高溫氣冷堆主氦風機主軸的迷宮密封泄漏特性*

丁 軍 索雙富 張妙恬

(1.華北科技學院機電工程學院 河北廊坊 065201; 2.中國礦業大學(北京)機電與信息工程學院 北京 100083；3.清華大學機械工程學院 北京 100084)

主氦風機作為高溫氣冷堆核電站關鍵設備，安裝在一回路內部蒸汽發生器輸出端，驅動反應堆冷卻劑在一回路內循環[1]。由清華大學設計的立式氦風機主軸的級間密封采用的是迷宮密封，軸端密封采用的是干氣密封，同時軸端密封還有迷宮密封作為輔助密封。軸端迷宮密封有2個方面的作用，一是防止軸承潤滑油進入密封環而污染干氣密封，另一方面是防止氦氣泄漏，而使氦氣順利進入到氦氣回收系統。其工作最大壓力為0.8 MPa，常溫工況下，軸工作轉速為4 000 r/min，最高轉速為4 400 r/min。迷宮密封是一種廣泛運用在透平機械、壓縮機、汽輪機中的非接觸式密封，是依靠節流間隙中的節流過程和密封空腔中的動能耗散過程來實現密封，其存在以下效應：摩擦效應 、收縮效應、熱力學效應和透氣效應[2-4]。多年來，國內外研究人員從多方面對迷宮密封泄漏特性進行了研究，主要集中于密封總體結構，節流齒的間隙大小，密封的齒數以及齒形和傾斜角等[5]。宋占寬等[6]通過CFD技術驗證了迷宮密封在偏心率不變的情況下，密封泄漏量隨著節流間隙的增大而增加；密封泄漏量隨著壓比的增大而增加。鄭文斌等[7]為減少泄漏量，提出一種在直通型迷宮密封的密封齒前端和后端設立凹槽的密封結構。李飛和趙斐[8]以錯齒式迷宮密封結構為研究對象,在4種不同壓比下，通過Fluent軟件研究間隙寬度和空腔深度對泄漏量的影響機制。GAMAL和VANCE[9]進行了迷宮密封的試驗研究，分析了偏心率對迷宮密封泄漏特性的影響。余焱群等[10]設計了海上平臺復合井口直通式迷宮密封裝置，基于流體動力學理論建立了流體泄漏模型，詳細研究了各結構參數對流體泄漏量的影響，確定了密封本體結構。張雨和張開林[11]以直通式迷宮密封為研究對象，分析高速列車齒輪箱轉子旋轉和箱體內部溫度對迷宮密封性能的影響，結果表明在小半徑、低轉速情況下，轉子旋轉造成的結構離心變形對密封性能影響有限；在大半徑、高轉速情況下，需要考慮離心變形對密封間隙的影響；同時在工程應用中，溫度造成轉子結構熱效應膨脹變形不可忽略。孫丹等人[12]通過數值模擬技術研究了不同進出口壓比下非金屬材料迷宮密封齒變形對密封性能的影響。徐文杰和王建文[13]對直通型、階梯型及交錯型 3 種迷宮密封流場進行數值分析，研究其封嚴特性及動力學特性，分析進出口壓差、轉子轉速對迷宮密封泄漏量及動力學特性系數的影響。丁軍等人[14]通過數值模擬研究了直通型迷宮密封的間隙寬度和空腔深度對密封泄漏特性的影響，結果表明，泄漏量隨著間隙寬度的增加而增加；泄漏量隨著空腔深度的增加而增加。

考慮到對迷宮密封泄漏特性研究多以數值模擬為主，本文作者采用CFD技術和密封試驗相結合，分析主氦風機所用迷宮密封的齒寬、空腔寬度、出入口壓差和軸的轉速對泄漏特性的影響，并利用建立的密封試驗平臺驗證數值模擬的準確性，為主氦風機的主密封和平衡密封輔助系統設計提供重要依據。

1 數值計算模型

1.1 控制方程

文中所研究的迷宮密封內部流場可采用定常過程進行描述[15]。考慮流動介質的黏性，則滿足定常、可壓縮、黏性的雷諾平均Navier-Stokes方程來描述流場，其中包括連續性方程、動量方程、能量方程。選用的湍流模型是基本的兩方程模型,即標準k-ε模型。

1.2 邊界條件

壁面采用無滑移壁面條件， 工作介質設為可壓縮空氣，環境溫度設為300 K，出口處的壓力為一標準大氣壓，進口壓力0.3 MPa。

1.3 離散格式與求解算法

對流項采用的離散格式為二階迎風格式，采用分離式求解法對離散方程進行求解，壓力-速度耦合采用SIMPLEC 算法。

1.4 幾何模型

在建模過程中，其主要的結構參數為齒寬Hc、空腔深度Vc、密封間隙Dc、空腔寬度H、齒數n(級數)，選取級數n=4。初選的結構參數如表1所示，幾何模型如圖1所示。

圖1 迷宮密封內部流場幾何模型

2 數值模擬結果及分析

2.1 空腔寬度影響分析

通過FLUENT模擬得到空腔寬度分別為1.2、1.4、1.6、1.8以及2.0 mm下的泄漏量， 如圖2所示。可知，泄漏量隨著空腔寬度增大而減小。分析可能存在2個原因，一是因為當空腔寬度增大時，使整個空腔面積增大，使進入迷宮密封空腔內的流體增大，從而增大氣體的能量耗散，減少了泄漏量；二是空腔寬度增加，密封間隙長度增加，而間隙增加的部分只有單側與密封軸接觸，另一側與空腔相連，這樣會使透氣效應降低，會導致更多的流體進入到空腔內，形成更加復雜的紊流，最終導致泄漏量降低。

圖2 泄漏量隨空腔寬度變化

2.2 密封齒寬影響分析

通過FLUENT模擬分別得到齒寬為0.2、0.4、0.6、0.8以及1.0 mm下的泄漏量，泄漏量隨齒寬的變化曲線如圖3所示。可以看出，泄漏量隨齒寬的增大而減小，分析產生的原因是隨著齒寬增加，導致空腔之間的間隙增大，流體在間隙內的流動時間更久，會導致在空腔內形成更強的渦流，增大能量的耗散，從而減小了泄漏量。但如果間隙總長固定的情況下，齒寬過大會造成密封環的厚度增加，從而導致密封齒數減少，這樣反而會影響密封性能。

圖3 泄漏量隨齒寬變化

2.3 軸的轉速影響分析

迷宮密封屬于動密封，一般都用于高轉速的工況下，所以研究轉速對迷宮密封泄漏特性的影響非常有必要。

分別選擇轉速為1 000、2 000、3 000、4 000、5 000 r/min，通過FLUENT模擬得到不同轉速下的泄漏量，如圖4所示，可以看出，泄漏量隨著轉速的增加而降低，但變化量很小。可見，在低轉速下轉速對迷宮密封泄漏量的影響很小，分析產生的原因可能是，在轉速較低情況下，在齒尖的流體周向速度遠小于節流間隙內的氣體泄漏速度，所以對泄漏量的影響很小。但是隨著轉速的增加，泄漏量出現降低的原因可能是，一則旋轉使流體的流道成為螺旋線，這樣增大沿程摩擦阻力，二則旋轉的離心力使密封齒徑向膨脹，這樣也就會造成間隙寬度的減小。

圖4 泄漏量隨轉速變化

2.4 入口出口壓差影響分析

為了研究入口和出口壓差的影響，分別選擇壓力差為0.1、0.15、0.2、0.25、0.3 MPa進行模擬計算,得到不同壓差下的泄漏量，如圖5所示。

圖5 泄漏量隨壓差變化

由圖5可知，泄漏量隨壓差的增大而增大，且近似成正比關系。分析主要是因為隨著進口壓力增大，導致氣體在進口間隙處的速度不斷增大，會造成進入密封的氣體大量增多。雖然壓力增大會使進入空腔內流體的紊流強度增強，進而導致空腔內氣體耗散量增大，起到降低泄漏的效果，但是由于氣體進入密封時，經過節流加速后，氣體出口速度會非常大，很大程度上增大氣體泄漏量，導致密封性能降低。

3 迷宮密封實驗研究

3.1 實驗裝置及密封件

文中采用的迷宮密封實驗裝置主要由壓力容器、電機、轉軸、聯軸器、壓力表、一個小型潤滑系統、壓縮機和底座等組成,如圖6所示。

圖6 實驗裝置

按照表1選定的結構參數來加工實驗所用的迷宮密封件。零件如圖7所示。

圖7 迷宮密封密封件結構

迷宮密封件固定在壓力容器上，電機軸和密封部分的軸是分別獨立的，由聯軸器將它們連接在一起。如圖8所示為迷宮密封件安裝位置。

圖8 迷宮密封件安裝位置

3.2 實驗過程

實驗的基本參數如表2所示。實驗時，啟動電機，電機通過聯軸器帶動容器的軸轉動；打開氣體入口電磁閥，調節控制閥，控制入口氣體壓力為0.3 MPa，分別設置電機軸轉速為1 000、2 000、3 000、4 000、5 000 r/min，在5種轉速下通過出口的流量計測得壓力容器出口的流量。然后依次減小電機轉軸轉速，再次測量5種轉速下容器出口流量，并取其平均值。然后停止電機，調節入口控制閥，控制壓差分別是0.1、0.15、0.2、0.25、0.3 MPa，測量5種壓差下壓力容器出口的流量；再通過調節控制閥依次減小入口壓力，再次測量容器出口的流量，并取其平均值。

表2 實驗裝置基本參數

3.3 數據結果及分析

通過迷宮密封密封實驗分別得到泄漏量隨軸轉速以及出入口壓差的變化，同時還給出了仿真值和實驗值對比，如圖9、10所示。可以看出，迷宮密封的泄漏量隨著轉速的增加而降低，但是變化量很小；隨著出入口壓差的增大，迷宮密封泄漏量也隨之增大，且兩者近似成正比關系。比較圖9、10中仿真值和實驗值可知，仿真和實驗得到的泄漏量整體變化趨勢是一致的，兩者誤差在6%～8% 之間，說明所選取的數值計算方法上是可靠的，誤差產生的原因有可能是溫度、摩擦以及其他因素的影響。

圖9 不同轉速下泄漏量的模擬值與實驗值

圖10 不同壓差下泄漏量的模擬值與實驗值

4 結論

以高溫氣冷堆主氦風機級間的迷宮密封為研究對象，通過CFD數值技術和實驗相結合研究4級直通式迷宮密封的泄漏特性，得到迷宮密封內部不同的結構尺寸以及外部工況條件下的泄漏量。分析了空腔寬度、齒寬、出入口壓差和軸的轉速對迷宮密封泄漏特性的影響。主要結論如下：

(1)在一定的尺寸范圍內，不同的結構尺寸對泄漏量的影響程度不同，隨著空腔寬度的增加，泄漏量減小，隨著齒寬的增大，泄漏量減小。

(2)隨著進出口壓差的增大，泄漏量增加明顯，且與壓差近似成正比關系；隨著轉速的增大，泄漏量減小，但是變化量比較小。

(3)仿真數據與實驗數據相比較，誤差比較小，表明采用的數值模擬方法是可靠的。