螺旋槽异型结构参数对密封润滑膜汽化特性及性能的影响

2023-11-24陈汇龙陈英健付燕霞卫泽鹏程谦史迪超刘瑞睿

排灌机械工程学报 2023年11期

陈汇龙,陈英健,付燕霞,卫泽鹏,程谦,史迪超,刘瑞睿

(江苏大学能源与动力工程学院,江苏镇江 212013)

通过密封端面微造型产生流体动压效应是动压型机械密封实现流体润滑的关键,对于螺旋槽造型的密封,理论上还可实现密封介质的零泄漏[1-3].可见,端面螺旋槽结构对于密封性能具有举足轻重的作用,尤其面对高温密封介质,螺旋槽结构与润滑膜流动特性、汽化特性和稳定性密切相关[4-5].为此,研究螺旋槽异型结构对高温动压型机械密封液膜汽化及密封性能的影响规律,对提高密封适应能力具有重要意义.

对于液体润滑机械密封的液膜相变问题,不少专家学者已经开展了相关研究.ORCUTT[6]是最早研究液膜汽化问题的学者之一,他使用了一种由旋转的透明圆盘和碳密封环组成的密封,将界面和温度测量可视化,发现在某些情况下,扭矩和泄漏波动伴随着液体边界径向位置的振荡,另一方面,汽化有利于限制温度和降低摩擦扭矩.BEATTY等[7],YASUNA等[8]通过构建间断沸腾模型、似等温低泄漏层流模型、湍流绝热两相流模型、可变温度连续沸腾模型等理论计算模型,分析密封运行时液膜稳定性和密封性能.RUAN等[9]考虑了表面粗糙度和热力耦合,建立了二维稳态间断沸腾模型,认为粗糙度的取向对密封泄漏有影响,相较于气体密封,液体密封和两相密封的热效应更明显.ESTION等[10]通过研究发现密封失稳可能是由相变引起的角相刚度变化导致的,随后又发现在适度放宽假设条件的情况下,沸腾界面总是轴对称的.上述研究在探索密封液膜汽化机理方面取得了显著进展,但主要是针对端面无槽型结构密封的研究.

目前国内外对端面带有螺旋槽微造型的密封液膜汽化问题也开展了相关研究.陈汇龙等[11]通过运用黏温关系建立动压型密封液膜汽化模型,研究了螺旋槽密封液膜汽化特性及其对密封性能的影响规律.马润梅等[12]以泄漏量和开启力为优化目标,对考虑液膜相变的螺旋槽进行了优化分析.对于其他槽、腔微造型密封液膜汽化问题的研究,YANG等[13]提出了一个同时考虑空化和汽化的相变流动模型,对扇形槽密封进行了数值模拟和试验,验证了模型的优越性;ROUILLON等[14]设计了一种特殊造型的螺旋槽,通过试验研究确定了单相流与两相流的转换问题;曹恒超等[15]研究了双列螺旋槽密封不同槽型参数和工况参数对液膜相变和密封性能的影响.

综上,目前对端面螺旋浅槽机械密封的液膜汽化及密封性能已开展了诸多研究,但研究主要关注常规螺旋槽结构,缺乏槽型异型结构影响规律和机理的对比研究.文中以高温液体动压型机械密封为研究对象,建立基于饱和蒸汽压力与温度关系、黏温关系的密封液膜汽化模型,通过Fluent数值计算,研究不同螺旋槽异形结构及参数对液膜汽化及密封性能的影响机理.

1 物理模型

文中在对多种泵送槽结构工作原理进行初步分析的基础上,选择了螺旋槽及其异型槽等3种典型结构进行对比研究.异型槽包括:以螺旋槽为基础,在槽径向中线开始至外槽根逆ω方向作1/4槽宽的周向延伸槽,得到雁型槽;在螺旋槽径向中线位置逆ω方向错开1/4槽宽形成周向延伸槽,得到Z型槽,3种槽型如图1所示.泵送槽开设于动环面,坐标假设:动环面圆心为坐标原点,密封环轴线为Z轴且以静环指向动环为正向.螺旋槽的几何参数:端面内半径ri=30.0 mm,端面外半径ro=37.0 mm,螺旋角θ=20°,槽深hc=10 μm,槽根圆半径rg=33.5 mm,膜厚h=3 μm,槽径比η=0.5,槽宽比γ=0.5,槽数Ng=12.

槽型线为对数螺旋线,其表达式为

r=rieφtan θ,

(1)

式中:ri为润滑液膜内径,mm;φ为螺旋线展开角,(°);θ为螺旋角,(°).

2 计算模型

2.1 基本假设

考虑密封润滑膜特点及汽化模拟计算的复杂性,作如下假设以简化计算:

1) 暂不考虑端面变形、密封环径向跳动和轴向扰动的影响;

2) 密封环端面为光滑表面且不考虑波度和倾斜的影响;

3) 不考虑两相间及润滑膜与端面间的滑移;

4) 忽略润滑膜重力影响.

根据文中研究对象的结构参数与工况参数进行计算,得知润滑膜流动因子α小于900/1600,故微间隙内部流体流态为层流.

2.2 润滑膜气液两相流动模型分析

文中使用VOF多相流模型求解,其第i相和第j相的连续性方程为

(2)

(3)

气液两相间输运方程为

(4)

式中:φv为气相体积分数;vv为气相速度,m/s;Re和Rc分别为相变阶段的蒸发与冷凝项.

当液相介质温度Tl>Tsat时,

(5)

当气相介质温度Tv

(6)

式中:下标l为液相,v为气相;Ccoeff为蒸发冷凝系数;Tsat为当地饱和汽化温度,K.

蒸发冷凝系数计算式为

(7)

式中:db为气泡直径,m;β为适应系数,接近平衡条件时可以近似为1;M为摩尔质量,kg/mol;L为潜热,J/kg;R为通用气体常数.

与液相黏度相比,气相黏度随温度变化很小,故采用373～433 K内对应的水蒸气黏度表征气相黏度.根据不同温度下水的饱和蒸汽压力实测值,通过Matlab拟合出水的饱和蒸汽压力与温度的关系.液相黏度由水的黏温关系确定,由于Reynolds黏温方程描述的黏温关系误差较大,故同样通过Matlab拟合的方法得到水的黏温方程.上述拟合曲线通过Fluent的UDF函数编译计算.

2.3 网格无关性验证及求解设置

应用ICEM CFD软件对润滑膜进行全周期网格划分,3种槽型对应计算模型取相同边界条件,此处以螺旋槽密封润滑膜为例,如图2所示(厚度方向放大300倍表示,以便观察).

图2 润滑膜边界条件示意图

润滑膜与动环以及螺旋槽的各接触面设置为旋转壁面,液膜与静环接触面设置为静止边界;内径侧设为压力出口,压力值为大气压(p0=0.1 MPa),温度为300 K(环境温度);外径侧设为压力进口,压力值为密封介质压力.动、静环材料均为碳化硅.

润滑膜轴向尺度为微米级,故假设润滑膜与动、静环端面之间有着同样的对流换热系数,均由如下经验公式计算得到

(8)

式中:αfr,αfs分别为动、静环端面的对流换热系数;λf为液相介质导热系数,W/(m·K);Pr为普朗特数;uf为密封端面流体周向平均速度,uf=ω(ro+ri)/4,m/s;ν为运动黏度,m2/s;Lc为密封间隙流体特征长度,Lc=π(ro+ri),m.

为了消除网格数N对计算结果的影响,对不同网格数量方案进行模拟计算,结果见图3,图中F为开启力,φv为气相体积分数.由图3可知,当网格数超过70万时,网格划分方案对润滑膜开启力、气相体积分数计算结果的影响可以忽略.故在综合考虑网格无关性与计算成本的条件下采用网格数为70万的方案进行计算.

图3 网格无关性检验

3 计算模型验证

为验证文中模型的准确性,采用文中计算模型针对文献[15]的密封几何参数和高温热水介质条件进行膜压p膜计算,并将文中模型计算结果与文献[15]采用改进间断沸腾模型的计算结果进行对比,如图4所示,图中r为半径.由图4可见,2个计算结果的膜压变化趋势相同且偏差较小,说明文中计算模型具有较高的可靠性.计算结果存在偏差的原因可能是文献[15]考虑了密封环表面粗糙度,而文中未考虑粗糙度的影响,但文献[15]的研究表明密封环表面粗糙度的影响较小,因此计算结果的偏差是比较小的.

图4 文中模型与文献[15]计算结果对比

4 计算结果及分析

4.1 3种槽型的液膜汽化特性及密封性能对比

工况确定:介质温度423 K,介质压力1 MPa,考虑转速是密封端面槽型功能最敏感的参数,故在1 000至6 000 r/min转速区间分析3种槽型密封润滑膜平均气相体积分数及密封性能随转速变化的规律,计算结果见图5,图中QL为泄漏量.转速为5 000 r/min时3种槽型密封润滑膜的气相体积分数、压力分布如图6所示.

图5 不同槽型密封汽化特性与密封性能随转速的变化

图6 转速为5 000 r/min时不同槽型气相体积分数与压力分布云图

由图5a可知,总体上随着转速的提高开启力增大;对比3种槽型密封可见,转速区间内Z型槽密封的开启力均明显高于雁型槽和螺旋槽密封;雁型槽密封的开启力略优于螺旋槽密封.由图5b可见,总体上密封润滑膜汽化程度随转速的增大而降低,相比于其他2种槽型,Z型槽密封的汽化程度最低,雁型槽与螺旋槽密封的汽化程度相差不大,但随着转速的提高,3种槽型的汽化表现趋于接近.通过图5c比较可见,总体上密封泄漏量随转速增大而减小,与另2种槽型相比,Z型槽的泄漏量是最小的,雁型槽密封略优于螺旋槽密封.

由图6可见,总体上由于槽堰区汽化程度较高,泵送槽外槽根高压区不明显,但雁型槽的外槽根周向延伸槽产生的影响有3个:一是储压作用,延伸部位较高压力的区域略大于螺旋槽外槽根,坝区高压区也有所增大,导致其开启力高于螺旋槽密封;二是汽化分布,压力提升使雁型槽槽区高汽化区有所收缩,而延伸部位却减弱了坝区膜压对堰区的影响使堰区汽化略有加剧,综合效果导致雁型槽与螺旋槽密封润滑膜的平均气相体积分数很接近;三是减小泄漏,外槽根延伸一定程度上减小了压差流通道,使泄漏量减小.Z型槽偏转产生的影响有:一是外槽根偏转部位同样具有储压作用,使润滑膜高压区增大,开启力增大;二是降低汽化程度,内槽根偏转部位具有抑制汽化作用,非汽化区明显增大,槽中部面积减小以及外槽区压力的提升使得槽区高汽化面积进一步缩小,堰区汽化虽略有提升,但总体汽化程度明显降低;三是减小泄漏,槽区偏转减小了压差流通道,泄漏量更小.

综上可见,采用Z型槽能够获得更优的润滑膜汽化特性和密封性能,为此,后续将对Z型槽结构参数与密封汽化特性和密封性能的影响关系进行研究.

4.2 对润滑膜汽化特性及密封性能的影响

在介质温度423 K、介质压力1 MPa和转速5 000 r/min工况下进行计算分析.同时,定义Z型槽周向偏转角ψi与内槽根对应圆心角ψ0的比值为周向偏转系数z;定义槽中部开始偏转位置至内径侧的径向宽度di与整槽径向宽度d0的比值为径向偏转系数j.两者的表达式为

(9)

(10)

以下将分别研究周向偏转系数z、径向偏转系数j和螺旋角θ等槽型关键参数对密封润滑膜汽化特性及密封性能的影响规律.

4.2.1 径向偏转系数j的影响分析

径向偏转系数j反映的是槽型偏转的“早晚”问题,径向偏转系数j为0或1.000时,Z型槽即为普通螺旋槽.在周向偏转系数为0.250、螺旋角为20°时研究径向偏转系数j变化对Z型槽密封汽化特性和密封性能的影响关系如图7所示.

图7 Z型槽的平均气相体积分数及密封性能随j变化规律

由图7可见,随着j的增大,润滑膜开启力小幅增大,当j达到0.500～0.625时达到最大值,j大于0.750后快速下降,j为1.000即为普通螺旋槽时,开启力最小.平均气相体积分数和泄漏量随j的变化趋势均为先减小后增大,当j为0.625左右时,两者均出现最小值,当j从0.625～0.875时,两者均随j的增大而增大,当j大于0.875时,平均气相体积分数随j的增大而略有下降,泄漏量则随j的增大而迅速增大.

图8为不同径向偏转系数时润滑膜的气相体积分数、压力分布云图.由图可见,当j较小时,槽型结构类似于普通螺旋槽,仅在内槽根附近出现周向偏移,对内槽根附近高汽化区的约束能力很有限,而堰区受槽型偏移的影响汽化程度有所提升,导致槽堰区汽化程度甚至超过了普通螺旋槽;槽型偏转后外槽根仍有一定的储压效应,外槽根压力比普通螺旋槽略高,坝区高压区也有所扩大,使润滑膜开启力仍高于普通螺旋槽;另外,因z仅为0.250,槽型偏移对泄漏量的影响不太明显.当j增大至0.625时,一方面背风侧型线的偏移增强了对内径侧附近汽化的抑制,另一方面因槽型中部的适度偏转使通道有所变窄,缩小了高汽化面积,也减弱了外槽根高温介质对内槽根的影响,同时迎风侧型线的偏转使外槽根起到了储压作用,降低了外槽根汽化程度,故槽区整体高汽化面积明显减小;高汽化区域减小和部分膜压的有所提升使开启力有所增大;槽型的适度偏转扩大了阻挡泄漏的周向范围,泄漏量减小.当j大于0.625后,槽型逐步接近普通螺旋槽,Z型槽的优势逐步消失.

图8 不同j值时Z型槽密封气相体积分数和压力分布云图

4.2.2 周向偏转系数z的影响分析

Z型槽为螺旋槽周向偏转得到,当z为0时,Z型槽即为普通螺旋槽,当z为1.000时,Z型槽则变为内外2个交错的普通螺旋槽.在j为0.500,θ为20°时研究不同z值对Z型槽密封性能的影响关系,如图9所示.

图9 Z型槽的平均气相体积分数及密封性能随z变化规律

由图9可见,随着z的增大,润滑膜开启力也随之增大,并在z为0.375～0.500时取得最大值,其值约比普通螺旋槽密封高出9.6%;当z大于0.500后,开启力缓慢下降,在z为0.875时,其开启力仍比普通螺旋槽密封高出5.0%.平均气相体积分数和泄漏量随z的变化均呈先减小后略有上升变化,平均气相体积分数在z为0.375时出现最小值,比普通螺旋槽密封低了8.2%;泄漏量在z为0.500时出现最小值,比普通螺旋槽密封低了16.0%;当z为0.875时平均气相体积分数和泄漏量仍然都低于普通螺旋槽密封.

图10为不同z值槽型润滑膜气相、压力分布云图.由图10可知,当z从0增大至0.500时,Z型槽密封的优势得到了较充分的体现,其原因与j为0.625时的情况类似,只是这里的z值是0.250的2倍,周向偏转的强度更大些,性能优势也更明显.当z从0.500增大至0.875时,槽中部宽度不断减小,泵送槽逐步由一个槽变为内外2个交错槽,内槽区因受其外部堰区高温介质的影响加剧而逐步成为高汽化区,并向由内外槽区所包围的周向相邻堰区扩展,使整体平均气相体积分数出现回升;另外,槽中部宽度的过度减小使内槽泵送效应对外槽影响的减弱,外槽根的压力积累减弱,导致开启力下降;随着内外两个槽的逐步隔离,宽短内槽的迎风侧剪切形成的较高压力使槽内形成回流,高汽化区覆盖整体内径侧,这可能是泄漏量增大的原因.可见,只有适度的槽型偏转才能有效提升密封性能.

4.2.3 螺旋角θ的影响分析

螺旋角θ是密封性能的重要影响参数.在z为0.250、j为0.500时研究不同螺旋角对Z型槽密封性能与汽化特性的影响关系.

图11为Z型槽密封性能参数和平均气相体积分数随θ变化规律.图12为不同θ值时Z型槽密封润滑膜气相、压力分布云图.由图11可见,随θ的增大,润滑膜开启力呈近线性下降,润滑膜平均气相体积分数呈先减小后增大变化,在θ为20°左右时出现最小值,而泄漏量则呈近线性增大变化.

图12 不同θ值时Z型槽密封气相体积分数和压力分布云图

由图12可知,θ较小时,槽区呈窄长形状,泵送流量小,内槽根低温介质抑制汽化效果弱,槽区汽化面积大,外槽根偏转区汽化程度较高,同时,槽型的周向覆盖范围大,堰区因宽度小、坝区高压介质影响小而增大汽化面积,使整体汽化程度高、泄漏量小,但因螺旋线长,剪切做功多,外槽根及坝区高压区较大,开启力较大;θ较大时,宽短的槽区泵送流量大,内槽根低温介质抑制汽化效果好,但背风侧堰区高汽化范围增大,且因槽型线短,剪切做功少,外槽根及坝区膜压较低,外槽根偏移区的汽化程度较高,整体汽化程度高、开启力小,泄漏量则因槽区周向范围小、堰区宽、坝区高压对堰区影响增强而增大;中等θ时,槽堰区形状及流场状态介于前述两者之间,开启力、泄漏量均介于大、小θ时的中间状态,但因内槽根低温介质抑制汽化效果较强和外槽根偏转区汽化程度较低,使槽堰区整体处于低汽化状态.