考慮表面粗糙度的柔性箔柱面氣膜密封紊流特性分析

王學良，劉美紅，熊忠汾，李鑫

（昆明理工大學機電工程學院，云南昆明 650500）

引 言

氫氣壓縮機作為氫氣等清潔能源生產和運輸的關鍵設備，綠色工業應用前景廣闊，可助力于實現國家能源行業的綠色低碳發展，但氫氣壓縮機因次級流道泄漏導致的渦態氣旋和熱損耗，使得氫氣壓縮機面臨著功率不穩定輸出以及設備壽命驟減等問題[1?3]，與之相對應的突出問題是傳統密封技術無法滿足氫氣壓縮機高界面轉速下低泄漏、低磨損和低功耗等要求，因而亟需研發先進密封技術的結構。現如今，國內外普遍認可柱面氣膜密封結構是一種先進密封結構[4?5]。柔性箔柱面氣膜密封作為柱面氣膜密封結構形式之一，基于氣膜楔形動壓原理和箔片的結構變形來實現高效的次級流道密封，該密封結構由Salehi等[6?9]于20世紀90年代末提出，已被應用于氫氣壓縮機，理論線速度可達365 m/s。柔性箔柱面氣膜密封通過控制次級流道的氣體泄漏，可以極大減少氫氣壓縮機的機械損失，提高氫氣壓縮機的工作效率。

柔性箔柱面氣膜密封動浮環界面受制造工藝、啟停階段碰磨以及熱振變化等因素影響，動浮環表面將發生摩擦磨損，致使氣膜流動狀態從層流向紊流狀態過渡，造成氣膜失穩破壞，導致動浮環界面發生碰撞，引起摩擦自激[10]，摩擦自激反過來加劇了柔性箔柱面氣膜密封界面磨損，直至柔性箔柱面氣膜表面形貌磨損失效，這些失效的發生嚴重制約了柔性箔柱面氣膜密封結構的進一步發展。為改善柱面氣膜的流動特性，提升密封氣膜的穩定性，馬綱等[4,11?14]分析求解了柱面直線螺旋槽等槽型的氣膜密封特性以及準動態特性系數，Ha 等[15]基于三維計算流體力學方法求解了柱面氣膜密封的動力學特性系數，蘇澤輝等[16]則通過設計具有雙向特性的T 型槽來改善密封氣膜的穩態特性，陳文杰等[17]建立了考慮表面粗糙度效應的圓孔型織構混合潤滑有限元模型，研究了非高斯表面的偏態值和峰態值對密封表面的承載力影響，Wang 等[18]針對T 型槽，預測了不同微觀結構參數下柔性箔柱面氣膜密封動態特性系數的變化，陳源等[19]在考慮軸向振動的情況下，對干氣密封系統的動態特性系數進行了求解分析，Hou 等[20]考慮了離心率和轉子傾斜的影響，探究了反轉軸間柱面氣膜密封的密封穩態特性，這些學者的研究為氣膜密封結構優化以及密封氣膜的穩定運行提供了理論依據，但其對氣膜密封特性的分析研究主要集中于微尺度下槽型參數變化和表面織構等理論設計對密封氣膜穩態特性的影響，只分析了理想狀態下光滑界面的氣膜穩態特性，忽略了氣體流態特性、微觀表面形貌變化等諸多因素對氣膜密封性能的影響。在實際工程中，與表面形貌變化相關的氣膜流態特性變化不容忽視。張肖寒等[21?23]基于紊流模型分析了端面氣膜密封穩態性能，考慮了表面形貌對端面氣膜流態特性的影響。彭旭東等[24]建立了粗糙表面端面氣膜密封性能的有限元分析模型，對端面螺旋槽結構進行了優化設計。隨后，劉夢靜等[25]分析研究了隨機粗糙表面上的滑移流效應，考慮了邊界滑移流對干氣密封的影響。Sahlin 等[26]直接分析了織構表面形貌變化對干氣密封流態性能的影響。楊姍姍[27]則基于分形接觸理論模型，對粗糙度微通道的性能變化進行了分析研究。孫雪劍等[28?29]分析了表面粗糙度引起的表面形貌數變化對干氣密封性能的影響，并針對氣膜密封啟停階段的動態接觸特性分析，探討了擾動條件下，表面形貌對端面氣膜動態特性系數的影響。丁雪興等[30?34]基于分形接觸模型，對干氣密封的界面密封性能進行了研究，這些學者的研究考慮了氣膜流態特性變化對密封性能的影響，分析了啟停階段界面接觸剛度引起的界面變形，但并未將表面形貌的變化與氣膜流態特性的變化直接關聯，而氣流流態特性的變化不僅受工況與氣體介質變化的影響，還與表面形貌的變化密不可分，因此，將表面形貌、紊流模型與工況參數有效結合，分析不同工況對密封氣膜特性的影響，亟待分析解決。

為探究表面形貌變化對氣膜密封穩態性能的影響，本文基于雷諾動壓理論，考慮箔片以及轉子軸套表面受制造工藝以及啟停階段的影響，將表面形貌、紊流模型與氣體工況變化三者有效協同，模擬分析了柔性箔柱面氣膜密封在不同表面形貌下的密封穩態特性變化，建立了預測柔性箔柱面氣膜密封的紊流模型。與此同時，本文設計了氣膜密封循環周期實驗，在循環周期試驗條件下，觀測表面粗糙度變化對氣膜密封遲滯的影響。

1 柔性箔柱面氣膜密封的數值模型

1.1 柔性箔柱面氣膜密封的幾何模型

柔性箔柱面氣膜密封（CFS）的柔性箔結構主要由三部分構成：懸臂頂箔、波箔和密封腔。柔性箔柱面氣膜密封在氫氣壓縮機的密封位置及其三維模型如圖1 所示，氫氣壓縮機簡圖中藍色箭頭表示主流道氣流方向，紅色實心箭頭表示次級流道氣流泄漏方向，位于藍色圈里的結構為柔性箔柱面氣膜密封結構。

圖1 柔性箔柱面氣膜密封結構位置及其三維模型[35]Fig.1 Structure position and three?dimensional model of compliant foil gas seal[35]

1.2 考慮表面粗糙度的雷諾控制方程

柔性箔柱面氣膜密封截面示意圖如圖2(a)所示，密封氣膜是由轉子軸套和頂箔之間的氣流形成的楔形氣膜結構，密封壓力分布原理如圖2(b)所示，其中X表示周向方向，Y表示氣膜膜厚方向。為研究表面形貌對密封性能的影響，本文基于紊流模型分析了考慮表面粗糙度的雷諾方程，求解了不同表面粗糙度對密封性能的影響。由于氣膜厚度相對于軸向和切線運動方向的尺度維數太小，本文將Patir 等[36]考慮表面粗糙度的雷諾控制方程無量綱化，見式(1)：

圖2 柔性箔柱面氣膜密封結構示意圖及氣膜動壓分布Fig.2 Structure diagram of compliant foil gas seal and dynamic effect distrubition

其中，μ為氣體黏度，kg/(m·s)；ω為角轉速，rad/s；p0為環境壓力，Pa；C為平均氣膜間隙，μm。以結構參數、氣體黏度和轉速為初始化參數，可將密封系統多參數相關量等效為無量綱數。根據工況參數變化，本文對考慮表面粗糙度的柔性箔柱面氣膜密封進行了穩態特性求解，忽略式(1)等式右邊第三項時間流變項。

將波箔、頂箔、氣膜以及軸套模型的表面粗糙度集中到單側面的動環上，求解模型示意圖如圖3所示。圖中，hw為粗糙表面間的表面平均線之間的距離，即名義膜厚，受幾何圓度和平均膜厚影響，μm；hT為粗糙表面之間的實際膜厚，μm；Rω為界面速度，m/s；兩側pθ和pθ+2π 表示為模型的周期性邊界。用表面輪廓儀Zego 觀測不同表面粗糙度下的試件碳化硅(SiC)，如圖4 所示，測量范圍：軸向Z50 μm，周向X50 μm，其取樣長度為0.8 mm。由圖4可知，橫紋為主，這是為了保證SiC 試件加工時的圓度和徑向跳動。由圖4可知，表面粗糙度越大，表面形貌的不規則度越高。為分析不同粗糙度條件下的密封特性變化，本文依據圖4，從文獻[36]中選擇表面形貌數，進而獲取φx和φz壓力流量因子以及剪切流因子φs，代入式(1)中求解雷諾控制方程。

圖3 表面粗糙度幾何求解模型Fig.3 Geometric analysis model of surface roughness

圖4 不同粗糙度下的表面形貌Fig.4 Surface topography under different roughness

1.3 狀態方程及雷諾數計算

受氣體的易壓縮性及黏度低等影響，本文需考慮不同狀態下的氣體密度變化。氣體密度變化由式(3)計算，在數值分析過程中，本文將根據狀態方程修正雷諾數和雷諾控制方程：

式中，ρ為氣體密度，kg/m3;Mw為氣體摩爾質量，kg/mol；Rg為氣體常數，J/(mol·K)；T為溫度，K；p為計算壓力，Pa。本文忽略氣體雜質的影響，并通過式(4)進行阻塞流判別：

式中，M為馬赫數；γ為比熱容比。柔性箔柱面氣膜密封光滑表面的流動狀態將使用流態因子[37]進行流態判斷：

式 中，α為 流 態 因 子，α＞1 時 為 紊 流，α＜900/1600 時為層流；Rec是庫埃特剪切流下的雷諾數；Rep是泊肅葉壓差流下的雷諾數，分別用式(6)和式(7)計算。本文通過簡化微間隙下的泊肅葉壓力流量積分式，推導出了式(8)用以求解

式中，n為轉子轉速，r/min；為平均軸向流速，是求解光滑界面流動狀態的關鍵指標，m/s;Δp為軸向壓差，Pa。本文在求解式(8)之后，將其代入式(5)理論估算出柔性箔柱面氣膜密封光滑表面模型的雷諾數，并在此基礎上數值求解出泄漏率和氣膜氣浮力等密封性能參數，從而與考慮粗糙度的柔性箔柱面氣膜密封性能參數作對比。

1.4 網格獨立性檢驗及近壁區y+求解

計算流體力學方法(CFD)求解柔性箔柱面氣膜密封的幾何模型，一般需用網格數量進行網格獨立性檢驗，驗證柔性箔柱面氣膜密封泄漏率和氣浮力等密封特性與網格數量變化的無關性。對于考慮表面粗糙度的柔性箔柱面氣膜密封模型，表面粗糙度以及幾何結構參數變化，將導致近壁區y+值變化，從而引起與y+值相關的網格層數發生變化，而網格層數變化將使網格數量發生幾何級變化，因此，除將網格數量作為網格獨立性檢驗的考量因素之外，氣膜厚度壁面函數和近壁區y+值亦被納入網格獨立性檢驗的考量因素。

根據粗糙度變化對近壁區y+值的影響，增添使用了軸向和周向網格節點距以及氣膜厚度方向的網格層數來進行網格獨立性檢驗。一方面，滿足關鍵位置網格質量的同時，最大化平衡求解精度與求解時間，另一方面，考慮y+值變化的節點距相比于只考慮網格數量的獨立性檢驗，可以更好解決局部網格數量的集中問題。經網格獨立性檢驗和數值計算分析，網格數量基數控制在60 萬左右；周向節點距控制在0.1，軸向節點距控制在0.2～0.5；氣膜厚度方向上，在表面粗糙度Ra≤0.4 時，網格層數選取值為4層，Ra≥0.8時，網格層數選取值為3層。

1.5 邊界條件設定及穩態特性參數求解

氣膜密封進口邊界采用壓力進口，氣膜膜厚兩側采用周期性邊界條件，如圖3 所示。數值計算的泄漏率為體積泄漏率，一是為了與實驗儀器的單位相統一，二是便于泄漏率的換算。數值分析過程中，忽略了溫升以及離心力的影響，使用的幾何參數和邊界條件如表1 所示，求解的穩態特性參數包括泄漏率、氣浮力、氣浮剛度和氣浮動壓。

表1 柔性箔柱面氣膜密封幾何參數及邊界條件Table 1 Geometric parameters and boundary conditions of compliant foil gas seal

2 柔性箔柱面氣膜密封實驗設計

2.1 實驗系統

實驗臺由供氣系統、傳動系統、控制系統、密封系統和測試系統五部分組成，如圖5所示。

圖5 柔性箔柱面氣膜密封實驗臺Fig.5 Test rig of compliant foil gas seal

供氣系統：由壓縮機、過濾器、壓力表、減壓閥等組成。壓縮氣體經由供氣系統、進氣管道，進入密封腔，氣體充滿密封腔后，開啟密封結構。

傳動系統：氣膜密封的氣膜間隙只有微米級，因此，傳動系統采用高速電機作為直接驅動電源，提高了氣膜密封設備的穩定性和平衡性。本實驗使用的高速電機功率為8.5 kW，徑向跳動控制在2 μm。

控制系統：主要由控溫箱、壓力調節閥和傳動控制箱三部分組成。傳動控制箱是為了調節高速電機的轉速，變頻頻率為60 Hz，可保持轉速的穩定性以及可靠性；控溫箱主要是為了調節傳動系統的溫度，保證傳動系統運行時不受熱變形的影響；壓力調節閥主要是為了控制進口壓力，保證進口壓力的穩定性，過大或過快的加載都會使動浮環件界面發生碰撞，致使氣膜密封失效。

密封系統：氣膜密封由彈性件、浮環件、緊固螺栓、轉子軸套和密封支座以及進出口壓力接口等構成。密封腔中氣膜密封結構布局采用背靠背式的對稱結構布局，一方面是為了消除轉子運行時的軸向不平衡力，另一方面是便于傳感器的交叉布置以及動浮環件的安裝與拆卸，保證測試的高效性與準確性。

測試系統：控制入口壓力，測得進口流量，密封氣體經由壓力閥和密封腔，達到壓力出口，記錄出口流量計上的氣體流量。實驗流量計采用金屬浮子流量計，流量計單位為L/min。

2.2 實驗方案

根據高速電機的運行參數，本文氣膜密封實驗方案的工作參數如表2所示。

表2 氣膜密封實驗參數Table 2 Experimental parameters of compliant foil gas seal

泄漏率將作為實驗過程中衡量氣膜密封的性能指標。實驗方案如下：首先，觀察不同的表面形貌變化的紋理結構，如圖4 所示；其次，設計靜態實驗和動態實驗。靜態實驗是為了驗證安裝精度以及求解偏心位置，當偏心率或者徑向跳動偏離預定位置后，實際泄漏率將大于理論泄漏率，需重新拆卸安裝，調整軸套位置；動態實驗是為了觀察不同表面形貌對氣膜密封的影響，形貌參數分別為Ra0.2、Ra0.4、Ra0.8 和Ra1.6；最后，調整進口壓力為300 kPa時，每15 min增加2000 r/min，觀察泄漏率變化，直至預定轉速18000 r/min，各項性能指標穩定后，依級降速，記錄泄漏率等性能數據，完成啟停循環周期實驗。然后降低進口壓力至200 kPa，按上述步驟依次進行啟停循環周期實驗。循環周期實驗完成之后，觀察表面形貌變化及磨損狀況。

3 柔性箔柱面氣膜密封的數值計算與實驗驗證

3.1 可靠性驗證

3.1.1 壓力分布驗證 選取軸向Z中線處為中性面，不同壓縮數下的解析壓力分布如圖6所示，與文獻[2]中不同壓縮數下的壓力分布趨勢相同，驗證了數值結果的正確性。由式(2)可知，當氣膜結構參數不發生變化時，壓縮數主要與轉速相關，其不同壓縮數下的流動狀態如圖6(a)和(b)所示。由圖6(c)可知，隨著壓縮數的增加，壓力分布逐漸從正弦分布轉為正態中心分布，低壓縮數下，壓力分布呈現正弦分布；高壓縮數下，壓力分布呈現正態中心分布。

圖6 中性面壓力分布Fig.6 Pressure distribution in mid?surface

進一步分析圖6(c)可知，隨著壓縮數的增加，最高壓力位置由140°移向中心位置180°附近，壓力波峰升高，波谷亦逐漸抬升，甚至在高壓縮數下完全消失，這是由于轉速升高時，氣膜楔形動壓效應增強引起的。圖6(d)表示在壓縮數Λ=10 時，轉速為15000 r/min 下，表面形貌對中性面壓力分布的影響。由圖6(d)可知，與光滑界面的壓力分布趨勢相比，不光滑界面下，氣膜周向位置160°～220°附近的氣膜壓力呈現先急劇上升后下降的趨勢，幾呈線性分布，且壓力出現波峰、波谷的位置與光滑界面相反，這是由于氣膜周向位置160°～220°附近與其他周向位置相比，該位置附近處的氣膜厚度相對較薄，因而受表面粗糙度的影響更加明顯。具體原因如下：本文數值模型的密封間隙平均膜厚為10 μm，考慮到偏心的影響，中心位置膜厚大約在3～5 μm，受表面粗糙度的影響，該處附近形成了類似微槽流道的區域，如圖4所示，微槽流道產生了局部動壓效應，因而，氣膜周向位置160°～220°附近界面呈現階梯交替變化，致使氣膜壓力呈現先上升后下降的趨勢。表面粗糙度對其他周向位置的影響則隨著楔形氣膜膜厚的增加而逐漸減弱，因此，其他周向位置的氣膜壓力分布趨勢與光滑界面的分布趨勢基本保持一致。

3.1.2 氣膜密封數值計算與實驗對比 為了驗證氣膜密封的數值計算精度，設計了氣膜密封實驗，由于安裝工藝與工況變化，偏心率在運行過程中會發生變化，因此，實驗前后進行氣膜靜態密封實驗，通過測得不同壓差下的體積泄漏率，調試實驗臺，將氣膜密封運行的初始偏心率范圍控制在0.5～0.7，并根據靜態泄漏率計算初始偏心率，修正數值分析模型。將低、高轉速下表面形貌的理論泄漏量與實驗泄漏量對比，繪制了泄漏率在6000 r/min 與18000 r/min 下隨表面粗糙度變化的直方圖，如圖7 所示。從圖7 可以發現，實驗泄漏率和數值泄漏率都與表面粗糙度成正比，即泄漏率都隨著表面粗糙度的增加而增加，粗糙度Ra大于0.8時，泄漏率發生了非常明顯的上升。圖7表明，在轉子升速的過程中，表面粗糙度越大，數值計算預測的誤差越大，這是由于隨著表面粗糙度增加，表面形貌發生改變，實際表面微觀凹凸體的無序度增加，氣體流動狀態逐步發生改變，另外，氣膜密封在轉速升高的過程中，氣體分子運動的無序度亦增加，因而，實驗試件受各種交互影響的因素增加，例如材料熱變形以及由浮環件表面粗糙度變化引起的氣膜渦動等，而數值分析忽略了這些因素的影響，導致數值分析預測值與實驗結果偏差較大。

圖7 不同表面粗糙度下理論值與實驗值對比Fig.7 The comparison of calculated values with experiment values in different surface roughness

具體分析如下：Ra≤0.8 時，表面形貌幾近規則分布，渦動效應較小，實驗結果主要受溫度的影響，實驗中在轉子升速運行時，熱量會從軸承傳遞到轉軸，最后傳遞到軸套上，導致氣體溫升，動浮環發生熱變形，氣膜間隙變小，數值分析中未考慮熱變形對氣膜密封性能的影響，因此，數值計算的泄漏率高于實驗泄漏率；而Ra≥1.6 時，實驗結果主要受渦動的影響，表面不規則度增加，表面形貌變化引起的效應加劇了試件運行時的渦動，且隨著轉速升高，試件渦動增強，致使泄漏率上升，而數值計算表面形貌Ra1.6 的泄漏率時，忽略了渦動效應對氣膜密封的影響，因此，相比于實驗結果，數值計算泄漏率偏低。此外，圖7 表明，Ra0.8 數值計算的泄漏率較高，這是由于觀測Ra0.8 的表面形貌時，溝槽交錯，因而數值計算中選取了較大的壓力流因子，致使理論預測數值會偏大，但選擇過小的壓力流因子，則與經驗值不符，壓力流因子系數有待后續研究。

3.2 表面形貌對密封特性的影響

為分析表面形貌對密封特性的影響，數值求解了不同表面形貌下的泄漏率、氣浮力和氣浮剛度以及氣浮動壓隨轉速的變化關系，如圖8所示。圖8(a)對比了不同表面形貌下密封泄漏率的實驗結果，證明了數值求解結果的準確性。圖8(a)表明，隨著轉速上升，泄漏率逐步下降；隨著表面粗糙度的增加，泄漏率逐漸增加，降低了氣膜的密封效率。由圖8(b)可知，隨著轉速上升，光滑界面的氣浮力明顯高于不光滑界面的氣浮力，且隨著轉速的升高，光滑界面的氣浮力呈線性增加趨勢，而不光滑界面下的氣浮力隨著轉速升高略有上升，且表面粗糙度越大，氣浮力越大，這是由于不光滑界面的密封表面形成了多個微間隙流通道，增加了動壓效應，但泄漏率亦隨著轉速的增加而呈現不同幅度的增加，且不光滑界面引起的渦動效應增強，因此，實際不光滑表面的氣浮力低于理論光滑表面的氣浮力。而對實際表面下的氣浮力，不同表面形貌下的微間隙流通道則成為影響氣浮力的主導因素，因此，表面粗糙度越大，氣浮力越大；同時，不規則微間隙流通道的增加，致使氣膜紊流引起的氣流渦動增強，導致氣膜的不穩定性增強，因而，由圖8(c)可知，光滑界面的氣浮剛度最大，且表面粗糙度越小，氣浮剛度越大，氣膜穩定性越好，進一步觀察圖8(c)可得，不同表面形貌的氣浮剛度隨轉速的上升而逐漸增加。

圖8(d)顯示了氣浮動壓隨轉速的升高而逐漸上升，這是由氣膜動壓效應增強導致的。觀察圖8(d)可知，轉速低于12000 r/min 時，不光滑表面的氣浮動壓高于光滑表面，這是由于低轉速下壓力流為主，剪切流引起的動壓效應較低，而不光滑界面的表面微槽流道抬升了壓力流，因而，低轉速下，不光滑界面的氣浮動壓高于光滑界面，因此，在工程實踐中，對于高轉速下的柔性箔柱面氣膜密封，提高動浮環表面加工工藝有利于提高動浮環界面的氣膜穩定性，避免動浮環界面發生摩擦磨損，緩解氣膜失穩引起的渦動碰磨。

圖8 表面粗糙度對氣膜密封特性的影響Fig.8 The effect of different surface roughness on sealing performance

3.3 循環周期實驗下表面粗糙度對密封遲滯的影響

密封遲滯是衡量密封快速響應的指標之一，一方面，遲滯現象影響氣膜密封運行時的泄漏率，另一方面，密封遲滯大時，會加劇表面的摩擦磨損。

由圖9 可知，不同壓差下的柔性箔柱面氣膜密封均存在密封遲滯效應，且不同表面形貌下均出現了不同程度的反遲滯現象，即降速回程中的密封泄漏率低于升速過程時的泄漏率，且隨著密封壓差的加大，密封反遲滯現象加劇。反遲滯現象的存在，是由于在密封試件運行過程中，密封氣膜通過氣浮力、系統摩擦力和彈性元件變形回彈力三者達到動態平衡，實現氣膜密封的穩定運行。轉子穩定運行時，密封元件之間處于靜摩擦狀態，其靜摩擦力和彈性元件回彈力兩者的合力小于等于氣膜氣浮力，隨著轉速下降，氣膜氣浮力下降，平衡關系轉變為靜摩擦力和氣膜氣浮力兩者合力與彈性元件的回彈力之間的平衡關系，轉子轉速繼續下降，彈性元件的回彈力將大于靜摩擦力和氣膜氣浮力，平衡關系失衡，靜摩擦力將轉變為動摩擦力，而動摩擦力低于靜摩擦力，彈性變形將加速恢復，浮環件變形恢復，密封間隙減小，此時的密封泄漏率將低于升速時的密封泄漏率，氣浮力則隨密封間隙減小而增加，并與靜摩擦力、彈性元件回彈力形成新的動態平衡關系。對于柔性箔柱面氣膜密封，高壓差下的氣膜氣浮力相對較高，但更容易受轉子轉速的影響，因此，與200 kPa 下的氣膜密封相比，300 kPa 下的密封反遲滯現象更為明顯。進一步觀察圖9可發現，當表面粗糙度Ra≤0.4 時，柔性箔氣膜密封結構的遲滯特性較低，且表面粗糙度越大，密封遲滯和反遲滯現象越明顯，原因在于，表面粗糙度增加導致氣浮力增加的同時，加劇了氣膜的不穩定性，致使氣浮力、系統摩擦力和彈性元件變形力三者平衡關系的不穩定性上升，密封遲滯和反遲滯現象愈加明顯。

圖9 不同壓差下表面粗糙度對密封遲滯特性的影響Fig.9 The effect of different roughness on seal hysteresis under various differential pressure

4 結 論

由于工藝限制以及啟停階段的界面摩擦，柔性箔柱面氣膜密封的表面形貌將發生不同程度的變化。本文在觀測不同試件表面形貌的基礎上，基于紊流模型，引入流量因子數值求解了不同表面粗糙度下的氣膜密封特性，通過數值求解和實驗結果對比，得出以下結論。

（1）表面形貌影響氣膜中性面的壓力分布。光滑表面隨著壓縮數的增加，中性面的壓力分布由正弦分布向正態分布變化，而隨著表面形貌變化，中性面周向位置160°～220°附近的壓力分布呈現先急劇上升后下降的趨勢，這是由不光滑界面下微槽流道形成的動壓效應引起的。

（2）數值分析了表面形貌對氣膜密封性能的影響，與實驗結果吻合度較高，驗證了數值求解的精確性。數值分析和實驗結果表明，表面粗糙度越大，氣膜密封的泄漏率、氣浮力和氣浮動壓越大，這是由于表面溝槽之間的動壓效應引起的，同時表面溝槽引起的紊流導致氣流渦動增強，因此，氣浮剛度隨著表面粗糙度的增加而降低，氣膜穩定性因而下降，因此在工程應用中，應提高表面粗糙度，避免界面碰磨引起的表面粗糙度變化。

（3）柔性箔柱面氣膜密封結構存在密封遲滯效應，表面粗糙度越高，密封遲滯效應越明顯，且在實驗過程中出現了反遲滯現象，這是由彈性元件回彈力、氣浮力與系統摩擦力三者的動態平衡變化導致的。當表面粗糙度Ra≤0.4 時，柔性箔氣膜密封結構的遲滯特性較低，因此，提高表面粗糙度有利于降低密封遲滯的發生。