耐干磨型釜用濕式密封的設計及計算

董 輝 扈升華 劉成浩 賀寶海

（丹東克隆集團有限責任公司，遼寧丹東 118000）

0 引言

在鋰離子電池行業中，電解液的核心成分“六氟磷酸鋰”由于其理化性質的不穩定，必須要在無水氟化氫溶劑中進行制備。作為鋰離子電池最為尖端的材料，某無水溶劑的純度是其能否保證雜質含量、粒度分布的關鍵條件（見表1），因此，高純度的該溶劑在目前工藝生產的制備中尤為重要。

1 選型及方案

1.1 密封設計關鍵點

（1）機封安裝后的8000h 內，在非連續生產周期中，僅允許向釜內泄漏5 ～7kg 隔離液，生產周期總計約為3000h。（2）機封安裝后8000h 內，在非連續生產周期中，必須保證密封的可靠運行且不必更換，設備檢維修周期為8000h。

1.2 密封與系統方案

針對以上工況及生產工藝需求，制定如下方案(見圖1)：（1）密封方案為：可長周期承受干運轉的接觸式濕式密封；（2）密封形式為：雙端面靜止型多彈簧機械密封；（3）系統方案為：Plan74+Plan53A。

圖1 機械密封結構圖

1.3 設計方案說明

首先，針對工藝介質的高危特性，采用加壓雙端面密封，保證工藝介質對大氣零泄漏或零逸出要求。單純采用接觸式干運轉密封，受機封材料及設備精度等不可控因素太多，為了保證密封端面在發生磨損、工況變化、擾動、軸不對正和振動等條件下仍能維持理想滑行狀態，優先選用接觸式濕式密封。

其次，針對隔離液的泄漏量要求，必須在一定的可靠性和可接受的使用壽命條件下，將泄漏量控制到最低的水平。當隔離液完全泄漏后，密封仍可承受長期干運轉運行，在工藝生產周期內，必須保證其仍具有非常可靠的密封性能。

最后，針對端面間兩相摩擦潤滑狀態實施系統監控，Plan74 系統與53A 系統串聯使用。密封端面處于液相潤滑時采用53A 方案進行系統監控，同時74 方案可作為53A的壓力控制單元；密封端面處于氣相潤滑時采用74 方案進行系統監控，且與53A 系統之間互不影響。

單論此工況下的密封而言，需通過設計使密封面找到一個平衡位置，在液相流體膜作用下，端面所受全部載荷在理想狀態下基本由流體壓力承擔，使得密封面在全液相下幾乎不接觸且只允許有限的摩擦生熱及輕微磨損，并通過計算使得端面的間隙最小甚至為表面粗糙度量級，以此來控制泄漏量。同時，當隔離液完全泄漏后，端面在完全氣相條件下仍可穩定運行。

2 理論分析及手工計算

2.1 理論分析

2.1.1 影響因素

密封的操作條件和密封的端面結構是影響密封性能的關鍵因素。衡量密封性能的參數很多[1]，主要有：（1）泄漏率；（2）摩擦（摩擦能耗、生熱，包括發生摩擦的位置）；（3）磨損速率；（4）運行的一致性和穩定性。

2.1.2 界面形狀

在進行理論計算之前，需要在微觀上對密封端面的界面形狀進行定義（見圖2）。界面形狀影響密封性能，其對流體動壓潤滑、流體靜壓承載能力起到關鍵作用。界面形狀的形成，受初始結構、工況參量、操作時間、磨損狀態等因素的影響[2]。無論界面形狀如何產生，如果它可以在機封的某一時刻進行定義，便可預測此刻機封的使用性能。

圖2 摩擦副端面示意圖

對于界面的幾何模型定義，最重要的參數便是徑向錐度，其主要來源為：初始錐度、熱錐度、壓力錐度（見圖3）。熱錐度是環體因溫度梯度變化而引起的徑向錐度，錐度系數大小受機封環體的截面形狀、導熱性和熱膨脹系數影響；壓力錐度是由于密封環體上的壓力變化引起的徑向錐度，使截面產生彎矩，通過環體幾何形狀的優化，可以有效控制壓力錐度的影響。

對于本機封結構而言，屬于外壓內流式機封，熱錐度因素將導致端面上出現收斂型錐角（定義為正值），壓力錐度因素將導致端面上出現發散型錐角（定義為負值）。

圖3 端面幾何模型示意圖

2.2 手工計算

對熱錐度和壓力錐度進行初步計算[3]，以此限定出合理的設計參數范圍（見表2），為后續有限元計算奠定基礎。

表2 計算參數

首先，假設初始錐度與熱錐度引起的凈徑向錐度為Φ=1000×10-6，因此，針對收斂的徑向錐度：Φ＞0

下面是完全通過流體膜來支撐負載的情況：

此時端面間的接觸Wm=0則Hi=Hmin = 1.59×10-6m

此時，將內外徑處的半徑和壓力代入方程，便可得到泄漏率

由此可見摩擦力矩很小，但泄漏量比較大。結合以往的實踐經驗，較低的平衡系數雖可解決邊界摩擦及過度磨損問題，但此類密封往往難以形成產品化，因此在傳統理念上，解決此類密封問題的方法更傾向于僥幸與偶然。實際上對于單純低壓力平衡比的密封，在中等大小的錐度下就會產生過量的泄漏。在未磨損狀態下由于加工因素，或在已達到穩態運行的情況下由于熱變形甚至壓力變形等因素，端面打開就有可能發生。因此在低平衡比條件下，錐角的控制必須精確。同時，類似在反應釜這種周期性變化的工況下，接觸式密封的錐角變化幅度需優化至最小，在穩態工作下錐角會逐漸磨損，但收斂型間隙由于其較低的摩擦系數，磨平所需時間也相對較長。因此在設計中，如何控制密封參數中的平衡比、如何確定錐角范圍及如何控制引起熱錐度的相關因素就顯得尤為關鍵[4]。

再次，假設初始錐度與壓力錐度引起的凈徑向錐度為Φ= - 1000×10-6，因此，針對收斂的徑向錐度：Φ＜0

密封未發生嚴重泄漏，則：

此時，將內外徑處的半徑和壓力代入方程，便可得到泄漏率

從計算結果可以看出，發散型錐角所引起的泄漏量遠小于收斂型錐角，而實際中，發散型錐角造成的結果在數值上可能更低。雖然泄漏量大幅降低，但摩擦系數及摩擦功率加大，此時端面極易處于邊界摩擦，造成惡劣的潤滑結果，使密封在發散處接觸錐角，并快速磨損，其造成結果如圖4 所示。

圖4 端面幾何模型示意圖

可以看出：（1）未磨損時，密封端面因壓力變形產生的壓力錐角呈發散型，泄漏量較低；（2）運行時，發散型錐角接觸處快速磨損；（3）工作穩態時，錐角被磨平，端面產生平行間隙；（4）工況波動或工作停止時，端面高壓側因劇烈磨損，致使端面間隙呈現收斂型間隙。

圖中（d）為重新定義輪廓外形的端面，此時重新加載壓力或重啟工作時便極易造成大量泄漏，甚至在平衡比較低的情況下會出現端面打開，造成噴漏。因此，密封在設計結構時，必須考慮壓力變形對幾何形狀的影響，但凡采取降低平衡比來解決承壓及過度磨損的做法，都抱有僥幸與臆想。在降低平衡比的基礎上，必須考慮壓力錐度系數的影響，考慮工況改變情況，以及重新定義的輪廓外形所產生的壓力力矩是否平衡。

經過反復的手工計算后，大致了解并限定了平衡比及錐角范圍（數值范圍不公開），進行有限元分析，精確校核端面結構、壓力變形與熱變形，并在流、固、熱3 個方面進行耦合迭代。

3 FEM 有限元分析計算

3.1 基本參數設定

基本參數在初步設定的基礎上，結合以往設計經驗，重新精確給出參數（見表3），以此為基礎利用有限元對傳熱邊界、壓力邊界、材料區域、等溫線、溫度引起的撓度、壓力引起的撓度、總缺陷、應力分布和安全系數等方面進行校核及優化[5]（部分參數不公開，以＊代替）。

表3 計算參數

3.2 邊界條件設定

選取介質側摩擦副為計算模型（見圖5），邊界條件如下（部分參數不公開，以＊代替）。

圖5 模型網格劃分

（1）封液:水（38℃，與隔離液理化性質相似），介質:空氣（10℃，釜內置換氣為氮氣）

（2）摩擦副外側壓力Po=0.3×106pa,內側大氣壓Pi=0.1×106pa

（3）轉速r=100rpm；彈簧力Fs=＊＊N

（4）材料：靜環=SSiC；動環=進口石墨

3.3 FEM 有限元分析

經過反復的手工計算，基本參數可以精確至一定范圍，從計算結果可以看出，密封端面基本處于混合潤滑狀態。當密封處在混合潤滑狀態時，端面總承載力由液體壓力和接觸壓力組成。如果流體壓力占主導，則端面處于全膜潤滑狀態；如果接觸壓力占主導，則端面處于邊界潤滑狀態。

3.3.1 未磨損時端面計算結果

具體數值見圖6 和表4。

圖6 摩擦副總變形量、摩擦副應力分布

表4 計算項目及結果

3.3.2 工作穩態時端面計算結果

具體數值見圖7 和表5。

圖7 摩擦副總變形量、摩擦副應力分布

表5 計算項目及結果

（1）變形趨勢：機械密封從未磨損狀態到工作穩態，運轉工況下的端面變形量為-0.4 條氦光帶（一條氦光帶約為0.29um），僅僅是微小的變形量。此形變量在石墨環磨損后，摩擦副端面將呈近似平行間隙運轉。

（2）壓力分布：端面間的流體壓力與接觸壓力分布如表5 所示，磨損穩定后接觸壓力呈現平行間隙，膜壓系數為0.509，接觸壓力僅為0.15MPa 左右，更多的為流體摩擦，接觸力較小，磨損狀況良好。

（3）將密封設計成初始狀態，呈微發散型間隙，有利于提高機封干擾能力。

3.3.3 重新啟動時端面計算結果

具體數值見圖8 和表6。

圖8 摩擦副總變形量、液膜分布

表6 計算項目及結果

（1）變形趨勢：重啟后的機封，考慮修訂原穩態時端面磨損狀態的基礎上重新定義界面形狀，因此需對端面進行預置錐度，考慮誤差因素，取上限值，該值為原穩態形變量乘150%。計算結果可以看出，預置光帶與新的形變量產生耦合，使端面呈近似平行間隙運轉。

（2）膜厚狀態：端面間膜厚分布如表6 所示，膜厚可側面反映出端面所處的潤滑狀態。膜厚在端面間由內至外成線性分布，端面為微收斂狀態的平行間隙。在此狀態下，磨損率與摩擦系數將大大降低，且不會導致嚴重的磨損。

（3）反壓系數由0.509 提升至0.634，從這里也印證了上述手工計算的結論，即端面的初始狀態為收斂型間隙，在重啟工作時，過低壓力平衡比會使端面趨于打開，甚至噴漏。

3.3.4 共用動環時，溫度迭代計算結果

具體數值見圖9 和表7。

圖9 摩擦副總變形量、端面及流體溫度分布

表7 計算項目及結果

溫度迭代計算：共用動環型密封，由于兩側密封的邊界條件不同，共用環體的溫度分布對兩側密封的計算結果會有較大影響。加載邊界條件時，需反復計算多次，并將計算出的溫度不斷迭代直至穩態；尤其在某些工況條件下端面發熱溫度較高，即使采用這種方法，計算出來的結果仍有一定誤差，因此一般情況下不推薦使用共用動環結構。但在此工況下，誤差影響相對較小，在加載邊界條件時需設計者結合以往經驗進行分析，其計算結果仍具有重要參考性。

3.3.5 干運轉時（初期）端面計算結果

具體數值見圖10 和表8。

圖10 摩擦副總變形量、摩擦副應力分布

表8 計算項目及結果

（1）工況及參數變化：此模型模擬干運轉初期的工作狀態，端面間的隔離流體由水換成空氣，預置錐度為液膜狀態下的磨損錐度。但相關重要參數有較大變化，如摩擦系數、粗糙度等發生較大改變（相關參數及變化值不公開）。

（2）變形趨勢：修訂后的界面形狀，在預置錐度及溫升的影響下，端面呈為微收斂型間隙。此形變產生的錐度將在短期內磨損掉，使端面進入到近似平行間隙的狀態下運轉。

（3）壓力分布：在預置錐度的影響下，初始狀態的壓力分布成線性分布，流體壓力大于端面接觸壓力，經計算端面接觸力約為76.55N，此時端面不會發生過度磨損的情況。

3.3.6 干運轉時（穩態）端面計算結果

具體數值見圖11 和表9。

圖11 摩擦副總變形量、摩擦副應力分布

表9 計算項目及結果

（1）工況及參數變化：此模型模擬干運轉工作至穩態時的情況，由于干運轉初期影響，相關重要參數仍有較大變化，如摩擦系數、粗糙度等（相關參數變化值不公開）。

（2）變形趨勢：修訂后的界面形狀，在預置錐度及溫升的影響下，端面呈微收斂型間隙。此形變錐度將在短期內磨損掉，使端面進入到近似平行間隙的狀態下運轉。

（3）壓力分布：在預置錐度的影響下，穩態初期的壓力成線性分布，流體壓力大于端面接觸壓力，經計算端面接觸力約為75.81N，此時端面不會發生過度磨損的情況；在磨損過程中，端面最終磨平，經計算后得出，此時端面接觸壓力約0.12MPa，接觸力約為79.4N,在保證材料強度及耐磨性的情況下，機封可長期穩定運行。

4 試驗驗證

通過模擬現場運行情況，從全膜潤滑、邊界潤滑、干運轉3 個方面進行試驗驗證，通過實驗現象校核理論計算結果[6]。

4.1 全膜潤滑

（1）實施方案：在密封腔內注入一定劑量常溫水作為隔離液，用空氣控制系統對隔離液進行加壓，以此模擬在全液膜狀態下的機封運行情況（見圖12）。

圖12 動態試驗方案圖

（2）檢測方式：通過收集隔離液直接判斷泄漏情況，觀察流量計度數（見表10）。

表10 試驗數據與結果

（3）現象描述：1.運轉過程，未發現有泄漏，啟停2次，未發現流量計讀數異常波動。初始運行1h 左右無溫升，后逐漸升至27℃左右。2.拆解檢測，動靜環表面幾乎無接觸痕跡。靜環（石墨）甚至保留有初始研磨痕跡，動環（SSiC）摩擦環帶均勻幾乎不可見，仔細觀察可見環帶上的接觸痕跡由外至內逐漸加重；用無塵紙擦拭石墨環表面，僅顯示積存少量石墨粉（見圖13）。

圖13 摩擦副端面

4.2 邊界潤滑

（1）實施方案：在全膜潤滑狀態下重新運行一段時間，將隔離液全部排出，剩余的隔離液僅夠機封端面短暫潤滑一段時間，以此模擬在邊界潤滑狀態下的機封運行情況（見表11）。

表11 試驗數據與結果

（2）檢測方式：通過觀察流量計度數。

（3）現象描述：1.運轉過程，啟動初期流量計示數為0，伴有輕微波動情況，運行10min 后，最大泄漏量瞬間波動最大值約為1L/h（由于流量計精度問題，泄漏量＜1.6L/h時示數無法讀出）；波動時間持續約15min 后，流量計逐漸穩定至0L/h，幾乎不再波動，直至運行結束。2.拆解檢測：動靜環表面接觸痕跡清晰。靜環（石墨）磨損痕跡清晰，仔細辨認，可見輕微環狀溝痕，動環（SSiC）靠近環帶外側積存有石墨粉而內側相對較少，仔細觀察可見環帶上的接觸痕跡靠外側3/4 處較為均勻明顯；用無塵紙擦拭石墨環表面，僅磨損下少量石墨粉（見圖14）。

圖14 摩擦副端面

4.3 干運轉

（1）實施方案：檢驗完邊界潤滑的摩擦狀態后，保持此刻石墨環端面錐角磨損的情況（不可重新研磨），迅速回裝密封，以此模擬在發生邊界潤滑后，機封干運轉的運行情況（見表12）。

表12 試驗數據與結果

（2）檢測方式：通過觀察流量計度數。

（3）現象描述：1.運轉過程，啟動初期流量計示數為＜1.6L/h，伴有輕微波動，持續20min 左右，逐漸降至0，保持至運行結束，端面溫升由初始溫度15℃上升至35℃左右后保持不變。2.拆解檢測，動靜環表面，接觸痕跡清晰。靜環（石墨）磨損痕跡清晰，仔細辨認，可見輕微環狀溝痕，動環（SSiC）接觸比例為100 %，靠近環帶內側積存的石墨粉較多；用無塵紙擦拭石墨環表面，相比全膜潤滑，此時磨損下較多石墨粉（薄薄一層），石墨環表面無明顯突出的磨損痕跡，仍保持光亮狀態（見圖15）。

圖15 摩擦副端面

4.4 試驗總結

（1）全膜潤滑下，幾乎無可見泄漏，端面接觸痕跡較輕，磨損狀態良好，仔細觀察可見環帶上的接觸痕跡由外至內逐漸明顯（見圖16），此時為外圓接觸多，與設計結果發散型間隙吻合。

圖16 摩擦副端面

（2）邊界潤滑工作前，先全膜潤滑一段時間，使端面保證穩態工作，突然進入邊界潤滑狀態，以此來模擬無法加注隔離液時的工況突變情況，同時也滿足了設計中預置光帶的作用。運轉過程中，前期流量計出現波動情況應是在預置的徑向錐度與圓周波度（材料與加工因素）的影響下，由端面產生的泄漏；在溫升加速的過程中，出現變相，即邊界潤滑狀態；當流量計浮球抖動消失后，流量計讀數保持平穩，此時為干運轉穩態工作，內孔錐度逐漸磨平，使端面在趨于平行間隙下運行，因此在動環內孔處石墨粉積存較多。啟停2 次，流量計始終保持穩定，溫度不再上升基本與設計結果保持一致[7]。

綜上，在多個變相試驗中，試驗結果與理論分析基本保持一致，計算結果可靠。

5 現場應用

從拆解返廠的舊機封來看，按此流程設計的機封使用效果及磨損狀態良好，端面摩擦痕跡均勻，石墨環未發生嚴重磨損（圖17），與前期設計結果基本保持一致。

圖17 摩擦副端面

6 結論

在特殊工況下為保證機封的使用效果，設計者需格外注意在設計參數滿足工況使用條件的情況下，同時需考慮多方位校核設計參數，利用有限元分析，優化出最優解。特別在混合潤滑狀態下，受端面的界面形狀控制與徑向錐度的影響，在整個運行過程中占有極大比重。