柴油机在船用动力领域占据着主导地位^[1-2]。曲轴箱是船用柴油机的重要组成部分，容纳着曲轴、齿轮和轴承等一系列运动部件。为适应曲轴箱轴端密封大轴径、大间隙的特点，某大型船用柴油机的曲轴箱采用了迷宫和甩油环组合的非接触式密封。然而，试车时发现曲轴箱轴端易出现漏油现象，这不仅增大了滑油消耗，污染了机舱环境，而且对整机工作状态监控造成干扰，因此提升曲轴箱轴端密封的密封性能很有必要。

利用迷宫和甩油环等非接触式结构对气液两相介质进行密封在工程中较为常见。例如，郭志强等^[3]通过Fluent瞬态仿真研究了柴油机涡轮增压器甩油环密封中的滑油分布及泄漏情况，改进了甩油环的几何形状。Yang等^[4]针对某减速器滑油腔的迷宫密封，通过试验和仿真研究了滑油温度、压比、密封间隙及转速对泄漏情况的影响。徐继林^[5]研究并改进了船用大型低速主机径向轴承处的迷宫密封，通过优化油槽、回油孔及密封环结构解决了漏油问题。

随着刷式密封在透平机械领域成为迷宫密封最实用的替换产品^[6]，学者们提出将刷式密封应用在滑油腔气液两相介质的密封中。例如，唐小勇^[7]设计了气液两相刷式密封试验装置，开展了不同转速和压差条件下的气液两相介质泄漏试验，发现刷式密封对气液两相介质具有良好的密封效果。Outirba等^[8]研究了碳纤维刷式密封在油气环境中的工作情况，指出刷丝束中粘附的液相介质可进一步降低滑油泄漏。Ingistov^[9]亦尝试了在发动机轴承腔密封中增设刷环，指出刷式密封既可降低滑油泄漏，又能阻挡外界污染物进入轴承腔。

本文针对某大型船用柴油机曲轴箱轴端密封开展研究与改进。为揭示滑油泄漏的机理和规律，并确保改进措施有效，设计开发了面向气液两相介质的密封试验装置。通过试验与仿真相结合的方法，揭示轴端密封中甩油环、迷宫齿槽及回油通道等一系列结构的减漏作用。然后，在原密封结构的基础上增设刷式密封，并通过仿真分析和试验验证了刷式密封的应用效果。

1 曲轴箱轴端密封结构

某大型船用柴油机曲轴箱轴端密封为迷宫和甩油环组合式密封，结构如图 1所示。其中：飞轮轮毂、甩油环及齿轮随转轴转动，挡油环和垫板固定在箱体盖板上。曲轴箱内的滑油在喷射、飞溅及气流吹拂的综合作用下呈现复杂的油气两相状态，而曲轴箱外部是较为洁净的机舱环境。为便于装配并防止转静子之间发生“硬碰磨”，图 1中转动件与静止件之间半径间隙的设计值要求不小于0.75 mm。曲轴箱内为微负压或微正压环境，腔内压力值(表压)最大不超过3 kPa。当腔内压力大于腔外压力时，腔内空气会沿转静子之间的间隙泄漏至腔外，并可能导致滑油泄漏。在图 1中对腔内介质的泄漏路径进行了标识。介质可绕过甩油环和挡油环，并穿过箱体盖板和飞轮轮毂之间的间隙，最后泄漏至曲轴箱外。挡油环底部设置有排油孔，可防止挡油环底部位置积聚滑油。箱体盖板上加工有3个梯形迷宫齿槽，一方面可增强对空气的节流作用，另一方面可以收集泄漏至该位置的滑油。收集的滑油可沿着迷宫齿槽底部的回油孔和U形管回流至腔内，达到降低滑油泄漏的目的。U形管具有“回油”和“封气”双重作用，在柴油机启动前须向U形管内注入一定量的滑油。U形管两端的液位差由其两端的气压差决定，液位差的允许范围受到U形管几何尺寸的限制。

在柴油机工作时，允许曲轴箱轴端密封处存在空气泄漏，但不允许存在明显的滑油泄漏，漏油速率的上限值为5 mL/h。在柴油机试车时，当曲轴箱腔内压力接近3 kPa时，易出现滑油泄漏速率超标现象。通过在曲轴箱的腔体上增加抽气设备，可以降低腔内压力并阻止滑油泄漏，但因该措施导致系统复杂，故未被采纳，须研究更优的改进方案。

2 试验设计

建立了油气两相介质轴端密封试验装置，该装置由试验腔体、供气设备、供油泵、动力装置及测控系统等组成。图 2为试验腔体三维模型。被测试的密封装置将试验腔体分隔为油雾腔和空气腔，其中油雾腔用于模拟曲轴箱内油气环境，空气腔用于模拟轴端密封外侧的机舱环境。利用滑油压力雾化喷嘴在油雾腔中产生油雾。

图 3所示为试验装置的实物照片。油箱设置在试验腔体的正下方，油雾腔中的滑油可在重力作用下流回油箱。滑油在油箱、供油泵及油雾腔之间循环流动，这使得试验状态能够长时间保持。当漏油速率较小时，可通过延长测试时间的方法提升测量结果的准确性。油箱底部设有一个电磁炉，通过适当调节电磁炉的加热功率，可将供油温度保持在要求范围内。供气量及供油压力均通过相应的调节阀进行调节，试验转速可在测控系统中设定。

箱体盖板试验件的内孔直径为186 mm，甩油环试验件的外径为316 mm，飞轮轮毂试验件与箱体盖板试验件之间的半径间隙为0.75 mm。根据柴油机曲轴箱的工况条件及试验装置的调试情况，制定了漏油速率测量试验参数条件，如表 1所示。当滑油温度为表 1所示的(45±3)℃时，其黏度值约为30 mPa·s。

基于图 3所示的试验装置和表 1所示的试验条件获得的漏油速率与曲轴箱实际漏油速率并不相等，这是因为曲轴箱内滑油分布情况及运动状态会受到供油条件、运动部件溅射作用及内部气流条件等诸多因素影响，而这些因素难以准确地在试验腔内模拟，但基于试验装置仍可以研究轴端密封的泄漏规律及密封机理，并可通过对比分析方法对轴端密封改进方案作出评价。

试验时使用量筒测量滑油泄漏量。除测量空气腔正下方“集油孔”处的漏油速率之外，还对箱体盖板试验件正下方“回油孔”处的漏油速率进行测量(见图 2)。空气腔正下方“集油孔”处的漏油速率对应着泄漏至机舱环境的漏油速率，而箱体盖板正下方“回油孔”处的漏油速率与图 1中U形管的回油速率对应。在试验腔的进气管路上安装了空气涡街流量计(见图 3)，可测量密封装置的空气泄漏速率。流量计的量程为7~56 m³/h，精度等级为1.5级。使用精度等级为0.4级的热电偶测量供油温度和供气温度。油雾腔压力表的量程为0~6 kPa，供油压力表的量程为0~10 MPa，测量精度均为2.5级。试验过程中利用透明塑料软管模拟U形管，测量了U形管两端的液位差。

3 试验结果及分析

按表 1所示的试验条件测量了空气泄漏速率、漏油速率及U形管液位差。试验结果表明：在0~ 2 400 r/min转速范围内，转速对空气泄漏速率及U形管液位差的影响较小。油雾腔压力为3 kPa时，空气泄漏速率约为48.8 m³/h，U形管两端液位差约为17.8 cm。图 4展示了不同转速条件下的漏油速率测量结果。其中：最终漏油速率是指在空气腔(图 2中量筒一)处测得的漏油速率，而总和漏油速率为空气腔(图 2中量筒一)漏油速率与U形管(图 2中量筒二)回油速率之和。最终漏油速率可反映密封装置整体的密封效果，而总和漏油速率表征了取消U形管后的密封效果。因不同转速条件下的漏油速率可相差2个数量级，故在图 4中采用了对数形式的纵坐标。

从图 4中可以看出，当转速超过1 600 r/min时，测得的漏油速率随转速升高而急剧上升。总和漏油速率从1 600 r/min时的1 mL/min左右增加至25 mL/min左右，最终漏油速率随转速的变化趋势是类似的。一般情况下，转速升高会使流体域内的滑油受到更强的离心力，应有利于将滑油甩回腔内，显然这与图 4所示的试验测量结果不符，须开展进一步分析及试验。

如图 5a所示，当滑油雾化喷嘴按图 2所示的方向进行安装时，滑油被喷射至旋转的甩油环表面，然后被甩油环“甩”至腔体内壁，滑油可沿腔体内壁铺展并反弹进入密封入口。于是，甩油环转速大小对进入甩油环内侧滑油量的多少存在直接影响。因此，按图 5b调整了滑油雾化喷嘴的喷射方向，避免将滑油直接喷射至甩油环表面，并重新测量了漏油速率随转速变化曲线，测量结果如图 6所示。可见，在调整雾化喷嘴方向后，测得的漏油速率随转速升高呈下降趋势。在柴油机曲轴箱轴端密封设计中，应避免类似图 5a的现象出现。

根据图 4、6中的测试结果可知，迷宫齿槽和U形管在大多数试验点产生了显著的减漏作用，有较高比例的滑油从迷宫齿槽和U形管处流回腔内。对于图 4中的2 400 r/min测试点，因过多滑油进入密封，导致漏油速率大幅增加，最终漏油速率与总和漏油速率接近，即此时迷宫齿槽和U形管的回油作用相对较小，可能的原因是该转速下总和漏油速率达到了25 mL/min，漏油速率远远超过了迷宫齿槽和U形管的回油能力。

在轴端密封试验腔及柴油机曲轴箱内，大部分滑油在重力作用下流至底部，少部分滑油会在飞溅、喷射及气流携带作用下进入甩油环内侧。上文试验结果亦表明空气的体积泄漏速率远大于滑油体积泄漏速率，前者与后者相比高约4至5个数量级。据此可判断流体域中液相介质的体积分数较小，对空气泄漏进行流场仿真时可忽略液相介质。

在Fluent软件中开展流场分析工作，建立了1/16流体域几何模型，壁面处均采用“固壁边界条件”，流体域两侧的分割面采用周期性边界条件。基于重正化群(renormalization group, RNG) k-ε湍流模型及理想气体介质模型进行求解计算。当进气压力为3 kPa、转速为2 000 r/min时，空气泄漏速率的仿真计算结果为46.55 m³/h，与试验测量结果的误差不超过5%。图 7为相应的流体域压力分布计算结果，图 8为流体域内的空气流线图。

由图 7可知，甩油环及挡油环处的压降很小，轮毂和箱体盖板处的狭窄间隙及迷宫齿槽几乎承担了全部的压降。离心力对压力分布的影响在2 000 r/min时仍然是微弱的。由图 8可知，甩油环和挡油环处的气流呈现出随转子旋转的状态，这种旋转气流随转速升高而增强，其对液相介质的离心作用亦会随之增强，这是图 6中漏油速率随转速升高呈下降趋势的原因。

4 刷式密封的应用和验证

刷式密封由密封刷环和转子两个部件构成，密封刷环由前板、背板及刷丝束组成。刷丝束与转子接触时会发生退让变形，因此刷丝束与转子之间不会发生“硬碰磨”^[10]，设计刷式密封时一般不预留泄漏间隙。上述特性使刷式密封的空气泄漏量显著小于迷宫密封，理想情况下刷式密封的空气泄漏量仅为同位置迷宫密封的10%，即使考虑磨损的影响，刷式密封的泄漏量一般亦不超过迷宫密封的50%^[11]。

按表 2所示的几何参数设计并加工了密封刷环，因工作温度较低，刷环的前板、背板及刷丝均采用了不锈钢材料。如表 2中的设计尺寸所示，刷环内孔与转子跑道之间预留了0~0.2 mm的初始间隙，这可以有效降低刷式密封摩擦副的磨损^[12]，并便于密封刷环安装。图 9为刷环试验件的实物照片，图 10为刷环试验件在试验腔体中的安装情况。

安装密封刷环后，测得的空气泄漏速率显著降低。在3 kPa压差条件下，空气泄漏速率从安装密封刷环前的48.8 m³/h下降至11.6 m³/h，降幅达到76%。同时，U形管两端的液位差有明显升高，从安装刷环前的17.8 cm上升至33.5 cm。

在Fluent软件中分析了增加密封刷环后的流场。基于刷式密封的多孔介质模型描述刷丝束对气流的阻力^[13-15]，黏性阻力系数和惯性阻力系数按文[15]设置。图 11为增加密封刷环后的流体域压力分布(压差3 kPa)，可见压力损失集中在密封刷环处，其余位置的压力损失几乎可忽略不计。上述试验和分析结果表明, 刷式密封可大幅减少空气泄漏。

为充分验证增加刷式密封的减漏效果，在图 5所示的两种喷嘴安装方式下基于图 3所示的试验装置测量了漏油速率，供油及供气条件与表 1一致。当滑油喷嘴按图 5a安装时，漏油速率如图 12a所示。可见，图 12a中的漏油速率与图 4相比显著降低，且未出现漏油速率随转速增加而迅速增加的现象。滑油喷嘴按图 5b安装时，测量得到的漏油速率见图 12b。可见，图 12b中的漏油速率与图 6相比亦显著降低，高转速时漏油速率下降尤为显著。表 3对比了安装刷式密封前后空气泄漏速率、滑油漏油速率及U形管液位差的变化情况，表 3中的滑油漏油速率采用图 6和12b中各转速点的平均值。

基于上述试验结果可知，安装刷式密封后空气泄漏速率和滑油漏油速率均大幅下降。空气对滑油的输运作用是滑油泄漏的驱动力，空气泄漏速率的大幅下降是滑油泄漏减少的直接原因。根据试验和仿真结果，安装刷式密封后3 kPa压差时的空气泄漏速率与原密封结构在0.5 kPa压差时的空气泄漏速率相当，而柴油机曲轴箱的漏油超标现象在压差接近3 kPa时出现，故可认为增设密封刷环后可解决曲轴箱漏油超标问题。安装密封刷环会影响U形管两端的液位差，可将密封刷环安装在迷宫齿槽下游位置以降低液位差，从而保证U形管正常发挥“回油”及“封气”的功能。

5 结论

针对某大型船用柴油机曲轴箱密封建立了气液两相介质密封试验装置，通过试验和仿真分析研究了曲轴箱轴端密封的泄漏规律及密封机理，提出并验证了基于刷式密封的改进方案，主要结论如下：

1) 密封装置入口处滑油分布和运动状态对漏油速率存在显著影响，当过多的滑油进入密封装置时，可导致漏油速率大幅增加;

2) 刷式密封对气液两相介质具有显著的减漏效果，当曲轴箱轴端密封增加密封刷环之后，空气泄漏速率降幅达76%，漏油速率降幅达79%，通过增加密封刷环能够解决曲轴箱漏油速率超标问题。