刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性實(shí)驗(yàn)

孫丹，杜宸宇，劉永泉，戰(zhàn)鵬，信琦

1.沈陽航空航天大學(xué) 航空發(fā)動(dòng)機(jī)學(xué)院，沈陽 110136 2.中國(guó)航發(fā) 沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽 110015 3.中國(guó)航發(fā) 航空發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力傳輸航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽 110015

刷式密封是具有優(yōu)良密封性能的接觸式動(dòng)密封技術(shù)，作為迷宮密封的替代品被廣泛應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)等透平機(jī)械[1-4]。隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)推重比、增壓比等性能的不斷提高，航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速、壓力等逐漸向高參數(shù)方向發(fā)展，由刷絲運(yùn)動(dòng)變形產(chǎn)生的泄漏損失[5-6]、刷絲斷裂[7]等問題較為突出，直接影響航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工作效率。因此對(duì)刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性的研究尤其重要。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)刷式密封進(jìn)行了大量的研究。在理論研究方面，國(guó)外Modi[8]采用懸臂梁模型，提出了單根刷絲自由端與轉(zhuǎn)子面接觸力的計(jì)算方法。國(guó)內(nèi)黃首清等[9]基于力矩平衡和線性疊加原理，提出了氣流力引起的刷絲尖端力、轉(zhuǎn)矩的定量計(jì)算方法。孫丹等[10]應(yīng)用懸臂梁理論建立了刷絲的力學(xué)理論模型，計(jì)算了刷絲在氣流力作用下的變形量。在實(shí)驗(yàn)研究方面，國(guó)外Chupp 和Dowler[11]實(shí)驗(yàn)測(cè)量了不同工況下的刷式密封泄漏量，發(fā)現(xiàn)刷式密封的封嚴(yán)性能明顯優(yōu)于傳統(tǒng)迷宮密封。Bayley和Long[12]基于非旋轉(zhuǎn)實(shí)驗(yàn)臺(tái)測(cè)量了干涉量為0.25 mm的單級(jí)刷式密封泄漏特性及刷絲束壓力分布特性，驗(yàn)證了其多孔介質(zhì)模型可預(yù)測(cè)刷式密封泄漏量。Raben等[13]對(duì)刷式密封開展了磨損和摩擦熱效應(yīng)實(shí)驗(yàn)研究，并實(shí)驗(yàn)觀測(cè)了刷絲振動(dòng)現(xiàn)象，發(fā)現(xiàn)串聯(lián)刷絲束結(jié)構(gòu)可以較好地適應(yīng)轉(zhuǎn)子徑向跳動(dòng)。Schwarz等[14]實(shí)驗(yàn)研究了刷式密封結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其封嚴(yán)性能的影響，并測(cè)量了刷式密封的刷絲吹下效應(yīng)、刷絲束厚度變化和刷絲束剛度，為刷式密封在蒸汽環(huán)境中的應(yīng)用提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。Hildebrandt等[15]通過實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析了兩種刷式密封實(shí)驗(yàn)件，發(fā)現(xiàn)剛度較大的刷絲束在與轉(zhuǎn)子摩擦?xí)r具有較高的熱量輸入。國(guó)內(nèi)孫曉萍等[16]開展了刷式密封靜態(tài)和發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行工況下實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)實(shí)際裝配時(shí)刷絲束與轉(zhuǎn)軸間應(yīng)采用小的間隙或小的過盈配合。王之櫟等[17]通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)刷絲自由端摩擦扭矩與安裝過盈量及密封兩側(cè)壓差均基本呈遞增關(guān)系。邱波等[18]基于刷式密封泄漏量實(shí)驗(yàn)測(cè)試平臺(tái)研究了密封間隙、壓比和轉(zhuǎn)速對(duì)兩級(jí)刷式密封泄漏流動(dòng)特性的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)考慮轉(zhuǎn)子的離心伸長(zhǎng)效應(yīng)對(duì)密封間隙的影響可以更加準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)兩級(jí)刷式密封的泄漏量。杜春華等[19]實(shí)驗(yàn)研究了密封間隙對(duì)泄漏特性的影響，發(fā)現(xiàn)間隙配合下有明顯的滯后效應(yīng)，過盈配合下滯后效應(yīng)不明顯，但刷絲磨損對(duì)泄漏量的影響比較顯著。周坤等[20]在30 000 r/min 轉(zhuǎn)速的實(shí)驗(yàn)中對(duì)低滯后型刷式密封進(jìn)行了耐久實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)低滯后型可有效緩解滯后效應(yīng)。研究表明，刷式密封刷絲在氣流力作用下會(huì)產(chǎn)生刷絲運(yùn)動(dòng)變形現(xiàn)象，刷絲變形增大了刷絲與轉(zhuǎn)子面間隙導(dǎo)致密封泄漏量增大，刷絲根部所受應(yīng)力隨著刷絲擺動(dòng)而呈振蕩變化，導(dǎo)致刷式密封的泄漏損失和刷絲斷裂[21-22]。綜上，刷絲變形與振動(dòng)特性直接影響刷式密封的封嚴(yán)特性和使用壽命，現(xiàn)有文獻(xiàn)大多實(shí)驗(yàn)研究刷式密封泄漏特性和磨損特性，對(duì)刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性實(shí)驗(yàn)觀測(cè)研究較少。

本文分析了刷式密封刷絲運(yùn)動(dòng)變形理論模型，設(shè)計(jì)搭建了刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性觀測(cè)實(shí)驗(yàn)裝置，設(shè)計(jì)加工了3種周向傾角的低滯后型刷式密封實(shí)驗(yàn)件，實(shí)驗(yàn)觀測(cè)并研究了刷式密封刷絲軸向變形特性、刷絲振動(dòng)特性、刷絲吹下效應(yīng)和刷絲分層現(xiàn)象。本文研究結(jié)果對(duì)揭示刷式密封刷絲運(yùn)動(dòng)狀態(tài)提供理論依據(jù)。

1 刷式密封刷絲運(yùn)動(dòng)變形理論分析

1.1 刷絲變形理論模型

刷絲受氣流力作用下的彎曲變形可以簡(jiǎn)化為在均布載荷作用下的懸臂梁模型[23-24]，本文建立了考慮刷絲與后擋板接觸的刷絲懸臂梁理論模型，如圖1所示。

圖1 刷絲懸臂梁模型Fig.1 Cantilever beam model of bristle

當(dāng)末排刷絲未緊貼后擋板時(shí)，刷絲自由端的撓度為[10]

(1)

此時(shí)刷絲B點(diǎn)撓度小于末排刷絲與后擋板的軸向間隙e，即得到氣流壓力P的范圍為

(2)

式中：E為刷絲材料彈性模量；I為刷絲截面慣性矩，I=πd4/64，d為刷絲直徑；α為刷絲周向傾角；L為前擋板以下刷絲實(shí)際長(zhǎng)度；h為后擋板高度；P為末排刷絲表面所受的平均軸向氣流壓力(靜壓),Pa。本文通過數(shù)值方法計(jì)算刷式密封刷絲束的壓力分布，取末排刷絲表面軸向壓力的平均值作為P值[10]。

當(dāng)刷絲在氣流力作用下緊貼后擋板時(shí)，刷絲在B點(diǎn)的撓度為

wB=e

(3)

(4)

式中：LBC為后擋板以下部分刷絲未變形時(shí)的實(shí)際長(zhǎng)度。

故后擋板以下部分的刷絲在氣流壓力P的作用下產(chǎn)生彎曲變形，彈性變形使刷絲自由端C點(diǎn)產(chǎn)生的撓度為

(5)

綜上所述，當(dāng)刷絲緊貼后擋板時(shí)，刷絲自由端的撓度為

(6)

由式(6)可以得出，在刷絲與后擋板的軸向間隙不變的條件下，后擋板以下部分的刷絲長(zhǎng)度對(duì)刷絲自由端撓度影響較大，由于不同周向傾角的刷式密封在后擋板以下部分的刷絲長(zhǎng)度非常接近，因此周向傾角對(duì)刷絲自由端撓度即刷絲軸向變形影響不大。

1.2 刷絲振動(dòng)理論模型

刷式密封在實(shí)際工作中，刷絲振動(dòng)形式為在非定常氣流力作用下產(chǎn)生隨機(jī)響應(yīng)的受迫振動(dòng)。刷絲置于一定壓差的流體域，刷絲表面會(huì)受到軸向和周向的非定常氣流力作用；又由于刷絲是彈性體，氣流力會(huì)導(dǎo)致刷絲振動(dòng)，同時(shí)刷絲振動(dòng)會(huì)改變柱體周圍流體的運(yùn)動(dòng)，故刷絲可簡(jiǎn)化為一個(gè)質(zhì)量-彈簧-阻尼振動(dòng)模型，如圖2所示。

圖2 刷絲振動(dòng)理論模型Fig.2 Theoretical model of bristle oscillation

單位長(zhǎng)度刷絲受到軸向和周向氣流力的無量綱形式可用軸向激振力系數(shù)和周向激振力系數(shù)表示，其定義分別為[25]

(7)

(8)

式中:Fx和Fy分別為刷絲在軸向和周向所受的合力；ρf為氣流密度；U為氣流來流速度。

刷絲振動(dòng)還與氣流折合速度、質(zhì)量比、阻尼比有關(guān)，其無量綱形式分別定義為

(9)

(10)

(11)

式中:f為刷絲固有頻率；ρs為刷絲材料密度；m為單位長(zhǎng)度的刷絲質(zhì)量；c為刷絲線性阻尼系數(shù)；k為刷絲剛度系數(shù)。

刷絲的振動(dòng)方程可表示為

(12)

(13)

引入無量綱量后刷絲振動(dòng)方程可表示為[26-27]

(14)

(15)

式中：x和y分別為軸向位移和周向位移；X和Y分別為軸向位移和周向位移的無量綱形式，X=x/d，Y=y/d。

從式(14)、式(15)中可以看出，當(dāng)氣流的折合速度不變即氣流來流速度不變時(shí)，軸向激振力系數(shù)大于周向激振力系數(shù)即刷式密封軸向氣流力大于周向氣流力，故刷絲自由端軸向振幅應(yīng)大于其周向振幅。

2 實(shí)驗(yàn)裝置及實(shí)驗(yàn)件設(shè)計(jì)

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置

本文設(shè)計(jì)搭建了刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性觀測(cè)實(shí)驗(yàn)裝置，如圖3所示。該實(shí)驗(yàn)裝置由進(jìn)氣系統(tǒng)、密封系統(tǒng)和測(cè)試系統(tǒng)3部分組成，在進(jìn)氣系統(tǒng)方面，實(shí)驗(yàn)裝置的高壓空氣由螺桿式壓縮機(jī)提供，最大供氣壓力為1.2 MPa。實(shí)驗(yàn)過程中高壓空氣經(jīng)過輸氣管道進(jìn)入密封腔室，并通過壓力調(diào)節(jié)閥控制進(jìn)氣壓力。在密封系統(tǒng)方面，密封腔室主要由進(jìn)氣腔、調(diào)整蓋板和密封腔蓋板組成，密封實(shí)驗(yàn)件及密封基座通過螺栓固定在調(diào)整蓋板上。進(jìn)氣腔可以穩(wěn)定密封間隙上游區(qū)壓力及流速。進(jìn)氣腔、調(diào)整蓋板和密封腔之間安裝彈性密封圈以防止氣體泄漏。在測(cè)試系統(tǒng)方面，實(shí)驗(yàn)裝置在大量程流量計(jì)(量程范圍：110～870 m3/h(標(biāo)況條件))下游設(shè)有分支氣路，安裝了小量程流量計(jì)(量程范圍：20～150 m3/h(標(biāo)況條件))，可以獲得精確的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。密封腔室內(nèi)的壓力通過3個(gè)壓力表測(cè)量，以平均值作為腔內(nèi)壓力值，測(cè)量點(diǎn)均勻分布在環(huán)形密封腔的內(nèi)環(huán)表面，精度等級(jí)為0.4級(jí)。實(shí)驗(yàn)配備高速攝像機(jī)，滿幅采集速度為2 000 frame/s，最大分辨率為1 280 pixel×1 024 pixel，高速攝像機(jī)具備參考系建立功能和對(duì)象標(biāo)記與跟蹤測(cè)量功能，用于測(cè)量微小變形量，測(cè)量精度為0.01 mm，同時(shí)用補(bǔ)光燈進(jìn)行補(bǔ)光以保證畫面清晰，拍攝圖像實(shí)時(shí)傳遞到電腦進(jìn)行儲(chǔ)存，刷絲對(duì)象標(biāo)記與跟蹤測(cè)量軟件如圖4所示。

圖3 刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性觀測(cè)實(shí)驗(yàn)裝置Fig.3 Experimental device of bristle deflection and oscillation characteristics of brush seals

圖4 刷絲對(duì)象標(biāo)記與跟蹤測(cè)量軟件Fig.4 Software of bristle tagging and tracking measurement

2.2 實(shí)驗(yàn)件

本文設(shè)計(jì)加工了3種周向傾角的低滯后型刷式密封實(shí)驗(yàn)件，如圖5所示。實(shí)驗(yàn)件主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。實(shí)驗(yàn)件刷絲材料為Haynes25，彈性模量為213.7 GPa，泊松比0.29。考慮到平行四邊形結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)件可以節(jié)約制造成本，且便于高速攝像機(jī)對(duì)焦，有利于更加清晰地捕捉刷絲運(yùn)動(dòng)變形的情況，故本文將實(shí)際刷式密封簡(jiǎn)化為平行四邊形結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。實(shí)驗(yàn)件安裝位設(shè)計(jì)成T型槽結(jié)構(gòu)，可與安裝基座上的T形槽配合并通過螺栓頂緊使其穩(wěn)定固定于安裝基座上。

圖5 刷式密封實(shí)驗(yàn)件Fig.5 Experimental piece of brush seals

表1 刷式密封實(shí)驗(yàn)件主要參數(shù)Table 1 Main structural parameters of brush seals experimental piece

3 實(shí)驗(yàn)原理

圖6給出了刷絲變形與振動(dòng)特性觀測(cè)原理示意圖。高壓氣體從進(jìn)氣腔入口進(jìn)入到腔內(nèi)，同時(shí)通過刷式密封實(shí)驗(yàn)件的密封間隙流出。密封腔的結(jié)構(gòu)提供了一個(gè)穩(wěn)定的壓力工況，保證了高壓氣體的進(jìn)氣均勻。丙烯酸玻璃段通過螺栓連接固定于密封腔蓋板上，通過更換不同徑向厚度的丙烯酸玻璃段來調(diào)整刷絲徑向間隙。通過直接觀測(cè)實(shí)驗(yàn)裝置出氣口的位置即可得到刷式密封軸向刷絲變形情況。為觀測(cè)刷式密封徑向刷絲運(yùn)動(dòng)變形的情況，本實(shí)驗(yàn)裝置在丙烯酸玻璃段另一側(cè)安裝平面鏡，刷絲自由端經(jīng)過丙烯酸玻璃段可在平面鏡中呈現(xiàn)清晰的像，即可得到刷式密封徑向刷絲運(yùn)動(dòng)變形的情況。本文以刷絲與丙烯酸玻璃段的接觸表面作為觀測(cè)校準(zhǔn)面，用于建立參考坐標(biāo)系以實(shí)現(xiàn)刷絲變形量測(cè)量的校準(zhǔn)修正。

圖6 刷絲變形與振動(dòng)特性觀測(cè)原理示意圖Fig.6 Schematic diagram of observation method for bristle deflection and oscillation characteristics

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 刷絲變形特性

4.1.1 刷絲軸向變形特性

圖7給出了周向傾角為55 °的刷式密封在進(jìn)出口壓比為4、刷絲徑向間隙為0 mm工況下的刷絲軸向變形觀測(cè)結(jié)果。

圖7左圖中的左右兩根實(shí)線分別為靜止?fàn)顟B(tài)時(shí)末排和首排刷絲自由端的平均位置；右圖中的實(shí)線為靜止?fàn)顟B(tài)時(shí)末排刷絲自由端的平均位置，左右兩根虛線分別為工作狀態(tài)時(shí)末排和首排刷絲自由端的平均位置。從圖中可以看出，刷絲在氣流力的作用下產(chǎn)生較為明顯的軸向變形，總體運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)為刷絲束向后擋板靠近直到擠壓后擋板，前排刷絲向相鄰后排刷絲靠近直到擠壓末排刷絲，與靜止?fàn)顟B(tài)相比，工作狀態(tài)下的末排刷絲自由端軸向平均變形量為0.67 mm。刷絲密度趨于密集，刷絲束厚度逐漸減小，與靜止?fàn)顟B(tài)相比，工作狀態(tài)下的刷絲束厚度減小了0.28 mm。

圖7 刷絲軸向變形觀測(cè)結(jié)果Fig.7 Observation of bristle axial deflection

在進(jìn)出口壓比為1.5～4的工況下，根據(jù)式(2)可知，周向傾角為50 °的刷式密封末排刷絲在該工況范圍內(nèi)緊貼后擋板，故使用式(6)理論計(jì)算末排刷絲自由端撓度。末排刷絲表面所受的氣流壓力P在不同進(jìn)出口壓比下的數(shù)值如表2所示。

表2 不同進(jìn)出口壓比下的氣流壓力P(周向傾角為50°)Table 2 Airflow pressure P at different inlet-to-outlet pressure ratios (circumferential inclinations angle is 50°)

圖8給出了末排刷絲自由端軸向平均變形量隨壓比的變化規(guī)律。從圖中可以看出，周向傾角對(duì)刷式密封刷絲自由端軸向變形量影響不大；刷式密封刷絲自由端軸向變形量隨著壓比的增大而近似線性增大。理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比平均誤差為8.9%，導(dǎo)致誤差的主要原因是本文提出的刷絲變形理論模型將多排刷絲簡(jiǎn)化為單排，將刷絲表面的非均布載荷簡(jiǎn)化為均布載荷，且實(shí)驗(yàn)件實(shí)際尺寸與設(shè)計(jì)尺寸存在一定偏差，導(dǎo)致理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定誤差。

圖8 末排刷絲自由端軸向平均變形量隨壓比變化規(guī)律Fig.8 Variation of axial average deformation of last row of bristle tips with pressure ratio

4.1.2 刷絲吹下效應(yīng)

圖9分別給出了周向傾角為50 °、55 °和60 °的刷式密封在進(jìn)出口壓比為2、刷絲徑向間隙為0.60 mm工況下的刷絲吹下效應(yīng)觀測(cè)結(jié)果。從圖中可以看出，刷絲受到氣流力的作用產(chǎn)生刷絲吹下效應(yīng)，刷絲自由端沿徑向產(chǎn)生不同程度的偏移，刷絲的周向傾角增大，周向相鄰刷絲相互擠壓進(jìn)而產(chǎn)生接觸變形。產(chǎn)生刷絲吹下效應(yīng)的主要原因是刷式密封刷絲存在一定角度的周向傾角，在實(shí)際工況中刷絲沿徑向存在一定的壓差，導(dǎo)致刷絲受到徑向氣流力的作用而產(chǎn)生彎曲變形，相鄰刷絲相互擠壓，進(jìn)而產(chǎn)生了刷絲吹下效應(yīng)。

圖9 3種周向傾角實(shí)驗(yàn)件的刷絲吹下效應(yīng)Fig.9 Blow down effect of bristle for experimental pieces at three circumferential inclination angles

而入口處氣流壓力較大，前排刷絲相比于后排刷絲受到了更強(qiáng)的徑向氣流力作用，進(jìn)而產(chǎn)生了更強(qiáng)的刷絲吹下效應(yīng)。

通過對(duì)比分析3種刷式密封吹下效應(yīng)可以看出，周向傾角為50°、55°和60°的刷式密封刷絲最大吹下角度分別為7°、4°和2°，刷絲最大吹下量分別為0.60、0.45和0.34 mm。隨著刷絲周向傾角的增大，刷式密封產(chǎn)生明顯刷絲吹下效應(yīng)的刷絲數(shù)量減少，刷絲最大吹下量和最大吹下角度減小，這是主要是由于在相同的刷絲徑向長(zhǎng)度下，周向傾角越大的刷式密封，其刷絲所受到的徑向氣流力越小，進(jìn)而產(chǎn)生了較弱的刷絲吹下效應(yīng)。

由于本文實(shí)驗(yàn)件為平行四邊形結(jié)構(gòu)，其內(nèi)徑處刷絲密度略小于實(shí)際環(huán)形刷式密封，刷絲變形所受到的阻力更小，故本文實(shí)驗(yàn)件所觀測(cè)到的刷絲吹下效應(yīng)略強(qiáng)于實(shí)際刷式密封。

4.1.3 刷絲分層現(xiàn)象

某型航空發(fā)動(dòng)機(jī)高壓壓氣機(jī)出口部位刷式密封在實(shí)際工作中出現(xiàn)因刷絲分層現(xiàn)象而導(dǎo)致密封失效故障，本文經(jīng)過多次實(shí)驗(yàn)捕捉到了刷絲分層現(xiàn)象。圖10給出了周向傾角為55 °的刷式密封在進(jìn)出口壓比為2、干涉量為0.20 mm工況下的刷絲分層現(xiàn)象觀測(cè)結(jié)果。從圖中可以看出，刷絲在氣流力的作用下產(chǎn)生軸向變形，部分刷絲出現(xiàn)未同步跟隨擠壓后排相鄰刷絲，兩者之間形成較大間隙，刷絲束整體沿軸向呈現(xiàn)不規(guī)則排列的刷絲分層現(xiàn)象。

圖10 刷絲分層現(xiàn)象觀測(cè)結(jié)果Fig.10 Observation of bristle stratification

圖11給出了刷絲自由端摩擦面玻璃劃痕照片。從圖中可以看出，氣流入口處劃痕相比于出口處較為密集，在刷絲束分層處刷絲變形方向發(fā)生改變，刷絲束產(chǎn)生不同步的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。圖中刷絲自由端摩擦面玻璃劃痕情況可以進(jìn)一步說明刷絲自由端受到不相等的軸向摩擦力作用，導(dǎo)致刷式密封產(chǎn)生刷絲分層現(xiàn)象。

圖11 刷絲自由端摩擦面玻璃劃痕Fig.11 Glass scratches on friction surface of bristle tip

綜上，刷式密封刷絲產(chǎn)生分層現(xiàn)象的主要原因是在氣流力的作用下，刷絲束軸向產(chǎn)生變形，刷絲束自由端在不相等的轉(zhuǎn)子表面摩擦力作用下，刷絲束進(jìn)一步產(chǎn)生不同步的變形量，導(dǎo)致刷絲束出現(xiàn)間隙進(jìn)而形成刷絲分層現(xiàn)象。

4.2 刷絲振動(dòng)特性

圖12給出了周向傾角為55 °的刷式密封在進(jìn)出口壓比為2～3、刷絲徑向間隙為0 mm工況下的刷絲振動(dòng)特性觀測(cè)結(jié)果。從圖中可以看出，刷絲振動(dòng)現(xiàn)象主要發(fā)生在刷絲密度相對(duì)松散的區(qū)域，同時(shí)刷絲產(chǎn)生的振動(dòng)隨著壓比的增大而增強(qiáng)，刷絲振動(dòng)現(xiàn)象強(qiáng)烈的區(qū)域逐漸擴(kuò)大。

圖12 3種壓比下的刷絲振動(dòng)特性Fig.12 Characteristics of bristle oscillation at three kinds of pressure ratios

本文選定了位于刷絲束中部且運(yùn)動(dòng)軌跡適于捕捉的刷絲自由端作為研究對(duì)象，以靜止?fàn)顟B(tài)時(shí)選定的刷絲自由端位置為原點(diǎn)，以刷式密封軸向?yàn)閤軸方向，以刷式密封周向?yàn)閥軸方向，建立如圖13所示的坐標(biāo)系，通過捕捉振動(dòng)過程中的刷絲自由端位移以記錄其運(yùn)動(dòng)軌跡。

圖13 選定刷絲自由端Fig.13 Selected bristle tip

圖14和圖15分別給出了選定刷絲自由端在進(jìn)出口壓比為2工況下0.5 s內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡和位移曲線。從圖中可以看出，刷絲振動(dòng)形式為在非定常氣流力作用下產(chǎn)生隨機(jī)響應(yīng)的受迫振動(dòng)，刷絲自由端位移隨時(shí)間呈振蕩變化，其在x軸方向上的振幅明顯大于y軸方向上的振幅。由式(14)和式(15)分析可知，在氣流來流速度不變的條件下，刷式密封軸向氣流力大于周向氣流力，故刷絲自由端軸向振幅大于其周向振幅，刷絲振動(dòng)特性理論模型與實(shí)驗(yàn)結(jié)果規(guī)律相符。

圖14 選定刷絲自由端的運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.14 Motion track of selected bristle tip

圖15 選定刷絲自由端在軸向和周向的位移曲線Fig.15 Axial and circumferential displacement curves of selected bristle tips

5 結(jié) 論

本文設(shè)計(jì)搭建了刷式密封刷絲變形與振動(dòng)特性觀測(cè)實(shí)驗(yàn)裝置，設(shè)計(jì)加工了3種周向傾角的低滯后型刷式密封實(shí)驗(yàn)件，實(shí)驗(yàn)觀測(cè)并研究了刷式密封刷絲軸向變形特性、刷絲振動(dòng)特性、刷絲吹下效應(yīng)和刷絲分層現(xiàn)象，揭示了刷式密封刷絲運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，得出以下結(jié)論：

1) 在進(jìn)出口壓比為1.5～4的工況下，刷式密封刷絲自由端軸向變形量隨著壓比的增大而近似線性增加，刷絲束厚度逐漸減小，周向傾角對(duì)刷絲軸向變形影響不大。

2) 刷式密封在氣流力的作用下刷絲會(huì)產(chǎn)生不同程度的刷絲吹下效應(yīng)，前排刷絲的刷絲吹下效應(yīng)明顯強(qiáng)于后排刷絲，隨著周向傾角的增大，刷絲吹下效應(yīng)逐漸減弱；在本文研究工況下，周向傾角為50 °、55 °和60 °的刷式密封刷絲最大吹下量分別為0.60、0.45和0.34 mm。

3) 刷式密封刷絲產(chǎn)生分層現(xiàn)象的主要原因是在氣流力的作用下，刷絲束軸向產(chǎn)生變形，刷絲束自由端在不相等的轉(zhuǎn)子表面軸向摩擦力作用下，刷絲束進(jìn)一步產(chǎn)生不同步的變形量，導(dǎo)致刷絲束出現(xiàn)間隙進(jìn)而形成刷絲分層現(xiàn)象。

4) 刷式密封刷絲振動(dòng)主要發(fā)生在刷絲密度相對(duì)松散的區(qū)域，且隨著壓比的增大而增強(qiáng)，刷絲自由端位移隨時(shí)間呈振蕩變化，其在軸向的振幅大于周向的振幅。