陳坤毅，馬潤梅，廖浩然，施任杰，程天馥，李雙喜

(北京化工大學 機電工程學院，北京 100029)

0 引 言

近年來，SCO2因具有的高密度特性，能實現(xiàn)高效轉(zhuǎn)化的能量循環(huán)，被廣泛應(yīng)用于各個領(lǐng)域。以SCO2為工質(zhì)的能量轉(zhuǎn)換系統(tǒng)被認為是最具應(yīng)用前景的系統(tǒng)之一[1,2]。SCO2布雷頓循環(huán)效率可達52%[3]，能源的高效轉(zhuǎn)化主要依賴熱力循環(huán)系統(tǒng)，而熱力循環(huán)系統(tǒng)存在的軸端密封泄漏問題，是影響其能量轉(zhuǎn)換效率的關(guān)鍵因素。

與普通機械密封相比，動壓密封端面無磨損，也不需要潤滑油系統(tǒng)，適用于高壓、高溫、高轉(zhuǎn)速工況，具有泄漏量低、驅(qū)動功率小、穩(wěn)定性好等優(yōu)點，目前已在石油化工透平機械中得到了廣泛應(yīng)用[4]。動壓密封的動靜環(huán)需要在光滑，且接近平行的表面才能正常工作。在理想情況下，密封的動環(huán)和靜環(huán)之間的間隙是恒定且平行的，但是由于循環(huán)裝置透平機軸端密封工況苛刻，在使用過程中，其表面會因熱載荷、壓力載荷、離心效應(yīng)或其他條件而產(chǎn)生變形[5]。這些微米級的小變形會造成端面接觸、過度張開或氣膜不穩(wěn)定性等現(xiàn)象，特別是在高溫、高壓、高轉(zhuǎn)速的條件下，變形更為顯著，嚴重影響其安全性能和使用壽命[6]。

針對以上這些問題，王延忠等[7]分析了熱固耦合下動環(huán)的熱變形及動環(huán)材料屬性對密封特性的影響，指出材料的導(dǎo)熱系數(shù)、泊松比和熱膨脹系數(shù)與動環(huán)的熱變形成擬線性關(guān)系；丁雪興[8]對柱面螺旋槽干氣密封進行了流固分析，并得出結(jié)論，即壓力是浮環(huán)變形的主導(dǎo)因素。GALENNE E[9]和BRUNETIéRE N[10]利用影響系數(shù)法計算了密封環(huán)的熱彈變形，所得結(jié)果較為理想;李娜[11]分析了T型槽干氣密封的溫度場及熱變形，提出了密封環(huán)優(yōu)化方法和熱變形控制措施;李香等[12]利用ANSYS軟件計算了高壓水泵密封環(huán)的耦合變形，他指出耦合變形不是簡單地將力變形和熱變形進行疊加，在高壓狀態(tài)下，熱變形占據(jù)主要地位;FR?LICH D[13]綜合考慮溫度、摩擦因素的影響，模擬了彈性體密封環(huán)的接觸行為，并將仿真結(jié)果與實驗值進行了對比;王沖[14]針對高參數(shù)石油化工設(shè)備氣膜密封變形進行了求解，并從密封環(huán)約束方面提出了減小端面變形措施;袁艷艷[15]研究了高溫熱油泵密封端面力熱耦合變形，并從理論方面提出了減小變形的方法。

在超臨界二氧化碳渦輪機械運行過程中，軸端密封在所處的高溫、高壓和高轉(zhuǎn)速工況下，容易因熱彈效應(yīng)導(dǎo)致密封端面變形。為避免過大的密封端面變形導(dǎo)致密封失效，就需要分析熱彈作用下密封端面的變形規(guī)律與其主要影響因素。但是，在現(xiàn)有針對密封端面變形的研究中，密封介質(zhì)多為普通介質(zhì)，對于SCO2變物性介質(zhì)和高工況參數(shù)下的端面變形的研究則較少。

本文以超臨界二氧化碳螺旋槽動壓密封為研究對象，利用有限元軟件建立超臨界二氧化碳密封環(huán)和流體膜數(shù)值分析模型，調(diào)用REFPROP數(shù)據(jù)庫二氧化碳真實物性數(shù)據(jù)，并考慮粘性耗散的情況，對密封進行熱流固耦合分析，求解密封端面的熱彈變形；同時，研究操作參數(shù)對密封端面熱彈變形的影響規(guī)律，為高溫、高壓和高速工況下超臨界流體的機械密封設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 計算模型

1.1 幾何模型

超臨界二氧化碳動壓密封結(jié)構(gòu)原理如圖1所示。

圖1 超臨界二氧化碳動壓密封結(jié)構(gòu)原理圖1-靜環(huán)座；2-軸套；3-彈簧；4-推環(huán)；5-靜環(huán)；6-卡環(huán)；7-動環(huán)；8-墊圈；9-O型圈

在圖1(a)中，密封環(huán)外側(cè)為高壓SCO2流體，內(nèi)側(cè)為大氣壓。其基本工作原理是：在密封環(huán)的高速旋轉(zhuǎn)下，外側(cè)SCO2流體在螺旋槽的泵入作用和流體壓差作用下進入端面，形成微米級厚度的流體膜，流體膜依靠螺旋槽產(chǎn)生動壓效應(yīng)，使動靜環(huán)端面推開，處于非接觸狀態(tài)。

其具體的流體膜結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 流體膜結(jié)構(gòu)參數(shù)

密封環(huán)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

表2 密封環(huán)結(jié)構(gòu)參數(shù)

密封環(huán)材料屬性如表3所示。

表3 密封環(huán)材料屬性

其典型工況參數(shù)為：密封進口壓力Pi=9 MPa，出口壓力Po=0.1 MPa，介質(zhì)溫度Ti=4 3 0 K，轉(zhuǎn)速n=5 0 000 r·min-1。

耦合數(shù)值分析模型如圖2所示。

圖2 耦合數(shù)值分析模型

1.2 網(wǎng)格劃分

由于密封環(huán)及流體膜均具有周期對稱性，此處筆者選取全周期的1/12進行建模求解。

筆者建立的SCO2密封環(huán)和流體膜幾何模型與網(wǎng)格劃分結(jié)果，如圖3所示。

圖3 幾何模型與網(wǎng)格劃分結(jié)果

整個計算模型分為流體和固體兩部分，采用Sweep六面體網(wǎng)格劃分方法，在厚度方向控制網(wǎng)格單元數(shù)目，在端面控制網(wǎng)格尺寸大小。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證，流體膜的網(wǎng)格數(shù)為48 874個，靜環(huán)網(wǎng)格數(shù)確定為240 523個，動環(huán)網(wǎng)格數(shù)確定為361 207個。

1.3 邊界條件

1.3.1 流體域邊界條件

模擬密封端面間SCO2流體流動時，為了計算準確，此處筆者調(diào)用REFPROP數(shù)據(jù)庫的二氧化碳真實物性數(shù)據(jù)進行加載，采用5%湍流強度的SST湍流模型，固體壁面設(shè)置無滑移。

流體域邊界條件如圖4所示。

圖4 流體域邊界條件圖

將流體膜與動環(huán)接觸面定義為旋轉(zhuǎn)域，并給定轉(zhuǎn)速，與靜環(huán)接觸面定義為靜止域；在流體進口處設(shè)置壓力入口，并給定總壓，出口處設(shè)置壓力出口，并給定大氣壓，徑向雙側(cè)面設(shè)為周期性邊界。

1.3.2 固體域邊界條件

(1)力邊界條件

以截面圖表示密封環(huán)所受外力情況，則密封環(huán)受力分析圖如圖5所示。

圖5 密封環(huán)受力分析圖PS—單位面積彈簧力，大小為0.05 MPa；Pi—密封腔內(nèi)SCO2壓力；Pr—二氧化碳流體膜壓，大小根據(jù)流體域的計算結(jié)果加載；Po—外界大氣壓力

此處按圖5施加各個力的邊界條件，同時在靜環(huán)的MF邊界和動環(huán)的TU、IJ邊界添加軸向位移約束，并對動環(huán)施加工作轉(zhuǎn)速。

(2)熱邊界條件

密封運轉(zhuǎn)時，產(chǎn)熱源主要包括端面間SCO2流體的粘性剪切熱和動環(huán)帶動周圍流體的攪拌熱。這些熱量由動環(huán)和靜環(huán)傳遞給周圍的流體和輔助元件。與動靜環(huán)接觸元件材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)較小，可視為絕熱邊界，泄漏帶走的熱量和流體帶入的熱量相互抵消。

接下來進行粘性剪切熱計算。動靜環(huán)高速運轉(zhuǎn)時，端面間SCO2因粘性剪切產(chǎn)生的熱量為[16]：

(1)

式中：qi—熱流密度，qi=μr2ω2/hi，w·(m2)-1；μ—二氧化碳粘度，pa·s；ω—旋轉(zhuǎn)角速度，rad·s-1；ro—密封面外半徑，m；ri—密封面內(nèi)半徑，m；hi—二氧化碳流體膜厚度，m。

下面進行攪拌熱計算。流體的攪拌熱可分為圓盤攪拌熱QA1和圓柱攪拌熱QA2[17]。

(2)

當旋轉(zhuǎn)圓柱雷諾數(shù)Reω=ωsr·rm/v>10 000時，圓柱攪拌熱QA2為：

(3)

式中：r6—動環(huán)外半徑，m；rh—密封腔體內(nèi)徑，m；l1—動環(huán)當量軸向長度，m；k—密封環(huán)徑向間隙系數(shù)，k=2.4-1.4e-Sr/rm；Sr—動環(huán)外徑與密封腔內(nèi)徑的距離，m；rm—動環(huán)外徑與密封腔體平均半徑，m。

再進行動靜環(huán)熱量分配。由于動靜環(huán)材料、形狀均不同，比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)也不一樣,熱量在動靜環(huán)的分配量也有所差異。根據(jù)熱穩(wěn)態(tài)溫度計算式，動靜環(huán)端面熱量的分配公式[18]為：

T=q(h1-y)λ0

(4)

式中：T—密封環(huán)不同軸向位置的溫度，℃；q—熱流密度，w·(m2)-1；λ0—密封環(huán)導(dǎo)熱系數(shù)，w·(m·k)-1；h1—密封環(huán)軸向長度，m；y—距離密封端面的長度，m。

最后進行對流換熱系數(shù)計算。根據(jù)密封環(huán)與周圍流體的相對運動方式，可將對流換熱方式近似分為3類：第一類是強制對流換熱，如動環(huán)與SCO2流體的對流換熱；第二類是自然對流，如靜環(huán)與SCO2流體的對流換熱；第三類是介于二者之間，如靜環(huán)與空氣的對流換熱。

換熱系數(shù)經(jīng)驗公式[19,20]如下：

(1)第一類對流換熱系數(shù)為：

(5)

式中：α1—對流換熱系數(shù)，w·(m2·k)-1；λ—二氧化碳流體的熱導(dǎo)率，w·(m·k)-1；D6—動環(huán)外圓直徑，m；Rea—流體軸向繞流效應(yīng)雷諾數(shù)，Rea=UD6/v；Rec—流體攪拌效應(yīng)雷諾數(shù)，Rec=ωD62/v；Pr—普朗特數(shù)，Pr=μCp/λ；v—流體運動粘度，m2·s-1；U—密封環(huán)附近流體軸向流速，m·s-1；Cp—流體比熱容，kJ·(kg·K)-1。

(2)第二類對流換熱系數(shù)為：

(6)

式中：ε1—熱影響的修正系數(shù)；Sr—動環(huán)與軸套間隙距離或靜環(huán)與密封腔內(nèi)半徑距離，m；Re—雷諾數(shù)，Re=2VSr/v；V—附近流體軸向速度，m·s-1。

(3)第三類對流換熱系數(shù)為：

(7)

(8)

式中：Ta—泰勒數(shù)；U2—軸或軸套的外徑線速度，m·s-1；S—距離密封旋轉(zhuǎn)軸的長度，m；ra—軸或軸套的外半徑，m。

SCO2密封環(huán)熱邊界對流換熱系數(shù)計算結(jié)果如表4所示。

表4 SCO2密封環(huán)熱邊界對流換熱系數(shù)

2 實驗及結(jié)果分析

筆者采用文獻的實驗結(jié)果，對該熱流固耦合計算方法的準確性進行驗證。

本文結(jié)果與文獻實驗結(jié)果的對比驗證如圖6所示。

圖6 本文結(jié)果與文獻實驗結(jié)果對比驗證

采用本文的流場數(shù)值計算方法對文獻[21]的模型和工況進行數(shù)值模擬，流體膜徑向壓力計算結(jié)果對比如圖6(a)所示，可以看出本文和文獻的計算結(jié)果有較好的一致性，驗證了本文彈性變形計算的準確性；

采用本文的溫度場計算方法對文獻[22]的模型和工況進行數(shù)值模擬，密封端面溫度場計算結(jié)果對比如圖6(b)所示，可以看出本文和文獻的計算結(jié)果有較好的一致性，驗證了本文熱變形計算的準確性。

3 研究結(jié)果與討論

3.1 流體膜壓力場與密封環(huán)溫度場分析

在典型工況下，筆者對流體膜的壓力場和密封環(huán)的溫度場進行求解，得出的計算結(jié)果云圖如圖7所示。

圖7 計算結(jié)果云圖

由圖7(a)流體膜壓力場云圖可知：流體膜在槽區(qū)出現(xiàn)了明顯的壓力上升，壓力最高點為11.1 MPa出現(xiàn)在螺旋槽的槽根處，這是由于動環(huán)旋轉(zhuǎn)后，高壓側(cè)流體泵入螺旋槽，在槽根處的流體受到壓縮而產(chǎn)生的動壓，導(dǎo)致槽根處有明顯的高壓區(qū)；

由圖7(b)靜環(huán)溫度場可知：靜環(huán)溫度分布相對均勻，因為靜環(huán)熱導(dǎo)率高，剪切熱和高溫流體向靜環(huán)內(nèi)部迅速傳熱，而靜環(huán)與周圍介質(zhì)對流換熱系數(shù)低，散熱速率較慢，所以靜環(huán)整體溫差較??；

由圖7(c)動環(huán)溫度場可知：動環(huán)端面溫度最高，內(nèi)徑側(cè)溫度最低，因為動環(huán)外徑側(cè)與周圍高溫SCO2流體對流換熱系數(shù)高，傳熱速率較快，內(nèi)徑側(cè)與大氣對流換熱系數(shù)低，散熱相對較慢，且動環(huán)熱導(dǎo)率低，達到熱平衡時外側(cè)高溫流體傳熱和端面剪切熱沒有及時傳到內(nèi)徑處，造成動環(huán)溫差明顯。

3.2 端面熱彈變形結(jié)果分析

對于密封性能而言，端面的變形錐度是關(guān)鍵影響因素。端面變形錐度的大小等于端面軸向變形最大值與最小值之差與端面寬度的比值，該值越小說明端面越接近平行平面，密封的運轉(zhuǎn)條件越好。

為方便說明，筆者以密封端面內(nèi)徑變形為基準，建立坐標系，由靜環(huán)端面AB邊指向靜環(huán)背面EF邊為軸向正方向，沿半徑提取端面的相對軸向變形，研究端面熱彈變形規(guī)律。

在典型工況下，密封環(huán)端面軸向熱彈變形的計算結(jié)果如圖8所示。

圖8 密封環(huán)端面軸向熱彈變形計算結(jié)果

3.2.1 端面熱變形分析

由圖8(c)的密封環(huán)端面熱變形曲線可知，靜環(huán)的內(nèi)外徑相對熱變形量很小，端面熱變形錐度僅為0.32×10-4，說明高溫熱變形對靜環(huán)端面變形錐度影響很??；動環(huán)的內(nèi)外徑相對熱變形量較大，端面熱變形錐度為3.40×10-4，因為動環(huán)基體和覆層材料線膨脹系數(shù)不同，且動環(huán)導(dǎo)熱率低，導(dǎo)致整體溫差大，說明使用導(dǎo)熱率高的材料有利于減小高溫下動環(huán)熱變形。

3.2.2 端面彈性變形分析

由圖8(c)的密封環(huán)端面彈性變形曲線可知，靜環(huán)端面彈性變形錐度為2.80×10-4，這是因為靜環(huán)外徑處流體膜壓對端面軸向變形的抑制作用較強，端面變形為正錐度；動環(huán)端面彈性變形錐度為-4.49×10-4，比靜環(huán)大62%，這是因為動環(huán)端面除了受壓差作用外還受到轉(zhuǎn)速離心力的作用，且離心力產(chǎn)生的端面變形較大。

3.2.3 端面熱彈變形分析

由圖8(c)的密封環(huán)端面熱彈變形曲線可知，靜環(huán)端面熱彈變形錐度為3.09×10-4，僅比彈性變形錐度增大了12%，說明靜環(huán)端面變形錐度主要由彈性變形引起。因此，在設(shè)計上應(yīng)使用彈性模量大的材料減小彈性變形，從而控制靜環(huán)的熱彈變形錐度。

動環(huán)端面軸向熱彈變形位于熱變形和彈性變形之間，說明熱變形和彈性變形對動環(huán)端面軸向變形作用方向相反。由于高轉(zhuǎn)速下離心力抑制了端面的熱變形，導(dǎo)致端面熱彈變形錐度比彈性變形錐度減小了76%，比熱變形錐度減小了68%。因此，在設(shè)計條件下，利用其熱變形與彈性變形互相抑制關(guān)系能有效地減小動環(huán)熱彈的總變形。

3.3 端面熱彈變形影響因素分析

3.3.1 轉(zhuǎn)速對端面變形影響

為研究轉(zhuǎn)速對端面變形影響，此處筆者選取密封從靜止狀態(tài)啟動到典型工況轉(zhuǎn)速50 000 r·min-1范圍內(nèi)的轉(zhuǎn)速進行研究。

轉(zhuǎn)速對密封端面變形的影響如圖9所示。

圖9 轉(zhuǎn)速對密封端面變形影響

由圖9(a)可知：動環(huán)轉(zhuǎn)速為50 000 r·min-1時的端面彈性變形錐度比靜止狀態(tài)增大了4倍左右，但方向相反，說明轉(zhuǎn)速離心力與壓差對動環(huán)軸向彈性變形的作用方向相反，且轉(zhuǎn)速影響大；動環(huán)端面彈性變形錐度絕對值隨轉(zhuǎn)速升高先減小后增大，且逐漸由正錐度轉(zhuǎn)為向負錐度，說明低轉(zhuǎn)速時，端面彈性變形以壓差作用為主導(dǎo)，隨轉(zhuǎn)速升高，端面變形以轉(zhuǎn)速離心力為主導(dǎo)；

由圖9(b)可知：密封環(huán)端面熱變形和錐度隨轉(zhuǎn)速升高而小幅度增大。這是因為隨著轉(zhuǎn)速的增加，流體的剪切熱增大速率逐漸增大，使得密封環(huán)溫度升高的同時，溫差也在逐漸增大，但是相對于端面總體的變形大小，轉(zhuǎn)速變化引起的端面軸向熱變形和錐度變化量均較小；

由圖9(c)可知：轉(zhuǎn)速使動環(huán)端面熱彈總變形向負錐度方向變形，靜環(huán)向正錐度方向變形；隨轉(zhuǎn)速增大，動靜環(huán)之間的最大軸向間隙先減小后增大。將其與圖9(a，b)進行對比可知：靜環(huán)的熱彈變形的變化主要由熱變形引起；動環(huán)的熱彈變形在低轉(zhuǎn)速時，熱彈變形以壓差產(chǎn)生的彈性變形和溫度產(chǎn)生的熱變形為主導(dǎo)，隨轉(zhuǎn)速升高，端面變形以轉(zhuǎn)速產(chǎn)生的彈性變形為主導(dǎo)。

所以在高轉(zhuǎn)速下，通過利用離心力產(chǎn)生的彈性變形平衡溫度和壓差產(chǎn)生的熱彈變形，能使動靜環(huán)端面達到近乎平行狀態(tài)，有利于密封的穩(wěn)定工作。

3.3.2 壓力對端面變形影響

壓差主要影響密封端面的彈性變形和熱彈總變形，對熱變形幾乎沒有影響。

壓力對密封端面變形的影響如圖10所示。

圖10 壓力對密封端面變形的影響

由圖10(a)可知：靜環(huán)端面最大軸向彈性變形和端面變形錐度均隨壓力升高而增大，這是由于流體壓力越大，靜環(huán)外徑側(cè)向受到的流體膜壓越強，導(dǎo)致壓差產(chǎn)生的變形越大；動環(huán)端面最大軸向彈性變形和端面變形錐度均隨壓力升高而減小，因為壓力與離心力對動環(huán)端面變形作用方向相反，壓力越高，其對離心力的抵消作用越強，但動環(huán)端面材料彈性模量大，所以壓力改變時，端面軸向彈性變形變化量較小；

由圖10(b)可知：壓差使動靜環(huán)端面熱彈變形向正錐度方向變形；隨著壓力增大，動環(huán)的最大軸向熱彈變形以0.11 μm/MPa減小，靜環(huán)最大軸向熱彈變形以0.27 μm/MPa增大。所以高轉(zhuǎn)速下，壓差越大，動環(huán)的變形錐度越小，但是靜環(huán)的變形錐度會增大，且變化量大于動環(huán)，導(dǎo)致動靜環(huán)端面最大間隙加大，密封穩(wěn)定運轉(zhuǎn)的端面條件越惡劣。

3.3.3 介質(zhì)溫度對端面變形影響

介質(zhì)溫度主要影響密封端面的熱變形和熱彈總變形，對彈性變形幾乎沒有影響。本文在超臨界溫度以上340 K到430 K范圍內(nèi)研究介質(zhì)溫度對端面變形的影響。

介質(zhì)溫度對密封端面變形的影響如圖11所示。

圖11 介質(zhì)溫度對密封端面的影響

由圖11(a)可知：動環(huán)端面軸向熱變形和錐度均隨著介質(zhì)溫度的升高而增大。這是由于動環(huán)覆層與基體材料不同，線膨脹系數(shù)有所差異，溫度越高產(chǎn)生熱變形越大，兩者膨脹量相對差值越大，即端面熱變形錐度越大；介質(zhì)溫度升高，靜環(huán)端面熱變形錐度基本不變，說明介質(zhì)溫度對靜環(huán)熱變形影響較??；

由圖11(b)可知：介質(zhì)溫度使動靜環(huán)端面熱彈變形向正錐度方向變形。隨介質(zhì)溫度的升高，靜環(huán)熱彈變形錐度基本不變，動環(huán)最大軸向熱彈變形以0.036 μm/K減小，熱彈變形錐度降低75%，動靜環(huán)最大軸向間隙減小3.22 μm，這是因為動環(huán)的熱變形抑制了以轉(zhuǎn)速為主導(dǎo)的彈性變形。所以高轉(zhuǎn)速下，介質(zhì)溫度越高，動環(huán)端面熱彈變形錐度越小，動靜環(huán)最大軸向間隙減小，密封穩(wěn)定運轉(zhuǎn)端面條件越好。

4 結(jié)束語

本文以超臨界二氧化碳螺旋槽動壓密封為研究對象，對密封動靜環(huán)的端面熱彈變形進行了整體分析，求解了密封端面的熱彈變形；同時，考慮了粘性耗散和真實氣體效應(yīng)，提高了數(shù)值計算的準確性，研究了操作參數(shù)對密封端面熱彈變形的影響規(guī)律。

研究結(jié)論如下：

(1)在高壓下，靜環(huán)的端面熱彈變形以壓差產(chǎn)生的彈性變形為主導(dǎo)，占熱彈變形錐度的89%，宜采用高彈性模量材料減小變形。在低轉(zhuǎn)速時，動環(huán)以壓差產(chǎn)生的彈性變形和溫度產(chǎn)生的熱變形為主，宜減小密封環(huán)的溫差以減小端面變形。隨轉(zhuǎn)速升高，動環(huán)端面熱彈變形以轉(zhuǎn)速產(chǎn)生的彈性變形為主導(dǎo)，宜依靠動環(huán)熱變形與彈性變形互相抑制關(guān)系減小端面熱彈總變形。在典型工況下密封的設(shè)計中，靜環(huán)推薦使用高彈性模量材料，動環(huán)推薦使用熱導(dǎo)率高的材料以減小端面變形；

(2)動靜環(huán)的端面熱彈變形在壓力和溫度作用下向正錐度方向變形。轉(zhuǎn)速使動環(huán)端面向負錐度方向變形，使靜環(huán)端面向正錐度方向變形。密封環(huán)的端面最大軸向間隙與介質(zhì)溫度呈線性關(guān)系增大，與壓力呈線性關(guān)系減小，轉(zhuǎn)速則使其先減小后增大;

(3)研究結(jié)論可為高溫、高壓和高速工況下，超臨界流體的機械密封設(shè)計提供理論依據(jù)。