螺旋槽端面氣膜密封結構高溫特性研究

寧秀秀，何鵬剛，白少先

（1.浙江工業(yè)大學機械工程學院，杭州310032；2.北京動力機械研究所，北京100074）

0 引言

氣膜密封依靠摩擦副端面間形成的微米級厚度潤滑氣膜實現(xiàn)非接觸運行，表現(xiàn)出低磨損、低泄漏、低能耗、長壽命的優(yōu)點[1-2]，逐漸應用于航空發(fā)動機軸承腔、渦輪入口等關鍵位置的密封[3-4]。1965年，NASA與PW公司開發(fā)出應用于發(fā)動機主軸軸承腔位置的瑞利階梯和環(huán)形密封壩組合結構端面的氣膜密封技術，在轉速為150 m/s、壓差為2.1 MPa、溫度為650℃的工況下，油耗降低1.5%[5-7]；20世紀90年代，發(fā)動機主軸承腔氣膜端面密封技術達到實用階段[8-9]，Lahrman設計的3級階梯式端面氣膜密封結構應用于GE公司CF6-80C2發(fā)動機的No.4、No.5軸承腔和F110發(fā)動機的No.3軸承腔（碳材料，氣體溫度為510℃，密封壓差為1.0 MPa，滑動速度為137 m/s），泄漏率比迷宮密封結構的降低96%[10]。然而，溫度變化導致的端面熱變形不僅影響泄漏率，同時還影響密封氣膜開啟性能，是制約氣膜密封結構可靠設計的重要因素[11-13]；1979年，Gabriel基于窄槽理論近似求解了溫度為121℃、轉速為74.03 m/s、壓力為4.58 MPa工況下螺旋槽端面氣膜密封結構的熱變形及壓力分布情況，表明端面熱變形形成發(fā)散間隙，且轉速、密封壓力等是影響密封端面溫度場的主要因素[14]。近年來，對10 MPa以上高壓條件下楔形端面[15-16]和螺旋槽端面[17]密封結構的研究表明，壓力引起的端面發(fā)散變形導致密封氣膜開啟能力降低，而密封氣體沿泄漏方向的體積膨脹、溫度降低引起的端面熱發(fā)散變形進一步加劇氣膜開啟能力降低。另一方面，密封氣膜溫度還受速度剪切熱的影響[18-19]，當剪切熱高于泄漏膨脹散熱時，溫度升高，勢必導致端面變形發(fā)生相反的變化。隨著航空發(fā)動機工作溫度等工作參數(shù)不斷提高，如第4代戰(zhàn)斗機發(fā)動機，推重比為9～10，總增壓比為25～35，渦輪前溫度達到 1790～1950 K[20]，密封結構面臨更高溫度工況條件，同時在發(fā)動機啟停及工作過程中轉速、壓力和溫度的變化，要求氣膜密封結構要適應更為復雜的變工況要求，而目前對氣膜密封結構的高溫工況特性規(guī)律尚缺乏系統(tǒng)認識。

本文基于氣體熱動力潤滑理論，以螺旋槽端面氣膜密封為研究對象，對螺旋槽端面氣膜密封的高溫特性進行研究，重點分析了在高溫條件下螺旋槽端面氣膜密封結構的氣膜溫度、壓力以及端面變形分布特征。在此基礎上，對不同壓力、轉速和溫度條件下熱效應對開啟力和泄漏率的影響規(guī)律進行了數(shù)值分析。

1 理論模型

1.1 幾何模型

螺旋槽端面氣膜密封結構和熱邊界條件如圖1所示。從圖中可見，螺旋槽端面氣膜密封分析模型主要由靜環(huán)和動環(huán)組成，運轉時靜環(huán)和動環(huán)之間形成微米級氣膜潤滑保持兩端面的非接觸狀態(tài)。靜環(huán)材料為石墨，動環(huán)材料為不銹鋼，其端面設計有螺旋槽結構。

1.2 潤滑方程

采用氣體熱動力潤滑理論[18]對密封高溫特性進行數(shù)值分析。假設氣體為理想氣體，極坐標雷諾方程為

圖1 螺旋槽端面氣膜密封結構及熱邊界條件

式中:η為密封氣體的黏度；ρ為密封氣體的密度；p為密封壓力；h為氣膜厚度；ω為轉速。

能量方程為

式中:T為氣膜溫度；cv為密封氣體定容比熱容；ks1、ks2分別為靜環(huán)和動環(huán)的對流換熱系數(shù)。

對于動環(huán)，其熱傳導方程為

開設在動環(huán)端面的螺旋槽作周向運動時發(fā)熱，相當于1個熱源分布于靜環(huán)上。因此，靜環(huán)的熱傳導方程為

式中:Ts為密封環(huán)溫度；kc2為動環(huán)的導熱系數(shù)；ρs2為動環(huán)材料的密度；cs2為動環(huán)的比熱容。

氣體溫度方程為

式中:T為熱力學溫度；cT為溫度常量系數(shù)；id為氣體分子運動自由度為每個分子自由度對應的能量。

氣體壓力方程為

式中:cp為壓力常量系數(shù)。

1.3 氣膜邊界條件

1.3.1 壓力邊界條件

在內、外徑處壓力邊界條件采用強制邊界條件（圖 1（a）），即

計算時取1個周期，在計算區(qū)域存在以下周期性壓力邊界條件

1.3.2 溫度邊界條件

在內、外徑處根據(jù)氣體的流入流出狀態(tài)采用動態(tài)溫度邊界條件

q（rr=ro,θ）＜0和q（rr=ri,θ）＞0意味著在密封環(huán)內、外徑邊界處氣體從外界流入潤滑區(qū)。

周期性溫度邊界條件為

1.4 傳熱邊界條件

傳熱邊界條件如圖1（a）所示，潤滑區(qū)靜環(huán)表面Ts1和動環(huán)表面Ts2處與氣膜存在強制對流換熱，與周圍環(huán)境存在熱對流交換[18]。

在后續(xù)數(shù)值分析中，螺旋槽端面氣膜密封材料的結構參數(shù)取值見表1，氣膜密封參數(shù)取值見表2，用到的石墨封嚴分析參數(shù)見表3。

表1 材料的結構參數(shù)

表2 螺旋槽端面氣膜密封參數(shù)

表3 石墨封嚴分析參數(shù)

2 結果與討論

2.1 壓力和溫度場分布

不同環(huán)境溫度下氣膜壓力和溫度分布如圖2所示。計算中保持最小膜厚ho=3.0 μm、轉速ω=20000 r/min、密封壓力po=0.25 MPa的低壓高速工況參數(shù)取值。從圖中可見，在低壓高速工況下，端面螺旋槽結構呈現(xiàn)出明顯的動壓效應，由于螺旋槽的泵送擠壓效應在槽根處出現(xiàn)最大氣膜壓力；速度剪切發(fā)熱導致氣膜溫度整體升高7～10K，隨著環(huán)境溫度從300K升高到500K，氣膜溫度的增加值略有下降，在高壓側密封氣流主要通過螺旋槽進入潤滑區(qū)，在非開槽的臺區(qū)，部分高溫氣體回流到高壓環(huán)境。

不同密封壓力下的氣膜壓力與溫度分布如圖3所示。計算中保持最小膜厚 ho=3.0 μm、轉速ω=20000 r/min、環(huán)境溫度T=500 K的高溫高速工況參數(shù)取值。從圖中可見，隨著密封壓力的提高，螺旋槽的動壓效應迅速減弱，但是由于螺旋槽的存在使得氣流阻力減小，因而可以看出壓力從高壓側進口到螺旋槽根部區(qū)域平緩降低，而進入密封壩區(qū)后迅速降低。壓力在0.75 MPa以下時氣膜溫度整體升高；隨著密封壓力的提高，速度剪切引起的氣膜溫度升高效應迅速減弱，特別是在靠近低壓出口側的密封壩區(qū)域，氣膜溫度迅速降低，當壓力從0.25 MPa增大到2.75 MPa時，由于壓差增大，出口溫度從507.2 K降至474.4 K。這是由于高壓工況下徑向氣體在壓差作用下流動時的氣體膨脹吸熱大于周向速度剪切發(fā)熱[17]。

圖2 不同環(huán)境溫度下氣膜壓力和溫度分布（ho=3.0 μm，ω=20000 r/min，po=0.25 MPa）

圖3 不同密封壓力下的氣膜壓力和溫度分布（ho=3.0 μm，ω=20000 r/min，T=500 K）

考慮端面熱效應工況下的端面氣膜厚度分布如圖4所示。從圖4（a）中可見，在密封壓力為0.25 MPa、轉速為30000 r/min的工況下，端面熱效應使端面形成收斂間隙，即進口處氣膜厚度最大。由于受熱效應的影響，進口氣膜厚度由3 μm增加到3.1 μm。由此可知，在低密封壓力下，密封轉速剪切發(fā)熱使氣膜溫度整體升高，從而導致端面收斂間隙的產(chǎn)生。

圖4 端面氣膜厚度分布（ho=3.0 μm，T=500 K）

從圖4（b）可見，在密封壓力為2.75 MPa、轉速為20000 r/min的工況下，端面熱效應使端面形成發(fā)散間隙，即進口處氣膜厚度最小，沿著流動方向氣膜厚度逐漸增加。由于受熱效應的影響，出口氣膜厚度由3 μm增加到3.13 μm。由此可知，高密封壓力產(chǎn)生的氣體膨脹使氣膜溫度降低，從而導致端面發(fā)散間隙的產(chǎn)生。

2.2 操作參數(shù)對密封性能的影響

2.2.1 密封壓力

考慮端面熱效應和不考慮端面熱效應2種工況下開啟力和泄漏率隨密封壓力的變化曲線如圖5所示。從圖中可見，隨著密封壓力的提高，開啟力呈線性增大?？紤]端面熱效應的開啟力較不考慮時的小，當密封壓力高于1.75 MPa之后，端面熱效應對開啟力的影響開始變得明顯。當壓力從1.75 MPa增加到2.75 MPa時，考慮熱效應的開啟力相對未考慮熱效應時的減小率從0.3%增加到1.5%。這是由于熱效應形成的發(fā)散間隙（圖4（b））使動壓效應減弱，從而使開啟力減小。

同時，隨著密封壓力的提高，泄漏率也逐漸增加。考慮端面熱效應的泄漏率較不考慮熱效應時的大，且增長率隨著壓力的提高而增加，這是由于隨著密封壓力提高，變形逐漸增大，從而使泄漏率增加。當壓力從0.25 MPa增加到2.75 MPa時，考慮熱效應的泄漏率的增長率相對未考慮熱效應時的從24%增加到34%。

2.2.2 轉速

考慮端面熱效應和不考慮端面熱效應2種工況下開啟力和泄漏率隨密封轉速的變化曲線如圖6所示。從圖中可見，隨著轉速的增加，動壓效應增強，開啟力逐漸增大；同時，隨著轉速的增加，螺旋槽泵送作用增強，從而使泄漏率也逐漸增加。以密封壓力為2.75 MPa為例，轉速從5000 r/min增加到30000 r/min，不考慮端面熱效應的開啟力增加2%，泄漏率增加5%。

密封壓力為0.25 MPa時，端面熱效應使開啟力增大，這是由于熱效應形成的收斂間隙（如圖4（b）所示）使動壓效應增強，從而使開啟力增大；同時，收斂間隙也使泄漏率增加，當轉速達到30000 r/min時，考慮熱效應的泄漏率相對未考慮熱效應時的增加45%。密封壓力為2.75 MPa時，熱效應產(chǎn)生的發(fā)散間隙使動壓效應減弱，因此考慮熱效應的開啟力減小，泄漏率增加，當轉速達到30000 r/min時，考慮熱效應的開啟力相對未考慮熱效應時的減小0.5%，泄漏率增加34%。

圖6 密封轉速對開啟力和泄漏率的影響（ho=3.0 μm ，T=500 K）

2.2.3 環(huán)境溫度

考慮端面熱效應和不考慮端面熱效應2種工況下開啟力和泄漏率隨環(huán)境溫度的變化曲線如圖7所示。從圖中可見，隨著溫度的升高，開啟力減小，泄漏率也逐漸減少。以密封壓力0.25 MPa為例，溫度從300 K升高到550 K，考慮端面熱效應的開啟力減小4%，泄漏率減少36%。

密封壓力為0.25 MPa時，端面熱效應形成的收斂間隙使開啟力增大，同時也使泄漏率增加，環(huán)境溫度為300 K時，考慮端面熱效應的開啟力相對于不考慮熱效應時的增大4%，泄漏率增加25%；密封壓力為2.75 MPa時，熱效應產(chǎn)生的發(fā)散間隙使動壓效應減弱，因此考慮端面熱效應的開啟力減小，泄漏率增加，環(huán)境溫度為550 K時，考慮端面熱效應的開啟力相對于未考慮端面熱效應時的減小0.9%，泄漏率增加31%。

圖7 環(huán)境溫度對開啟力和泄漏率的影響（ho=3.0 μm，ω=20000 r/min）

3 結論

（1）在高壓高速條件下，熱效應使端面形成發(fā)散間隙，使開啟力減小，泄漏率增加；在低壓高速條件下，熱效應使端面形成收斂間隙，使開啟力和泄漏率增大。

（2）對于螺旋槽端面氣膜密封，環(huán)境溫度的升高對端面變形的影響不明顯；且環(huán)境溫度從300 K升至550 K，考慮端面熱效應的開啟力減小4%，泄漏率減少36%。