針對不可壓縮流體密封彈性支承的問題，分析了負剛度產生的原因。選用三維流動模型，數值求解Navier-Stokes 方程。采用k-ε 湍流模型，計算LNG 泵的節流襯套和口環密封的動力特性系數，分析在LNG 泵不同轉速工況下，不可壓縮流體密封的動特性變化，并與2 倍間隙密封的動特性相比較。模擬了密封腔內部流場，通過分析比較密封圓周上壓力和速度分布，研究等截面環形產生負直接剛度的原因和影響因素。研究結果表明：等截面環形密封和槽道式密封的1 倍間隙直接剛度小于2 倍間隙，1 倍間隙交叉剛度大于2 倍間隙，密封磨損后穩定性反而提高;轉速升高使等截面環形密封和槽道式密封的直接剛度下降，交叉剛度增大，造成穩定性下降;等截面環形小間隙密封，在高轉速工況下容易產生負直接剛度，影響轉子的穩定性，工程上建議采用槽道式密封控制不可壓縮流體泄漏。

　　泵葉輪入口輪蓋與進口導流管間存在動靜間隙。部分高壓流體經葉輪出口間隙外泄，并重新回流至泵入口，這股回流既消耗主泵的功率，也干擾主流場流動，同時減小有效通流面積，降低泵的流動效率和性能。為了盡量降低這種泄漏，在動靜間隙上設置非接觸式不可壓縮流體密封。

　　非接觸式密封技術廣泛應用在泵等旋轉機械中，它能夠有效控制旋轉部件與靜止部件間的泄漏。對于轉子動力系統，密封會提供附加的剛度和阻尼，這對轉子的穩定性造成一定的影響。Childs 等對控制體方法不斷改進。Arghir 等發展了CFD 方法，并計算動力特性系數。Benckert 等做了大量的關于動力特性的實驗，并證明密封的交叉剛度是由密封周向流動引起的，他們在實驗中測量了不同類型密封的直接剛度，發現較長密封的直接剛度為負值。Leong 等[9]蒸汽輪機迷宮密封做了大量試驗，結果與Benckert 等的測量結果很吻合，多數密封直接剛度為負，少量短密封為正。Mihai 等[10]發現進出口壓差較小時，出口有回堵現象，動力特性系數中的直接剛度系數出現負值，影響轉子的對中效應，轉子穩定性差。國內何立東等用實驗和數值方法研究動力特性系數。模擬仿真方面，孫婷梅等利用CFD有限元軟件Fluent 計算迷宮密封三維流場，研究了偏心率、入口預旋、渦動速度對密封動力特性的影響，密封直接剛度維持在負值范圍，他們計算出密封周向壓力分布曲線，但是沒有分析產生負直接剛度的原因。

　　本文應用數值模擬結合工程實際，利用CFD 有限元軟件Fluent 計算LNG 泵的節流襯套和口環密封的動力特性系數，模擬在LNG 泵不同轉速工況下，不可壓縮流體密封的動特性變化，通過分析比較密封圓周上壓力和速度分布，研究等截面環形密封產生負直接剛度的原因和影響因素。

密封模型

渦動轉子數學模型

　　本文假設整體計算域為湍流，湍流模型采用標準的k-ε 模型，近壁面采用標準壁面函數：

　　式中：k G 表示由平均速度梯度產生的湍動能項，b G表示由浮力產生的湍動能項，M Y 表示由可壓縮湍流中，耗散率的波動項，方程常數項中C1 =1.44 ，2 C 1.92   ，C = 0.09 ，還有=1.0 k  ， =1.3   分別是湍動能k 和湍動能耗散率ε 的湍流普朗特數，k S 和S 是自定義源項，標準k-ε 湍流模型是半經驗公式。

渦動轉子動力學模型

　　本文采用旋轉坐標系，在轉子中心定義坐標系，轉子與靜子的相對位置不變，坐標系變換把非定常問題轉換成定常問題。圖1 所示偏心轉子在靜子中渦動受力，e 為轉子偏心距，本文假設轉子繞靜子中心以圓形軌跡渦動，渦動半徑是轉子偏心距e，渦動角速度是Ω ，轉子的旋轉角速度是ω ，轉子的旋轉角速度與渦動角速度比值定義為渦動比。渦動軌跡的徑向力和切向力Fr、Ft。

圖1 偏心轉子在靜子中渦動受力示意圖

結論

　　1) 等截面環形密封和槽道式密封的1 倍間隙直接剛度小于2 倍間隙，1 倍間隙交叉剛度大于2倍間隙，密封經過磨損泄漏量增大，穩定性卻提高。

　　2) 轉速使等截面環形密封和槽道式密封的直接剛度下降，交叉剛度增大，造成穩定性下降，且隨轉速不穩定隱患成倍增長。

　　3) 對于不可壓縮流體，較長的等截面環形密封容易產生負直接剛度，槽道式密封直接剛度通常為正值，比等截面環形密封更加穩定，工程上建議采用槽道式密封控制不可壓縮流體泄漏。

　　4) 對于等截面環形密封，高轉速容易造成負剛度現象的重要因素，但對于旋轉機械，為避免這種現象，工程上建議增大間隙以減小轉子不穩定隱患。

　　影響負剛度的因素很多，在結構參數上，密封的L/D 比值是產生負剛度的重要的結構參數，本文計算的等截面環形密封L/Di =0.94 屬于長密封，容易產生負剛度且與短密封動特性有很大差別。針對長密封的結構參數對動特性影響還有待于進一步研究。