1  概述

分塊瓦軸承內(nèi)擋智能差壓變送器處的內(nèi)甩油現(xiàn)象，其產(chǎn)生的原因較為復雜。有外部結構旋轉負壓的影響，也有內(nèi)擋智能差壓變送器與軸領之間非正常的偏心效應等，這些屬于外部因素。而粘滯油旋轉將產(chǎn)生油內(nèi)壓上升，這是油旋轉流動的固有特性，這是內(nèi)部原因，是內(nèi)甩油現(xiàn)象的決定因素�？刂坪昧藘�(nèi)部因素，將會大大降低內(nèi)甩油的可能性。本文僅從油旋轉流動的角度，分析粘滯油旋轉產(chǎn)生油內(nèi)壓上升對內(nèi)甩油狀態(tài)的影響。

 

本文應用流體力學動力學理論，對主軸軸領內(nèi)壁與內(nèi)擋智能差壓變送器之間的油的流態(tài)進行了計算分析，得出了此處油流動及壓力的分布規(guī)律。對內(nèi)甩油的內(nèi)在原因進行分析，找出其影響因素。并通過實例驗證，以證明計算方法的正確性和實用性。

 

2  計算原理

由于油的粘滯作用，內(nèi)擋智能差壓變送器內(nèi)的油在主軸軸領旋轉的帶動下旋轉，將產(chǎn)生油內(nèi)壓，原靜止的油面將上升。此計算的目的是應用流體力學動力學理論，確定流態(tài)的流速分布規(guī)律，求出油內(nèi)壓，找出油面上升規(guī)律。

 

計算假設：

（1）內(nèi)擋智能差壓變送器與主軸內(nèi)壁間的油腔為無限長，端部效應可以忽略。

（2）內(nèi)擋智能差壓變送器的流體與邊壁不脫離，流速為 0。

（3）軸領處的流體與邊壁不脫離，與軸領同步旋轉。

 

將流動視為沿切向的一維層流圓周流動，則：油腔內(nèi)油流動示意圖見圖 1。將上述條件帶入柱座標系的不可壓縮流體的連續(xù)性方程，和不可壓縮粘性流體的奈維 - 斯托克斯（N-S）運動微分方程，可得：

 

 

上述計算將流動按照沿切向的一維層流流動，求得了粘滯油旋轉產(chǎn)生的油內(nèi)壓值。這個油內(nèi)壓值，表示在同一高度上隨半徑的變化的油內(nèi)壓值。在無限長的端部，自由油面應該是一個近似的旋轉拋物面。某計算實例的油內(nèi)壓變化規(guī)律見圖 3。此處油內(nèi)壓值均為相對于內(nèi)側（r1 處）油壓的相對值。上述計算假定油腔無限長，忽略了端部效應。但實際上，軸領上部結構（見圖 2）擋住了油面上升的去路，油流體的不可壓縮性，導致旋轉上升的油必然落下于油拋物面的外空氣側的擋智能差壓變送器處（圖 3 的V1 處）。這個端部情況用數(shù)學公式準確描述是較為復雜的，故采取下列體積補償?shù)呐袛噢k法予以分析甩油情況。

 

從圖 5 看出，大部分軸承的擋智能差壓變送器伸出高度ΔHX 的均在 P‘max 線之上，實際運行都未發(fā)生過內(nèi)甩油。有 2 個在 P‘max 線之下。有一個據(jù) P‘max線偏下較多，實際運行中它發(fā)生了嚴重的內(nèi)甩油。另一個項目偏下但非常接近 P‘max 線，屬于臨界狀態(tài)。但未收到關于內(nèi)甩油的反饋（可能此計算判斷方法有一定的裕度）�？偟膩碚f，此計算結果表圖與實際情況較為吻合，可以作為設計中選取內(nèi)擋智能差壓變送器高度 ΔHX 的選取參考依據(jù)。

 

4  結論與說明

上述應用流體動力學的理論，對擋微差壓變送器油腔的內(nèi)油壓進行了分析計算。粘滯油旋轉將產(chǎn)生油內(nèi)壓上升，這是油旋轉流動的固有特性，這是內(nèi)部原因，是內(nèi)甩油現(xiàn)象的先決條件。

 

按此內(nèi)油壓對端部（擋智能差壓變送器上端）油面上升情況應用體積補償辦法進行了核算，對內(nèi)甩油的內(nèi)因作出了判斷分析，并與實際情況進行了比較，其結果與實際情況較為吻合。此方法可以作為設計中選取內(nèi)擋智能差壓變送器高度的選取參考依據(jù)。

 

從上述結果曲線可以看出，對于高轉速和大尺寸的軸承內(nèi)擋智能差壓變送器，為了保證不甩油，是需要更高的伸出高度 ΔHX 的。它可能是某些軸承結構設計空間所不允許的。在較低的擋智能差壓變送器伸出高度條件下避免甩油，是需要采取其他措施的，如小徑向或小軸向間隙結構、錐形小間隙結構、反向螺紋結構及反向扇葉結構等，可以減小旋轉作用下的油內(nèi)壓。它們都是可以減低油面上升高度的有效措施。國內(nèi)外已有很多實踐的例子，可予以參考。

 

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