可控型靜壓氣體密封結構參數對密封性能的影響實驗研究*

閆欣欣,鄭 嬈,李雙喜*,賈宇寧,陳 楊,李夢竹,張敬博

(1.北京化工大學 機電工程學院,北京 100029;2.上海天馬微電子有限公司,上海 201201;3.中國船舶集團有限公司 系統工程研究院,北京 100094;4.北京北方華創微電子裝備有限公司,北京 100176)

0 引 言

可控型靜壓密封是借鑒靜壓軸承相關理論發展而來的一種非接觸型密封形式[1]。在密封狀態下,其閉合力與開啟力由同一組密封氣調節,達到了對端面氣膜[2]的控制效果,使密封氣體得到了最大程度的利用,符合當今社會倡導的工業節能與綠色發展的理念[3]。

可控型靜壓密封具有泄漏量低、開啟力高和氣膜剛度大的特點[4]。但由于運行時的工況條件不斷發生變化,可控型靜壓密封經常會存在泄漏失效問題[5]。如何在確保密封性能可靠性的同時,降低其加工技術難度,提高低轉速設備的密封穩定性[6-7],同時又能保證設備的安全運行,已成為靜壓密封研究的重要方向[8]。

李雙喜等人[9]提出了一種新型混合式密封方法,通過分析得到了其氣膜壓力分布狀態和運行工況下的密封性能參數;但是該方法僅探究了動壓密封的螺旋槽結構,沒有對靜壓密封相關槽型結構的混合密封性能進行研究。張樹強等人[10]通過將攝動法移植到混合式密封追隨性的過程,分析了靜環的軸向自振穩定性,提出了臨界失穩判據;但該研究僅驗證了一種典型結構,未對其他結構參數在混合式密封性能上的影響做出說明和解釋。

郝戰焱等人[11]基于氣體潤滑理論,采用平衡膜厚度作為調控指標的方法,研究了實際工況下調控比對密封性能參數的影響規律,推導出了正交坐標系下的密封調控方程;但是該研究中的節流孔數一定,難以說明不同節流孔數量下調控指標的適用性。車健等人[12]基于大渦湍流模型,研究了節流孔的出氣模式對靜壓干氣密封的影響,以及節流孔位置和氣膜厚度對單列孔節流靜壓干氣密封穩態性能的影響;但該研究中并沒有分析節流孔數量對氣膜厚度和密封穩態性能的影響。

STOLARSKI T A等人[13]提出了均壓槽概念,發現了均壓槽可以提高密封端面的氣膜剛度,并且獲得了更大的開啟力;但該研究僅分析了均壓槽位置和均壓槽高度對密封性能的影響,忽略了均壓槽寬度對密封性能的影響,因此,該研究的結論缺乏全面性。XU H J等人[14]采用實驗的方法,研究了均壓槽的徑向槽寬比對干氣密封性能的影響規律;但其沒有分析均壓槽幾何尺寸對氣膜膜厚和開啟力的影響。王婷等人[15]基于微型機床的氣浮導軌模型,研究了不同結構的均壓槽對軸承承載能力的影響,發現了直線型均壓槽的氣膜壓力分布更加均勻,壓力下降速度更加緩慢;但該研究中的均壓槽位置固定,不足以說明當均壓槽位置發生改變時,氣膜壓力的分布效果與當前研究結果具有一致性。

總體而言,前人對靜壓密封性能的研究主要集中于單一的結構參數,沒有對多結構參數下的密封性能展開研究,導致其研究結果缺乏普適性,難以獲得最佳的靜壓密封結構。

因此,筆者采用有限元數值分析軟件,建立可控型靜壓密封氣膜流場模型,針對不同結構參數下的可控型靜壓密封性能進行研究,分析密封端面結構參數對可控型靜壓密封性能的影響程度,揭示結構參數對可控型靜壓密封的影響機理,以獲得最佳的參數區間;最后,采用試驗的方法對數值模擬結果的準確性進行驗證。

1 密封原理與密封性能參數

1.1 密封原理

可控型靜壓密封結構的示意圖如圖1所示。

圖1 可控型靜壓密封結構示意圖

可控型靜壓密封主要由動環座、動環、靜環座、靜環、彈簧、O形圈、轉軸等組成。通常采用的方法是將打孔的紅寶石鑲嵌在靜環端面上,以此來獲得靜環節流孔。

可控型靜壓密封在工作狀態下,密封氣體進入靜環座流道,首先,其作用在靜環上側面端面上,與彈簧共同形成閉合力;然后,在密封端面開啟后,隨著兩密封端面的間隙逐漸增大,氣體在密封端面形成的開啟力逐漸下降;最后,直至開啟力與閉合力平衡,密封端面形成一層微米級氣膜,有效的靜壓密封得以形成。

由于可控型靜壓密封面由同一組密封氣壓調節,可以實現密封端面的可控調節,因此,其被稱為可控型靜壓密封。

1.2 密封性能參數

1.2.1 內外泄漏量m

可控型靜壓密封的泄漏量m由內外泄漏量m1和m2構成[16],其可以利用兩側出口速度對出口面積分得到。具體的表達式如下:

m1=?u1dsout1

(1)

m2=?u2dsout2

(2)

式中:m1為內泄漏量,L/h;m2為外泄漏量,L/h;u1為計算流場內側出口處橫向速度,m/s;u2為計算流場外側出口處橫向速度,m/s;sout1為計算流場內側出口面積,m2;sout2為計算流場外側出口面積,m2。

1.2.2 氣膜厚度δ

可控型靜壓密封氣膜厚度與運行狀態下的開啟力相關。

在計算不同氣膜厚度下的開啟力后,筆者采用最小二乘法擬合氣膜開啟力,即關于氣膜厚度的多項式[17],以獲取不同開啟力下的膜厚;再采用對應氣膜面積下的壓力積分,獲得可控型靜壓密封開啟力的大小。

其表達式如下:

Fopen=?pds氣膜

(3)

式中:Fopen為開啟力,N;p為氣膜壓力,Pa;s為計算流場氣膜面積,mm2。

1.2.3 氣膜剛度K

氣膜剛度[18]體現了可控型靜壓密封氣膜對密封狀態的動態響應程度,是反映密封性能的重要參數。

氣膜剛度計算如下式所示:

(4)

式中:K為氣膜剛度,N/m;δ為氣膜厚度,μm。

2 密封計算模型及計算流程

2.1 計算模型

可控型靜壓密封端面的節流孔和均壓槽是必不可少的結構。

節流孔可以控制氣體流量,均壓槽可以使氣膜壓力的分布更加均勻,同時起到二次節流的作用。可控型靜壓密封的均壓槽具有多種形式。綜合考慮加工和氣壓分布狀態可知,典型的環形槽[19]具有最佳的槽型結構。因此,下面筆者采用環形槽進行研究。

環形槽結構如圖2所示。

圖2 環形槽結構

筆者的研究主要圍繞可控型靜壓密封節流孔數量和直徑尺寸、均壓槽尺寸和位置、端面寬度3個方面對密封性能的影響而展開。

可控型靜壓密封結構參數如表1所示。

表1 可控型靜壓密封結構參數

可控型靜壓密封的性能參數分析對象為其端面的氣膜流場。

可控型靜壓密封流場二維模型如圖3所示。

圖3 可控型靜壓密封流場二維模型

從圖3中可以看出:密封氣壓力Pop經節流孔進入密封端面,形成開啟力,產生端面氣膜,使可控型靜壓密封端面分離;隨著氣膜流動密封氣體沿密封端面向內外兩側泄漏,密封外側泄漏流向被密封介質Pme,密封內側泄漏流向大氣環境Pair。

可控型靜壓密封工況參數如表2所示。

表2 可控型靜壓密封工況參數

2.2 邊界條件和網格劃分

2.2.1 邊界條件

可控型靜壓密封的氣膜面域較寬、厚度較薄,因此,采用層流模型進行數值模擬計算較為合適。節流孔上端面設置為流場入口,氣膜內外泄漏出口為流場出口。可控型靜壓密封為中心對稱的周期模型,筆者取1/6可控型靜壓密封模型作為研究對象,并在膜兩側設置周期性邊界條件,其余設置為壁邊界[20-23]。

2.2.2 網格無關性驗證

為保證計算結果精確有效,提高仿真計算效率,筆者對模型網格進行了無關性驗證。

網格無關性驗證如圖4所示。

圖4 網格無關性驗證

筆者以可控型靜壓密封開啟力作為網格無關性驗證判斷依據。

在網格細化過程中,密封開啟力先快速減少,隨后趨于平穩。進行分析時,筆者選取網格單元數量為118 100個,網格節點數為206 200個,此時網格平均單元質量為0.98,仿真計算效果良好,證明了該模型計算的合理性。

2.3 計算流程

獲取密封性能參數的仿真計算流程如圖5所示。

圖5 仿真計算流程

3 計算結果

3.1 云圖結果

通過計算獲得可控型靜壓密封氣膜壓力與速度分布云圖,如圖6所示。

圖6 可控型靜壓密封氣膜壓力與速度分布云圖

1)從圖6(a)和圖6(c)中可以看出:均壓槽處的氣膜壓力最大,沿著可控型靜壓密封端面直徑矢量方向氣膜壓力逐漸降低;靠近密封側時,氣膜壓力與外側壓力基本相同。當被密封介質無壓時,均壓槽兩側的氣膜壓力分布基本一致;當被密封介質壓力高于大氣壓時,密封外側承受更高的壓力,此時靠近外側的氣膜高壓區域較寬,而靠近內側的氣膜高壓區域較窄。

2)從圖6(b)和圖6(d)中可以看出:速度分布也呈現相似的規律,氣體沿節流孔進入氣膜的過程中,氣體在節流孔出口處產生較大的沖擊作用,因此,在該位置形成了一個較大速度區域。

3.2 節流孔對密封性能影響

3.2.1 節流孔數量對密封性能影響

節流孔數量對可控型靜壓密封性能的影響如圖7所示。

圖7 節流孔數量對可控型靜壓密封性能的影響

1)根據圖7(a)和圖7(b)數據可以發現:相同密封氣體壓力下,節流孔數量的增加對于內外泄漏量和工作膜厚產生的影響較小。這是由于孔數增多時氣流量增加,而密封氣體壓力不變,所以密封氣膜壓力不變。由此可見,密封端面氣膜膜厚和內外泄漏量變化很小。

2)根據圖7(c)數據可以發現:在不同密封氣體壓力下,隨著節流孔數的增加,氣膜的剛度迅速下降,當節流孔個數超出16個時,其氣膜剛度逐漸趨于穩定。這是由于隨著節流孔數增加,可控型靜壓密封氣膜面積相應減少,導致密封端面開啟力下降,氣膜剛度會逐漸降低;節流孔數增長到一定數量時,形成的開啟力與閉合力相等,此時氣膜剛度穩定不變。

3.2.2 節流孔直徑對密封性能影響

節流孔直徑對可控型靜壓密封性能的影響如圖8所示。

圖8 節流孔直徑對可控型靜壓密封性能的影響

1)根據圖8(a)數據可以發現:隨著節流孔直徑的增加,氣體通過節流孔的流速逐漸增大,泄漏量均有一定的增長;當到達直徑0.15 mm后,泄漏量增加趨勢逐漸放緩,基本維持不變。

2)根據圖8(b)數據可以發現:在不同密封氣體壓力下,工作膜厚呈現先增加隨后變為平緩的趨勢。在Pop=0.4 MPa的工況下,當節流孔直徑從0.1 mm～0.15 mm變化的增加過程中,工作膜厚增加了7.8%;當節流孔直徑從0.15 mm～0.25 mm變化時,工作膜厚僅增加了1.8%。

3)根據圖8(c)數據可以發現:氣膜剛度呈現快速下降的趨勢,當Pop=0.4 MPa時,節流孔直徑從0.1 mm～0.3 mm的增加過程中,氣膜剛度下降了98.5%。

綜上所述:節流孔數在8個～12個,孔直徑在0.15 mm～0.25 mm時,可控型靜壓密封的各項密封性能較好。

3.3 均壓槽對密封性能影響

3.3.1 均壓槽尺寸對密封性能影響

均壓槽尺寸對可控型靜壓密封性能的影響如圖9所示。

圖9 均壓槽尺寸對控型靜壓密封性能的影響

1)根據圖9(a)和圖9(b)數據可以發現:均壓槽高度一定時,隨著均壓槽寬度的增加,可控型靜壓密封泄漏量和工作膜厚增大。這是因為均壓槽寬度增加時,密封端面氣膜面積增加,氣膜體積增大,進入密封端面的氣體量增大,導致內外泄漏量和工作膜厚都有一定增長。

2)根據圖9(c)數據可以發現:在相同的均壓槽高度下,氣膜剛度隨均壓槽寬度的增加逐漸增大;相同均壓槽寬度下,隨均壓槽高度的增加,氣膜剛度逐漸降低。當均壓槽高度h=0.3 mm時,均壓槽寬度在1 mm～5 mm的增加過程中,氣膜剛度增加了48%;均壓槽寬度在w=5 mm時,均壓槽高度在0.1 mm～0.5 mm的增加過程中,氣膜剛度減少了37%。

3)以上結果表明:當均壓槽高度一定時,均壓槽越寬,氣膜的承載能力就越好。

3.3.2 均壓槽位置對密封性能影響

均壓槽位置對可控型靜壓密封性能的影響如圖10所示。

圖10 均壓槽位置對可控型靜壓密封性能的影響

筆者采用中心圓位置對均壓槽的位置進行判斷。其中,均壓槽位置以均壓槽中心圓與可控型靜壓密封端面中心圓的距離表示;以密封端面中心圓為基準點,靠近密封端面外側規定為負,反之則為正。

1)根據圖10(a)數據可以發現:均壓槽位置由負到正的過程中,在不同密封氣體壓力下,泄漏量m1逐漸增大,泄漏量m2逐漸降低。

根據圖10(b)數據可以以發現:當Pop=0.4 MPa時,均壓槽位置從-1 mm～1 mm偏移的過程中,工作膜厚分別上升了0.031%和0.029%。

根據圖10(c)數據可以發現:由于可控型靜壓密封端面面積不變,所以膜壓分布總面積不變,膜壓分布不受均壓槽位置變化的影響,因此,氣膜剛度基本保持不變。當Pop=0.4 MPa,在均壓槽位置偏移2 mm的過程中,氣膜剛度上下浮動不超過0.4%。

2)從圖10(a)和圖10(b)可以看出:均壓槽位置距離密封端面內側約0.5 mm處,內外泄漏量達到一致,并且此時兩側膜壓分布幾乎一致,可控型靜壓密封可以達到較好的密封性能。

3)綜合分析可知:考慮密封性能和加工制造的難度,筆者選取均壓槽寬度在2 mm～4 mm之間,均壓槽高度在0.15 mm～0.25 mm之間,均壓槽位置距離密封外側約0.5 mm處,可控型靜壓密封可以展現較好的密封性能。

3.4 端面寬度對密封性能影響

端面寬度對可控型靜壓密封性能的影響如圖11所示。

圖11 端面寬度對可控型靜壓密封性能的影響

1)根據圖11(a)和圖11(b)數據可以發現:隨著端面寬度的增加,內外側泄漏量逐漸降低,工作膜厚呈線性減少。這是由于端面寬度的增加,會使氣膜面積隨之增加,可以承載的氣體體積增大,兩側泄漏的氣體和工作膜厚隨之減少。當Pop=0.4 MPa時,端面寬度從21.5 mm～29.5 mm的增加過程中,工作膜厚下降了36%,內泄漏量下降了34%,外泄漏量下降了27%。

2)根據圖11(c)數據可以發現:氣膜剛度隨端面寬度的增加略有下降。這是由于端面寬度的增加使可控型靜壓密封端面容納更多氣體,端面氣膜膜壓分布更加廣泛,氣膜承載能力提高,所以氣膜剛度略有降低。

過大的端面寬度會使可控型靜壓密封整體結構增大,造成材料的浪費。因此,經綜合考慮,密封端面寬度選擇23 mm～27 mm較為合理,該范圍的端面寬度既可以實現良好的密封性能,又降低了材料使用和加工成本,具有良好的適用性和經濟性。

4 試驗驗證

為了對上述數值模擬結果的準確性進行驗證,筆者搭建了試驗臺,并進行了裝置的運轉試驗。試驗內容主要是通過測量可控型靜壓密封的總泄漏量,以此來驗證數值模擬的結果。

筆者自主設計了一套可控型靜壓密封試驗裝置。試驗裝置裝配圖如圖12所示。

圖12 試驗裝置裝配圖

在可控型靜壓密封裝置中,動環與動環座、靜環與靜環座均通過防轉銷固定,靜環座與機座相互聯接,動環座與軸套通過螺栓相連。當靜壓密封裝置運轉時,軸套帶動動環組件隨軸一起轉動,靜環則保持相對靜止。

試驗裝置實物如圖13所示。

圖13 試驗裝置實物

試驗中,筆者設置電機轉速n為1 200 r/min,被密封介質壓力為0.2 MPa,密封氣壓力變化范圍為0.2 MPa～0.4 MPa,測量可控型靜壓密封裝置總泄漏量Q[24]的公式如下:

Q=m1+m2

(5)

泄漏量采用電顯式流量采集器來測量,采集器實物圖如圖14所示。

圖14 電顯式流量采集器

該采集器所采集的數據能夠精確到小數點后兩位,且相對誤差不超過5%。筆者將測量的數據記錄在案,并將其與數值模擬數據進行對比。

數據對比結果圖如圖15所示。

圖15 數據對比結果圖

由圖15可知:試驗研究結果和數值分析結果與密封氣體壓力的變化趨勢基本一致,且最大誤差不超過6%。

試驗運轉數據結果表明了數值模擬分析結果的準確性和合理性。

5 結束語

針對可控型靜壓密封在恒定轉速和被密封介質壓力下的泄漏問題,筆者建立了可控型靜壓密封氣膜流場模型,針對不同結構參數下的可控型靜壓密封性能進行了研究,揭示了結構參數對可控型靜壓密封的影響機理,獲得了最佳的參數區間;最后,采用試驗的方法對數值模擬結果的準確性進行了驗證。

研究結論如下:

1)相比于數量,節流孔直徑對可控型靜壓密封性能的影響更為顯著,當節流孔個數在8個～12個,節流孔直徑在0.15 mm～0.25 mm之間,可控型靜壓密封具有更好的密封性能;

2)均壓槽高度對氣膜剛度影響較大,隨著均壓槽高度的增加,氣膜剛度迅速降低;在均壓槽位置由負至正的過程中,內外泄漏量增長趨勢相反,當其位置距離密封內側約0.5 mm時,可控型靜壓密封的內外泄漏量達到一致,有效提升了裝置的密封性能;

3)端面寬度的增加提高了氣膜承載能力,可控型靜壓密封的整體密封性能獲得優化,結合密封性能和成本因素,建議可控型靜壓密封端面寬度控制在23 mm～27 mm范圍內為宜。

在后續工作中,筆者將針對可控型靜壓密封的運行穩態性能展開深入研究,以提高靜壓密封裝置在運行狀態下的密封性能。