轉(zhuǎn)子發(fā)動機徑向密封片的研究綜述

紀(jì)常偉，楊振宇，楊金鑫，汪碩峰，黃雄輝，常 珂

北京工業(yè)大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，北京 100124

轉(zhuǎn)子發(fā)動機（以下簡稱轉(zhuǎn)子機）是由德國人Felix Wankel在1954年發(fā)明的，轉(zhuǎn)子機的發(fā)明是對內(nèi)燃機結(jié)構(gòu)上的一次重大變革，轉(zhuǎn)子機具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小、運轉(zhuǎn)平穩(wěn)、高速性能好等優(yōu)點，但是轉(zhuǎn)子機需要密封的部位較多，密封零件較多，密封性能遠(yuǎn)不及往復(fù)機.徑向密封片作為最重要的密封件，存在漏氣、振拍和磨損嚴(yán)重的問題，這些問題影響轉(zhuǎn)子機的性能和壽命，制約著轉(zhuǎn)子機的發(fā)展.徑向密封片的密封問題是轉(zhuǎn)子機發(fā)展所必須解決的最關(guān)鍵的問題，為了解決這些問題，西德NSU、日本Mazda和美國Curtiss-Wright公司對徑向密封片做出諸多結(jié)構(gòu)和材料上的改進(jìn)，并取得了一定成果.隨著加工工藝的發(fā)展與新型工程材料的不斷涌現(xiàn)，為解決徑向密封片的密封問題提供了新的設(shè)計思路與加工處理方法，本文總結(jié)了NSU、Mazda等公司的研究成果，并結(jié)合新型結(jié)構(gòu)、新型工藝與新型工程材料，對發(fā)動機徑向密封片的發(fā)展進(jìn)行了展望.

1 轉(zhuǎn)子機與徑向密封片

1.1 轉(zhuǎn)子發(fā)動機

轉(zhuǎn)子發(fā)動機與往復(fù)式活塞發(fā)動機（以下簡稱往復(fù)機）都是依靠燃料燃燒產(chǎn)生的膨脹壓力獲得動力，不同于往復(fù)機，轉(zhuǎn)子機的轉(zhuǎn)子承受燃燒壓力并使偏心軸輸出扭矩，轉(zhuǎn)子不作往復(fù)運動而是作單方向的旋轉(zhuǎn)運動.

轉(zhuǎn)子機與往復(fù)機相比，轉(zhuǎn)子機體積小，重量輕[1]，不需要設(shè)置連桿，進(jìn)排氣口依靠轉(zhuǎn)子本身運動開關(guān)，轉(zhuǎn)子機也不需要配氣機構(gòu)[2]，結(jié)構(gòu)更加精簡.以雙缸汽油轉(zhuǎn)子機，與功率相同、指標(biāo)先進(jìn)的6～8缸汽油往復(fù)機相比，發(fā)動機零件總數(shù)減少20%～40%，運動件減少40%～60%，重量是往復(fù)機的50%～70%，體積約小30%～50%，轉(zhuǎn)子機的成本約為同功率往復(fù)機的80%[3].

轉(zhuǎn)子機功率密度高于往復(fù)機，其功率/重量比較往復(fù)機高60%左右[4-5]，而且轉(zhuǎn)子機旋轉(zhuǎn)活塞式的運動方式，使其不用承受過高的慣性力，扭矩更為均勻，雙缸轉(zhuǎn)子機的扭矩波動與六缸活塞機同等[6].同時轉(zhuǎn)子機轉(zhuǎn)動平穩(wěn)，產(chǎn)生的振動小.

德國NSU公司是最早研發(fā)搭載轉(zhuǎn)子機汽車的公司，日本Mazda公司是轉(zhuǎn)子機應(yīng)用于汽車動力最成功的企業(yè)[7].隨著“碳中和”和“碳達(dá)峰”的提出和節(jié)能減排政策的影響，電動汽車、增程式電動汽車和混合動力汽車蓬勃發(fā)展，奧地利AVL[8-9]、德國Audi[10]、日本Mazda等將轉(zhuǎn)子機應(yīng)用于增程式電動汽車，此外Mazda還研制出RENESIS氫轉(zhuǎn)子機，為轉(zhuǎn)子機的發(fā)展提供了新方向.

雖然轉(zhuǎn)子機擁有往復(fù)機不具備的優(yōu)勢，但是轉(zhuǎn)子機也存在諸多缺點，油耗、排放高，潤滑效果差[6]，轉(zhuǎn)子機需要密封的地方很多，密封線長度也大于往復(fù)機，造成轉(zhuǎn)子機密封性能較差，漏氣嚴(yán)重，制約轉(zhuǎn)子機的發(fā)展.

1.2 徑向密封片

為保證轉(zhuǎn)子機的密封性能，轉(zhuǎn)子上安裝有密封組件，見圖1所示，轉(zhuǎn)子機的密封組件包括：徑向密封片、端面密封條、密封柱塞，密封柱塞將徑向密封片與端面密封條連結(jié)起來，三者背后都安裝有彈簧，此外轉(zhuǎn)子端面還安裝有多條密封油環(huán).

圖1 轉(zhuǎn)子上的密封組件[10]Fig.1 Sealing parts on the rotor[10]

密封組件的主要作用是在工作過程中防止工作室漏氣，同時將轉(zhuǎn)子上所受熱量的一部分傳給缸體、端蓋和中隔板等，起到輔助散熱作用[3]，密封組件的可靠性至關(guān)重要.

徑向密封片是最重要的密封部件[7]，它將3個工作室隔開，以防止相鄰工作室間的漏氣，進(jìn)而影響轉(zhuǎn)子機的燃燒性能.徑向密封片工作在高溫高壓和缺乏潤滑的惡劣環(huán)境中，要承受轉(zhuǎn)子高速旋轉(zhuǎn)帶來的慣性力和轉(zhuǎn)子機燃燒做功階段的氣體壓力，存在磨損、竄動、漏氣等問題，這些問題直接導(dǎo)致轉(zhuǎn)子機經(jīng)濟性能下降、使用壽命降低.

自轉(zhuǎn)子機誕生以來，西德NSU公司、日本Mazda公司、美國Curtiss-Wright公司等大量工程技術(shù)人員對徑向密封片進(jìn)行了各種改進(jìn)和大量的試驗，并取得轉(zhuǎn)子機密封性能的一定突破.圖2為NSU公司和Mazda公司設(shè)計的徑向密封片，其中整體式徑向密封片是最簡單的密封片設(shè)計，整體式徑向密封片存在較大漏氣間隙，漏氣面積較大，密封性能較差，尤其是徑向密封片通過缸體熱弧段時，間隙長度會增加，漏氣更為嚴(yán)重[11]，整體式徑向密封片存在諸多問題，無法滿足轉(zhuǎn)子機的性能要求.同時早期的徑向密封片采用鑄鐵或者炭精材料，鑄鐵材料耐磨性能較差，炭精材料力學(xué)性能較差，材料問題嚴(yán)重制約了徑向密封片的工作性能.

圖2 NSU公司和Mazda公司設(shè)計的徑向密封片F(xiàn)ig.2 Apex seals designed by NSU & Mazda

2 徑向密封片面臨的關(guān)鍵問題

早期研究人員在研發(fā)轉(zhuǎn)子機時，注意到發(fā)動機存在氣密性差、密封片和缸體磨損嚴(yán)重，缸體甚至出現(xiàn)振紋，這些問題導(dǎo)致轉(zhuǎn)子機使用壽命很短、工作性能欠佳，無法滿足實際工程需求.這些問題歸根結(jié)底是由徑向密封片的振拍、漏氣和磨損問題導(dǎo)致的，這些問題制約了轉(zhuǎn)子機的發(fā)展，是轉(zhuǎn)子機實用化道路上必須要解決的問題，通過分析徑向密封片的振拍、漏氣和磨損問題以及缸體振紋等問題，為改進(jìn)措施提供理論依據(jù).

2.1 徑向密封片的振拍

徑向密封片在氣缸型面上脈動地跳動稱為密封片的振拍現(xiàn)象[11]，振拍現(xiàn)象會引起密封片處的漏氣和氣缸缸體振紋，同時加劇密封片的磨損，使發(fā)動機的動力性和壽命下降.

密封片頂部或者底部的氣體脈動變化，使徑向密封片的徑向合力大幅變化，是造成振拍現(xiàn)象的重要原因.首先分析徑向密封片頂部氣體脈動，當(dāng)徑向密封片頂部的氣壓pgT突然增大，會使徑向合力F減小到負(fù)值，使徑向密封片脫離氣缸型面，從而頂部出現(xiàn)漏氣，密封片頂部的氣體壓力pgT由于泄漏氣體的流動而下降，從而使徑向合力F恢復(fù)為正值，徑向密封片重新與氣缸型面接觸.當(dāng)密封片與氣缸型面接觸時，上述過程反復(fù)發(fā)生導(dǎo)致徑向密封片出現(xiàn)振拍現(xiàn)象.

下面分析徑向密封片底部的氣體脈動情況，圖3為轉(zhuǎn)子機在燃燒上止點處的情況.

圖3 處于上止點處的轉(zhuǎn)子機Fig.3 Rotary engine at top dead center (TDC)

圖3中的(a)為燃燒上止點時的前密封片，如圖4(a)所示，由于燃燒時氣體壓力急劇升高，燃燒腔的氣體壓力p2大于進(jìn)氣腔的氣體壓力p1，氣體壓力使密封片向前傾側(cè)，將密封片上側(cè)間隙封閉，中斷了高壓氣體進(jìn)入底部的通路，使底部氣體壓力pgT減小，密封片徑向合力F＜0，此時密封片受頂部氣體壓力pgT作用被壓入安裝槽內(nèi)，密封片與氣缸型面脫離接觸，密封作用失效，燃燒室的氣體會泄漏到進(jìn)氣室中，嚴(yán)重時導(dǎo)致反噴現(xiàn)象.同時，由于密封片傾側(cè)，側(cè)面摩擦力消失，使密封片徑向合力F＞0，密封片恢復(fù)到正常的工作位置，高壓氣體重新進(jìn)入底部將密封片壓向氣缸型面，恢復(fù)了密封作用，同時導(dǎo)致側(cè)面摩擦力重新出現(xiàn)，在氣體壓力作用下密封片再一次發(fā)生傾側(cè)，如此反復(fù)導(dǎo)致振拍現(xiàn)象[11].圖4(b)為上止點后的密封片，燃燒腔的氣體壓力p2大于排氣腔的氣體壓力p3，根據(jù)同樣的分析，也會出現(xiàn)振拍現(xiàn)象.

圖4 上止點位置的徑向密封片.(a)上止點前徑向密封片;(b)上止點后徑向密封片F(xiàn)ig.4 Apex seal at the top dead center: (a) apex seal before TDC;(b) apex seal after TDC

除氣體脈動之外，在材料的黏合性質(zhì)（密封片滑動速度減小時，摩擦系數(shù)增大；而滑動速度增大時，摩擦系數(shù)減小的性質(zhì)[11]）作用下，會出現(xiàn)摩擦振動，也是導(dǎo)致振拍的因素.

徑向密封片的振拍主要由于氣體的脈動變化引起，燃燒上止點階段氣體壓力驟然升高，這一階段易引發(fā)振拍.要解決徑向密封片的振拍問題，避免徑向密封片頂部與底部的氣體脈動至關(guān)重要.

2.2 缸體振紋現(xiàn)象

缸體振紋是缸體型面上出現(xiàn)的波狀磨損現(xiàn)象，被稱為“鬼爪”.NSU在對KM37型轉(zhuǎn)子機的早期研究中發(fā)現(xiàn)，由于徑向密封片與氣缸型面的耐久性差，氣缸型面燃燒區(qū)域常常出現(xiàn)振紋[12]，見圖5所示.缸體振紋危害極大，會破壞發(fā)動機的密封，加劇密封片的磨損甚至斷裂，對轉(zhuǎn)子機性能和使用壽命造成惡劣影響.在轉(zhuǎn)子機的發(fā)展過程中，消除或減輕缸體型面的波狀磨損是轉(zhuǎn)子機關(guān)鍵技術(shù)之一[3].

振紋通常出現(xiàn)在靠近上止點的氣缸型面長軸附近位置，如圖6所示.盧法和余乃彪[11]認(rèn)為由于該區(qū)域徑向密封片所受的離心力較大，且前后氣體壓差較大，因此徑向密封片對氣缸型面的作用力較大，此處徑向密封片與氣缸型面之間的摩擦力也較大，易發(fā)生嚴(yán)重的磨損和振拍，進(jìn)而導(dǎo)致氣缸振紋的產(chǎn)生.

圖6 氣缸型面振紋出現(xiàn)區(qū)域Fig.6 Parts where the chatter marks occur in the cylinder block

轉(zhuǎn)子機的振紋是由很多原因引起的，有可能是在黏滑作用下，徑向密封片對滑動面的摩擦振動引起的徑向密封片高次彎曲振動的自激振動相復(fù)合[13]，從而導(dǎo)致振紋的出現(xiàn).

Gupta等[14]分析了缸體振紋出現(xiàn)的根本原因，通過類比電機碳刷振動模型，認(rèn)為密封片與氣缸型面的摩擦系數(shù)是影響徑向密封片顫振與振紋出現(xiàn)的重要因素，降低摩擦系數(shù)可以緩解缸體振紋現(xiàn)象，因此徑向密封片與氣缸型面的摩擦特性和潤滑條件至關(guān)重要.

Mazda公司的研究人員認(rèn)為要解決缸體振紋問題，徑向密封片與滑動面之間的動摩擦特性，以及徑向密封片的固有振動頻率與衰減特性等是重要的[13].要解決缸體振紋問題，徑向密封片與氣缸型面間的動摩擦特性和其自振頻率都要考慮在內(nèi)，這就對徑向密封片的材料與結(jié)構(gòu)提出了要求.

徑向密封片的自振頻率及徑向密封片與缸體間的動摩擦特性是引起缸體振紋的根本因素，這些因素同樣也是振拍現(xiàn)象發(fā)生的重要因素，要解決缸體振紋現(xiàn)象，首先要解決徑向密封片的振拍問題.

2.3 徑向密封片的漏氣問題

轉(zhuǎn)子機密封處漏氣是造成轉(zhuǎn)子機和往復(fù)機性能差異的主要原因，發(fā)動機轉(zhuǎn)速降低時漏氣會更加明顯，漏氣會降低最大轉(zhuǎn)矩，增加比油耗[15].

轉(zhuǎn)子機氣缸內(nèi)的氣體泄漏途徑，一是經(jīng)徑向密封片向相鄰工作室漏氣，二是經(jīng)端面氣封條從端面處漏氣[11].前者約占總漏氣量的2/3 ～ 3/4[15]，而向端面的漏氣量較少[3]，氣缸內(nèi)的漏氣路徑如圖7所示.

圖7 轉(zhuǎn)子機氣缸內(nèi)的漏氣路徑Fig.7 Gas leakage path of the rotary engine

徑向密封片處的漏氣路徑見圖8所示，向相鄰工作室的漏氣主要是通過徑向密封片頂部圓弧與氣缸型面之間的間隙和密封片長度方向的間隙.從徑向密封片頂部圓弧處的漏氣量是很少的，而從密封片長度方向間隙的漏氣量是主要的[11].

圖8 徑向密封片處的漏氣路徑Fig.8 Gas leakage paths in the apex seal

Eberle等[15]指出轉(zhuǎn)子機處的漏氣量隨轉(zhuǎn)速降低而增加，隨泄漏間隙的增大而增大，且徑向密封處的漏氣量遠(yuǎn)大于端面密封處的漏氣量.

盧法和余乃彪[11]]給出徑向密封片長度方向間隙的漏氣量的計算公式，在上止點附近，偏心軸轉(zhuǎn)角0 ～ π/2范圍的漏氣量計算式為：.式中，kn為流動阻力系數(shù)；A為徑向密封片長度方向漏氣間隙；pgm為上止點時的平均氣壓；ε為壓縮比；v0為大氣環(huán)境下的氣體比容；n為偏心軸轉(zhuǎn)速.可見漏氣量與轉(zhuǎn)速成反比例關(guān)系.

王志寬等[16]在Fluent中對轉(zhuǎn)子機壓縮漏氣過程進(jìn)行模擬仿真，漏氣率在低壓過程中變化平穩(wěn)，當(dāng)?shù)蛪鹤兓礁邏簳r漏氣率出現(xiàn)波動，且隨著轉(zhuǎn)速的降低，漏氣率升高，高速時的氣體泄漏量比低速時少.

馬重芳等[17]將缸內(nèi)氣體的工作過程視為絕熱等熵過程，給出漏氣量百分比的計算公式：，式中ΔG為漏氣量，GN為工作腔內(nèi)氣體質(zhì)量，μ為流量系數(shù)，ψ為一描述流速的函數(shù)，pN、TN、VN為進(jìn)氣口剛關(guān)閉時工作腔內(nèi)氣體壓力、溫度與容積，Δθ為偏心軸轉(zhuǎn)角分度間隔，p為各個間隔上的壓力值，n為偏心軸轉(zhuǎn)速.同樣可以推導(dǎo)出漏氣量與轉(zhuǎn)速之間為反比例關(guān)系.

馬重芳等[17]給出美國RC-60轉(zhuǎn)子機在不同徑向密封片以及BM450-Ⅲ型轉(zhuǎn)子機工作腔內(nèi)氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)隨轉(zhuǎn)速的變化曲線，可以反映不同情況下的漏氣情況.如圖9所示，G為工作腔內(nèi)存留的氣體質(zhì)量，GN為工作腔原有的氣體質(zhì)量，存氣量G/GN與轉(zhuǎn)速基本呈現(xiàn)線性遞增關(guān)系，BM450-Ⅲ冷機工作腔存氣量在轉(zhuǎn)速200 rpm時為54.5%，1000 r·min-1時增加到78.4%，5000 r·min-1時為93.6%.對于RC-60轉(zhuǎn)子發(fā)動機，組合式徑向密封片的密封性能優(yōu)于整體式，特別是在低速情況下，組合式徑向密封片有利于發(fā)動機啟動.

圖9 工作腔內(nèi)存氣量隨轉(zhuǎn)速的變化[17]Fig.9 Variation in the air volume in the chamber with rotating speed[17]

關(guān)于漏氣量隨轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律，馬重芳等[17]認(rèn)為隨著轉(zhuǎn)速的增加，當(dāng)量漏氣面積增加，但轉(zhuǎn)速增加速度比當(dāng)量漏氣面積增長更快，氣體泄漏的時間更短，因此漏氣量隨轉(zhuǎn)速增加而減小.

許右龍[18]利用UAV轉(zhuǎn)子機進(jìn)行臺架實驗，通過改變發(fā)動機轉(zhuǎn)速，分析了不同轉(zhuǎn)速下汽缸壓力的變化，并估計轉(zhuǎn)子徑向密封片的漏氣間隙變化主要發(fā)生于壓縮過程與膨脹過程.發(fā)動機轉(zhuǎn)速越高，漏氣間隙也會越小，泄漏程度越低；反之，轉(zhuǎn)速越低漏氣間隙越大，氣體泄漏越嚴(yán)重.

Nagao等[19]分析了影響氣體泄漏的各個因素以及各因素在總漏氣量中的占比，圖10給出氣體泄漏的各個因素，圖11給出了泄漏總量.可見徑向密封片處是漏氣最大的地方.同時當(dāng)徑向密封片經(jīng)過火花塞孔時，火花塞腔的漏氣是不可忽略的.

圖10 不同位置的氣體泄漏率示意圖[19]Fig.10 Gas leakage rate at different piston positions[19]

圖11 不同位置的總漏氣量示意圖[19]Fig.11 Schematic diagram of total gas leakage at different positions[19]

Picard等[20]提出了一種考慮徑向密封片受力情況和竄動的估算轉(zhuǎn)子機徑向密封和角部密封氣體泄漏的建模方法.結(jié)果表明，徑向密封片處主要泄漏組成為：角密封間隙處的泄漏；通過火花塞孔腔時徑向密封片頂部的泄漏；高速下徑向密封片側(cè)面處的泄漏.其中角密封處的泄漏是主要泄漏部位，隨著間隙的增大漏氣量增大；前火花塞腔處的漏氣是其次重要的泄漏部位；徑向密封片側(cè)面的泄漏在低速時可以忽略不計，但隨著轉(zhuǎn)速增加而隨之增加；后火花塞腔處和徑向密封片頂部的泄漏量很小.圖12給出火花塞處的漏氣路徑示意.

圖12 火花塞腔處的漏氣Fig.12 Gas leakage in the spark plug cavity

Fan等[21-22]在研究天然氣/氫氣轉(zhuǎn)子機氫氣噴射策略及徑向泄漏對燃燒性能的影響時，建立了帶有漏氣間隙的三維仿真模型并進(jìn)行了數(shù)值模擬研究.張耀元[23]在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究了徑向漏氣對轉(zhuǎn)子機燃燒性能的影響.漏氣氣流的強度隨漏氣間隙增大而增大，隨轉(zhuǎn)速降低而降低.小的漏氣間隙不會改變流場的基本結(jié)構(gòu)，而大的漏氣間隙則會改變流場的基本結(jié)構(gòu)，使燃燒室前部的氣流變成了滾流形式.同時漏氣存在使得充量效率和缸內(nèi)壓力都會降低，也會降低進(jìn)氣沖程前期的平均湍動能.

針對火花塞處的漏氣，Yamaoka[24]指出火花塞處的漏氣還會導(dǎo)致火花塞腔處的積碳，為了減小火花塞腔處的漏氣，文獻(xiàn)中給出優(yōu)化方案，如圖13所示，將火花塞移向缸體短軸同時改變火花塞的角度和腔室的形狀來減小該處漏氣.

根據(jù)這些研究，可以發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)子機漏氣位置較多，密封難度較大，且在低速運行時漏氣嚴(yán)重，轉(zhuǎn)子機漏氣最多的位置是徑向密封片處，漏氣最嚴(yán)重的階段發(fā)生在壓縮與燃燒階段，這一階段也是振拍最嚴(yán)重的階段，也對應(yīng)著缸體振紋出現(xiàn)的位置，該處漏氣量較多與徑向密封片的振拍存在著聯(lián)系.

2.4 徑向密封片的磨損

轉(zhuǎn)子機經(jīng)一段時間的運轉(zhuǎn)后，徑向密封片頂部圓弧會發(fā)生磨損.磨損會影響轉(zhuǎn)子機的氣缸幾何精度、密封的性能和發(fā)動機的使用壽命.因此一般在設(shè)計轉(zhuǎn)子機之初，會模擬仿真發(fā)動機密封片的磨損過程并對密封片的接觸應(yīng)力進(jìn)行校核.

賀澤龍等[25]采用準(zhǔn)靜態(tài)的方法，利用UG Grip建立磨損仿真模型進(jìn)行數(shù)值模擬.如圖14示，徑向密封片頂部圓弧中部磨損量較小，而兩邊磨損量較大.此外，賀澤龍等[26]得出徑向密封片中部的油膜厚度較大，兩邊油膜厚度較小，油膜厚度分布情況見圖15所示，徑向密封片的兩邊相對于中間更容易磨損.與徑向密封片實際磨損情況相吻合.

圖14 徑向密封片不同時間的磨損量[25]Fig.14 Wearing capacity of the apex seal at different time[25]

圖15 向密封片最小油膜厚度分布[26]Fig.15 Minimum oil film thickness distribution of the apex seal roof[26]

北京理工大學(xué)Jiang等[27]通過數(shù)值模擬研究了混合潤滑情況下徑向密封片頂部工作面的磨損情況，見圖16所示，徑向密封片頂部磨損最嚴(yán)重的部位對應(yīng)最大擺動角附近，且隨著發(fā)動機運行時間的增加各擺動角對應(yīng)的磨損量趨于一致.同樣可以認(rèn)為徑向密封片磨損最嚴(yán)重的地方位于徑向密封片頂部工作面的兩側(cè)，且隨著發(fā)動機運轉(zhuǎn)時間的增加頂部各處的磨損趨于均勻.

圖16 不同旋轉(zhuǎn)圈數(shù)下徑向密封片的磨損深度[27]Fig.16 Wear depth of the apex seal with different circles[27]

值得注意的是，徑向密封片頂部圓弧兩側(cè)磨損相較于中部更加嚴(yán)重，要解決徑向密封片的磨損問題，除了良好的潤滑之外，低摩擦系數(shù)材料的選取尤為重要，同時徑向密封片頂部圓弧兩側(cè)也可以進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化以減小磨損量.

3 徑向密封片的發(fā)展

徑向密封片的發(fā)展與轉(zhuǎn)子機的發(fā)展密不可分，西德NSU公司在1954年開始研制和試驗三角活塞旋轉(zhuǎn)發(fā)動機[13]，是最早研制轉(zhuǎn)子機的公司，并設(shè)計了世界上第一臺轉(zhuǎn)子機原型機DKM54和KKM57[28]，NSU公司對轉(zhuǎn)子機的發(fā)展具有深遠(yuǎn)的影響.日本Mazda公司是目前唯一真正實現(xiàn)轉(zhuǎn)子機的量產(chǎn)并應(yīng)用到汽車發(fā)動機領(lǐng)域的公司.

針對徑向密封片存在的竄動、漏氣和磨損以及缸體振紋等問題，西德NSU公司、美國Curtiss Wright公司、日本Mazda公司等對徑向密封片進(jìn)行了改進(jìn)，其中以NSU公司和日本Mazda公司對徑向密封片的改進(jìn)和設(shè)計影響最大.

3.1 西德NSU公司對徑向密封片的改進(jìn)

NSU早期研制的轉(zhuǎn)子機采用整體式徑向密封片，像KKM125、KKM250[28]等型號.整體式徑向密封片存在振拍、漏氣和磨損三個瓶頸問題，不能夠很好地實現(xiàn)密封.

針對徑向密封片的漏氣問題，特別是低速時漏氣量較大，需要在設(shè)計上減小漏氣間隙的面積，NSU公司設(shè)計三段組合式徑向密封片并將其應(yīng)用在 KKM502、KKM510、KKM512、KKM871等型號轉(zhuǎn)子機上.如圖17所示，三片組合式徑向密封片由中間片和兩個小角片組成，中間片兩端與氣缸蓋或中間隔板之間有長度方向上的很小間隙，兩個角片之間設(shè)置有彈簧[13].

圖17 三段組合式徑向密封片F(xiàn)ig.17 Three-piece split-type apex seal

三段組合式徑向密封片兩端的小角借助于片槽中的彈簧力軸向地向外推壓以保證與前后缸蓋間的密封性，從而改善轉(zhuǎn)子機密封性能.通過采用三段式結(jié)構(gòu)大大減少徑向密封片頂部的漏氣，如圖18所示，通過發(fā)動機轉(zhuǎn)速與平均缸內(nèi)有效壓力BMEP的關(guān)系曲線，可以得到三段式結(jié)構(gòu)比整體式結(jié)構(gòu)密封性能更好，特別是在低速時優(yōu)勢更加明顯[29-30].

圖18 整體式與三段式徑向密封片比較 (節(jié)氣門全開)[29-30]Fig.18 Three-piece apex seal compared to the single-piece apex seal(W.O.T) [29-30]

但是三段組合式徑向密封片的中間片部分脆弱，中間片常用材料無法承受高壓氣體的作用力和高速時的慣性力而發(fā)生斷裂.為了改善徑向密封片底部氣體脈動引起的振拍現(xiàn)象，西德NSU公司在三段組合式徑向密封片的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，在徑向密封片中間片的前導(dǎo)面的下方開了幾道切口[13]，見圖19所示.這種改進(jìn)后的徑向密封片被用在1967年生產(chǎn)的KKM612型發(fā)動機上.其工作原理見圖20所示，采用這種密封片即使密封片處于傾斜狀態(tài)時，還可以把高壓氣體引進(jìn)密封片底部，從而對密封片產(chǎn)生壓力，使其緊貼氣缸型面，從而達(dá)到有效密封的目的，消除由于密封片底部氣體壓力脈動變化導(dǎo)致的竄動問題.

圖19 開設(shè)切口的三片組合式徑向密封片F(xiàn)ig.19 Three-piece split-type apex seal with cavity

圖20 KKM612發(fā)動機徑向密封片工作原理[13]Fig.20 Principle of the KKM612 rotary engine apex seal[13]

3.2 日本Mazda公司對徑向密封片的改進(jìn)

1956年，Mazda公司意識到NSU的KKM轉(zhuǎn)子機存在嚴(yán)重缸體振紋問題，消除缸體振紋是使轉(zhuǎn)子機實現(xiàn)實用并可行的首要技術(shù)問題.

早期Mazda從徑向密封片的固有振動頻率入手解決缸體振紋問題，在1963年推出L8A型轉(zhuǎn)子機，取得了突破性進(jìn)展，L8A機型的徑向密封片在中間開有縱橫交叉孔[13]，見圖21所示.

圖21 交叉孔徑向密封片[13]Fig.21 Cross-hollow apex seal[13]

將這種徑向密封片與鑄鐵材料和炭精材料，壓緊在鍍鉻面上作摩擦振動特性試驗，圖22為材料的摩擦系數(shù)與其振幅的關(guān)系.可見交叉孔徑向密封片的摩擦振動振幅僅次于炭精材料的徑向密封片，具有良好的摩擦振動特性.這種徑向密封片消除了缸體振紋，通過了300 h極限測試[1]，然而這個突破性技術(shù)并沒有在大規(guī)模生產(chǎn)的轉(zhuǎn)子機中使用，而是在材料和結(jié)構(gòu)方面促進(jìn)了徑向密封片的研究.

圖22 摩擦系數(shù)與摩擦振動振幅的關(guān)系[13]Fig.22 Relation between the friction coefficient and frictional vibration amplitude[13]

Mazda公司在1985年前產(chǎn)生的早期型號轉(zhuǎn)子機12A、12B、13B上采用了兩段式徑向密封片，見圖23所示，其基本原理與NSU公司的三段組合式徑向密封片相同.

圖23 整體式與組合式徑向密封片F(xiàn)ig.23 Solid-type and split-type apex seal

Mazda公司后在原有兩段式徑向密封片的基礎(chǔ)上采用雙彈簧設(shè)計，并用在RX7車型的13B-MSP轉(zhuǎn)子機上，見圖24所示.

圖24 設(shè)置有雙彈簧的兩段式徑向密封片F(xiàn)ig.24 Two-piece split-type apex seal with dual springs

值得一提的是，該結(jié)構(gòu)的徑向密封片同樣用在Mazda787B的R26B四轉(zhuǎn)子機上.R26B轉(zhuǎn)子機采用大量先進(jìn)的技術(shù)，使得Mazda787B賽車贏得1991年勒芒24 h耐力賽冠軍[31]，證明了這種密封結(jié)構(gòu)的可靠性.Mazda在最新的RENESIS轉(zhuǎn)子機也采用了雙彈簧的設(shè)計，同時減小密封片尺寸來減離心力的作用，減小摩擦力和磨損[32].

下面結(jié)合圖25說明其工作原理，雙彈簧徑向密封片的彈簧為兩個單片板彈簧Ⅰ和Ⅱ，其中片彈簧Ⅰ的拱形跨距和高度都要大于片彈簧Ⅱ，當(dāng)徑向密封片所需彈力較小時，此時片彈簧Ⅰ發(fā)生較小形變，只有片彈簧Ⅰ工作，提供的彈力為Fs，如圖25(a)所示；當(dāng)徑向密封片需要較大彈力時，片彈簧Ⅰ已經(jīng)無法提供足夠的彈力，彈簧Ⅰ發(fā)生較大形變，此時片彈簧Ⅱ開始工作，此時片彈簧Ⅰ和片彈簧Ⅱ提供的彈力為Fs+Fs′，如圖25(b)所示.

圖25 雙彈簧工作原理示意圖.(a) 彈簧Ⅰ工作；(b) 彈簧Ⅰ與Ⅱ工作Fig.25 Working principle of the apex seal’s dual spring: (a) only springⅠ works; (b) spring Ⅰ and spring Ⅱ work

為了進(jìn)一步提高轉(zhuǎn)子機的密封性能，Mazda在1985年推出的NewRX-7車型上采用最新的13B-REW型號轉(zhuǎn)子機上，該發(fā)動機采用上下斜分割三段式徑向密封片，見圖26所示，相比于原兩段式徑向密封片，其厚度由3減小到2 mm，通過減小厚度來減輕質(zhì)量，進(jìn)而減小其頂部所受的氣體作用力和徑向密封片所受的慣性力[33].除了尺寸減小之外，新的徑向密封片由兩段式設(shè)計改為三段式設(shè)計，密封片中間片橫向成角度地分為頂部和底部，分割角為60°，在作用于頂部的楔形效應(yīng)的幫助下，密封槽接觸從兩段式密封片中的線接觸變?yōu)槿问矫芊庵械拿娼佑|[33]，同時徑向密封片下方設(shè)置兩個片彈簧.

圖26 上下斜分割三段式徑向密封片F(xiàn)ig.26 Mazda three-piece split-type apex seal

上下斜分割三段式徑向密封片的密封原理如圖27所示，傳統(tǒng)兩段式徑向密封片從高壓側(cè)向低壓側(cè)移動時，高壓氣體會經(jīng)密封片底部向低壓氣室泄漏，同時密封片在安裝槽中發(fā)生傾側(cè)時，也會影響密封效果.上下斜分割三段式徑向密封片在氣體壓力的作用下，密封片下側(cè)部分帶動上側(cè)部分在密封片槽中向低壓側(cè)移動，徑向密封片頂部與氣缸型面始終保持嚴(yán)密貼合，實現(xiàn)良好的一次密封.同時在楔形效應(yīng)下，密封片上側(cè)部分沿著斜分割面向低壓側(cè)移動，同時發(fā)生傾斜，阻止氣體經(jīng)密封片底部槽向低壓腔室泄漏，實現(xiàn)二次密封.

圖27 上下斜分割三段式徑向密封片密封原理Fig.27 Sealing principle of the Mazda three-piece apex seal

3.3 美國Curtiss-Wright公司對徑向密封片的改進(jìn)

美國Curtiss-Wright公司自1958年從NSU公司獲得專利后，主要生成用于航空領(lǐng)域的轉(zhuǎn)子機.Curtiss-Wright公司1958年設(shè)計RC1-60型轉(zhuǎn)子機在1959年3月首次測試，功率輸出低，在密封件失效前其壽命在最大功率下僅有幾個小時，隨運行時間的增加徑向密封片發(fā)生斷裂[34-35].該發(fā)動機采用的徑向密封片見圖28所示，該徑向密封片為三段式，兩端為三角形副片，利用連接鍵與中間片連接，連接鍵處脆弱易斷，這種結(jié)構(gòu)的徑向密封片耐久性差.

圖28 RC1-60轉(zhuǎn)子機密封結(jié)構(gòu)[34]Fig.28 Structure of RC1-60 rotary engine seals[34]

1963年Curtiss-Wright設(shè)計了一種整體的密封片，該密封片雖然耐久性得到了改善，但在低速情況下存在較為嚴(yán)重的漏氣現(xiàn)象.1966年Curtiss-Wright公司重新采用三段式徑向密封片[36]的轉(zhuǎn)子機.圖29為不同年代Curtiss-Wright公司對轉(zhuǎn)子機密封結(jié)構(gòu)的改進(jìn).

圖29 不同年代Curtiss-Wright公司對轉(zhuǎn)子機密封結(jié)構(gòu)的改進(jìn)[36]Fig.29 Chronology of the Curtiss-Wright sealing grid development[36]

Curtiss-Wright公司的Jones[37]提出了一種見圖30所示的先進(jìn)的徑向密封片裝置，該裝置可以利用高速旋轉(zhuǎn)時的離心力避免密封片脫離氣缸型面.不過該裝置并未進(jìn)行過測試.

圖30 平衡可伸縮徑向密封裝置[37]Fig.30 Counterweight retracted seal[37]

4 徑向密封片材料的選取

徑向密封片與氣缸型面之間的磨損和徑向密封片的材料特性有直接關(guān)系，徑向密封片的設(shè)計和材料選取起著關(guān)鍵作用.徑向密封片的材料要求低滑動摩擦系數(shù)和良好的耐磨性能，而且具有高機械強度、高導(dǎo)熱性、低熱膨脹性、高沖擊強度、低密度，同時要和缸體有良好的相容性[38].

4.1 炭精材料

對于徑向密封片材料的選取，早期研究人員試驗了炭精、合金鑄鐵、粉末冶金、工程塑料等.采用金屬徑向密封片在無潤滑的情況下難以克服缸體型面的振紋，塑料徑向密封片耐熱性得不到解決.炭精徑向密封片雖然強度較低但是可以避免缸體產(chǎn)生振紋[39].

1962年NSU公司開始采用炭精材料徑向密封片，早期試驗壽命不足50 h且存在斷裂、氧化和腐蝕等問題，經(jīng)過改進(jìn)后的炭精材料壽命可達(dá)200 h，磨損量降低至 1 μm·h-1[13].日本東洋工業(yè)同樣采用具有自潤滑和減振功能的炭精材料密封片，經(jīng) 10000 km 測試，磨損量為 0.07 ～ 0.1 mm，鍍鉻缸體的磨損基本可以忽略不計[40]，解決了缸體振紋的問題.

但是受車輛實際運行過程中發(fā)動機爆震的影響，炭精材料的徑向密封片易發(fā)生斷裂，此后1967年后NSU公司在KKM612轉(zhuǎn)子機上重新采用金屬徑向密封片，美國Curtiss-Wright公司則改用高鉻合金鑄鐵材料密封片同時缸體鍍鉻，以改善徑向密封片的磨損狀況[41].

1964年Mazda和日本碳素公司合作，研制滲鋁炭精材料的徑向密封片[13]，見圖31所示，由于炭精具有良好的自潤滑特性，同時炭精材料具有多孔隙的特點，可利用合金填充這些間隙，采用鋁浸漬工藝后提高徑向密封片的強度[42].

圖31 滲鋁炭精徑向密封片F(xiàn)ig.31 Alumetizing carbon apex seal

Yamamoto[43]提到10A、13A[40]轉(zhuǎn)子機上也是采用滲鋁炭精材料的徑向密封片，該材料質(zhì)量小、摩擦系數(shù)低、阻尼性能好.該徑向密封片比重為2.107 g·cm-3，抗彎強度 1571 kg·cm-2，肖氏硬度 110，干磨摩擦系數(shù)0.2，半干磨摩擦系數(shù)0.12[40]，相比于炭精材料的徑向密封片，這種材料的徑向密封片的強度更高，同時改善與鍍鉻缸體間的摩擦特性，對搭載這種材料徑向密封片的轉(zhuǎn)子機，Mazda進(jìn)行了60000英里的道路測試，顯示該徑向密封片高度方向磨損量僅為0.04 mm，鍍鉻缸體的磨損低于10 μm[43].解決了徑向密封片對氣缸型面的刮傷和磨損嚴(yán)重的問題.

4.2 激冷鑄鐵材料

根據(jù)國內(nèi)對日本10A、13A型轉(zhuǎn)子發(fā)動機滲鋁炭精徑向密封片的試驗報告，臺架試驗55 h后徑向密封片平均磨損量為0.0051 mm·h-1，試驗55 h后炭精部分尖角斷裂導(dǎo)致徑向密封片失效[39].雖然滲鋁炭精材料具有良好的自潤滑特性與較低的磨損，強度優(yōu)于炭精材料，但其強度仍無法滿足轉(zhuǎn)子發(fā)動機長時間的運轉(zhuǎn)需要.

日本 Mazda公司 Muroki[44]和 Yamamoto[45]給出了一種徑向密封片材料的處理方法，見圖32所示，選用鑄鐵作為徑向密封片材料，徑向密封片基底為貝氏體球墨鑄鐵，對徑向密封片頂部圓弧面利用電子束熔化并快速固化處理，從而在徑向密封片頂部形成一個3 mm的冷卻層，冷卻層中含有比普通冷硬鑄造更細(xì)的結(jié)晶碳，具有優(yōu)異的抗磨性能，使徑向密封片具有更高的強度和硬度、更好的耐磨性能，大大增加徑向密封片的使用壽命.Ohkubo等[32]提出Mazda最先進(jìn)的 13B-RENESIS轉(zhuǎn)子發(fā)動機也是采用了這種激冷處理的鑄鐵材料徑向密封片.

圖32 徑向密封片圓弧面冷激處理[45]Fig.32 Electron beam melting process for the apex seal and its cross section[45]

激冷鑄鐵摩擦系數(shù)在0.07 ～ 0.12之間波動，小于耐磨鑄鐵、球磨鑄鐵與45鋼，隨著載荷增加，激冷鑄鐵試件表面未出現(xiàn)刮痕與點蝕[46]，激冷鑄鐵具有良好的耐磨性、抗振性、自潤滑性，同時硬度高、韌性好、工藝簡單成本低，使其成為當(dāng)前Mazda徑向密封片的主要選擇.

4.3 鋼結(jié)硬質(zhì)合金材料

為了保證高溫工作條件下良好的磨損性能，西德NSU公司早期采用IKA合金，但NSU工程師忽略了IKA金屬低溫時磨損嚴(yán)重的問題，導(dǎo)致徑向密封片性能不佳.碳鋼和合金鋼硬度低、耐磨性差，并不能滿足徑向密封片的工作需要[38].20世紀(jì)20年代出現(xiàn)硬質(zhì)合金，硬質(zhì)合金硬度高、耐磨性好，但是燒結(jié)成型后不能機械加工，脆性大，抗沖擊差[47].

直到20世紀(jì)七70年代采用鋼結(jié)合金材料，密封片的材料問題才取得一定的突破.西德R80型、KKM612型[13]轉(zhuǎn)子機上采用的是高鉻鋼鋼結(jié)合金Ferro-Titanit-WF(WF-KKM)的徑向密封片與Elnisil(鎳與碳化硅電鍍沉積物)缸體鍍體層相匹配的密封系統(tǒng).取得良好的效果[38].

鋼結(jié)硬質(zhì)合金簡稱鋼結(jié)合金，是一種以鋼做黏結(jié)相，以碳化物做硬質(zhì)相的硬質(zhì)合金材料[48].鋼結(jié)合金與鋼相比有較高的剛性、彈性模量、抗彎強度和抗壓強度，與硬質(zhì)合金相比有較高的韌性，同時擁有較高的比強度、良好的自潤滑性能、高的阻尼特性與固有頻率，此外還具有優(yōu)異的化學(xué)穩(wěn)定性，耐高溫、抗氧化、抗燃?xì)獾母g，可以滿足徑向密封片的要求[38].

Ellis等[49]采用阿爾法LFW-Ⅰ型摩擦磨損試驗機對3組徑向密封系統(tǒng)進(jìn)行試驗，用塊代表徑向密封片、用環(huán)代替氣缸型面.分別為碳化鈦鋼結(jié)硬質(zhì)合金（Ferro-TiC）對Elnisil密封系統(tǒng)、Ferro-TiC對鍍鉻層密封系統(tǒng)、全Ferro-TiC密封系統(tǒng).文獻(xiàn)根據(jù)實驗證明碳化鈦鋼結(jié)硬質(zhì)合金具有良好的磨損性能.同時文獻(xiàn)證明鋼結(jié)硬質(zhì)合金徑向密封片與鍍鉻缸體的密封系統(tǒng)相較于石墨-鋁徑向密封片與鍍鉻缸體的密封系統(tǒng)擁有更好的磨損性能，其磨損特性見圖33所示.

圖33 石墨-鋁與Ferro-TiC CSM塊對鍍鉻環(huán)磨損特性[49]Fig.33 Wear properties of a graphite-aluminum and Ferro-TiC CSM block against a chrome-plated ring[49]

文獻(xiàn)[49]中比較了定滑動速度不同載荷和定滑動速度定載荷下不同溫度下3種密封系統(tǒng)的摩擦特性.根據(jù)圖34和圖35可得，全Ferro-TiC密封系統(tǒng)動摩擦系數(shù)最低，具有最佳磨損性能.

圖34 各種密封系統(tǒng)在室溫下的摩擦特性[49]Fig.34 Friction characteristics of various sealing systems at room temperature[49]

圖35 各種密封系統(tǒng)在高溫下的摩擦特性[49]Fig.35 Friction characteristics of three systems at elevated temperatures[49]

日本鈴木公司的RE-5摩托車用轉(zhuǎn)子機的三段組合式徑向密封片采用Ferro-TiC合金材料[50]，合金中含有34.5%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的TiC，材料硬度HRC65，抗彎強度155 kg·mm-2，經(jīng)道路試驗，徑向密封片的磨損量每100 km為 0.7 μm.

4.4 陶瓷材料

氮化硅陶瓷是在20世紀(jì)50年代才發(fā)展起來的，是一種理想的高溫工程結(jié)構(gòu)材料，氮化硅陶瓷具有如下性能：強度高；抗氧化性、抗熱震性好；抗蠕變性好；結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性好[51].

盧法和余乃彪[11]給出一種用于徑向密封片的熱壓氮化硅工程陶瓷材料，用于國產(chǎn)GZ2-900機型，該陶瓷材料抗彎強度為700～800 MPa，抗沖擊韌度達(dá)0.4 MPa，泊松比為0.25，屈服強度≥200 MPa，硬度可達(dá)HRC70以上，具有良好的高溫機械性能，耐磨且摩擦系數(shù)小，具有良好的耐磨性和自潤滑性，是一種理想的徑向密封片材料.

陶瓷材料雖然性能優(yōu)異，但抗機械振動性能和韌性較差，缺乏塑性變形能力，遇發(fā)動機爆震易碎.為了解決陶瓷材料脆性問題，日本Mazda公司對陶瓷材料進(jìn)一步改進(jìn)，Mazda公司在787B賽車的R26B四轉(zhuǎn)子機上采用纖維增強陶瓷材料的徑向密封片.賽車發(fā)動機轉(zhuǎn)速高功率大，以前賽車上采用的徑向密封片的強度無法滿足，這種陶瓷材料的新型兩段式徑向密封片在保證發(fā)動機高輸出功率的同時具備高強度和良好的耐磨性.這種陶瓷材料基體采用高硬度、高彎曲強度的氮化硅，采用短碳化硅纖維增強，提高材料的斷裂韌性和耐磨性[31].表1為這種陶瓷材料與炭精材料的性能比較.

表1 徑向密封片材料的特性比較[31]Table 1 Comparison of properties of radial seal materials

5 徑向密封片的展望

當(dāng)前結(jié)構(gòu)的徑向密封片已經(jīng)解決了工程應(yīng)用問題，但是徑向密封片的竄動、漏氣和磨損問題并沒有得到根本上的解決，需要徑向密封片結(jié)構(gòu)和材料上的突破.

5.1 新型徑向密封片結(jié)構(gòu)

針對NSU帶切口的三段式徑向密封片，可以對切口做進(jìn)一步的優(yōu)化，見圖36所示，原徑向密封片的切口只設(shè)置在前導(dǎo)面，可以在徑向密封片的前導(dǎo)面和后導(dǎo)面都設(shè)置切口，切口的形狀可以改為喇叭狀.

圖36 帶喇叭狀切口的徑向密封片設(shè)計Fig.36 New apex seal design with a trumpet-shaped notch

這種切口具備擴壓管功能，切口不僅將高壓氣室內(nèi)的氣體引入徑向密封片底部，防止徑向密封片底部氣體脈動而導(dǎo)致竄動和漏氣現(xiàn)象，同時利用擴壓管的增壓作用可以提高徑向密封片底部的背壓值，為徑向密封片提供足夠的氣體背壓將徑向密封片壓向氣缸型面，進(jìn)而提高徑向密封片的氣密性，減少漏氣的發(fā)生.如圖37所示，當(dāng)燃燒腔的氣體壓力p2大于進(jìn)氣腔氣體壓力p1與排氣腔氣體壓力p3時，上止點前的徑向密封片與上止點后的徑向密封片在凹槽中發(fā)生傾斜時，該切口仍能將高溫高壓氣體引入到徑向密封片底部.同時該結(jié)構(gòu)形狀簡單，方便加工，對于較厚的徑向密封片可行性較高，但對于厚度較小的徑向密封片則加工困難.

圖37 帶切口的密封片工作原理示意圖.(a)上止點前徑向密封片;(b)上止點后徑向密封片F(xiàn)ig.37 Principle of the apex seal with a trumpet-shaped notch: (a) apex seal before TDC; (b) apex seal after TDC

針對徑向密封片的磨損問題，可以改變徑向密封片與氣缸型面之間的摩擦形式，將原來徑向密封片滑動摩擦改變?yōu)闈L動摩擦.轉(zhuǎn)子機徑向密封片與缸體始終是線接觸，磨損比較嚴(yán)重，可以在原徑向密封片的基礎(chǔ)上，在其前段與缸體接觸的密封面開出一個圓柱形的通孔，在開出的孔中裝入一根與徑向密封片等長的滾針，見圖38所示.該滾針材料選需要承受高溫、高壓、強腐蝕和潤滑不良等工作條件[52].

圖38 帶滾針的徑向密封片設(shè)計Fig.38 Apex seal design with a roller pin

不同于滑動摩擦的機理，除非接觸面存在很大的滑動，滾動摩擦通常不存在犁溝效應(yīng)，黏著結(jié)點的剪切阻力很小，不發(fā)生黏著結(jié)點剪切等現(xiàn)象，因此滾動摩擦的阻力系數(shù)很小，一般滾動摩擦系數(shù)在0.001數(shù)量級，特別是鋼對鋼的滾動摩擦阻力系數(shù)在0.0001數(shù)量級上，而一般情況下汽車發(fā)動機氣缸與活塞之間的滑動摩擦系數(shù)在0.17～0.3之間.在相同的金屬材料與載荷的情況下，徑向密封片所受的滾動摩擦力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于滑動摩擦力.

由于徑向密封片普遍尺寸很小，因此滾針的直徑會很小，同時滾針要承受轉(zhuǎn)子機的高轉(zhuǎn)速，當(dāng)徑向密封片發(fā)生振拍時，滾針還要承受沖擊載荷與振動載荷，對滾針的材料性能要求較高，對滾針的安裝及潤滑也是要解決的關(guān)鍵問題.

為了提高徑向密封片的密封性能，借鑒往復(fù)式活塞發(fā)動機采用多個活塞環(huán)進(jìn)行密封的方式，Rose等[53]提出在轉(zhuǎn)子的每個頂點使用多個密封片，如圖39所示，所有的頂部片同時與氣缸型面接觸，提高了接觸的面積，提高了密封性能，提供了防止氣體泄漏的多重屏障，增加了高壓氣體向低壓側(cè)工作腔室泄漏的路徑和難度.

圖39 多密封片的徑向密封片系統(tǒng)Fig.39 Multi-apex sealing system

轉(zhuǎn)子上開設(shè)多個安裝槽及安裝多個徑向密封片可以基于現(xiàn)有技術(shù)實現(xiàn)，但是密封片數(shù)量的增加會導(dǎo)致徑向密封裝置與氣缸型面之間的摩擦力，導(dǎo)致發(fā)動機摩擦功率損失增加.

Martinez等[54]為微電機系統(tǒng)(MEMS)設(shè)計了一種微型轉(zhuǎn)子壓縮機，將徑向密封片設(shè)計為轉(zhuǎn)子的一部分，并設(shè)計成懸臂式密封，見圖40所示.這種密封設(shè)計結(jié)構(gòu)簡單，消除了原徑向密封片的竄動問題，但可能存在共振和強度上的問題，同時轉(zhuǎn)子與缸體直接接觸，懸臂的彈性模量直接影響發(fā)動機摩擦功率損失.Heppner等[55]對這種設(shè)計進(jìn)行了數(shù)值模擬與臺架試驗，這種設(shè)計會導(dǎo)致發(fā)動機的壓縮比下降，相比于無密封片的微型轉(zhuǎn)子發(fā)動機初始壓縮比下降25%，對發(fā)動機性能產(chǎn)生不利的影響.

圖40 懸臂式徑向密封裝置[55]Fig.40 Cantilever flexure apex seal[55]

這種密封結(jié)構(gòu)的懸臂下面存在凹槽，導(dǎo)致發(fā)動機壓縮比下降，影響燃燒流場，凹槽中會殘留氣體及產(chǎn)生積碳，對發(fā)動機燃燒性能造成不利影響.

Zhang等[56]研究了類金剛石涂層(DLC)對小型轉(zhuǎn)子發(fā)動機徑向密封片摩擦功率損失的影響，認(rèn)為DLC(類金剛石)涂層具有低摩擦系數(shù)，可以降低摩擦功率損失，通過摩擦測試儀測定了DLC涂層與球磨鑄鐵的摩擦系數(shù)，見圖41所示，當(dāng)摩擦系數(shù)趨于穩(wěn)定時，DLC涂層的平均摩擦系數(shù)為1.5，而無DLC涂層的球墨鑄鐵的平均摩擦系數(shù)為0.22.通過數(shù)值模擬與試驗分析，DLC涂層表面的徑向密封片的摩擦功率損失為未涂層表面的55%.

圖41 DLC涂層表面與球磨鑄鐵的摩擦系數(shù)[56]Fig.41 Friction coefficients of the DLC coated surface and ductile cast iron[56]

除了采用新的涂層材料，還可以采用激光進(jìn)行表面紋理化處理降低摩擦功率損失.Etsion和Sher[57]對活塞環(huán)進(jìn)行激光表面紋理化處理，降低了摩擦功率損失和油耗.Morris等[58]對徑向密封片頂部進(jìn)行激光表面紋理化處理，圖42所示為激光表面紋理化處理后的徑向密封片，可使徑向密封片處的摩擦功率損失降低了30%.

圖42 激光表面紋理化處理后的徑向密封片表面[58]Fig.42 Laser surface textured seal surface[58]

徑向密封片與氣缸型面是一對共軛摩擦副，除了在現(xiàn)有徑向密封片結(jié)構(gòu)上進(jìn)行改進(jìn)之外，還可以通過改變氣缸體型線來改善徑向密封片的摩擦性能.傳統(tǒng)轉(zhuǎn)子機氣缸輪廓設(shè)計時未考慮徑向密封片的輪廓，Warren等[59]利用基于共軛對設(shè)計的偏差函數(shù)法，生成與徑向密封片共軛的缸體型線，該型線如圖43所示，圖中g(shù)1為創(chuàng)成曲線，即徑向密封片頂部圓弧曲線，r1與r2分別為外齒圈與內(nèi)齒圈的半徑，l為偏心距.相較于原缸體型線，新的缸體型線與徑向密封片的一致性使其具有更高的密封能力，可以減小密封件上的力，從而減小密封件與缸體的磨損，從而延長整個發(fā)動機的使用壽命.

圖43 基于徑向密封片的氣缸型線設(shè)計[59]Fig.43 Rotary engine profiles designed with an apex seal[59]

5.2 新型徑向密封片材料

考慮到徑向密封片潤滑效果差、磨損嚴(yán)重、工作環(huán)境惡劣的問題，一些工程結(jié)構(gòu)陶瓷具有耐高溫、高硬度、高耐磨性和良好自潤滑性，如果能解決脆性問題，陶瓷材料將是徑向密封片材料的未來發(fā)展的重要方向

針對徑向密封片采用的氮化硅陶瓷材料，可以采用自增韌陶瓷材料進(jìn)行改進(jìn).同時可以加入碳納米管、富勒烯、石墨烯等新型的碳同素異構(gòu)體[60]來提高氮化硅陶瓷的力學(xué)性能，圖44所示為碳的同素異構(gòu)體.例如可以采用碳納米管對氮化硅陶瓷進(jìn)行增韌，碳納米管具有極高的強度和極好的韌性.碳納米管的力學(xué)性能優(yōu)良，其強度約為鋼的100倍，而密度卻只有鋼的1/6而且在垂直于碳納米管的管軸方向具有極好的韌性，被認(rèn)為是未來的“超級纖維”[61].碳纖維增韌氮化硅陶瓷具有比氮化硅陶瓷更低的摩擦系數(shù)，更高的耐磨性和更高的斷裂韌性，同時碳纖維/氮化硅復(fù)合材料制備工藝較為成熟，是一種理想的徑向密封片材料.

圖44 碳的同素異構(gòu)體Fig.44 Carbon isotope isomer

石墨烯本征強度高達(dá)130 GPa，是鋼的100倍，同時具有優(yōu)異的延展性，可以提升材料的機械性能.石墨烯中特殊的強共價鍵使其在力學(xué)及結(jié)構(gòu)上具有許多獨特的性質(zhì)[62].在純鋁基體中添加0.54%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的石墨烯納米片，擠壓后的屈服強度和拉伸強度分別提高了228%和93%[63].此外，石墨烯還能增強無機材料如陶瓷、碳質(zhì)材料的力學(xué)和摩擦學(xué)性能[64].此外，碳材料在高溫下具有熱導(dǎo)率高、熱膨脹系數(shù)低的特點，能改善材料的抗熱震性[65]，碳及其同素異構(gòu)體的這些特性有利于徑向密封片在惡劣的工作環(huán)境下穩(wěn)定運行.

Hvizdo?等[66]研究發(fā)現(xiàn)石墨烯可以提高Si3N4陶瓷材料的斷裂韌性和耐磨性，當(dāng)加入3%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的石墨烯時，Si3N4陶瓷的磨損率降低了60%.Kvetková等[67]用石墨烯片制備的石墨烯/氮化硅復(fù)合陶瓷的強度明顯比氮化硅高，最高的強度值達(dá)到了9.92 MPa·m0.5并給出石墨烯片的增韌機理就是微裂紋偏轉(zhuǎn)、微裂紋分叉和裂紋橋聯(lián)，如圖45所示.

圖45 石墨烯增韌陶瓷的增韌機理示意圖[67].(a) 未增韌陶瓷;(b) 增韌陶瓷Fig.45 Schematic illustration of the toughening mechanisms in the ceramic-GPL composite[67]: (a) untoughened ceramics; (b) toughened ceramics

隨著納米技術(shù)的發(fā)展，納米陶瓷隨之產(chǎn)生.所謂納米陶瓷是指在陶瓷材料的顯微結(jié)構(gòu)中，晶粒、晶界以及它們之間的結(jié)合都處在納米水平.納米復(fù)合陶瓷增韌主要靠晶界納米相與晶內(nèi)納米相的貢獻(xiàn)，通過晶界納米相和基質(zhì)形成的高強度主晶界，對沿晶裂紋起強“釘扎”的作用，晶內(nèi)納米相的增韌作用在于形成晶界處的壓應(yīng)力，間接強化主晶界，同時使基質(zhì)晶粒內(nèi)部殘存拉應(yīng)力，再加上微裂紋和次界面，使基質(zhì)晶粒被弱化[68]，由于納米陶瓷晶粒的細(xì)化，晶界數(shù)量大幅增加，在主晶界強化和晶粒分化的共同作用下，材料的強度、韌性和超塑性大為提高[68-69].納米材料可以克服陶瓷材料質(zhì)地脆、韌性差的缺陷.納米結(jié)構(gòu)陶瓷材料是未來徑向密封片材料的一個重要的選擇，納米材料可以在較低溫度下燒結(jié)達(dá)到致密化的優(yōu)點，同時提高陶瓷材料的力學(xué)性能，提高陶瓷材料的硬度、斷裂韌性和低溫延展性，特別是高溫下使用使硬度和強度得到較大的提高[70].表2給出部分納米陶瓷材料的力學(xué)性能.

表2 納米陶瓷材料力學(xué)性能的改善[70]Table 2 Improvement of mechanical properties of nano-ceramic materials

6 結(jié)論

(1) 徑向密封片是轉(zhuǎn)子機最重要的密封組件，徑向密封片在工作過程中存在振拍、漏氣和磨損問題，導(dǎo)致氣缸型面出現(xiàn)振紋，影響轉(zhuǎn)子機的經(jīng)濟性能和使用壽命.

(2) 西德NSU、日本Mazda公司分別對整體式徑向密封片結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，通過開設(shè)交叉孔改變自振頻率來消除缸體振紋，采用3段組合式、兩段組合式、雙彈簧結(jié)構(gòu)、上下斜分割三段式來提高徑向密封片密封性能，同時在徑向密封片一側(cè)開設(shè)切口來解決振拍問題.

(3) 西德NSU公司、日本Mazda公司早期采用炭精材料來減小磨損、消除缸體振紋現(xiàn)象.但炭精材料存在強度不足易折斷的問題.鋼結(jié)硬質(zhì)合金的出現(xiàn)解決了徑向密封片強度不足的問題但不能解決磨損問題，Mazda采用滲鋁炭精材料、頂部圓弧冷激處理來改善磨損性能，同時采用纖維強化陶瓷材料，打開了徑向密封片材料的新方向.

(4) 轉(zhuǎn)子機的徑向密封片未來可采用包括兩側(cè)擴壓管狀切口來解決振拍問題，安裝滾針變滑動摩擦為滾動摩擦以改善摩擦性能，轉(zhuǎn)子上可采用多個徑向密封片來提高密封性能，針對小型和微型轉(zhuǎn)子機的懸臂一體式密封裝置也是一個新途徑，徑向密封片頂部圓弧的激光表面紋理化處理也是改善摩擦性能的重要措施.未來轉(zhuǎn)子機的徑向密封片可綜合采用多個結(jié)構(gòu)設(shè)計，以提高其工作性能.

(5) 未來轉(zhuǎn)子機徑向密封片不僅要采用新的創(chuàng)新性的結(jié)構(gòu)，新型材料的選擇同樣重要.針對徑向密封片處潤滑不佳的現(xiàn)狀，陶瓷材料是徑向密封片材料未來的主流方向，為了改善陶瓷材料韌性不足和抗振動性能差得問題，可以采用最新的碳纖維材料和石墨烯增韌，提高氮化硅陶瓷的力學(xué)性能和摩擦性能來滿足工作需要.同時隨著納米技術(shù)的發(fā)展，納米陶瓷也是徑向密封片材料的一個重要選擇.