1]。

目前，國外已經(jīng)研究出應用于航空發(fā)動機高速軸承腔兩相混合潤滑下的非接觸動壓密封，如美國NASA利用流體動力和流體靜力潤滑原理，發(fā)展了主要應用于航空高速軸承腔的高性能流體膜密封裝置[2]。國內(nèi)對干氣密封和上游泵密封等單介質(zhì)密封的研究，主要集中在動壓槽槽形設計及優(yōu)化，密封操作參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)對密封性能的影響，密封端面間流體膜動力狀態(tài)及熱行為等方面[3-5]，而對氣液兩相混合狀態(tài)下的密封端面溫度的基礎理論研究相對較少。密封端面溫度不但影響端面變形，也表征了端面的摩擦狀態(tài)，對密封的運行至關重要，尤其是對于動壓密封啟停時的非開啟狀態(tài)。在非開啟狀態(tài)下，密封端面溫度因干摩擦而急劇上升，進而引起熱變形和熱應力，直接影響到密封的啟停性能。端面溫度引起流場和端面相互作用，產(chǎn)生微米級變形，對密封穩(wěn)態(tài)性能也有著不可忽視的影響[6]。因此，本文作者對端面溫度的監(jiān)測和分析有助于研究密封失效的機制，為進一步研究密封端面溫度對密封性能的影響提供了依據(jù)。

1 工作原理

圖1所示是油氣兩相回流泵送密封(OG-BPS)的結(jié)構(gòu)和工作原理。密封的外側(cè)是潤滑油和空氣，內(nèi)側(cè)是空氣。當轉(zhuǎn)速超過一定范圍時，在旋轉(zhuǎn)元件的高攪拌力和自身離心力的共同作用下，油被分解成小油滴，油滴與空氣充分混合形成油氣兩相介質(zhì)。

圖1 OG-BPS結(jié)構(gòu)和工作原理圖

動環(huán)低壓側(cè)開設微米級的螺旋槽。當密封運轉(zhuǎn)時，高壓側(cè)的流體從密封環(huán)外側(cè)進入端面，部分流體泄漏到低壓側(cè)，由于螺旋槽的存在，泄漏流體被吸入槽中并隨槽一起旋轉(zhuǎn)。當流體移動到螺旋槽的根部時，流道變窄，流體在此處聚集，從而產(chǎn)生高壓區(qū)并起到密封作用。其中，泄漏流體在低壓側(cè)被“吸回”到高壓側(cè)的效果稱為“回流泵送”。

當轉(zhuǎn)速低于開啟轉(zhuǎn)速時，密封環(huán)相互接觸，稱此狀態(tài)為未開啟態(tài)。當轉(zhuǎn)速高于開啟轉(zhuǎn)速時，密封環(huán)不再相互接觸，稱此狀態(tài)為開啟態(tài)。由于2種狀態(tài)的傳熱機制不同，以下將分別進行分析。

2 熱-固耦合分析模型

2.1 物理模型

槽形為螺旋槽，其表達式為

r=rgeθtanα

(1)

式中：rg為槽根半徑，mm；θ為螺旋線轉(zhuǎn)角，(°)；α為螺旋角，(°)。

密封的具體結(jié)構(gòu)尺寸及操作參數(shù)如表1所示。

表1 OG-BPS的結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)

鑒于幾何模型的中心對稱和周期性，選取密封環(huán)一個周期作為計算區(qū)域。周期性邊界條件為

{φ(r,θ2,z)=φ(r,θ1,z)

θ2=θ1+2π/Ng

(2)

開啟態(tài)和未開啟態(tài)下的數(shù)值模型如圖2所示。開啟態(tài)下的流體域分為2個區(qū)域，分別是槽區(qū)流體域和膜區(qū)流體域。流體域單周期模型(厚度方向尺寸放大1 000倍)如圖2(c)所示。

圖2 數(shù)值分析模型

2.2 網(wǎng)格劃分及驗證

根據(jù)文獻[7]，在槽區(qū)厚度方向上以1 μm劃分一層網(wǎng)格，膜區(qū)劃分8～10層網(wǎng)格時計算精度最高。因此，槽區(qū)流體域劃分5層網(wǎng)格，膜區(qū)劃分9層網(wǎng)格。由于模型中存在螺旋線與圓弧線相交的尖點，因此在ICEM軟件運用進行拓撲原理劃分六面體網(wǎng)格，對網(wǎng)格進行修復，提高網(wǎng)格質(zhì)量。經(jīng)網(wǎng)格無關性驗證，最終動環(huán)網(wǎng)格數(shù)為1 218 009，靜環(huán)網(wǎng)格數(shù)為1 022 300，周期流體域網(wǎng)格數(shù)為492 600；未開啟態(tài)下的網(wǎng)格數(shù)為2 389，網(wǎng)格平均質(zhì)量0.998。網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分

2.3 熱平衡分析

由于密封邊界復雜，因此進行如下假設[8]：(1)密封環(huán)的溫度場為穩(wěn)態(tài)溫度場；(2)介質(zhì)泄漏率很小，認為熱量全部由密封環(huán)傳遞；(3)開啟態(tài)時密封動靜環(huán)端面熱流密度均勻分布；(4)與動、靜環(huán)接觸的密封元件的熱邊界為對流換熱；(5)與輔助密封元件O形圈相接處的邊界為絕熱邊界；(6)密封介質(zhì)和密封環(huán)材料的性質(zhì)不隨溫度變化。

圖4所示是密封環(huán)的理論模型。密封在開啟態(tài)下，其端面間的黏性剪切熱為QV；密封在未開啟態(tài)下，動環(huán)、靜環(huán)端面間摩擦熱為QF；輔助密封O形圈的摩擦熱和彈簧的振動熱等為QG，由于其熱量很小，因此計算時忽略。散熱包括：動環(huán)旋轉(zhuǎn)時表面與油氣兩相流體、空氣的強對流換熱QA1、QA2；靜環(huán)與油氣兩相流體、空氣的弱對流換熱QB1、QB2；動環(huán)傳遞給軸、靜環(huán)傳遞給靜環(huán)座的熱量QC1、QC2；流出密封端面的氣相、液相帶走的熱量QD1、QD2。根據(jù)微流場的計算結(jié)果，密封進出口的介質(zhì)質(zhì)量流量很小，為10-6g/s量級，可視為零泄漏[9]，因此忽略介質(zhì)帶走的熱量。

圖4 密封環(huán)理論模型

簡化后的熱平衡條件為

QV(QF)=QA1+QA2+QB1+QB2+QC1+QC2

2.4 邊界條件

根據(jù)密封環(huán)的結(jié)構(gòu)，熱邊界條件[10]如表2所示。

表2 OG-BPS的熱邊界

未開啟態(tài)下的力邊界條件如表3所示。

表3 力邊界條件設置

2.5 黏性剪切熱(QV)計算

黏性剪切熱可由以下公式[11]計算得出：

QV=qV×Af

(3)

式中:qv為熱流密度，qV=μr2oω2/hm，其中μ為油氣兩相流體混合物的動力黏度，Pa·s，ro為密封端面外徑，mm；ω為密封運轉(zhuǎn)角速度，rad/s；hm為平均膜厚，mm；Af為密封端面面積，mm2。

2.6 密封環(huán)熱量分配

由于動、靜環(huán)的結(jié)構(gòu)尺寸和物性參數(shù)不同，熱量在兩個密封環(huán)上的分配不同[12]，采用如式(4)所示熱穩(wěn)態(tài)溫度計算公式。

tf=qV(hl-y)/λ

(4)

式中：hl為密封環(huán)的軸向厚度，mm；y為距端面的距離，mm；λ為密封環(huán)的導熱系數(shù)，W/(m·K)。

由于密封端面處兩個環(huán)的溫度相等，所以當y=0時，有：

{qrhr/λr=qshs/λs

qw+qs=q

(5)

式中：qr、hr、λr為動環(huán)參數(shù)；qs、hs、λs為靜環(huán)參數(shù)。

由公式(5)計算得到動環(huán)的熱流密度和靜環(huán)的熱流密度分別為

{qs=q/(1+hsλw/hwλs)

qw=q-qs

未開啟態(tài)密封端面固-固摩擦熱的熱流密度計算采用式(6)。

q(i)=2πnr(i)fp(i)

(6)

式中:q(i)為i點熱流密度，W/m2；p(i)為i點接觸壓力，Pa；n為轉(zhuǎn)速，r/s；r(i)為i點接觸半徑，m。

2.7 對流換熱系數(shù)

動環(huán)與油氣的對流換熱系數(shù)[13]計算公式參見公式(7)。動環(huán)與空氣的對流換熱系數(shù)參見公式(8)。靜環(huán)與其周圍流體的流動不存在旋轉(zhuǎn)流，對流換熱系數(shù)計算公式參見公式(9)。

α1=λdo·0.135·[(0.5Re2e+Re2f)·Pr]0.33

(7)

α2=0.21λ2Ss·(Ta2·Pr)0.25

(8)

α3=0.023λ2Ss·(εl·Re0.8Pr0.4)

(9)

2.8 計算流程圖

計算流程圖如圖5所示。

圖5 熱固耦合計算流程

3 溫度場計算及分析

3.1 溫度場云圖

計算得到的開啟態(tài)密封環(huán)溫度場云圖如圖6所示。動環(huán)溫度低于靜環(huán)溫度，這是因為動環(huán)側(cè)為油氣側(cè)且高速旋轉(zhuǎn)，對流換熱比靜環(huán)強。

圖6 開啟態(tài)下的溫度場云圖(℃)

未開啟態(tài)下的溫度場云圖如圖7所示。隨著接觸壓力或速度的增加，熱流密度會更大，因此，最高溫度點位于密封環(huán)接觸的外半徑側(cè)。靜環(huán)(石墨環(huán))具有較大的熱導率，因此其溫度梯度大于動環(huán)的溫度梯度。

圖7 未開啟態(tài)下的溫度場云圖(℃)

3.2 操作參數(shù)對密封端面溫度的影響3.2.1 轉(zhuǎn)速的影響

圖8示出了轉(zhuǎn)速對密封端面溫度的影響。結(jié)合試驗結(jié)果，圖7中3 000 r/min及以上是開啟態(tài)的計算結(jié)果。未開啟態(tài)下，隨著轉(zhuǎn)速的增加，黏性剪切熱和摩擦熱都增加，因此端面的溫升明顯。同時，開啟態(tài)下的轉(zhuǎn)速增加使對流換熱系數(shù)增大，從而增強了傳熱，因此端面溫度緩慢增加。

圖8 轉(zhuǎn)速對密封端面溫度的影響

3.2.2 壓差的影響

圖9 示出了壓差對密封端面溫度的影響?？梢钥闯?，未開啟態(tài)下，隨著壓差增加，端面溫度受接觸半徑影響較大。這是由于未開啟態(tài)下的端面溫升主要來源于摩擦熱。因壓差對開啟態(tài)下的溫度無影響，不作比較。

圖9 壓差對密封端面溫度的影響

3.2.3 液氣比的影響

如圖10所示，在未開啟態(tài)下，當液氣比增加時，對流傳熱效果增強并且溫度明顯下降；在開啟態(tài)下，由于剪切熱和對流換熱的綜合作用，液氣比對溫度變化影響不大。

圖10 液氣比對密封端面溫度的影響

4 試驗驗證

4.1 試驗裝置

OG-BPS的裝置設計圖和試驗裝置分布如圖11和圖12所示。

圖11 密封裝置設計圖

圖12 密封試驗裝置

4.2 轉(zhuǎn)速對密封端面溫度的影響

如圖13所示，3 000 r/min時密封端面開啟。轉(zhuǎn)速對未開啟狀態(tài)下的端面溫度有較大影響，而對開啟態(tài)下的端面溫度影響較小。當轉(zhuǎn)速增加到一定值時，端面開啟，密封環(huán)會由于開啟前的干摩擦而有輕微溫升。試驗結(jié)果與計算結(jié)果基本一致。測得3組的試驗值方差均在5%以下。

圖13 不同轉(zhuǎn)速下的溫度變化曲線

4.3 不同壓差對密封端面溫度的影響

如圖14所示，在未開啟態(tài)下，壓差對端面溫度有顯著的影響；當密封件處于開啟態(tài)時，流體的黏性剪切熱是唯一的熱源，其值遠低于固體摩擦熱，因此溫升較小。試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果基本吻合。

圖14 不同壓差下的溫度變化曲線

4.4 不同油氣比對密封端面溫度的影響

如圖15所示，試驗結(jié)果稍高于數(shù)值計算結(jié)果，這是由于試驗中密封處于剛開啟的狀態(tài)，溫升主要來源于未開啟態(tài)時的摩擦熱。當密封處于無油潤滑狀態(tài)時，溫升最大，其次為油霧潤滑，噴油潤滑最小。因此潤滑油對密封有很大的冷卻效果。

圖15 不同潤滑條件下的溫度變化曲線

5 結(jié)論

(1)開啟態(tài)下的端面溫度遠遠低于未開啟態(tài)下的端面溫度，因此可通過端面溫度判斷密封開啟狀態(tài)。在啟動/停止階段，轉(zhuǎn)速應快速增加/減少，以避免在低速階段長時間停留并防止密封環(huán)熱裂紋損壞。

(2)在未開啟態(tài)下，端面溫度隨著轉(zhuǎn)速和壓差的增加而急劇增加，但隨著液氣比的增大，端面溫度迅速下降，油氣兩相潤滑有利于啟停運行。

(3)在密封工作時，隨著工況參數(shù)(轉(zhuǎn)速、壓力和液氣比)的變化，溫度變化幅度較小，總體溫度較低，表明OG-BPS在變工況條件下能夠穩(wěn)定可靠地工作。