刷式密封技術的研究進展

李 軍 ，李志剛 ，張元橋 ，王凌峰 ，劉璐園

（1.西安交通大學葉輪機械研究所，西安710049；2.先進航空發動機協同創新中心，北京100191）

0 引言

密封技術是保證透平機械高效穩定運行的關鍵技術之一[1-2]。傳統的迷宮密封由于固有間隙的存在，封嚴性能有限，在控制泄漏時會產生氣流激振力，易誘發轉子渦動失穩。刷式密封是1種具有優良封嚴性能的接觸式動密封技術，其泄漏量只有傳統迷宮密封的1/5～1/10[3]。同時，刷式密封由于刷絲束良好的韌性，對轉子的瞬時偏心渦動具有很強的適應性。目前，刷式密封技術作為迷宮密封的替代品已經被廣泛應用于航空發動機、燃氣輪機和汽輪機中[4-5]。

刷式密封主要由前夾板、刷絲束和后夾板3部分組成。前夾板用來固定和保護刷絲束。后夾板用來支撐刷絲束，避免刷絲束在較大壓差的作用下產生大的軸向變形，保持穩定的封嚴性能。刷絲束是由緊密排列的刷絲一層層重疊構成的。刷絲束的一端與前后圓環形夾板連接固定，另一端自由伸出，工作時與轉軸接觸。刷絲束排列方向與轉軸半徑方向成1個角度，其方向順著轉軸的轉動方向。這是為了更好的容納轉軸的瞬間徑向變形以及偏心運行。

刷絲束是決定刷式密封性能的關鍵[4]。最常用的刷絲材料是鈷基合金（Haynes 25），這種合金在高溫下具有很好的耐磨和耐腐蝕特性。刷式密封在工作時，轉子面一般需要光滑硬質涂層，這樣可以降低刷式密封對轉子的磨損，避免產生裂紋。航空發動機中常用陶瓷涂層，包含碳化鉻和氧化鋁。對于陸用燃氣輪機和汽輪機，轉子直徑大，對涂層沒有統一要求。近年來，出現了非金屬纖維（Kevlar、Carbon）制造的刷絲，用于一些特殊的場合[6]。例如，金屬材料的刷式密封不適用于軸承油封，因為刷絲磨損產生的金屬顆粒會對精密軸承造成損害，同時存在潛在的火花。而纖維材料的刷式密封能克服這些缺點，替代迷宮密封，幾乎不產生泄漏。

設計刷式密封時需要選取合適的刷絲直徑d、刷絲密度N、刷絲束厚度w、刷絲與轉子徑向干涉量Δr[4]。對于金屬刷絲常見的刷絲直徑為0.05～0.20mm。對于非金屬刷絲常見的刷絲直徑為0.01～0.15 mm。選取較大的刷絲直徑有利于提高刷式密封的承壓能力和增強其耐磨性。刷絲束的密度決定刷式密封的封嚴性能，沿圓周方向刷絲密度一般為90～180根/mm。刷絲束厚度的選取需要確保刷絲束具有足夠高的軸向剛度以承受軸向壓差，一般為0.6～2.0 mm。刷絲與轉子應具有微小的徑向干涉量，確保刷絲束與轉子完全接觸，一般在0.2 mm以下。過大的干涉量容易造成嚴重的摩擦熱效應，不利于轉動部件的安全和密封壽命。刷絲束角度為30°～60°，常取45°。后夾板的刷絲束圍欄長度即刷絲束自由端離后夾板的距離是1.1～2.0 mm，刷式密封前夾板的刷絲束自由長度比后夾板刷絲束圍欄長度大。

目前，在世界各大透平公司的技術創新和發展中，都將刷式密封技術的研究作為其重要內容之一。20世紀90年代，高溫、高相對接觸速度刷式密封的研究取得了很大進展，可以承受的轉子線速度已經超過305 m/s，運行溫度達690℃。PW公司將刷式密封成功用于F-119發動機中，該發動機裝備F-15和F-16戰機[7]。波音777客機的PW4084發動機在多處位置使用了刷式密封，發動機推力提高了近2%，相應耗油率降低了約2%[7]。1996年，用于波音747、767以及MD11、A300等客機上的PW4000系列發動機進行了同樣的改裝。同時GE公司也在其用于B777客機的GE90發動機低壓渦輪中應用了3套刷式密封。

在燃氣輪機方面，傳統迷宮密封的間隙一般高達2 mm。采用刷式密封，可顯著降低泄漏損失，提高效率，而費用比改造其它硬件要少得多。1992年Siemens Westinghouse將刷式密封作為1項先進技術，應用于160 MW的501F燃氣輪機中，并在501D的改造和501G生產中也采用了刷式密封[5]。在汽輪機方面，已經在汽輪機軸封和動葉頂部采用了刷式密封，取得了很好的經濟效益[5]。

刷式密封是1種看似簡單實際上卻非常復雜的密封裝置。氣流是從刷絲束內部隨機分布的孔隙泄漏的，具有復雜的泄漏流動形態。為了確保刷式密封的優良封嚴性能，刷絲束以一定的傾斜角與轉子相接觸。刷絲在運行時，在泄漏氣流、轉子、前夾板以及后夾板的共同作用下會產生變形和磨損，同時，刷式密封會產生閉合效應（Blow Down Effect）、摩擦熱效應（Frictional Heat Effect）、剛化效應（Stiffness Effect）及遲滯效應（Hysteresis Effect）等。刷式密封的這些效應都會對其封嚴性能和使用壽命產生重要影響，同時也會限制刷式密封的應用范圍。

本文綜述了刷式密封技術的泄漏特性、摩擦熱效應、閉合和遲滯效應以及轉子動力特性方面的研究進展。

1 泄漏特性

刷式密封作為接觸式密封可以消除密封件和轉子面的動、靜間隙，具有很好的封嚴性能。但由于刷式密封的刷絲束是由排列緊密的纖細刷絲層疊構成，刷絲間隨機分布著許多微小的孔隙，氣流仍然會在壓差的作用下通過這些微小間隙而泄漏。泄漏氣流滲透進入刷絲束，形成多股射流進入封閉孔隙形成多個漩渦。同向流、橫向流、射流、漩渦流在刷絲束內周而復始的相互作用，形成混沌無序的流場，破壞了泄漏流的連續性和均勻性，從而產生很好的封嚴效果[8]。

在試驗研究方面，研究人員已經通過試驗證明了刷式密封作為接觸式動密封的封嚴性能遠優于傳統迷宮密封的。Chupp和Dowler[9]試驗對比了刷式密封和迷宮密封在亞聲速條件下的泄漏特性，研究結果表明刷式密封的封嚴性能明顯優于迷宮密封的。刷式密封的泄漏量只有迷宮密封的1/7～1/4。在升壓和降壓過程中發現了刷式密封的遲滯特性，即在相同壓比下，升壓過程的泄漏量不同于降壓過程的。多級刷式密封不僅能夠保證刷式密封承受更高的壓差，而且能夠提高封嚴性能和減小對轉速變化的敏感性。

Bayley和Long[10]在非旋轉試驗臺上測量了干涉量為0.25 mm的單級刷式密封泄漏特性及刷絲束軸向和徑向壓力分布，并發展了可壓縮層流等熵流動的多孔介質模型預測刷式密封的泄漏特性。數值結果與試驗數據吻合，驗證了所發展的模型可以預測刷式密封的泄漏量。Turner等[11]試驗測量了徑向間隙分別為0.27 mm和0.75 mm，最大壓比為4的單級刷式密封的泄漏量、后夾板徑向壓力分布和轉軸的軸向壓力分布。結果表明，刷絲束在氣流力作用下向轉軸延伸，產生閉合效應，減小了設計時的徑向間隙，提高了封嚴性能。孫曉萍等[12]開展的刷式密封靜態和發動機運行工況下的試驗結果表明，設計時刷絲束與轉軸間應采用小的間隙或小的過盈配合。

在數值研究方面，研究人員發展了許多近似的數值模型來模擬刷式密封內部的泄漏流動。主要分為整體流動泄漏模型、理想泄漏模型和多孔介質模型3種。

整體流動泄漏模型主要基于刷式密封幾何結構參數和運行參數發展的預測刷式密封泄漏量的半經驗公式。采用此模型預測的刷式密封泄漏量具有一定的可靠性，有助于刷式密封初始設計。

理想泄漏模型是將刷絲束簡化為順列或者交錯排列的圓柱體，用氣流通過理想化的刷絲束來模擬刷式密封內部的泄漏流動[13]。該模型主要分析泄漏氣流在刷絲束內部孔隙中的泄漏流動形態。但將刷絲束簡化為多排交錯排列的圓柱體是1種理想化的模型。而刷絲束在實際運行中會受到轉子、前后夾板以及流體的共同作用。刷絲在相互間摩擦力和流體力的作用下相互擠壓而變形，最后形成復雜不規則的結構。刷絲束內部的孔隙是隨機分布的，因此，刷絲束內部的泄漏流動并不是排列有序的圓柱體繞流。刷式密封的流場可視化試驗[14]驗證了刷絲束內部流動的復雜性和非均勻性。

多孔介質模型根據刷式密封的刷絲束內部孔隙隨機分布的特性，將刷絲束處理為各向異性的多孔介質，具體是在動量方程中增加阻力源項表示刷絲束對流體的阻力。Bayley和Long[10]首次引入線性Darcian多孔介質模型，數值預測了試驗研究的刷式密封泄漏量。線性Darcian多孔介質模型僅僅考慮了刷絲束對流體的黏性阻力。而Chew和Hogg[15]則引入Non-Darcian多孔介質模型預測刷式密封的泄漏量，采用的Non-Darcian多孔介質模型考慮了刷絲束對流體的慣性阻力和黏性阻力。

Dogu[16]和Dogu等[17]提出基于整體多孔介質的刷式密封泄漏量預測模型，計算了零間隙和有間隙的刷式密封泄漏量。將刷絲束處理成多孔介質，根據試驗數據確定多孔介質的滲透率系數，進而開展刷式密封泄漏流動和封嚴性能數值預測。研究結果表明，將刷絲束處理成多孔介質可以更好地掌握刷式密封內泄漏流動特征和刷絲束的力學行為，根據間隙和壓差具體數值，通過刷式密封徑向間隙的泄漏量占總泄漏量的65%～94%。李軍等[18-19]采用基于Non-Darcian多孔介質模型的刷式密封泄漏流動模型，結合刷式密封徑向間隙、刷絲束厚度幾何結構參數、壓比及轉速等運行參數對刷式密封泄漏量的影響規律進行詳細的數值研究。

根據目前研究結果，多孔介質模型的方法是最為有效并且應用最為廣泛的刷式密封泄漏量數值預測方法。

刷絲束在泄漏氣流力和壓差的作用下會發生力學變形，影響刷式密封封嚴性能。經典多孔介質方法沒有考慮刷絲束變形影響其孔隙率，其預測精度有待提高。Chen等[20]發展了耦合CFD和刷絲束力學模型，預測了刷式密封泄漏量、刷絲束位移、應力及與轉軸的接觸負荷。刷絲束受力考慮了刷絲束間和刷絲束與后夾板間隙的摩擦效應。刷式密封泄漏特性將刷絲束看成是基于Non-Darcian多孔介質模型進行處理。研究表明，刷式密封泄漏特性的預測需要考慮實際運行的刷絲束力學變形特性效應。Lelli等[21]發展了基于CFD和線性彎曲梁理論的流固耦合刷式密封泄漏和扭矩特性數值計算方法。數值計算獲得的刷式密封扭矩與試驗數據吻合，但是泄漏量低于試驗測量數據。泄漏量的預測依賴模型中刷絲束參數和刷絲束間的間隙數值。Li等[22-23]發展了采用CFD和FEA方法的流固耦合模型數值預測迷宮刷式密封的泄漏特性。數值計算迷宮刷式密封的泄漏量考慮了轉軸的伸長和刷絲束的閉合效應。試驗測量數據驗證了所發展方法的有效性。刷式密封泄漏特性的數值預測模型需要考慮刷絲束變形的力學行為、轉軸由于徑向位移和離心力與熱應力作用的伸長效應而改變刷絲束多孔介質屬性和間隙的變化影響。

2 刷式密封摩擦傳熱

刷式密封作為接觸式動密封，刷絲束通常在安裝時與轉子具有一定的干涉量，在工作時，刷絲與轉子高速摩擦，產生大量的熱，會使刷絲自由端的溫度升高，影響刷絲的機械性能，加快刷絲的磨損。摩擦熱效應是關系到刷式密封封嚴性能、使用壽命以及應用范圍的關鍵因素。刷式密封的摩擦熱效應是1個非常復雜的流-熱-固耦合問題，涉及固體的摩擦、變形、導熱，流體的泄漏流動與傳熱，固體與流體間耦合傳熱等問題。

Hendricks等[24]首先對刷式密封摩擦熱效應進行研究，提出了摩擦熱流流量可由接觸力、相對接觸速度和摩擦系數計算得出。Chew和Guardino[25]數值模擬了刷絲頂部區域的流動與傳熱過程。計算模型包括刷絲束與轉子的摩擦產熱以及導熱。Dogu和Aksit[26]分別采用針肋模型的理論分析方法和計算流體動力學方法預測了刷式密封的溫度分布。其中刷式密封的傳熱CFD模型采用多孔介質方法，刷絲與轉子相接觸的區域給定摩擦熱流量，摩擦熱流量根據刷式密封典型工況估算出。Qiu和Li等[27-28]發展了耦合CFD和FEM方法的刷式密封傳熱性能研究方法，開發了刷式密封摩擦熱和熱傳遞途徑模型。指出刷式密封的摩擦熱和泄漏量隨著壓比的增大而增加，而泄漏流體具有冷卻摩擦熱的作用。刷絲束最高溫度隨著壓比的增大先升高再降低。在一定轉速下，刷式密封最高溫度存在1個壓力臨界點。Huang等[29]數值模擬和試驗測量了單級刷式密封的刷絲束頂端力和溫度場。刷絲束最高溫度出現在與轉軸接觸的刷絲束頂端。數值預測與試驗的誤差主要由摩擦系數和刷絲束幾何結構參數等數值預測模型不夠完善導致。

邱波等[30]提出了適用于刷式密封流動傳熱與接觸變形的多物理場耦合數學模型，如圖1所示。推導了描述刷式密封在局部熱平衡和局部非熱平衡條件下傳熱過程的能量方程，發展了以刷絲所受氣動力、刷絲與轉子間的摩擦熱量和刷絲變形量的作為求解變量的刷式密封的流熱固耦合模型，建立了刷式密封流動傳熱的數值計算方法，如圖2所示。研究結果表明，刷絲最高溫度隨壓比增大的變化趨勢主要取決于刷式密封的結構參數；刷絲最高溫度和圍欄高度以下區域的刷絲平均溫度均隨轉速升高而顯著升高。

圖1 刷式密封傳熱模型[30]

圖2 刷式密封基本傳熱規律[30]

目前，刷式密封摩擦熱效應的試驗測量技術需要強化，為刷式密封摩擦熱效應數學模型的完善提供可靠的試驗數據。

3 刷式密封閉合和遲滯效應與轉子動力特性

刷式密封的應用受到刷絲束磨損的影響。刷絲束與轉軸的接觸壓力直接影響刷絲束磨損，該接觸壓力受到氣流力、刷絲束間和與后夾板間的摩擦力以及轉軸受到離心力和熱應力與偏心導致的作用力的共同作用。刷式密封內部主要存在刷絲與轉子表面、末排刷絲與后夾板及刷絲之間的3種接觸。刷式密封運行時在氣動力和摩擦力的共同作用下會發生剛化效應、遲滯效應、閉合效應、壓力硬化及刷絲懸掛等復雜的力學行為，都會對刷式密封的封嚴性能和使用壽命產生重要影響。本章介紹刷式密封由于力學行為導致的閉合和遲滯效應。

刷式密封的典型結構和受力分析[31]如圖3所示。從圖中可見，刷絲以傾斜角Φ與半徑為R的轉子以干涉量Δr過盈裝配。干涉量是指刷絲束自由端的內徑與轉子半徑的差值。刷絲與轉子間的接觸力F可以分解為沿轉子徑向的法向接觸力Fn和沿轉子周向的摩擦力Ff。氣流是從后夾板與轉子表面之間的圍欄高度H區域泄漏的。氣流在圍欄高度以下區域具有強烈的軸向流動，對刷絲形成1個從刷絲束上游指向下游的軸向力。

圖3 刷式密封結構和受力分析模型[31]

從圖中還可見，在a-a的刷絲束進口截面上，徑向向心流動的閉合效應增大了具有干涉量的刷絲束與轉軸的接觸力。在刷絲束中間位置如b-b截面，刷絲束受到泄漏氣流力的作用而結合得更加緊密。在刷絲束出口截面c-c處，刷絲束受到后夾板的支撐和約束，有抵抗刷絲束變形的作用。泄漏氣流迅速通過轉軸與刷絲束干涉量的空間G*。在刷絲束頂端位置d-d截面，刷絲束受到由于干涉量、轉軸偏心、機械熱應力和轉軸偏心力的作用，同時刷絲束受到進氣氣流預旋的作用。

Wood和Jones[32]發展了利用刷式密封作用與轉軸上的扭矩對刷絲束的接觸壓力進行間接測量的方法。測量結果驗證了刷式密封的接觸壓力受到刷絲束變形和壓差的作用。Stango等[33]建立了刷絲束干涉量造成的轉軸與刷絲束間接觸力的線性懸臂梁力學模型，考慮了刷絲束與轉軸間的Coulombic摩擦效應。研究表明，在刷絲束結構、摩擦和抗撓剛度共同作用下產生了接觸力。輕微和中等摩擦力可以減輕刷絲束與轉軸的接觸力。

刷式密封的閉合效應[34]是由徑向壓力梯度導致的。流體最初沿軸向流動，由于后夾板下方流動面積的減小，流體開始轉向轉子面。靠近刷絲頂部的流體進入刷絲頂部下端的間隙，導致在該區域產生漩渦，在刷絲頂部附近產生徑向順壓力梯度，從而產生了閉合力。閉合效應減小了具有間隙的刷式密封實際運行時的間隙，準確預測刷式密封泄漏特性必須考慮刷絲束的閉合效應。

Crudgington等[34]采用試驗測量和有限元方法分析了具有間隙的刷式密封閉合效應，給出了根據試驗數據計算閉合效應強度的半經驗方法。Franceschini等[35]通過試驗和數值方法研究了刷式密封閉合效應的氣動原因。張元橋等[35]提出了考慮閉合效應的刷式密封運行時的間隙修正公式，結合試驗測量的有無間隙的刷式密封在不同壓比和轉速下的泄漏量的數值計算結果表明:由于閉合效應，刷式密封有效間隙會隨著壓差增大而減小；考慮閉合效應對刷式密封有效間隙的影響，可以更加精確地預測刷式密封泄漏量。

刷式密封在轉軸偏心或升負荷時，在泄漏流體壓力作用下，刷絲束與后夾板間的摩擦力使刷絲束不能及時跟隨，出現刷絲束剛化效應。在刷絲束被轉軸徑向推移后，當轉軸脫離偏移或者降負荷時，由于刷絲束與后夾板間的摩擦力作用，刷絲束不能立即復原，刷絲束出現遲滯特性[37]，會加大刷式密封的泄漏量，降低密封性能。

Chupp和Dowler[7]在進行刷式密封泄漏試驗時注意到刷式密封的遲滯效應，刷式密封的泄漏量與進、出口壓比的加載過程有關，即當增大或減小到給定壓比時，刷式密封的泄漏量不同。Basu等[38]通過刷式密封試驗發現軸向壓差增強了刷絲束與后夾板間的摩擦，在轉子徑向偏移時刷絲束會發生剛化效應，當轉子從偏心位置恢復時刷絲束會發生遲滯效應。

為了減小刷式密封的剛化和遲滯效應并延長刷式密封的使用壽命，研究人員設計了壓力平衡型低遲滯刷式密封結構[38]。Basu等[38]試驗測量了2種傳統刷式密封和2種低遲滯刷式密封結構的剛度和泄漏遲滯特性，其中泄漏遲滯特性在刷絲束與轉軸同心、偏心和轉軸徑向偏移3種動態試驗中完成。試驗結果表明低遲滯刷式密封在封嚴性能和遲滯效應方面均明顯優于傳統刷式密封結構。Tseng等[39]發展了低遲滯刷式密封結構（如圖4所示），并進行了5種幾何參數的低遲滯刷式密封的模型性能試驗，在此基礎上，確定了最優結構并在GE90發動機上完成了試驗驗證。試驗結果表明:低遲滯刷式密封在封嚴性能上優于2級刷式密封。

圖4 低遲滯刷式密封結構[39，41]

Zheng等[40]試驗測量了GE公司的專利設計變直徑刷絲束的刷式密封的封嚴性能、剛度和磨損特性。GE公司的變直徑刷絲束的刷式密封結構設計是采用不同直徑刷絲束組成的多層刷絲束結構，即直徑大的刷絲束安裝于前、后夾板位置，確保刷絲束的剛度，而直徑小的刷絲束安裝在刷絲束中間區域。結果表明，GE公司的變直徑刷絲束的刷式密封結構的封嚴性能比傳統刷式密封結構的更好，刷絲束的剛度可以承受更高的壓差和流體擾動，但是在遲滯特性方面沒有改善。

Pekris等[41]對比分析了傳統和壓力平衡型刷式密封（圖4）的封嚴性能、力學和熱特性。研究表明:傳統刷式密封設計由于綜合封嚴和壽命而具有遲滯效應。主動壓力平衡型刷式密封能夠減輕刷絲束與后夾板間的摩擦，但是增加了閉合效應進而引起密封壽命的縮短問題。這需要綜合優化封嚴和扭矩性能。具有主動壓力平衡腔的刷式密封結構相比于傳統結構具有更好的傳熱性能。

張艾萍等[42]、杜春華等[43]和周坤等[44]開展了低滯后刷式密封設計和性能試驗。周坤等[44]在30000 r/min試驗中進行了低滯后刷式密封的持久試驗。50 h的試驗結果表明，低滯后刷式密封具有持久性能，刷絲束與轉軸具有較好的跟隨性，有效緩解了刷絲束的滯后效應。Duran等[45]采用試驗測量和有限元計算的方法研究了刷式密封的刷絲束頂端力和應力水平。旋轉試驗影響刷絲束的振動并減弱刷絲束摩擦，進而導致在升負荷的過程中具有較低的刷絲束頂端力。動態剛度試驗也表明刷式密封具有較低的刷絲束頂端力和遲滯效應。

刷式密封的力學行為和轉子動力特性的研究是1個流熱固耦合的研究課題，對于確保刷式密封在高溫高轉速運行環境下可靠運行具有重要意義。

Conner和Childs[46]試驗測量了4級刷式密封的直接剛度、交叉剛度和直接阻尼系數。試驗結果表明:隨著轉速的增加直接阻尼系數略微增大。相比于迷宮密封，交叉剛度系數隨著進口切向速度增加而保持不變。Gaszner等[47]試驗測量和數值模擬對比了不同刷式迷宮密封的泄漏特性和轉子動力特性系數。結果表明:刷式迷宮密封的轉子動力特性取決于密封幾何結構和刷絲束參數。相比于迷宮密封，刷式迷宮密封具有更低的泄漏量和更高的阻尼。Gaszner等[48]試驗測量和數值對比了不同刷式迷宮密封的泄漏特性和轉子動力特性系數。刷式迷宮密封的轉子動力特性取決于密封幾何結構和刷絲束參數。相比于迷宮密封，刷式迷宮密封具有更低的泄漏量和更高的阻尼。孫丹等[49]基于流固耦合模型研究了刷絲束變形特性和力學行為。

為了提高刷式密封的性能，科研人員發明了靴式刷式密封和混合刷式密封結構。San Andres等[50]試驗研究不同轉速時基于靴式刷式密封發展的混合刷式密封（如圖5所示）功損失和泄漏量。試驗結果表明，相比于靴式刷式密封結構，混合刷式密封的泄漏量降低了約36%。混合刷式密封結構有助于提高發動機的穩定性和降低振動。San Andres等[51]試驗和數值研究了混合刷式密封的轉子動力系數。混合刷式密封相比于迷宮密封具有更加優良的封嚴性能和動力特性，并能提高傳統刷式密封抗磨損性能。

圖5 混合刷式密封結構[50]

4 MTU公司的箍制刷式密封

德國MTU（Motoren-und Turbinen-Union Friedrichshafen GmbH）公司發展了有別于焊接加工的箍制刷式密封技術，如圖6所示。MTU箍制刷式密封技術的應用領域和目的見表1。

針對MTU公司箍制刷式密封技術，科研人員開展了針對汽輪機通流中濕蒸汽環境下的泄漏特性、摩擦熱效應、剛化與閉合效應的試驗研究。旨在拓展刷式密封技術在汽輪機通流中的應用和提高汽輪機熱功轉換效率。Schwarz等[52]針對西門子汽輪機應用MTU公司刷式密封技術，試驗研究了MTU公司刷式密封結構參數對其封嚴性能的影響。試驗測量如圖7所示。測量了MTU公司刷式密封的閉合效應、軸向厚度變化特性和刷絲束剛度性能，為刷式密封技術在蒸汽環境中的應用提供了基礎數據。

圖6 MTU公司箍制與典型焊接刷式密封結構[52]

表1 MTU公司箍制刷式密封應用

圖7 箍制刷式密封閉合、軸向厚度和剛度試驗[52]

Schwarz等[53]試驗研究了3種軸向傾斜角θ=0.1°、3.1°、6.0°的MTU公司刷式密封結構的閉合和剛化效應。刷絲束受力后的分布和試驗圖片分別如圖8、9所示。

圖8 箍制刷式密封刷絲束受力后的分布[53]

圖9 箍制刷式密封刷絲束受力后分布相片[53]

箍制刷式密封軸向傾斜角對其性能影響的對比如圖10所示。研究表明:低軸向傾斜角可以增加適應轉子偏心的能力。在以空氣為工質，壓差達到0.4 MPa時，低軸向傾斜角刷式密封具有強閉合效應和低剛化效應。高軸向傾斜角刷式密封適用于低壓差環境?？紤]壓差和密封性能，中等軸向傾斜角的刷式密封結構具有綜合優良的封嚴性能。

圖10 箍制刷式密封刷絲束軸向傾斜角影響[53]

Schwarz等[54]試驗研究了低軸向傾斜角的壓力平衡后夾板刷式密封的刷絲束波動特性。結果表明，軸向傾斜角為2°～3°的刷式密封具有良好的封嚴性能和刷絲束具有優良剛度特性。Raben等[55-56]在蒸汽環境下開展了刷式密封磨損和摩擦熱效應試驗研究，對比分析了串列布置的刷式密封和2級刷式密封的封嚴性能和磨損特性（如圖11所示）。試驗結果表明:靜態試驗驗證了2種布置方式的刷式密封均具有優良的封嚴性能，沒有發現明顯磨損。動態變負荷的試驗表明串列刷式密封具有良好的徑向適應性。

圖11 箍制刷式密封布置[55]

5 非金屬刷絲密封技術

非金屬刷絲束的刷式密封技術應用在航空發動機的軸承箱封嚴設計中，可以有效提高封嚴性能，減少封嚴氣體量并防止產生傳統接觸式碳密封的結焦和高溫[6]。Bhate等[6]提出將非金屬的芳綸纖維刷絲密封應用于發動機軸承箱油密封的結構設計中。Bhate等[6]試驗測試了芳綸纖維刷絲束的磨損率、封嚴性能和應力。研究表明，在油氣封嚴中，芳綸刷式密封的封嚴性能優于金屬刷式密封和迷宮密封的。非金屬芳綸刷絲束的摩擦系數優于金屬刷絲束的。但是由于密封與轉軸間存在油，希望進一步降低摩擦系數，減小壁面產生摩擦熱引起溫度升高而導致油結焦的風險。

芳綸和Haynes 25刷絲束結構參數主要區別是:Haynes 25刷絲束直徑為0.07 mm，周向布置刷絲100～200根/mm，刷絲束傾斜角為45°；芳綸刷絲束直徑為0.012 mm，周向纖維刷絲布置最多可達7000根/mm，刷絲束傾斜角為15°。相比于Haynes 25金屬絲刷式密封，芳綸刷式密封在溫度高于250℃時性能惡化而導致應用非常困難。

Ruggiero等[57]研究了芳綸刷式密封的熱生成特性。芳綸刷絲束與轉軸間的摩擦熱由轉子的轉速、刷絲束與轉軸的接觸水平和刷絲束與轉軸間的摩擦動力系數決定。Ruggiero等[58]采用試驗測量和數值模擬方法研究了碳纖維刷絲密封的摩擦熱效應。采用紅外熱像儀測量了具有間隙、線線接觸和0.1、0.2、0.3 mm干涉量下刷式密封的溫度分布。結果表明，碳纖維的摩擦熱相比于芳綸纖維的最大可以減少66%。主要原因是碳纖維具有比芳綸更小的摩擦系數，同時，試驗中碳纖維具有更小的彎曲阻力。Ruggiero等[59]試驗測量了芳綸纖維刷絲密封的剛度，采用凈能量方法測試了遲滯效應；采用紅外熱像儀測量了具有間隙、線線接觸和具有干涉量3種情況下芳綸刷式密封的摩擦熱。Ruggiero等[59]發展的芳綸刷式密封直接剛度測量和摩擦熱生成測量技術獲得的試驗數據和方法為芳綸刷式密封設計和應用提供了技術支撐和設計依據。Ruggiero等[60]試驗對比了有無前夾板的芳綸刷式密封的封嚴性能。研究表明，沒有前夾板的芳綸刷絲束由于閉合效應明顯而使得刷式密封的封嚴性能優于具有前夾板結構的。同時Ruggiero等提出了2種在前夾板開設槽的結構來增強閉合效應而提高刷式密封的封嚴性能的設計方法。

Flouros等[61，62]針對發動機軸承箱的密封結構，采用高溫測針技術試驗測量了金屬和芳綸刷式密封的瞬態溫度場，如圖12所示。同時發展基于CFD和FEA方法的刷式密封流場和溫度場預測模型和數值計算方法。研究結果表明:金屬刷絲密封相比于芳綸刷式密封對轉速具有更高的敏感度，摩擦導致溫升更高。金屬絲和芳綸刷式密封對轉動部件都沒有觀察到損傷。相比于迷宮密封均能夠明顯減少封嚴氣體量。

圖12 芳綸纖維和Haynes 25刷式密封溫度曲線[61]

圖13 軸承箱封嚴位置和碳纖維刷絲密封試驗結構[63]

Outirba等[63]在靜態和低速條件下試驗測量了10種結構的碳纖維刷式密封的封嚴性能和扭矩摩擦損失。試驗航空發動機軸承箱封嚴位置和試驗結構如圖13所示。研究了轉軸的偏心對刷式密封性能的影響。

6 結論

刷式密封技術作為先進的接觸式動密封技術，可顯著減少泄漏量，提高透平的熱功轉換效率和運行穩定性，是現代高性能透平領域發展的關鍵技術之一?？蒲腥藛T在刷式密封的泄漏流動、摩擦熱效應和轉子動力特性方面開展了試驗測量、數值模擬和理論分析的研究工作，闡明了刷式密封的封嚴機理、摩擦熱效應的傳熱途徑和作用機制以及轉子動力特性的力學行為和影響規律。

（1）設計搭建了常溫常壓環境下金屬絲和非金屬絲刷式密封泄漏特性試驗研究平臺。提出了流熱固耦合的刷式密封摩擦熱效應和傳熱特性數學模型和計算方法，實現了刷式密封泄漏和摩擦傳熱特性及其影響因素的數值預測。

（2）開發了刷絲束頂端力模型并給出泄漏量曲線，分析刷式密封閉合和遲滯效應試驗測量方法，揭示了刷式密封閉合和遲滯效應的刷絲束力學作用機理和影響機制，建立了提高刷式密封技術綜合性能的新結構和工藝技術的設計方法。

（3）開展了非金屬芳綸纖維、碳纖維等非金屬刷式密封摩擦傳熱和封嚴性能的試驗測量和數值研究，實現了非金屬刷式密封在航空發動機軸承箱油氣封嚴中的設計和應用。

7 展望

刷式密封技術作為先進的動密封技術已成為密封領域的研究熱點。刷式密封內部的泄漏流動與傳熱、接觸與摩擦、刷絲變形閉合和遲滯效應以及轉子動力特性等都是非常復雜的流固耦合問題，特別是在真實航空發動機和燃氣輪機的高溫、高壓和高轉速的運行環境下。為了進一步提高刷式密封技術在航空發動機和燃氣輪機中應用的綜合性能、運行壽命和可靠性，除了改善刷絲束的材料和加工制造工藝以外，還需要在以下3個方面開展更加深入系統的科研工作。

（1）開展高溫、高轉速運行環境下刷式密封摩擦熱效應和傳熱特性的試驗研究。先進航空發動機和燃氣輪機封嚴技術應用環境的日益苛刻對刷式密封摩擦熱效應、溫度分布及熱應力研究愈發迫切。設計搭建模擬真實運行環境中的刷式密封泄漏特性、摩擦傳熱性能的高精度試驗研究平臺，掌握刷式密封在實際運行工況下的刷絲束溫度、熱應力特性和影響機制，是推動刷式密封技術在航空發動機和燃氣輪機中應用和性能保證必須深化和加強的研究內容。

（2）開展高溫、高轉速運行環境下刷式密封接觸力和轉子動力特性的試驗測量技術研究。刷式密封作為1種高效的接觸式密封，對轉子的偏心渦動具有很強的適應性。目前關于航空發動機和燃氣輪機真實運行環境下刷式密封由于接觸力引起的遲滯、閉合效應以及轉子動力特性的研究還非常少。因此，設計搭建高溫、高轉速刷式密封力學性能試驗研究平臺，開展實際運行環境下刷式密封的力學特性及其影響因素的研究，提出刷式密封流熱固耦合模型的力學特性分析數學模型和數值方法，探究刷式密封力學特性和磨損機制，拓寬刷式密封應用范圍和提高其綜合性能具有現實的工程應用價值。

（3）開展刷式密封設計方法和體系的建立。基于高溫、高轉速運行環境下刷式密封泄漏、摩擦傳熱和力學性能的試驗測量和數值模擬結果，掌握刷式密封實際運行環境下流熱固耦合性能的作用機制和影響規律，提出航空發動機和燃氣輪機用刷式密封設計方法，發展新型低遲滯刷式密封、可徑向移動的刷式密封、非金屬刷絲的刷式密封等結構和工藝技術，建立具有低泄漏、高耐磨、高阻尼刷式密封結構設計準則和體系，實現刷式密封技術的自主研發設計，提高航空發動機和燃氣輪機的熱功轉換效率和運行安全性。