油氣混相回流泵送密封結構開啟過程試驗分析

李慶展，李雙喜，鄭 嬈，鐘劍鋒，李世聰，廖浩然

（1.北京化工大學流體密封技術研究中心，北京100029；2.中國航發湖南動力機械研究所，湖南株洲412002）

0 引言

油氣混相回流泵送密封是近些年國際上發展的1 種基于油氣混相潤滑技術，是以氣體密封油液的新型動壓密封，適用于高轉速和油氣混相介質的工況，實現氣封液[1]和零泄漏[2-3]。OG-RPS 技術對航空發動機、液體火箭發動機等重要設備[4-5]上的密封結構有參考和借鑒意義。目前，關于OG-RPS 的研究偏少，其他動壓密封的研究成果可為之提供參考。在理論分析方面，Faria 等[6]用有限元法分析結構參數對端面泄漏率等穩態性能的影響；陳匯龍等[7]采用空化模型[8]模擬內流場特性，研究工況參數對密封泄漏特性的影響；郝木明等[9]對泵出型螺旋槽機械密封端面間隙氣液兩相流進行數值分析，發現液相介質會在密封結構端面內徑處發生少量泄漏。此外，眾多學者還研究了密封結構操作參數[10-11]和結構參數[12]對密封泄漏特性的影響，將研究方向轉向參數優化設計方面。陳匯龍等[13]以泄漏量為優化目標，利用響應面法對密封結構參數進行優化設計，給出最優參數取值范圍；丁雪興等[14]對比分析2 種不同槽型的液體上游泵送密封結構，通過計算2 種槽型的密封泄漏量，得出較優的槽型結構；李歡等[15]對油氣兩相動壓密封結構端面結構參數進行正交優化設計，得到穩態工況下的最優動壓槽結構參數。在試驗研究方面，王曉彥等[16]對中間開槽、雙列同向及雙列反向3 種槽型的密封結構進行不同工況下的水介質試驗，得到泄漏量與密封參數之間的關系；李小芬等[17]、李歡[18]采用噴油試驗驗證了動壓密封在油氣兩相介質工況下應用的可行性。

上述研究主要集中在單相、穩態分析和優化設計方面，對混相介質密封及其試驗的研究偏少。本文針對油氣混相介質，研究4 種典型結構的OG-RPS 開啟過程的動態泄漏特性，基于動態泄漏特性分析密封結構開啟狀態，揭示操作參數和結構參數對OG-RPS結構開啟過程的動態泄漏特性的影響規律，得出優選的密封結構參數和動態泄漏率變化規律。

1 密封結構

1.1 結構說明

OG-RPS 結構如圖1 所示。動環和靜環的接觸部分為密封端面，是介質泄漏的通道。密封腔內為高壓油氣混相介質，密封腔外為低壓空氣。動環的密封結構端面上開設螺旋槽，螺旋槽結構如圖2 所示。螺旋槽的結構參數包括槽數、槽深和槽壩比（無量綱）。螺旋槽采用激光加工，加工完成的OG-RPS 動環密封結構端面分為槽區、堰區和壩區。

圖1 OG-RPS 結構

圖2 螺旋槽結構

1.2 密封參數

密封的具體結構參數及操作參數分別見表1、2。

2 工作原理

OG-RPS 結構啟動時，當密封結構動環轉速逐漸提高時，動環密封結構端面螺旋槽區流體的黏性剪切力逐漸增大，逐漸平衡密封結構端面內、外側的壓力差，從而阻止密封介質從高壓側流向低壓側。當動環轉速足夠高時，螺旋槽能將泄漏到低壓側的密封流體泵送回高壓側（即回流泵送），同時流體受迫流動，在槽區形成高壓流體，形成密封結構運轉的端面動壓開啟力，迫使密封結構端面開啟。

表1 結構參數

表2 操作參數

密封受力分析如圖3所示。PI為密封腔內壓力，PO為密封腔外壓力。密封端面的總閉合力FTC及總開啟力FTO為

圖3 密封受力分析

式中：FS為彈簧力和O 形圈摩擦的綜合作用力；FI為密封腔內壓力對密封結構端面的閉合力；FO為密封結構腔外壓力對密封結構端面的閉合力；FMO為運轉時密封結構端面的動壓開啟力；FSO為密封結構端面的靜壓開啟力。

密封結構端面開啟前

密封結構端面開啟后

3 試驗裝置

研制了1 種新型試驗裝置，搭建試驗系統，模擬直升機發動機油氣混相工況進行試驗，密封試驗裝置模型和試驗臺如圖4、5 所示。

圖4 OG-RPS 試驗裝置

圖5 OG-RPS 試驗臺

為了保證試驗的準確性，需要注意：（1）盡量減小試驗誤差，尤其是安裝誤差；（2）控制彈簧壓量保證彈簧力的一致性；（3）保證聯軸器的調整精度，避免振動過于劇烈，干擾試驗結果；（4）軸承必須選用高精密高速軸承，保證試驗過程中軸承不會失效，并且監測軸承溫度。本試驗裝置的創新性：（1）采用高速軸承將油氣混相介質充分混合；（2）泄漏測量腔體采用高強度可視化工程塑料制成，便于觀察油液泄漏情況和密封結構運轉情況。

在試驗前，N1 接泄漏采集測量裝置，N4 接壓力傳感器。試驗時，N2 通入潤滑油，N3 接入高壓氣，N5為油氣混相介質出口。由于密封結構的高速旋轉，潤滑油和高壓氣在圖4 中的3 腔中形成油氣混相介質。微小流量測量的準確性是試驗成敗的關鍵，本試驗采用自主研發的基于排水法和差壓傳感器的機械密封微小流量泄漏量測量系統[19]（如圖6 所示），測量相應轉速下的密封泄漏量，測量精度可達1.692 μg/s。密封泄漏量非常小，在試驗中采用排水法測量，通過將泄漏量測量轉換為細長水管的高度測量，采用差壓傳感器測量細長水管內的水位高度變化，計算得出密封泄漏率。測量正值泄漏量（氣體外泄）時，關閉電磁閥SV1、SV4、SV6、SV7，打 開 電 磁 閥SV2、SV3、SV5；測量負值泄漏量（大氣倒吸）時，關閉電磁閥SV2、SV4、SV6，打開電磁閥SV1、SV3、SV5、SV7。

運轉試驗對4 種結構依次進行，具體見表3，其余試驗條件見表1、2。試驗分為靜態氣密封檢測和運轉試驗，在試驗過程中分別改變密封腔內壓力、轉速、槽深、槽數及槽壩比，測量OG-RPS 結構開啟過程的動態泄漏量，得出OG-RPS 結構開啟過程的密封泄漏特性。在運轉試驗前、后分別進行靜態氣密性檢測，對比分析OG-RPS 結構運轉開啟過程對密封性能的影響。

圖6 測量系統

表3 4 種典型密封結構

4 結果與分析

4.1 開啟過程動態泄漏特性對比分析

試驗時首先設置腔內壓力為0.03 MPa，分別對4種典型密封結構進行運轉試驗，試驗過程中通過增加動環轉速增加密封結構端面線速度，加速運轉過程中密封結構逐漸開啟，測量密封開啟過程的動態泄漏量；改變腔內壓力，重復上述操作。

試驗結果如圖7 所示。密封結構端面開啟過程中，由于螺旋槽的回流泵送作用，密封動態泄漏率出現由正值到負值的變化現象，泄漏率為正值時，密封介質向腔外泄漏，泄漏率為負值時，外部大氣和密封介質被泵送至密封腔內。

圖7 不同壓力下的密封開啟過程動態泄漏率

結合圖7 中（a）、（b）、（c）可知，不同壓力運轉試驗時的密封結構單位周長動態泄漏率變化趨勢基本相同，即隨著密封端面平均線速度的增大，密封結構單位周長動態泄漏率先增大再逐漸減小。以圖6（a）中S4 曲線為例具體說明密封結構的動態泄漏率變化趨勢。單位周長動態泄漏率的變化可分為3 個明顯的變化階段：（1）當動態泄漏率隨速度增大而增大時，此時密封結構端面未開啟，密封結構端面處于接觸摩擦狀態；（2）當動態泄漏率達到極大值以后，泄漏率開始隨速度增大而減小，但數值仍為正值，此時密封的回流泵送作用開始抵消密封介質向外泄漏，密封結構端面處于不完全開啟的過渡階段，密封結構端面容易發生碰摩；（3）隨著線速度繼續增大，回流泵送作用越來越強，并完全抵消密封介質向外泄漏，密封泄漏率由正值向負值變化，泄漏率繼續減小，此時密封結構完全開啟，密封結構端面處于非接觸運轉狀態。密封動態泄漏率變化的3 個階段分別對應密封開啟過程的3 個狀態：未開啟狀態（State 1）、不完全開啟狀態（State 2）和完全開啟狀態（State 3），通過密封動態泄漏率的變化可有效監控密封結構的開啟狀態。

4.2 基于動態泄漏特性的開啟特性對比分析

基于OG-RPS 結構動態泄漏特性，分析4 種結構的OG-RPS 開啟特性。為方便分析，定義VSt1為OG-RPS 開始開啟時的端面平均線速度；VSt3為OG-RPS 完全開啟時的端面平均線速度；ΔV 為State 2階段的端面平均線速度跨度，以圖7（a）中S4 曲線為例

ΔV 數值越大，OG-RPS 結構跨越State 2 越困難，OG-RPS 越容易發生碰摩，進而導致密封失效；VSt3數值越大，OG-RPS 結構完全開啟越困難；VSt1數值越大，OG-RPS 結構開始開啟越困難。而OG-RPS結構開啟越困難，OG-RPS 結構越容易發生摩擦磨損甚至導致密封失效，在實際應用中更希望密封端面容易開啟，即VSt1、VSt3和ΔV 的數值越小越好。回流泵送動壓密封的開啟困難程度與密封結構端面的開啟力大小有關，開啟力越大，密封結構端面越容易開啟，而密封結構端面螺旋槽的結構決定了密封結構端面開啟力的大小。

OG-RPS 結構開啟線速度變化如圖8 所示。從圖8（a）中可見，OG-RPS 結構開始開啟時的端面平均線速度隨壓力增大而增大，4 種典型密封結構開始開啟時的端面平均線速度從大到小依次是：S2、S4、S3、S1，其中S1 開始開啟時的端面平均線速度約為S2 的24.73%～24.99%，約為S3 的50%～53.03%，約為S4 的32.76%～41.26%。從圖8（b）中可見，OG-RPS 結構完全開啟時的端面平均線速度隨壓力增大而增大，4 種典型密封結構完全開啟時的端面平均線速度從大到小依次是：S2、S4、S3、S1，其中S1 完全開啟時的端面平均線速度約為S2 的26.97%～28.26%，約為S3 的56.38%～63.01%，約為S4 的45.23%～48.99%。從從圖8（c）中可見，ΔV 隨壓力增大基本不變，4 種典型結構的ΔV 從大到小依次是：S2、S4、S3、S1，其中S1 的ΔV 約為S2 的28.57%～31.90%，約為S3 的66.67%～73.11%，約為S4 的55.08%～58.61%。由此可以得出在4 種典型密封結構中，S1 的結構參數能有效降低密封結構的開啟速度和開啟難度，即槽數為12 個的OG-RPS 結構的開啟性能比槽數為8 個的更好，槽深為5 μm 的OG-RPS 結構的開啟性能比槽深為10 μm 的更好，槽壩比為0.7的OG-RPS 結構的開啟性能比槽壩比為0.8 的更好。

圖8 OG-RPS 結構開啟線速度變化

基于以上關于OG-RPS 結構動態開啟特性對比分析可得，密封的優選結構參數是槽數為12 個，槽深為5 μm，槽壩比為0.7，此時密封端面的流體剪切力最大，密封端面開啟力最大，密封的開啟難度最小。

4.3 摩擦磨損情況對比分析

通過編程設置試驗的載荷步和時間步，每種結構累計運轉時間為15600 s。通過密封結構運轉前后的靜態氣密性檢測對比和運轉前后的動環、靜環表面質量對比判斷密封結構的摩擦磨損情況。在試驗運轉前，在0.03～0.07 MPa 范圍內改變腔內壓力，分別測量在不同壓力下的密封結構靜態泄漏量；改變結構形式，重復上述步驟，得出不同結構形式下的密封靜態泄漏率隨壓力的變化趨勢。在運轉試驗結束后，再次進行靜態氣密性檢測。試驗得到壓力對密封靜態泄漏率的影響如圖9 所示。

圖9 壓力對密封靜態泄漏率的影響

從圖中可見，不同結構的密封靜態泄漏率變化趨勢相同，都隨壓力增大而增大；密封“跑合”效果明顯，“跑合”后摩擦副接觸更加緊密，密封運轉后靜態泄漏率較運轉前的偏?。粚Ρ确治鯯1 和S2 可得，槽數為12 個的OG-RPS 比槽數為8 個的泄漏率??；對比分析S1 和S3 可得，槽深為5 μm 的OG-RPS 的泄漏率比槽深為10 μm 的??；對比分析S1 和S4 可得，槽壩比為0.7 的OG-RPS 的泄漏率比槽壩比為0.8 的小。S3 和S4 運轉前后靜態泄漏率相差較大的原因是：S3槽深較深、S4 槽壩比較大，導致運轉后槽內儲油較多，在一定程度上能夠阻止氣體泄漏。

從宏觀上看，4 種密封結構的動環、靜環密封端面幾乎無磨損，試驗后密封端面質量較好，如圖10 所示。

圖10 OG-RPS 試驗前后動環、靜環表面宏觀形貌

采用光學表面形貌儀將試驗前后動靜環同一位置放大50 倍觀察其微觀形貌，運轉后4 種密封結構的動環、靜環密封結構端面上存在油漬，但是無明顯的磨損情況，如圖11 所示。

綜合密封結構運轉前后氣密性檢測對比結果和運轉前后的動環、靜環表面質量和微觀形貌對比結果可知，在運轉試驗后密封結構端面無明顯磨損情況，動、靜環密封結構端面磨合較好，4 種典型密封結構結構的試驗都取得了成功。

圖11 OG-RPS 試驗前、后動環、靜環微觀形貌

5 結論

（1）在4 種典型結構參數下的運轉試驗都取得了成功，但密封性能和開啟性能有所不同；

（2）OG-RPS 的泄漏率變化分為3 個明顯的階段，分別對應密封結構開啟過程的3 個狀態，通過泄漏率變化可有效監測密封結構開啟過程；

（3）隨著密封端面平均線速度的增大，在密封結構未開啟狀態時密封泄漏量逐漸增大，泄漏量為正值；在密封結構不完全開啟狀態時密封泄漏量逐漸減小，泄漏量為正值；在密封結構完全開啟狀態時密封泄漏量逐漸減小，泄漏量為負值；

（4）基于OG-RPS 的泄漏特性和開啟特性分析，槽數為12 個、槽深為5 μm、槽壩比為0.7 的結構參數能有效降低密封結構的泄漏率、開啟速度和開啟難度。