新型流线槽流体动压型机械密封性能*

2022-09-21周思遥周绍玉王和顺张车宁朱维兵

润滑与密封 2022年9期

周思遥陈敏周绍玉王和顺张车宁朱维兵

(1.西华大学机械工程学院四川成都 610039；2.中密控股股份有限公司四川成都 610046)

国内的核电技术虽然经过多年发展目前在全球领域占据着重要地位，但在关键零部件及原材料上仍有短板并依赖进口。尤其是在核主泵机械密封技术上，国外公司对我国实行技术封锁，使得我国的核主泵密封技术发展大大受限。核主泵是核电站一回路系统的重要部分，其密封是核安全一级设备，如果失效将造成放射性物质的泄漏甚至故障停机，因此核主泵用机械密封是核电站的关键部件之一，同时对密封的可靠性及工作性能的要求极高[1]。核主泵用机械密封有2种形式：流体静压式和流体动压式多级串联机械密封。其中，流体动压式机械密封一般采用三套完全相同的密封串联，每级密封都必须能单独承担系统的全部压力，大大提高了密封系统的可靠性；并且流体动压型机械密封的密封端面磨损量小、寿命长，在使用过程中不易产生电泳现象，所以越来越受核电厂的青睐[2-3]。魏邦华和袁潮潋[4]以ANDRITZ核主泵第三级机械密封为研究对象，分析了机械密封故障的原因，发现密封流体膜刚度不足是根本原因。吴兆山等[5]以自主研发的核主泵用机械密封装置为研究对象，通过长周期的槽型对比运转试验，验证了研制的密封装置的良好性能。

常见的机械密封端面开槽的槽型有周向槽、直线槽、斜线槽、圆弧槽、矩形槽、螺旋槽、组合槽等[6-8]。MAYER[9]最早对密封端面开槽的机械密封进行了相关研究；KEY等[10]对矩形槽机械密封进行了数值分析；ZHANG等[11]对螺旋槽主泵机械密封进行了研究；刘杰[12]对核主泵用镶嵌式直线槽流体动压机械密封进行了研究；刘伟等人[13]提出了以波度密封为例建立流体动压机械密封流固耦合模型来完善核主泵机械密封研究；冯晓东等[14]提出了在密封端面研磨出9个波形槽来提高动压主泵机械密封的性能；周磊等人[15]提出了建立端面机械密封流体润滑理论模型来分析流线槽密封性能。

本文作者以核主泵用新型流线槽流体动压型机械密封为研究对象，建立了密封端面间的压力控制方程，研究了流线槽机械密封密封机制，分析了槽型结构参数对密封性能的影响。

1 新型流线槽密封端面结构

流线槽机械密封结构如图1所示。图中，αg为槽区弧长，αw为密封堰弧长，ri为密封环内径，ro为密封环外径，rg为槽根圆半径。

图1 流线槽密封端面结构

槽型1的边缘型线与极角θ和极径r之间的关系为

(1)

式中：θ0为型线边缘型槽开口处起点的初始极角；r0为型槽1的边缘型线于型槽1开口处起点的半径；h为轴向相对的两密封端面的平均间隙；Q为密封间隙内介质体积的泄漏量；ω为两密封端面相对旋转的角速度。

2 控制方程及模型参数

2.1 控制方程

假设密封端面间膜流动为层流、稳态、等温流动，则极坐标下的雷诺方程为

(2)

对式(2)进行量纲一化处理得：

(3)

其中：

式中：h0为流体膜厚；ro为内径；p0为端面低压侧压力。

采用有限差分法对式(3)进行数值求解，应用软件进行迭代可得到压力分布，进而可计算出开启力(Fo)、泄漏量(q)、刚度(Kz)、刚漏比(τ)等参数。

2.2 密封性能参数计算

由端面压力分布，可得端面开启力Fo的计算式为

(4)

式中：θ0、θα为周向边界；N为流线槽的槽数；ro、ri为径向边界。

泄漏量q的计算式为

(5)

式中：Ri为量纲一内径；Pi为量纲一内压。

由端面开启力相对于间隙的微小变化得流体膜刚度Kz为

(6)

由刚度和泄漏量之比得刚漏比τ为

(7)

2.3 模型参数

槽型参数和工况参数如表1和表2所示。

表1 密封几何参数

表2 密封工况参数

3 计算结果及分析

3.1 槽数的影响

当槽数在6～25个变化时，槽数对密封性能的影响如图2所示。

图2 槽数对开启力(Fo)、泄漏量(q)、刚度(Kz)、刚漏比(τ)的影响

从图2中可看出：

(1)随着槽数的逐渐增加，开启力、泄漏量和刚度呈整体上升的趋势，刚漏比则呈现整体减小的趋势。

(2)当槽数在6～12个时，开启力、刚度都随着槽数的增大而迅速增大；槽数在12～25个时，开启力和刚度增长速率明显减缓且最后趋于稳定。

当槽数增加时，密封端面能产生流体动压效应的区域增加，因此开启力和泄漏量随之增大。

3.2 槽深的影响

当槽深在0.5～20 μm变化时，槽深对密封性能的影响如图3所示。

图3 槽深对开启力(Fo)、泄漏量(q)、刚度(Kz)、刚漏比(τ)的影响

从图3中可看出：

(1)随着槽深的逐渐增加，开启力、泄漏量和刚度、刚漏比均呈先增加后减小的趋势，并且开启力和泄漏量变化规律基本一致。

(2)当槽深在0.5～2 μm时，随着槽深增加，开启力和泄漏量迅速增大，且两者均在槽深为2 μm时取得最大值；当槽深为2～10 μm时，随着槽深的增加，开启力和泄漏量迅速减小；槽深取值大于10 μm时，随着槽深的增加，开启力和泄漏量缓慢减小。

(3)当槽深在0.5～1.5 μm时，随着槽深的增加，刚度迅速增大，并在槽深为1.5 μm时取得最大值；当槽深在1.5～10 μm时，随着槽深的增加，刚度迅速减小；槽深取值大于10 μm时，随着槽深的增加，刚度缓慢减小。

(4)当槽深在0.5～1 μm时，刚漏比随着槽深的增加迅速增大，并在槽深为1 μm时取得最大值；当槽深在1～10 μm时，刚漏比随着槽深的增加迅速减小；槽深取值大于10 μm时，刚漏比随着槽深的增加缓慢减小。

当槽深增加时，由产生动压效应的条件可知，密封端面的动压效应先增强后减弱从而引起流体膜的压力先升高后降低，因此开启力呈先上升后下降的趋势。槽深对泄漏量的影响曲线呈现相同的趋势的原因，其一是由于动压效应随着槽深的增加先增强后减弱，其二是由于槽深的增加引起流体膜膜厚增加，引起泄漏量的增大，但前者是决定性因素。

3.3 密封端面间隙的影响

当密封间隙在1～20 μm变化时，密封端面间隙对密封性能的影响如图4所示。

图4 密封端面间隙对开启力(Fo)、泄漏量(q)、刚度(Kz)、刚漏比(τ)的影响

从图4中可看出：

(1)随着端面间隙的逐渐增大，开启力、刚度和刚漏比均呈现整体下降并趋于恒定的走势，泄漏量则呈现整体上升的趋势。

(2)当间隙在1～5 μm时，开启力下降的速度很快；当间隙在5 μm之后时，开启力下降的速度缓慢。当间隙为1～3 μm时，刚漏比的下降速度较快；当间隙在3～20 μm时，刚漏比的下降速度较慢，且最后趋于平稳。

随着密封端面间隙的增加，动压效应减小的程度越来越大，当端面间隙增加到一定的值时，动压效应几乎没有，因此开启力和刚度先迅速减小，后趋于稳定。由于端面间隙增大，泄漏的路径变宽因此泄漏量随着端面间隙的增加一直增大。

3.4 槽长比的影响

槽长比反映了流线槽在径向上的开槽长度。当槽长比在0.1～0.9变化时，槽长比对密封性能的影响如图5所示。

图5 槽长比对开启力(Fo)、泄漏量(q)、刚度(Kz)、刚漏比(τ)的影响

从图5中可看出：

(1)随着槽长比的逐步增大，开启力、刚漏比随着槽长比增大呈现先增后减的趋势，刚度和泄漏量则整体均呈现增长的趋势。

(2)当槽长为0.1～0.8时，开启力随着槽长比的增加呈上升的趋势；当槽长比大于0.8时，开启力随着槽长比的增加呈下降趋势，并且在槽长比为0.8时取得最大值。随着槽长比的增加，泄漏量呈上升趋势。

(3)当槽长比为0.1～0.6时，刚度随着槽长比的增加迅速增大；当槽长比大于0.6时，刚度随着槽长比的增加缓慢增大。当槽长比为0.1～0.45时，刚漏比呈上升的趋势，当槽长比大于0.45时，刚漏比呈下降的趋势，且在槽长比为0.45时取得最大值。

槽长比对开启力的影响规律呈现先增大后减小的趋势是因为随着槽长比的增加，流线槽对进入流线槽的液体的阻挡作用先增强后减弱，进而引起动压效应先增强后减弱。槽长比对泄漏量的影响规律则是因为随着槽长比的增加，流体膜的压力一直增大，流体膜的压力大，泄漏量就大。

3.5 堰宽比的影响

堰宽比反映了流线槽在圆周方向的宽度。当堰宽比在0.1～0.9变化时，堰宽比对密封性能的影响如图6所示。

图6 堰宽比对开启力(Fo)、泄漏量(q)、刚度(Kz)、刚漏比(τ)的影响

从图6中可看出：

(1)随着堰宽比的增大，开启力、泄漏量和刚度、刚漏比均整体呈现先增大后减小的趋势。

(2)当堰宽比为0.1～0.6时，随着堰宽比的增加，开启力和刚度呈上升趋势；当堰宽比为0.6～0.9时，随着堰宽比的增加，开启力和刚度均呈下降趋势，且两者均在堰宽比为0.6时取得最大值。

(3)当堰宽比为0.1～0.7时，泄漏量随着堰宽比的增加呈上升趋势；当堰宽比为0.7～0.9时，泄漏量随着堰宽比的增加呈下降趋势，且在堰宽比为0.7时取得最大值。

(4)当堰宽比为0.1～0.5时，刚漏比随着堰宽比的增加呈上升趋势；当堰宽比为0.5～0.9时，刚漏比随着堰宽比的增加呈下降趋势，且在堰宽比为0.5时取得最大值。

随着堰宽比的增加，流线槽在密封环上的宽度越来越大，产生动压效应的区域也越来越大，但产生流体动压效应强度却是不同的。当堰宽比取值范围在0.1～0.6时，密封端面的流体动压效应逐渐增强，同时流体膜的厚度也随着增大，从而引起开启力和泄漏量增大；当堰宽比取值范围在0.6～0.9时，密封端面的流体动压效应逐渐减弱，因此开启力和泄漏量逐渐减小。堰宽比大于0.6时会引起相邻槽区互相产生影响，降低了动压效应。