基于相變效應(yīng)的內(nèi)壓型螺旋槽液膜密封性能分析

曹恒超，郝木明，李振濤，楊文靜，汪艷紅，袁俊馬

?

基于相變效應(yīng)的內(nèi)壓型螺旋槽液膜密封性能分析

曹恒超，郝木明，李振濤，楊文靜，汪艷紅，袁俊馬

（中國(guó)石油大學(xué)（華東）密封技術(shù)研究所，山東青島 266580）

液膜相變現(xiàn)象不僅改變了端面潤(rùn)滑狀態(tài)，而且對(duì)密封性能及穩(wěn)定性有著顯著的影響。使用有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，研究了螺旋槽結(jié)構(gòu)參數(shù)與密封工況參數(shù)對(duì)密封性能及液膜相變率的影響。結(jié)果表明：開(kāi)啟力與泄漏量隨螺旋角、槽數(shù)、槽深、壓差、轉(zhuǎn)速的增大而增大，隨槽面寬比、槽臺(tái)寬比的增大先增大后減小，分別在槽面寬比=0.5與槽臺(tái)寬比=0.7時(shí)取到最大值。相變率隨螺旋角、轉(zhuǎn)速的增大而增大，隨槽數(shù)、槽深、壓差、槽臺(tái)寬比的增大而減小，隨槽面寬比的增大先減小后增大，在槽面寬比=0.8時(shí)取最小值。通過(guò)對(duì)各參數(shù)合理地選擇與組合，可以有效地抑制相變進(jìn)程，進(jìn)而在保證密封運(yùn)行穩(wěn)定的同時(shí)利用相變現(xiàn)象提高密封性能。

相變；液膜密封；密封性能；有限體積法

引 言

螺旋槽液膜密封在化工機(jī)械中有著廣泛的應(yīng)用，其依靠螺旋槽動(dòng)壓效應(yīng)使密封端面分離，因而有著良好的潤(rùn)滑性能與穩(wěn)定性。

已有不少學(xué)者對(duì)螺旋槽液膜密封進(jìn)行了研究，郝木明等[1]提出基于權(quán)重疊加的流場(chǎng)計(jì)算方法對(duì)螺旋槽液膜密封性能進(jìn)行計(jì)算；宋鵬云等[2]通過(guò)實(shí)驗(yàn)方法研究了端面內(nèi)側(cè)開(kāi)螺旋槽液體潤(rùn)滑機(jī)械密封端面的開(kāi)啟力和摩擦功耗；張國(guó)淵等[3]研究了密封特性參數(shù)受不同運(yùn)行參數(shù)的影響規(guī)律；陳匯龍等[4]對(duì)上游泵送機(jī)械密封微間隙內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行了多工況非定常數(shù)值模擬；趙一民等[5]分析了螺旋槽結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)旋轉(zhuǎn)密封性能的影響；楊文靜等[6]分析了徑向錐度及周向波度對(duì)液膜密封穩(wěn)、動(dòng)態(tài)特性的影響。在密封運(yùn)行過(guò)程中，液膜在端面壓力與溫度的相互作用下發(fā)生相變現(xiàn)象，包括由局部壓力降低導(dǎo)致的閃蒸現(xiàn)象與液膜溫度升高導(dǎo)致的沸騰現(xiàn)象。李振濤等[7-8]對(duì)螺旋槽液膜密封空化機(jī)理進(jìn)行了研究；Hughes等[9-10]對(duì)汽化過(guò)程進(jìn)行簡(jiǎn)化假設(shè)并建立了間斷沸騰模型；Lebeck[11]提出了流體靜力學(xué)機(jī)械端面密封混合摩擦模型；Basu等[12]發(fā)現(xiàn)流體的離心慣性在密封高速運(yùn)轉(zhuǎn)下會(huì)減小其承載能力；Beatty等[13]通過(guò)對(duì)間隙內(nèi)流體流動(dòng)進(jìn)行簡(jiǎn)化建立了湍流絕熱沸騰模型；Yasuna等[14]建立的連續(xù)沸騰模型針對(duì)高泄漏的情況有著更高的準(zhǔn)確性；顧永泉[15-18]在實(shí)驗(yàn)研究和分析的基礎(chǔ)上，對(duì)似液相與似汽相混相密封的相態(tài)穩(wěn)定性進(jìn)行了探討和分析；王濤等[19-21]對(duì)加工有表面微造型的機(jī)械密封汽化現(xiàn)象進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究；Salant等[22]、Beeler等[23]對(duì)兩相密封的軸向穩(wěn)定性進(jìn)行了研究并提出應(yīng)考慮擠壓效應(yīng)對(duì)潤(rùn)滑膜剛度和阻尼的影響；Etsion等[24-27]對(duì)動(dòng)靜環(huán)偏斜與液膜汽化之間的相互作用進(jìn)行了研究；Migout等[28]發(fā)現(xiàn)平衡比對(duì)液膜汽化現(xiàn)象的影響不可忽略。通過(guò)以上研究可以得出適度的液膜相變可以提升密封性能，但過(guò)度相變會(huì)導(dǎo)致密封運(yùn)行不穩(wěn)定，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致端面接觸，降低密封的使用壽命，并且沒(méi)有探討端面動(dòng)壓槽對(duì)液膜相變及兩相運(yùn)行狀態(tài)下密封性能的影響。

為了保證在密封穩(wěn)定運(yùn)行的前提下有效地利用液膜相變現(xiàn)象提高密封性能，本文以螺旋槽液膜密封為研究對(duì)象，計(jì)算并分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)與密封操作參數(shù)對(duì)密封性能及相變率的影響，為兩相運(yùn)行工況下的螺旋槽液膜密封結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 物理模型

螺旋槽液膜密封依靠螺旋槽產(chǎn)生動(dòng)壓效應(yīng)將密封端面打開(kāi)，使密封在流體潤(rùn)滑狀態(tài)下運(yùn)行，增強(qiáng)了密封的潤(rùn)滑性能，延長(zhǎng)了密封的使用壽命。但在密封特殊介質(zhì)時(shí)，如高溫?zé)崴⑻紵N化合物等，在壓力和溫度的相互作用下流體膜出現(xiàn)相變現(xiàn)象，使得密封長(zhǎng)時(shí)間處于兩相潤(rùn)滑狀態(tài)下運(yùn)行。

圖1中，o、i分別為密封環(huán)的外徑與內(nèi)徑；d、g分別為臺(tái)區(qū)與槽區(qū)對(duì)應(yīng)的角度；g為槽根半徑。為了便于分析，做如下定義：泄漏量為密封外徑出口處密度值與體積流量的乘積,槽面寬比=(g?i)/(o?i)，槽臺(tái)寬比=g/(g+d)，相變率[v/(V+v)]×100%。

2 數(shù)值求解

2.1 控制方程

螺旋槽液膜密封相變過(guò)程十分復(fù)雜，故對(duì)密封間隙內(nèi)流體膜做如下簡(jiǎn)化假設(shè)：

（1）密封環(huán)端面光滑且不存在角偏差；

（2）密封間隙內(nèi)液膜溫度梯度較小可視為液膜溫度相等；

（3）密封間隙內(nèi)流體膜為液相與汽相的均質(zhì)混合物，不存在滑移現(xiàn)象；

（4）液膜相變后以蒸氣形態(tài)存在，且不考慮非冷凝氣體的影響；

（5）當(dāng)液膜發(fā)生相變后黏度值數(shù)值變化區(qū)間較大，因此不考慮液膜溫度對(duì)黏度的影響。

基于以上假設(shè)，液膜密封間隙內(nèi)液膜流動(dòng)由N-S方程控制，在液膜溫度高于飽和溫度時(shí)發(fā)生相變，轉(zhuǎn)變?yōu)槠簝上酄顟B(tài)，兩相之間的傳質(zhì)現(xiàn)象由質(zhì)量輸運(yùn)方程[29]描述

液膜發(fā)生相變后，轉(zhuǎn)變?yōu)橐后w與汽體的均質(zhì)混合物，根據(jù)Wallis[30]對(duì)混合物的密度與黏度的研究成果，使用式（2）可以更精確地描述兩者的變化

(2)

控制汽液兩相質(zhì)量傳遞的質(zhì)量源項(xiàng)可由分子動(dòng)力學(xué)理論[31]獲得

2.2 數(shù)值求解

螺旋槽沿周向呈周期性分布，選取一個(gè)周期進(jìn)行計(jì)算，求解域如圖2所示。使用UDF功能將密度、黏度關(guān)系以及質(zhì)量源項(xiàng)編譯鏈接至計(jì)算軟件內(nèi)，借助其求解器求解不同參數(shù)對(duì)液膜密封相變性能的影響，主要設(shè)置如下。

（1）密封介質(zhì)為水，流態(tài)模型根據(jù)計(jì)算所得的Reynold數(shù)采用層流模型。

（2）邊界條件：邊界Π1和Π2為周期性邊界條件，即(+2π/g)=()，邊界Π3為壓力入口邊界，即=i（密封介質(zhì)壓力），邊界Π4為壓力出口邊界，即o（大氣壓）。

（3）求解器選擇SIMPLE算法，擴(kuò)散項(xiàng)采用中心差分格式離散，對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，質(zhì)量分?jǐn)?shù)的離散采用一階迎風(fēng)格式，松弛因子設(shè)為0.3，收斂精度設(shè)為10-6。

3 結(jié)果分析

3.1 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證模型的合理性，將平端面密封相變的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與Yasuna等[14]所得結(jié)果進(jìn)行對(duì)比（如圖3），由圖中可以看出液相區(qū)壓力分布與連續(xù)沸騰模型分布一致，汽相區(qū)存在較小偏差，整體吻合良好。

為了保證計(jì)算結(jié)果有足夠的精度同時(shí)節(jié)約計(jì)算時(shí)間成本，對(duì)網(wǎng)格總數(shù)分別為55584、111168、166752、223416、279270與335124個(gè)時(shí)端面開(kāi)啟力進(jìn)行了比較，其誤差分別為0.63、0.13、0.049、0.02、0.01與0.008，在網(wǎng)格數(shù)大于223416個(gè)時(shí)，開(kāi)啟力受網(wǎng)格數(shù)變化影響較小，以此為標(biāo)準(zhǔn)對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

3.2 相變現(xiàn)象分析

為了方便對(duì)液膜相變后相態(tài)分布與壓力分布進(jìn)行分析，基本參數(shù)取為：密封環(huán)外徑o=54.25mm，內(nèi)徑i=44.25 mm，密封外徑處壓力o=1.013×105Pa，內(nèi)徑處壓力i=1.013×106Pa，轉(zhuǎn)速=1500 r·min-1，膜厚=3 μm。

圖4、圖5分別為液膜溫度為1=406.5 K與2=443.4 K時(shí)的相態(tài)與壓力分布。圖4中藍(lán)色區(qū)域?yàn)槠鄥^(qū)，由圖中可以看出隨著膜溫的升高相變區(qū)域變大，同時(shí)螺旋槽動(dòng)壓效應(yīng)產(chǎn)生的高壓有效抑制了相變的進(jìn)行，并且明顯改變了相變區(qū)的形狀。液膜由液相轉(zhuǎn)變?yōu)槠嗪螅ざ蕊@著降低有利于降低摩擦功耗，提高密封性能。由圖5可以看出，由槽根至內(nèi)徑區(qū)域內(nèi)壓力分布趨勢(shì)基本不變，由槽根至外徑區(qū)域內(nèi)變化較大，尤其是靠近螺旋槽背風(fēng)側(cè)的低壓區(qū)，壓力明顯升高。且相變區(qū)域越大端面平均壓力越高，如圖6所示，因此相變對(duì)開(kāi)啟力有一定的提升能力。

3.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

為了便于探討螺旋槽結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)開(kāi)啟力與泄漏量的影響，取液膜溫度為1=406.5 K和2=443.4 K兩種情況進(jìn)行分析。

螺旋槽結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其動(dòng)壓效應(yīng)與泵送能力有重要的作用，以下將對(duì)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)密封性能及液膜相變率的影響進(jìn)行具體分析。

由圖7可知，隨螺旋角的增大，開(kāi)啟力與相變率都逐漸變大，泄漏量在膜溫1時(shí)升高，2時(shí)基本保持不變。隨著的增大，由擠壓效應(yīng)產(chǎn)生的高壓區(qū)的值逐漸增大，但其面積逐漸減小，因此對(duì)上一周期背風(fēng)側(cè)的影響逐漸減弱，導(dǎo)致兩周期之間的臺(tái)區(qū)壓力逐漸降低，促使相變區(qū)域逐漸變大，相變對(duì)開(kāi)啟力的提升能力逐漸加強(qiáng)，同時(shí)其降漏能力也加強(qiáng)，因此2隨螺旋角的增加基本保持不變。

圖8中隨槽數(shù)g的增加，相變率下降但泄漏量逐漸升高，開(kāi)啟力在膜溫為1時(shí)先減小后增大，膜溫為2時(shí)逐漸升高，且當(dāng)槽數(shù)大于28時(shí)相變率基本保持不變。當(dāng)槽數(shù)增加，單周期螺旋槽所產(chǎn)生的動(dòng)壓效應(yīng)有一定程度的降低，但同時(shí)單周期面積減小，螺旋槽背風(fēng)側(cè)與下一周期螺旋槽迎風(fēng)側(cè)之間的臺(tái)區(qū)寬度變小，因此背風(fēng)側(cè)產(chǎn)生的低壓影響減弱，有利于抑制相變進(jìn)行。

伊德里斯可能沒(méi)有接受過(guò)天文學(xué)方面的訓(xùn)練，在《魯杰羅之書(shū)》的序論部分只是附和了希臘和伊斯蘭的地理學(xué)資料，提到："在超過(guò)十五年的時(shí)間中，無(wú)中斷的，不停的自行審查所有的地理問(wèn)題，尋求解決辦法并確定事實(shí)的準(zhǔn)確性，以便完全獲得他所希望的知識(shí)"。[16]書(shū)中最值得稱(chēng)頌的地方，即是他處理魯杰羅派人搜集來(lái)的多樣化信息的方法。

圖9為槽深g對(duì)密封性能與相變率的影響，隨槽深g的增加開(kāi)啟力與泄漏量都明顯升高，是由于隨膜厚的增大，動(dòng)壓槽迎風(fēng)側(cè)膜厚突變值增大，加強(qiáng)了動(dòng)壓效應(yīng)，同時(shí)槽深的增大使螺旋槽工作面面積變大，增強(qiáng)了螺旋槽的泵送能力。由于動(dòng)壓效應(yīng)增強(qiáng)，提升了槽根處壓力，有效抑制了相變的發(fā)生導(dǎo)致相變率顯著下降，當(dāng)g>8 μm時(shí)槽深對(duì)相變率的影響變?nèi)酢?/p>

如圖10所示，隨槽面寬比的增加，螺旋槽工作面變大，由此泵送能力得到提升，因此泄漏量逐漸增大；開(kāi)啟力隨的增大先增大后減小，是由于當(dāng)較小時(shí)產(chǎn)生的動(dòng)壓效應(yīng)較弱，相變率較大，隨著的增大，動(dòng)壓效應(yīng)增強(qiáng)同時(shí)導(dǎo)致了相變率的下降，動(dòng)壓效應(yīng)與相變現(xiàn)象均有提升端面開(kāi)啟力的作用，在兩者的相互作用下，在=0.5時(shí)開(kāi)啟力達(dá)到最大值，同時(shí)參照泄漏量的變化趨勢(shì)的取值范圍可選0.3～0.5。相變率隨的增大先減小后增大，當(dāng)=0.8時(shí)相變率最小，=0.9時(shí)升高為最大值，其原因是=0.9時(shí)槽根半徑已經(jīng)非常接近外徑低壓側(cè)，雖然螺旋槽迎風(fēng)側(cè)產(chǎn)生的高壓可以抑制相變，但是背風(fēng)側(cè)的擴(kuò)壓作用可以促進(jìn)相變，導(dǎo)致螺旋槽內(nèi)發(fā)生相變，因此相變率升高，但由于相變發(fā)生在槽內(nèi)嚴(yán)重減弱了動(dòng)壓效應(yīng)導(dǎo)致開(kāi)啟力降低。

圖11中隨槽臺(tái)寬比的增加，開(kāi)啟力與泄漏量也呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)，在=0.7處達(dá)到最大值，而相變率則呈現(xiàn)出線性減小的趨勢(shì)。當(dāng)較小時(shí)，兩個(gè)周期螺旋槽之間的臺(tái)區(qū)較大，同時(shí)槽根處形成的高壓區(qū)較小，因此在兩個(gè)周期之間的臺(tái)區(qū)有著較大的相變區(qū)，隨著的增大，螺旋槽寬度變大，臺(tái)區(qū)寬度減小，槽根處高壓區(qū)影響范圍變大，促使相變區(qū)減小，導(dǎo)致降漏作用減弱，在兩者的共同作用下泄漏量增大。

由圖7～圖11可以看出，膜溫越高相變率越大，對(duì)開(kāi)啟力的提升與泄漏量降低效果越明顯。同時(shí)由于膜溫較低時(shí)相變發(fā)生在靠近外徑處且相變區(qū)域較小，受動(dòng)壓效應(yīng)影響較小，因此相變率受結(jié)構(gòu)參數(shù)影響較小，膜溫越高所受影響越大。相比之下槽深對(duì)相變率的影響最大，改變槽深可以有效地控制相變進(jìn)程。

3.4 工況參數(shù)影響分析

為了便于對(duì)工況參數(shù)進(jìn)行討論，密封環(huán)內(nèi)外徑尺寸不變，螺旋槽參數(shù)為：g=12、=0.6、=0.5。

如圖12所示，隨著內(nèi)外徑壓差的升高，開(kāi)啟力與泄漏量幾乎都呈線性增加。由于螺旋槽參數(shù)與密封轉(zhuǎn)速不變，因此由螺旋槽產(chǎn)生的動(dòng)壓效應(yīng)以及對(duì)密封介質(zhì)的泵送能力都不變，開(kāi)啟力與泄漏量的變化分別是由流體靜壓及壓差流造成的。由于內(nèi)徑高壓側(cè)壓力升高，使得端面壓力梯度變大，抑制了相變的進(jìn)行，因此相變率逐漸減小。

圖13為轉(zhuǎn)速對(duì)密封性能及相變率的影響。隨著轉(zhuǎn)速的增加，由螺旋槽產(chǎn)生的動(dòng)壓效應(yīng)增強(qiáng)導(dǎo)致開(kāi)啟力逐步升高。但當(dāng)轉(zhuǎn)速低于3400 r·min-1時(shí)，膜溫1的開(kāi)啟力高于2，當(dāng)轉(zhuǎn)速高于3400 r·min-1時(shí)，膜溫1的開(kāi)啟力1低于2。其原因是由于在低轉(zhuǎn)速時(shí)，膜溫2相比1相變區(qū)域較大，相變現(xiàn)象對(duì)開(kāi)啟力的提升更為明顯；隨著轉(zhuǎn)速升高，螺旋槽內(nèi)開(kāi)始出現(xiàn)相變，導(dǎo)致槽區(qū)黏度降低，減弱了動(dòng)壓效應(yīng)，且膜溫越高相變區(qū)域越大，對(duì)動(dòng)壓效應(yīng)的影響也越大。相變率隨轉(zhuǎn)速的變化呈現(xiàn)出不同的趨勢(shì)，1時(shí)隨轉(zhuǎn)速的升高先減小而后增大，在2時(shí)相變率隨轉(zhuǎn)速的升高而增大。其原因是雖然螺旋槽迎風(fēng)側(cè)的擠壓效應(yīng)可以形成局部高壓，抑制相變的進(jìn)行，但其背風(fēng)側(cè)同時(shí)形成局部低壓，隨著轉(zhuǎn)速的升高，背風(fēng)側(cè)的影響變大，導(dǎo)致槽內(nèi)也出現(xiàn)了相變，所以促使相變率轉(zhuǎn)而增大。在后續(xù)的研究中發(fā)現(xiàn)，轉(zhuǎn)速對(duì)相變率的影響與槽深有著重要的關(guān)系,當(dāng)槽深與膜厚的比值大于2時(shí)，提高轉(zhuǎn)速可以有效地抑制相變的進(jìn)行，反之則會(huì)促進(jìn)相變。

4 結(jié) 論

（2）液膜相變率在膜溫較低時(shí)受結(jié)構(gòu)參數(shù)與操作參數(shù)的影響較小，膜溫較高時(shí)影響較大。開(kāi)啟力與泄漏量隨螺旋角、槽數(shù)、槽深、壓差、轉(zhuǎn)速的增大而增大，隨槽面寬比、槽臺(tái)寬比的增大先增大后減小，分別在=0.5與=0.7時(shí)取到最大值；相變率隨螺旋角、轉(zhuǎn)速的增大而增大，隨槽數(shù)、槽深、壓差、槽臺(tái)寬比的增大而減小，隨槽面寬比的增大先減小后增大，在=0.8時(shí)取最小值。

（3）通過(guò)對(duì)各參數(shù)進(jìn)行合理的選擇與匹配，可以有效地抑制相變的進(jìn)行，從而在保證密封穩(wěn)定運(yùn)行的前提下利用相變現(xiàn)象進(jìn)一步提高密封性能。

（4）以上為基于等溫假設(shè)下各參數(shù)對(duì)液膜相變率及密封性能的影響，下一步將討論端面溫度變化對(duì)相變率及密封性能造成的影響，并進(jìn)行相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)研究。

符 號(hào) 說(shuō) 明

d——相變表面直徑，μm F——承載力，N ——液膜厚度，μm hg——槽深，μm M——分子質(zhì)量，kg·mol-1 Ng——槽數(shù) n——轉(zhuǎn)速，m·s-1 P——流體膜壓力，Pa Psat——飽和壓力，Pa Q——泄漏量，kg·s-1 R——?dú)怏w常數(shù)，J·(mol·K)-1 Rg——槽根半徑，m Ri——密封環(huán)內(nèi)徑，m Ro——密封環(huán)外徑，m T——液膜溫度，K u——流體膜速度，m·s-1 V——體積，m3 a——螺旋角，(°) ζ——槽面寬比 θ——周向弧度，rad μ——?jiǎng)恿︷ざ龋琍a·s-1 ρ——密度，kg·m-3 σ——修正系數(shù) τ——相變率，% φ——槽臺(tái)寬比 φ——混合物汽相質(zhì)量分?jǐn)?shù)，% ——質(zhì)量源相，kg·s-1·m-3 下角標(biāo) ave——平均值 d——臺(tái)區(qū) f——相變界面附近液相 g——槽區(qū) i——內(nèi)徑 ——液相 o——外徑 r——?jiǎng)迎h(huán) s——靜環(huán) v——汽相

References

[1] 郝木明, 楊丹丹, 任寶杰, 等. 基于無(wú)限窄槽理論的雙向多重組合螺旋槽液膜密封流場(chǎng)分析[J]. 潤(rùn)滑與密封, 2016, 41(4): 1-6.HAO M M, YANG D D, REN B J,. Analysis of the flow field of the liquid film seal with double helical groove based on the theory of infinite slot[J]. Lubrication Engineering, 2016, 41(4): 1-6.

[2] 宋鵬云, 陳匡民. 端面內(nèi)側(cè)開(kāi)螺旋槽機(jī)械密封性能的實(shí)驗(yàn)研究[J]. 潤(rùn)滑與密封, 2000, (4): 34-35.SONG P Y, CHEN K M. Experimental study on the performance of spiral groove mechanical seal on the inner side[J]. Lubrication Engineering, 2000, (4): 34-35.

[3] 張國(guó)淵, 趙偉剛, 閆秀天. 水潤(rùn)滑螺旋槽端面密封的理論及試驗(yàn)研究[J]. 西北工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 29(5): 806-810. ZHANG G Y, ZHAO W G, YAN X T. Theoretical and experimental research study on characteristics of water lubricated spiral groove seals[J]. Journal of Northwestern Polytechnical University, 2011, 29(5): 806-810.

[4] 陳匯龍, 付杰, 李述林, 等. 螺旋槽上游泵送機(jī)械密封端面間液膜壓力脈動(dòng)特性[J]. 排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2015, 33(6): 504-509. CHEN H L, FU J, LI S L,. The pressure fluctuation characteristics of the liquid film between the upstream end of the spiral groove mechanical seal[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering, 2015, 33(6): 504-509.

[5] 趙一民, 苑士華, 胡紀(jì)濱, 等. 基于質(zhì)量守恒邊界條件的螺旋槽旋轉(zhuǎn)密封性能分析[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2014, 50(22): 142-149.ZHAO Y M, YUAN S H, HU J B,. Performance analysis of spiral groove seal based on mass conservation boundary conditions[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2014, 50 (22): 142-149.

[6] 楊文靜, 郝木明, 李振濤, 等.考慮錐度及波度的螺旋槽液膜密封動(dòng)態(tài)特性分析[J]. 化工學(xué)報(bào), 2016, 67(12): 5199-5207. YANG W J, HAO M M, LI Z T,Analysis of dynamic characteristics of spiral groove liquid film seal considering taper and waviness[J]. CIESC Journal, 2016, 67(12): 5199-5207.

[7] 李振濤, 郝木明, 楊文靜, 等. 基于CFD的端面空化對(duì)液膜密封穩(wěn)態(tài)特性影響研究[J]. 潤(rùn)滑與密封, 2016, (2): 26-31. LI Z T, HAO M M, YANG W J,Study on the influence of the end face cavitation on the steady state characteristics of liquid film seal[J]. Lubrication Engineering, 2016, (2): 26-31.

[8] 李振濤, 郝木明, 楊文靜, 等. 螺旋槽液膜密封端面空化發(fā)生機(jī)理[J]. 化工學(xué)報(bào), 2016, 67(11): 4750-4761.LI Z T, HAO M M, YANG W J,. Cavitation mechanism of spiral groove liquid film seal face[J]. CIESC Journal, 2016, 67(11): 4750-4761.

[9] HUGHES W F, WINOWICH N S, BIRCHAK M J. Phase change in liquid face seals[J]. Journal of Tribology, 1978, 100(1): 74-80.

[10] LAU S Y, HUGHES W F, BASU P. A simplified model for two phase face seal design[J]. Tribology Transactions, 1990, 33(3): 315-324.

[11] LEBECK A O. A mixed friction hydrostatic face seal model with phase change[J]. Journal of Tribology, 1980, 102(2): 133-138.

[12] BASU P, HUGHES W F, BEELER R M. Centrifugal inertia effects in two phase face seal films[J]. Tribology Transactions, 1987, 30(2): 177-186.

[13] BEATTY P A, HUGHES W F. Turbulent two-phase flow in face shaft seals[J]. Journal of Tribology, 1987, 109(1): 91-99.

[14] YASUNA J A, HUGHES W F. A continuous boiling model for face seals[J]. Journal of Tribology, 1990, 112(2): 266-274.

[15] 顧永泉. 機(jī)械密封的相態(tài)判斷及相態(tài)穩(wěn)定性分析[J].華東石油學(xué)院學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 1986, 20(4): 1-8. GU Y Q. Phase behavior and phase stability analysis of mechanical seals[J]. Journal of Petroleum Institute(Natural Science Edition), 1986, 20(4): 1-8.

[16] 顧永泉. 液體端面密封中的相變及汽相密封[J]. 流體機(jī)械, 1981, 30(10): 39-47. GU Y Q. Phase change and vapor phase seal in liquid end seals[J]. Fluid Machinery, 1981, 30(10): 39-47.

[17] 顧永泉. 汽液相機(jī)械密封的膜壓系數(shù)[J]. 華東石油學(xué)院學(xué)報(bào), 1982, 20(1): 55-62. GU Y Q. Film pressure coefficient of vapor liquid mechanical seal[J]. Journal of Petroleum Institute, 1982, 20(1): 55-62.

[18] 顧永泉. 對(duì)有相變的汽液相機(jī)械密封的初步探討[J]. 化工煉油機(jī)械, 1981, 60(6): 9-18. GU Y Q. A preliminary study on the vapor liquid mechanical seal with phase change[J]. Chemical Refining Machinery, 1981, 60(6): 9-18.

[19] 王濤, 黃偉峰, 王玉明. 機(jī)械密封液膜汽化問(wèn)題研究現(xiàn)狀與進(jìn)展[J]. 化工學(xué)報(bào), 2012, 63(11): 3375-3382. WANG T, HUANG W F, WANG Y M. Research and progress of mechanical seals operating with vaporization transition[J]. CIESC Journal, 2012, 63(11): 3375-3382.

[20] WANG T, HUNAG W F, LIU X F. Experimental study of two-phase mechanical face seals with laser surface texturing[J]. Tribology International, 2014, 72(72): 90-97.

[21] WANG T, HUAGN W F, LIU Y. A homogeneous phase change model for two-phase mechanical seals with three-dimensional face structures[J]. Journal of Tribology, 2014, 136(4): 216-223.

[22] SALANT R F, BLASBALG D A. Dynamic behavior of two-phase mechanical seals[J]. Tribology Transactions, 1991, 34(1): 122-130.

[23] BEELER R M, HUGHES W F. Dynamics of two-phase face seals[J]. ASLE, 1984, 27(2): 146-153.

[24] ETSION I, PASCOVICI M D. Vaporization in face seals operating with liquid mixtures[J]. Tribology Transactions, 1997, 40(4): 694-700.

[25] ETSION I, PASCOVICI M D. Hydrodynamic effects on the boiling interface in a misaligned mechanical seal—a qualitative study[J]. Tribology Transactions, 1996, 39(4): 922-928.

[26] ETSION I, PASCOVICI M D. Phase change in a misaligned mechanical face seal[J]. ASME, 1996, 118(1): 109-115.

[27] ETSION I, PASCOVICI M D, BURSTEIN L. The boiling interface in a misaligned two-phase mechanical seal[J]. ASME, 1997, 119(2): 265-272.

[28] MIGOUT F, BRUNETIERE N, TOURNERIE B. Study of the fluid film vaporization in the interface of a mechanical face seal[J]. Tribology International, 2015, 92(1): 84-95.

[29] 郝木明, 莊媛, 章大海, 等. 考慮空化效應(yīng)的螺旋槽液膜密封特性數(shù)值研究[J]. 中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 39(3): 132-137. HAO M M, ZHUANG Y, ZHANG D H,. Numerical study on the characteristics of the spiral groove liquid film seal considering cavitation effect[J]. Journal of China University of Petroleum(Natural Science Edition), 2015, 39(3): 132-137.

[30] WALLIS G B. One-dimensional Two-phase Flow[M]. New York: McGraw-Hill Companies, 1969.

[31] EAMES I W, MARR N J, SABIR H. The evaporation coefficient of water: a review[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1997, 40(12): 2963-2973.

Performance analysis of internal pressure type spiral groove liquid film seals based on phase change

CAO Hengchao, HAO Muming, LI Zhentao, YANG Wenjing, WANG Yanhong, YUAN Junma

(Institute of Sealing Technology, China University of Petroleum, Qingdao266580, Shandong, China)

The liquid film phase change phenomenon not only changes the lubrication state of the end face, but also has a significant influence on the sealing performance and stability.The governing equations are discretized using the finite volume method.The influence of the structure parameters of spiral groove and the sealing condition on the sealing performance and phase change rate were studied.Results show that the opening force and leakage rate increase with the increase of the spiral angle, the number of grooves, groove depth, the pressure difference and the rotation speed; increase first and then decreases with the increase of the ratio of groove width in radial direction to surface width and the ratio of groove width to dam width, and take the maximum value when the ratio of groove width in radial direction to surface width=0.5 and the ratio of groove width to dam width=0.7. The phase change rate increases with the increase of spiral angle and rotating speed, decreases with the increase of the number of grooves, groove depth, the pressure difference and the ratio of groove width to dam width, decreases first and then increases with the increase of the ratio of groove width in radial direction to surface width, and take the minimum value when the ratio of groove width in radial direction to surface width=0.8. The phase transition process can be effectively inhibited by reasonable selection and combination of the parameters. The sealing performance can be improved by using the phase change phenomenon while ensuring the stability of the sealing operation.

phase change; liquid film seal; sealing performance; finite volume method

10.11949/j.issn.0438-1157.20170478

TB 42

A

0438—1157（2017）09—3532—09

2017-04-26收到初稿，2017-05-24收到修改稿。

郝木明。

曹恒超（1988—），男，博士研究生。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51375497）；山東省自主創(chuàng)新及成果轉(zhuǎn)化專(zhuān)項(xiàng)（2014ZZCX10102-4）。

2017-04-26.

Prof. HAO Muming, haomm@upc.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51375497) and the Shandong Special Projects of Independent Innovation and Achievement Transformation (2014ZZCX10102-4).