孫丹，王平，趙歡，張國臣，肖忠會，孟繼綱

1. 沈陽航空航天大學(xué) 航空發(fā)動機學(xué)院 遼寧省航空推進系統(tǒng)先進測試技術(shù)重點實驗室，沈陽 110136 2. 沈陽鼓風(fēng)機集團股份有限公司 遼寧重大裝備制造協(xié)同創(chuàng)新中心，沈陽 110142

轉(zhuǎn)子與靜子之間的密封是航空發(fā)動機、汽輪機等旋轉(zhuǎn)機械的重要部件，起著防止工作介質(zhì)泄漏和節(jié)能降耗的關(guān)鍵作用[1-2]。隨著旋轉(zhuǎn)機械不斷向高參數(shù)方向發(fā)展，由密封引起的氣流激振力逐漸增大，導(dǎo)致轉(zhuǎn)子失穩(wěn)，從而影響旋轉(zhuǎn)機械安全穩(wěn)定的運行。密封氣流激振引起的轉(zhuǎn)子失穩(wěn)已成為阻礙旋轉(zhuǎn)機械向高參數(shù)發(fā)展的重要因素之一[3]。研究新型抑振密封結(jié)構(gòu)具有重要的理論意義與工程價值。

為減小密封氣流激振力，提高密封的穩(wěn)定性，研究者們在傳統(tǒng)迷宮密封的基礎(chǔ)上，提出了通過改變靜子表面粗糙度和密封結(jié)構(gòu)來改變動力特性的蜂窩[4-5]、孔型[6-7]和袋型[8-9]阻尼密封；通過減小周向流速來抑制密封氣流激振的反旋流密封[10-11]和阻旋柵密封[12]；通過降低流體動壓效應(yīng)來提高密封穩(wěn)定性的負錯位密封[13]。上述形式的密封結(jié)構(gòu)雖然抑振機理不盡相同，但其本質(zhì)都屬于固定式密封結(jié)構(gòu)。傳統(tǒng)固定式密封結(jié)構(gòu)雖然一定程度上抑制了密封氣流激振力，但是在實際工作中，由于轉(zhuǎn)子自身重力和安裝誤差等因素造成轉(zhuǎn)子偏心狀態(tài)無法避免，轉(zhuǎn)子偏心對密封動力特性有較大影響。1965年，Bodger[14]首次提出轉(zhuǎn)子偏心會引起密封間隙內(nèi)壓力分布不均勻而引起密封氣流激振力。1984年Vance和Laudadio[15]通過實驗驗證了Alford的想法。曹浩等[16]實驗研究了偏心率對密封動力特性系數(shù)的影響，研究結(jié)果表明，相較于同心狀態(tài)，偏心狀態(tài)時的交叉剛度系數(shù)增大，直接阻尼系數(shù)減小，更易于引起轉(zhuǎn)子系統(tǒng)失穩(wěn)。馬文生等[17]建立了5種偏心率的迷宮密封動力特性求解模型，研究結(jié)果表明，密封切向氣流力隨著偏心率的增大而增大，轉(zhuǎn)子偏心不利于系統(tǒng)的穩(wěn)定。本文作者[18]數(shù)值分析了偏心率對密封動力特性及轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性的影響規(guī)律，研究結(jié)果表明，隨著偏心率的增大，有效阻尼系數(shù)降低，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定性降低。張萬福等[19]通過理論與實驗研究了偏心率等因素對密封氣流力的影響，實驗發(fā)現(xiàn)在垂直于轉(zhuǎn)子偏心的位置上會產(chǎn)生較大的氣流切向力，降低了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。綜上所述，傳統(tǒng)固定式密封由于轉(zhuǎn)子偏心產(chǎn)生氣流激振力，從而導(dǎo)致轉(zhuǎn)子系統(tǒng)失穩(wěn)問題很難得到根本解決。

針對于傳統(tǒng)固定式密封轉(zhuǎn)子偏心誘發(fā)密封氣流激振的問題，本文提出了新型浮動式收斂袋型密封結(jié)構(gòu)，通過提高密封的同心度來降低流體動壓效應(yīng)從而抑制氣流激振力。建立了新型收斂袋型密封數(shù)值求解模型，研究新型收斂袋型密封周向壓力分布規(guī)律，分析進出口壓比和偏心率對新型收斂袋型密封泄漏量及浮動同心力的影響。設(shè)計搭建了浮動式自同心密封實驗臺，研究進出口壓比和偏心率對新型浮動式收斂袋型密封泄漏量及自適應(yīng)同心性能的影響。

1 新型浮動式收斂袋型密封設(shè)計思路

1.1 浮動式自同心密封結(jié)構(gòu)

如圖1所示，浮動式自同心密封結(jié)構(gòu)主要由密封座、浮動密封環(huán)、滾珠保持環(huán)、滾珠、C型環(huán)組成。高壓側(cè)，浮動密封環(huán)與密封座間裝有C型環(huán)，C型環(huán)起著防止高壓氣體向浮動密封環(huán)背部泄漏的作用，同時與密封座接觸端面間形成滑動摩擦；低壓側(cè)，滾珠保持環(huán)與浮動密封環(huán)構(gòu)成可容納滾珠的圓形軌道，滾珠表面突出于滾珠保持環(huán)和浮動密封環(huán)表面與密封座端面形成滾動摩擦。

圖1 浮動式自同心密封結(jié)構(gòu)Fig.1 Floating self-concentric sealing structure

1.2 浮動式自同心密封浮動原理

浮動式自同心密封浮動原理如圖2所示，在低壓側(cè)，滾珠表面突出于滾珠保持環(huán)和浮動密封環(huán)表面與密封座端面形成滾動摩擦，低壓氣體從滾珠間隙進入浮動密封環(huán)背部，使得浮動密封環(huán)背部與密封座間隙內(nèi)氣壓值與低壓側(cè)氣壓值相等。在高壓側(cè)，浮動密封環(huán)和密封座之間安裝有C型環(huán)，C型環(huán)內(nèi)側(cè)與高壓側(cè)相連通，外側(cè)與低壓側(cè)連通，由于內(nèi)外壓差作用，C型環(huán)實現(xiàn)脹緊從而防止高壓氣體流向浮動密封環(huán)背部。C型環(huán)、滾珠分別與密封座端面間形成滑動摩擦和滾動摩擦。這樣，浮動密封環(huán)在轉(zhuǎn)子間隙的內(nèi)部高壓氣流力與背部間隙低壓氣流力、以及兩側(cè)摩擦力的共同作用下實現(xiàn)浮動。

圖2 浮動式自同心密封浮動原理Fig.2 Floating schematic of floating self-concentric seal

1.3 浮動式自同心密封自適應(yīng)同心原理

浮動式自同心密封受力分析圖如圖3所示，其中，O為浮動密封環(huán)中心，O′為轉(zhuǎn)子中心，ω為轉(zhuǎn)子自轉(zhuǎn)角速度。密封動力學(xué)原理與動壓滑動軸承作用原理相似，密封氣膜間隙具備了形成流體動壓的必要條件：① 轉(zhuǎn)子與靜子之間形成楔形間隙；② 轉(zhuǎn)子與靜子之間連續(xù)充滿黏性液體；③ 轉(zhuǎn)子與靜子之間有相對運動速度，使得流體由間隙大端向間隙小端運動以形成收斂的楔形流場。在轉(zhuǎn)子偏心時，密封周向腔室也會形成楔形間隙，轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)時流體在楔形間隙內(nèi)受到擠壓，產(chǎn)生與動壓軸承相類似的壓力分布，其壓力分布如圖3所示，壓力對浮動密封環(huán)表面積分形成合力F其分力F1豎直向上，與自身重力G(浮動密封環(huán)的重力G1+滾珠保持環(huán)的重力G2)、摩擦阻力f(C型環(huán)與密封座間的滑動摩擦力f1+滾珠與密封座間的滾動摩擦力f2)的方向相反，為浮動密封環(huán)所產(chǎn)生的浮動同心力。當(dāng)浮動同心力F1大于自身重力G與摩擦阻力f的合力時，浮動密封環(huán)將會向同心方向(同心方向為浮動密封環(huán)幾何中心指向轉(zhuǎn)子軸心的方向)移動，在移動過程中，偏心率(轉(zhuǎn)子幾何中心與浮動密封件幾何中心的距離比上密封的半徑間隙)逐漸降低，浮動同心力不斷減小，當(dāng)浮動同心力F1不足以克服自身重力G與摩擦阻力f時達到平衡狀態(tài)，浮動密封環(huán)穩(wěn)定于平衡位置，此時，偏心率很小，處于與轉(zhuǎn)子微小偏心的位置，實現(xiàn)自適應(yīng)同心性能。為保證浮動式自同心密封實現(xiàn)自適應(yīng)同心性能，浮動密封環(huán)需采用輕質(zhì)材料減小自身重力，并減小C型環(huán)、滾珠與密封座間的摩擦力。

圖3 浮動式自同心密封受力分析Fig.3 Force analysis of floating self-concentric seal

1.4 新型浮動式收斂袋型密封

通過對浮動式自同心密封受力分析可知，當(dāng)浮動同心力大于自身重力與摩擦阻力的合力時，即可實現(xiàn)浮動密封環(huán)向同心方向移動。密封間隙內(nèi)氣流對轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的徑向氣流力與對浮動密封環(huán)產(chǎn)生的浮動同心力大小相等，方向相反。因此，密封直接剛度系數(shù)可作為評價浮動同心力大小的參數(shù)。直接剛度系數(shù)定義為

(1)

式中：ΔFr為徑向氣流力的變化量；ΔXr為徑向位移的微小變化量。

直接剛度系數(shù)越大，單位偏心位移所引起的浮動同心力越大，浮動密封環(huán)越易于實現(xiàn)自適應(yīng)同心性能。Ertas等[20]通過實驗研究得出：在相同工況下，袋型密封的直接剛度系數(shù)大于傳統(tǒng)迷宮密封，且隨著渦動頻率的不斷增加，兩者直接剛度系數(shù)差值增大。孫丹等[21]基于CFD方法建立了袋型密封動力特性求解模型，研究結(jié)果表明，袋型密封指向轉(zhuǎn)子軸心的徑向氣流力及直接剛度系數(shù)均大于迷宮密封。Camatti等[22]實驗研究了錐形間隙對蜂窩密封動力特性的影響，研究結(jié)果表明，收斂間隙蜂窩密封較等間隙與發(fā)散間隙蜂窩密封具有更大的直接剛度系數(shù)。綜上所述，在相同工況下，袋型密封的直接剛度系數(shù)大于迷宮密封，收斂間隙密封較等間隙密封與發(fā)散間隙密封具有更大的直接剛度系數(shù)。因此，本文提出用新型收斂袋型密封代替?zhèn)鹘y(tǒng)迷宮密封作為浮動式自同心密封的浮動密封環(huán)，研究浮動式收斂袋型密封的自適應(yīng)同心性能。

2 數(shù)值研究

2.1 數(shù)值求解模型

2.1.1 幾何模型

本文設(shè)計加工的浮動密封實驗件如圖4所示，包括新型收斂袋型密封實驗件和傳統(tǒng)迷宮密封實驗件，其中，新型收斂袋型密封實驗件軸向共有8個密封齒，周向具有8個周向隔板，軸向具有8個密封腔室，分為基本腔室與二次腔室，進出口徑向間隙比為2∶1，定義密封進出口徑向間隙比為入口第一個密封齒齒尖與轉(zhuǎn)子面的徑向距離與最后一個密封齒齒尖與轉(zhuǎn)子面徑向距離之比。傳統(tǒng)迷宮密封實驗件除無周向隔板和進出口徑向間隙比為1∶1外，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)均與新型收斂袋型密封實驗件相同。新型收斂袋型密封結(jié)構(gòu)如圖5所示，其結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如表1所示，為將數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比分析，本文對實驗件結(jié)構(gòu)尺寸進行建模分析。

圖4 浮動密封實驗件Fig.4 Floating seal experiments

圖5 新型收斂袋型密封結(jié)構(gòu)Fig.5 New convergent pocket seal structure

表1 新型收斂袋型密封實驗件結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)

Table 1 New convergent pocket sealing experimental parts structural dimension parameters

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值密封長度/mm102.87基本腔室軸向長度/mm13.97密封內(nèi)徑/mm170.6二次腔室軸向長度/mm3.175密封出口間隙/mm0.3周向腔室數(shù)目8密封齒數(shù)8進出口間隙比2:1腔室深度/mm3.175周向隔板數(shù)目8

2.1.2 網(wǎng)格劃分

采用ANSYS Meshing對新型收斂袋型密封和傳統(tǒng)迷宮密封求解模型進行六面體網(wǎng)格劃分。圖6(a)和圖6(b)分別為新型收斂袋型密封三維計算模型與六面體網(wǎng)格。為了得到高質(zhì)量的六面體網(wǎng)格，對密封間隙處的網(wǎng)格劃分進行加密處理，節(jié)點數(shù)設(shè)置為15；加密近壁面區(qū)域網(wǎng)格，設(shè)定相鄰兩節(jié)點間距比為1.1；表2為網(wǎng)格數(shù)對求解模型泄漏量的影響，綜合考慮計算效率與求解精度，當(dāng)隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，泄漏量不再發(fā)生變化，此時網(wǎng)格數(shù)最佳，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證后，最終，確定周向節(jié)點數(shù)為560，腔室徑向節(jié)點數(shù)為20，基本腔室與二次腔室軸向節(jié)點數(shù)分別為50和25，密封齒軸向節(jié)點數(shù)為20，所得新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封網(wǎng)格數(shù)分別為652萬和740萬。

圖6 新型收斂袋型密封求解模型及網(wǎng)格劃分Fig.6 New convergent pocket sealing solution model and mesh division

表2 網(wǎng)格數(shù)對模型泄漏量的影響
Table 2 Effect of grid number on model leakage

密封形式網(wǎng)格數(shù)/萬泄漏量/(kg·s-1)計算實驗新型收斂袋型密封2200.06694500.06626520.06538760.06530.064傳統(tǒng)迷宮密封2450.04935300.04937400.05239680.05120.048

2.1.3 邊界條件與求解方法

表3給出了新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封泄漏量和浮動同心力求解模型的邊界條件。進口處設(shè)定總壓、總溫，出口處設(shè)定靜壓，進口流動方向垂直進口邊界，湍流度設(shè)為5%，工質(zhì)選用理想空氣，近壁面區(qū)域采用改進壁面函數(shù)法，固定壁面為光滑、絕熱、無滑移邊界。流體流動模型為標準k-ε湍流模型，采用高精度離散格式進行迭代計算，當(dāng)連續(xù)、動量、湍流方程殘差下降到10-6，進出口質(zhì)量差小于0.1%，認為計算收斂，此時進出口的質(zhì)量流量即為密封的泄漏量。

表3 邊界條件Table 3 Boundary conditions

2.2 數(shù)值結(jié)果分析

2.2.1 密封流場特性分析

圖7為新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封在進出口壓比為3.4，偏心率為0.5，轉(zhuǎn)速為0時，沿氣流流動方向第3個大腔室的周向壓力分布。從圖中可以看出，新型收斂袋型密封周向壓力呈階梯形式分布，且每個腔室內(nèi)部壓力相等。傳統(tǒng)迷宮密封周向壓力呈正弦規(guī)律分布。新型收斂袋型密封在最小間隙處的壓力值為0.201 5 MPa在最大間隙處的壓力值為0.195 MPa，周向壓差為0.006 5 MPa；傳統(tǒng)迷宮密封在最小間隙處的壓力值為0.145 1 MPa，在最大間隙處的壓力值為0.145 6 MPa，周向壓差為0.000 5 MPa。新型收斂袋型密封的周向壓差是傳統(tǒng)迷宮密封的13倍。新型收斂袋型密封的周向壓差大于傳統(tǒng)迷宮密封，使得新型收斂袋型密封的浮動同心力大于傳統(tǒng)迷宮密封。

圖7 密封周向壓力分布Fig.7 Seal circumdirectional pressure distribution

圖8為當(dāng)進出口壓比為3.4、偏心率為0.5、轉(zhuǎn)速為0 r/min時的新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封沿氣流流動方向，徑向最小間隙處與最大間隙處的壓差，ΔP=P1-P2，P1為密封徑向最小間隙處壓力，P2為密封徑向最大間隙處壓力，由圖可知，ΔP>0,所以氣流力方向由小間隙指向大間隙，即指向轉(zhuǎn)子同心方向；新型收斂袋型密封的徑向小間隙與大間隙處的壓差大于傳統(tǒng)迷宮密封，從而新型收斂袋型密封所產(chǎn)生的指向轉(zhuǎn)子同心方向的氣流力大于傳統(tǒng)迷宮密封。因此，新型收斂袋型密封所能提供的浮動同心力大于傳統(tǒng)迷宮密封。

圖8 密封徑向小間隙處與大間隙處壓差沿軸向的分布Fig.8 Distribution along axial direction of pressure difference between seal radial small clearance and large cleance

2.2.2 密封浮動同心力分析

圖9(a)給出了當(dāng)偏心率為0.5、轉(zhuǎn)速為0 r/min時，進出口壓比對新型收斂袋型密封和傳統(tǒng)迷宮密封浮動同心力的影響，從圖中可以看出，新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封的浮動同心力隨著進出口壓比的增大而逐漸增大；相同進出口壓比下，新型收斂袋型密封的浮動同心力大于傳統(tǒng)迷宮密封；進出口壓比越大，新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封的浮動同心力差值越大。當(dāng)進出口壓比達到4.4時，新型收斂袋型密封浮動同心力為傳統(tǒng)迷宮密封浮動同心力的9.7倍。

圖9(b)給出了當(dāng)進出口壓比為3.4、轉(zhuǎn)速為0時，偏心率對新型收斂袋型密封和傳統(tǒng)迷宮密封浮動同心力的影響，從圖中可以看出，隨著偏心率的增大，新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封的浮動同心力線性增加；相同偏心率下，新型收斂袋型密封的浮動同心大于傳統(tǒng)迷宮密封；偏心率越大，兩者浮動同心力差值越大；新型收斂袋型密封浮動同心力是傳統(tǒng)迷宮密封浮動同心力的8.9～10.9倍。

圖9(c)給出了當(dāng)進出口壓比為3.4、偏心率為0.5時，不同轉(zhuǎn)速對新型收斂袋型密封和傳統(tǒng)迷宮密封浮動同心力的影響，從圖中可以看出，隨著轉(zhuǎn)速的增大，新型收斂袋型密封的浮動同心力增大，而傳統(tǒng)迷宮密封的浮動同心力減小；當(dāng)轉(zhuǎn)速相同時，新型收斂袋型密封的浮動同心力大于傳統(tǒng)迷宮密封，且隨著轉(zhuǎn)速的增大，兩者浮動同心力的差值增加；在低轉(zhuǎn)速下，新型收斂袋型密封仍然具有較大的浮動同心力。

圖9 密封浮動同心力Fig.9 Seal floating concentric force

3 實驗研究

3.1 實驗裝置

浮動式自同心密封實驗臺實物圖如圖10所示，實驗臺主要由浮動密封件、轉(zhuǎn)子、壓力傳感器、位移傳感器和限位桿等組成。浮動密封件分為上下兩部分，上部密封件與下部密封結(jié)構(gòu)相同，均裝有滾珠，通過法蘭盤進行連接。轉(zhuǎn)子與圓盤和底座為過盈配合，從而使浮動密封件處于水平位置。在環(huán)形槽內(nèi)周向均勻設(shè)置4個進氣管，采用中間進氣軸向兩端出氣方式以抵消氣流軸向力。均布裝有4個壓力傳感器(量程0～1.2 MPa，精度0.1%)，用于監(jiān)測環(huán)形槽內(nèi)壓力周向分布。4個位移傳感器(渦流傳感器，量程0～0.5 mm，精度1%)周向均勻安裝于4個支撐梁上，與底座平行，用于監(jiān)測浮動密封件的徑向移動。采用含溫度與壓力補償功能的高精度渦街流量計，將流量計安裝在分氣缸前的進氣總路上，氣流從進氣總路進入分氣缸后均勻流經(jīng)4個進氣管，沿進氣管流入轉(zhuǎn)子內(nèi)部，再經(jīng)過轉(zhuǎn)子上的圓孔流入環(huán)形導(dǎo)流板，經(jīng)導(dǎo)流作用后通過軸向兩端進入整個密封間隙，最終分別從兩端流出上下密封件。流量計測得進氣總量即密封泄漏量，加氣后，待壓力表示數(shù)穩(wěn)定后，記錄流量計的泄漏量數(shù)值。渦街流量計(量程范圍：110～870 N·m3/h，精度等級：1.0級)。

圖10 浮動式自同心密封實驗臺實物圖Fig.10 Physical map of floating self-concentric seal experimental table

3.2 實驗原理

浮動式自同心密封實驗臺測試系統(tǒng)示意圖如圖11所示，實驗時首先要使浮動密封件處于水平位置，避免因其自身重力而導(dǎo)致產(chǎn)生偏移。然后在密封間隙內(nèi)均勻垂直插入4把厚度為0.3 mm的塞尺，使浮動密封件與轉(zhuǎn)子同心，此時擰緊同一方向上的兩根限位桿，限制浮動密封件在此方向的位移，保證密封間隙為0.3 mm不變。通過調(diào)節(jié)另一方向的兩根限位桿，給定浮動密封件初始偏心量，進氣前松開限位桿。氣流沿進氣管流入轉(zhuǎn)子內(nèi)部，再經(jīng)過轉(zhuǎn)子上的圓孔流入環(huán)形導(dǎo)流板，經(jīng)導(dǎo)流作用后通過兩端進入整個密封間隙。實驗數(shù)據(jù)使用YE6232B采集儀進行采集，同步采集位移、泄漏量和壓力的實驗數(shù)據(jù)。采集儀的采樣頻率設(shè)置為500 Hz，能夠?qū)崟r采集記錄浮動密封件偏心量變化情況。通過浮動密封件偏心量的變化量研究其自適應(yīng)同心性能；通過浮動密封件向轉(zhuǎn)子軸心方向的移動速度分析其浮動響應(yīng)特性。實驗采用控制變量法分別研究了不同進出口壓比和偏心率對新型浮動式收斂袋型密封與傳統(tǒng)浮動式迷宮密封自適應(yīng)同心性能的影響。

圖11 浮動式自同心密封實驗臺測試系統(tǒng)示意圖Fig.11 Map of floating self-concentric seal test bench test system

3.3 實驗結(jié)果

3.3.1 密封泄漏特性分析

圖12(a)和圖12(b)分別給出了進出口壓比和偏心率對新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封泄漏特性的影響。從圖12(a)中可以看出，新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封的泄漏量均隨進出口壓比的增大而增大；相同進出口壓比下，新型收斂袋型密封的泄漏量大于傳統(tǒng)迷宮密封。從圖12(b)中可以看出，隨著偏心率的增大，新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封的泄漏量隨之增加；相同偏心率下，新型收斂袋型密封泄漏量大于傳統(tǒng)迷宮密封。新型收斂袋型密封泄漏量較大的主要是由于其平均徑向間隙增大，擴大了氣流泄漏面積，從而導(dǎo)致密封泄漏量的增加。密封泄漏量數(shù)值結(jié)果與實驗結(jié)果吻合，最大偏差為5.6%，從而驗證了本文數(shù)值求解模型的準確性。

圖12 密封泄漏量Fig.12 Leakage of seal

對實驗件進行建模計算，新型收斂袋型密封的平均徑向間隙為0.45 mm，傳統(tǒng)迷宮密封的平均徑向間隙為0.3 mm，平均徑向間隙的擴大是導(dǎo)致密封泄漏量增加的原因。浮動式自同心密封可提高密封的同心度，減小偏心率，現(xiàn)有文獻研究表明偏心率對密封泄漏量影響很大，隨著偏心率的增大，密封泄漏量增大[23-24]。因此，浮動式自同心密封可減小泄漏量，具有良好的封嚴特性。

3.3.2 密封自同心性能分析

圖13分別為新型浮動式收斂袋型密封和傳統(tǒng)浮動式迷宮密封當(dāng)偏心率為0.5，轉(zhuǎn)速為0 r/min時，進出口壓比對密封自適應(yīng)同心性能的影響。偏心量的定義為轉(zhuǎn)子幾何中心與浮動密封環(huán)幾何中心的距離。從圖13(a)中可以看出，加氣后，新型浮動式收斂袋型密封在不同進出口壓比下均向同心方向移動；隨著進出口壓比的增大，新型浮動式收斂袋型密封運動到平衡位置的時間縮短，并且平衡位置處的偏心量減小，由此可以得出，新型浮動式收斂袋型密封在較小的進出口壓比下仍具有良好的自適應(yīng)同心性能。這主要是由于在不同進出口壓比下，新型浮動式收斂袋型密封的浮動同心力均較大并且大于滾珠與圓盤間的滾動摩擦力，促使其向同心方向移動，隨著進出口壓比的增大，新型浮動式收斂袋型密封的浮動同心力不斷增大，使其向同心方向移動速度加快，浮動響應(yīng)時間縮短，平衡位置處的偏心量減小，自適應(yīng)同心性能增強。從圖13(b)中可以看出，加氣后，在不同進出口壓比下，傳統(tǒng)浮動式迷宮密封穩(wěn)定于初始偏心位置，自適應(yīng)同心性能較差。這主要是由于傳統(tǒng)浮動式迷宮密封在不同進出口壓比下的浮動同心力均較小，不足以克服滾珠與圓盤間的滾動摩擦力。

圖13 進出口壓比對密封自適應(yīng)同心性能影響Fig.13 Effect of import/export pressure ratio on adaptive concentric performance of seal

圖14分別為新型浮動式收斂袋型密封和傳統(tǒng)浮動式迷宮密封當(dāng)進出口壓比為3.4、轉(zhuǎn)速為0 r/min時，偏心率對密封自適應(yīng)同心性能的影響。從圖14(a)中可以看出，加氣后，新型浮動式收斂袋型密封在不同偏心率下均向同心方向移動并最終穩(wěn)定于偏心量較小的位置；移動速度隨著偏心率的增大而提高，移動到平衡位置的時間縮短；在不同偏心率下，新型浮動式收斂袋型密封基本穩(wěn)定于同一位置處。這主要是由于隨著偏心率的增大，新型浮動式收斂袋型密封的浮動同心力增大，從而使其向同心方向的移動速度加快，浮動響應(yīng)時間縮短，但由于進出口壓比相同，所以最終穩(wěn)定于同一平衡位置。從圖14(b)中可以看出，在不同偏心率下，傳統(tǒng)浮動式迷宮密封均保持其初始偏心位置不變，這是由于傳統(tǒng)浮動式迷宮密封在不同偏心率下的浮動同心力均較小且不足以克服滾珠與圓盤間的滾動摩擦力而向同心方向移動。

密封間隙內(nèi)氣流流動既有周向流動又有軸向流動，當(dāng)轉(zhuǎn)子偏心旋轉(zhuǎn)時，密封間隙內(nèi)氣流的周向流動會形成流體動壓效應(yīng)。在不同進出口壓比及偏心率下，相較于傳統(tǒng)浮動式迷宮密封，新型浮動式收斂袋型密封具有良好的自適應(yīng)同心性能是因為該密封在軸向上形成了一個收斂的楔形間隙，間隙內(nèi)氣流的軸向流動會形成流體動壓效應(yīng)，使其徑向最小間隙處與最大間隙處的壓差大于傳統(tǒng)浮動式迷宮密封，從而具有更大的浮動同心力，促使新型浮動式收斂袋型密封向同心方向移動，達到良好的自適應(yīng)同心效果。

圖14 偏心率對密封自適應(yīng)同心性能影響Fig.14 Effect of eccentricity on adaptive concentric performance of seal

4 結(jié) 論

1) 新型收斂袋型密封的周向壓差大于傳統(tǒng)迷宮密封，所產(chǎn)生的氣流力方向指向轉(zhuǎn)子同心方向。

2) 隨著進出口壓比和偏心率的增大，新型收斂袋型密封與傳統(tǒng)迷宮密封的浮動同心力逐漸增加；在本文研究工況下，新型收斂袋型密封的浮動同心力為傳統(tǒng)迷宮密封的8.9～10.9倍。

3) 在不同進出口壓比和偏心率下，傳統(tǒng)浮動式迷宮密封均保持在初始偏心位置，自適應(yīng)同心性能較差。新型浮動式收斂袋型密封均向同心方向移動，并且隨著進出口壓比和偏心率的增大，新型收斂袋型密封向同心方向移動速度加快，浮動響應(yīng)時間縮短，偏心位移變化量增大，自適應(yīng)同心性能增強。新型浮動式收斂袋型密封具有良好的浮動響應(yīng)特性與自適應(yīng)同心性能。