陳堯興, 李志剛, 晏鑫, 李軍,2

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安; 2.先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)協(xié)同創(chuàng)新中心, 100191, 北京)

迷宮齒蘑菇形磨損時(shí)密封泄漏特性和轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)研究

陳堯興1, 李志剛1, 晏鑫1, 李軍1,2

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 710049, 西安; 2.先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)協(xié)同創(chuàng)新中心, 100191, 北京)

采用基于轉(zhuǎn)子多頻橢圓渦動(dòng)模型和動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)的Unsteady Reynolds-Averaged Navier-Stokes (URANS)方程求解方法,研究了迷宮齒蘑菇形磨損對(duì)密封泄漏特性和氣流激振轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,計(jì)算分析了未磨損以及磨損間隙分別為0.4、0.5、0.6 mm時(shí)的密封泄漏量,流場(chǎng)以及轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)。結(jié)果表明:迷宮齒蘑菇形磨損使得密封間隙內(nèi)縮流面積增加,導(dǎo)致迷宮密封泄漏量隨磨損間隙增加而增加,且當(dāng)磨損間隙大于0.4 mm時(shí),泄漏量隨磨損間隙增加而線性增加;迷宮齒蘑菇形磨損增加了密封的直接剛度,降低了密封交叉剛度的大小以及直接阻尼,但當(dāng)磨損間隙超過0.5 mm時(shí),直接阻尼不再發(fā)生改變;隨著迷宮齒蘑菇形磨損間隙增加,迷宮密封有效阻尼降低,從而使得轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性降低,但仍然處于穩(wěn)定范圍內(nèi)。

迷宮密封;迷宮齒蘑菇形磨損;泄漏特性,轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性;數(shù)值模擬

通常在透平機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行情況下,迷宮密封在其設(shè)計(jì)密封間隙下具有良好的封嚴(yán)性能,然而當(dāng)透平機(jī)組運(yùn)行在非穩(wěn)定工況下,如開機(jī)、停機(jī)以及熱重啟階段,迷宮密封靜子件容易與轉(zhuǎn)子件之間發(fā)生碰磨從而使得密封間隙增加,封嚴(yán)性能退化[1],同時(shí)引起密封氣流激振轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性發(fā)生改變。另一方面,迷宮齒的磨損形狀主要與迷宮齒和其碰撞面的材料硬度有關(guān)。當(dāng)迷宮齒材料硬度小于轉(zhuǎn)子材料硬度時(shí),迷宮齒在碰磨過程中則會(huì)形成蘑菇形結(jié)構(gòu)。Ghasripoor等公開了實(shí)際運(yùn)行過程中迷宮齒由于齒間磨損形成的蘑菇形迷宮齒結(jié)構(gòu)[1],如圖1所示。

圖1 迷宮齒蘑菇形磨損的實(shí)際結(jié)構(gòu)圖[1]

目前,關(guān)于密封磨損的研究主要集中在泄漏和傳熱特性方面。Xu等研究了迷宮齒彎曲、蘑菇形磨損,以及蘑菇形磨損和彎曲同時(shí)存在的情況下密封的泄漏特性,指出迷宮齒磨損或者彎曲能顯著增加密封泄漏量、降低透平效率[2]。Dogu等從幾何結(jié)構(gòu)(迷宮齒蘑菇形半徑、密封間隙)和運(yùn)行參數(shù)(壓比、轉(zhuǎn)速、齒數(shù))方面對(duì)迷宮密封蘑菇形磨損后的泄漏特性進(jìn)行了詳細(xì)的研究[3]。Rhode等指出密封靜子面磨損形成凹槽后密封泄漏量增加的原因是,迷宮齒間隙內(nèi)有效間隙增加以及迷宮齒附近流場(chǎng)發(fā)生改變[4]。Yan等采用流固耦合傳熱的方法對(duì)迷宮齒蘑菇形磨損后密封傳熱特性進(jìn)行了研究,指出靜子面與轉(zhuǎn)子面上的努塞爾數(shù)分布隨迷宮齒蘑菇形半徑增加而減小[5]。

然而,關(guān)于迷宮齒磨損后密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的研究較少。Childs等以壓氣機(jī)中典型層流緩沖油封為研究對(duì)象,開展了密封靜子面磨損形成凹槽后的油封結(jié)構(gòu)在不同偏心率下的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性研究,并指出當(dāng)偏心率大于0.5時(shí),靜子面磨損后的油封結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性低于光滑油封結(jié)構(gòu),但當(dāng)偏心率低于0.3時(shí),靜子面磨損后的油封結(jié)構(gòu)具有明顯更低的交叉剛度[6]。Wang等采用單控制體以及有限擾動(dòng)法對(duì)密封靜子面凹槽磨損后的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性進(jìn)行了研究,并分析了迷宮齒與凹槽中心的位置關(guān)系對(duì)轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,指出當(dāng)轉(zhuǎn)子面上迷宮齒位于凹槽上游時(shí),密封具有最大的直接阻尼[7]。

因此,本文以Ertas等的迷宮密封實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蚚8]為研究對(duì)象,開展迷宮齒蘑菇形磨損時(shí)密封泄漏特性和轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)的研究,為迷宮密封磨損狀態(tài)下的性能分析提供參考。

1 計(jì)算模型和數(shù)值方法

圖2 迷宮齒未磨損時(shí)迷宮密封三維計(jì)算模型

圖3 迷宮齒蘑菇形磨損前后密封幾何尺寸

圖2給出了迷宮齒未磨損時(shí)6齒直通式迷宮密封的三維計(jì)算模型,其中進(jìn)出口部分通過加長(zhǎng)處理以避免回流的產(chǎn)生。圖3給出了迷宮齒間距、腔室高度以及磨損前后迷宮齒4種不同的齒頂尺寸,其中迷宮齒齒頂蘑菇形磨損采用等截面設(shè)計(jì),即認(rèn)為迷宮齒齒頂磨損前后密封質(zhì)量或者密封橫截面面積不變。圖4給出了迷宮齒蘑菇形磨損時(shí)密封三維網(wǎng)格和齒頂局部網(wǎng)格圖。表1給出了迷宮齒磨損前后部分幾何參數(shù)和計(jì)算邊界條件。

圖4 迷宮齒蘑菇形磨損后密封三維網(wǎng)格示意圖

參數(shù)數(shù)值蘑菇形半徑Rm/mm0,0.15,0.19,0.23迷宮齒磨損間隙Cr/mm0.3,0.4,0.5,0.6迷宮齒數(shù)ni6轉(zhuǎn)子直徑D0/mm170進(jìn)口總壓Pt/kPa699.14進(jìn)口總溫Tt/℃14出口靜壓Ps/kPa388.07轉(zhuǎn)速n/r·min-115000

采用基于動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)和多頻橢圓渦動(dòng)模型的非定常數(shù)值方法求解Unsteady Reynolds-Averaged Navier-Stokes (URANS)方程,計(jì)算分析了3種迷宮齒蘑菇形磨損結(jié)構(gòu)下密封泄漏量、流場(chǎng)、轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)、旋流強(qiáng)度、轉(zhuǎn)子面氣流激振力,并與未磨損狀態(tài)的迷宮密封特性進(jìn)行對(duì)比。表2給出了迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)計(jì)算的數(shù)值方法和渦動(dòng)模型參數(shù)。圖5給出了轉(zhuǎn)子橢圓渦動(dòng)軌跡模型示意圖。

表2 轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)計(jì)算方法以及渦動(dòng)模型參數(shù)

注:a和b分別為橢圓軌跡的長(zhǎng)軸與短軸。

(a)x方向激勵(lì) (b)y方向激勵(lì)圖5 轉(zhuǎn)子多頻橢圓渦動(dòng)軌跡模型示意圖

根據(jù)小位移渦動(dòng)理論可知,密封內(nèi)力-位移方程滿足如下關(guān)系

(1)

對(duì)x激勵(lì)、y激勵(lì)下力-位移方程進(jìn)行快速傅里葉變換,并同時(shí)求解可得方程(1)的頻率解

(2)

(3)

(4)

(5)

其中:Kij=Re(Hij);Cij=Im(Hij)/Ω,Ω為渦動(dòng)頻率。

圖6給出了本文采用的多頻橢圓渦動(dòng)模型預(yù)測(cè)方法[9]下獲得的迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù),并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[8]進(jìn)行比較。多頻橢圓渦動(dòng)模型預(yù)測(cè)的迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整體吻合良好,其中剛度系數(shù)以及直接阻尼的預(yù)測(cè)結(jié)果較實(shí)驗(yàn)值偏低,當(dāng)渦動(dòng)頻率小于120 Hz時(shí),有效阻尼預(yù)測(cè)結(jié)果較實(shí)驗(yàn)值偏高,當(dāng)渦動(dòng)頻率大于120 Hz時(shí),有效阻尼的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值一致。

考慮到迷宮密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性主要與切向力系數(shù)有關(guān),因此選取直接阻抗Hxx的虛部ΩCxx以及交叉阻抗Hxy的實(shí)部Kxy進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。圖7給出了磨損間隙為0.6 mm時(shí)兩種疏密網(wǎng)格下Im(Hxx)以及Re(Hxy)隨渦動(dòng)頻率的變化曲線,其中疏網(wǎng)格和密網(wǎng)格的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)分別是548.8萬和823.6萬。當(dāng)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為548.8萬時(shí),密封切向力系數(shù)幾乎不再變化;另外,疏網(wǎng)格與密網(wǎng)格計(jì)算得到的迷宮密封泄漏量分別為0.417 5和0.417 3 kg/s,表明當(dāng)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為548.8萬時(shí),泄漏量基本不變。因此,綜合考慮網(wǎng)格疏密程度對(duì)密封切向力系數(shù)、泄漏量的影響,本文迷宮密封的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)選為548.8萬。

(a)剛度系數(shù)

(b)阻尼系數(shù)圖6 轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值比較

圖7 不同網(wǎng)格數(shù)下迷宮密封直接阻抗虛部Im(Hxx)與交叉阻抗實(shí)部Re(Hxy)隨渦動(dòng)頻率的變化曲線

2 結(jié)果分析與討論

2.1 迷宮齒蘑菇形磨損時(shí)的泄漏量與流場(chǎng)

圖8給出了迷宮密封泄漏量隨迷宮齒蘑菇形磨損間隙的變化曲線?？梢园l(fā)現(xiàn):當(dāng)磨損間隙大于0.4 mm時(shí),密封泄漏量隨磨損間隙增加而線性增加;另一方面,當(dāng)迷宮齒磨損間隙分別從0.3 mm增加至0.4 mm、0.4 mm增加至0.5 mm、0.5 mm增加至0.6 mm時(shí),泄漏量增幅分別為未磨損時(shí)的0.77倍、0.64倍、0.63倍,這種迷宮密封泄漏量的增幅差異主要與齒間隙內(nèi)縮流面積和軸向速度變化有關(guān)。

圖8 迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封泄漏量的變化曲線

圖9給出了迷宮齒蘑菇形磨損前后第1個(gè)迷宮齒間隙內(nèi)速度矢量分布。迷宮齒磨損前后間隙內(nèi)縮流面積主要受到迷宮齒磨損間隙和流道壓縮比(迷宮齒磨損間隙面積與縮流面積的比值)的影響。另一方面,氣流通過磨損后的蘑菇形迷宮齒時(shí)接近齒頂表面流動(dòng),流道壓縮比接近于1,從而使得磨損后密封的流道壓縮比較未磨損時(shí)明顯偏低。因此,當(dāng)迷宮齒初始磨損時(shí),即磨損間隙從0.3 mm增加至0.4 mm時(shí),縮流面積受到磨損間隙增加和流道壓縮比降低的共同影響;當(dāng)磨損間隙從0.4 mm增加至0.5 mm或者從0.5 mm增加至0.6 mm時(shí),流道壓縮比不再存在明顯差異,縮流面積主要受迷宮齒磨損間隙增加的影響。

圖9 迷宮齒蘑菇形磨損前后第1個(gè)迷宮齒間隙內(nèi)速度矢量分布

圖10給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封腔室內(nèi)氣流馬赫數(shù)沿軸向分布?？梢园l(fā)現(xiàn):馬赫數(shù)沿氣流流動(dòng)方向逐漸增加;迷宮齒蘑菇形磨損增強(qiáng)了迷宮齒處節(jié)流加速過程,且隨著磨損間隙增加,密封腔室內(nèi)氣流馬赫數(shù)明顯增加。值得注意的是,當(dāng)磨損間隙為0.5 mm時(shí),最后一個(gè)迷宮齒內(nèi)氣流最大馬赫數(shù)為1.0,表明此時(shí)氣流流動(dòng)已經(jīng)處于臨界狀態(tài)。

圖10 迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封內(nèi)馬赫數(shù)沿軸向分布

圖11給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封腔室內(nèi)氣流靜壓沿軸向分布。靜壓沿氣流流動(dòng)方向呈梯形降低;隨著迷宮齒蘑菇形磨損間隙增加,密封腔室內(nèi)壓力略微降低。需要指出的是,迷宮齒蘑菇形磨損改變了迷宮齒前后壓差的大小,尤其是提高了第1個(gè)迷宮齒和最后1個(gè)迷宮齒前后壓差,這是由于第1個(gè)迷宮齒和最后1個(gè)迷宮齒齒后更多的壓力能轉(zhuǎn)化為動(dòng)能引起的。

圖11 迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封內(nèi)靜壓沿軸向分布

2.2 迷宮齒蘑菇形磨損時(shí)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)

迷宮密封直接剛度主要與轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速有關(guān),正直接剛度會(huì)增加轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速,負(fù)直接剛度則會(huì)降低轉(zhuǎn)子系統(tǒng)臨界轉(zhuǎn)速。圖12給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封直接剛度隨渦動(dòng)頻率的變化曲線。

圖12 迷宮密封直接剛度隨渦動(dòng)頻率的變化曲線

當(dāng)迷宮齒蘑菇形磨損間隙從0.3 mm增加至0.4 mm時(shí),密封直接剛度提高87.8%以上,而當(dāng)磨損間隙從0.4 mm繼續(xù)增加時(shí),密封直接剛度變化幅度相對(duì)較小,其中,當(dāng)磨損間隙從0.4 mm增加至0.5 mm時(shí),密封直接剛度反而降低6.0%～14.9%,當(dāng)磨損間隙從0.5 mm繼續(xù)增加至0.6 mm時(shí),密封直接剛度增加6.4%～18.3%。這種現(xiàn)象與文獻(xiàn)[10]中密封間隙對(duì)直接剛度影響的變化趨勢(shì)不同,主要是因?yàn)檗D(zhuǎn)子面上徑向力受到迷宮齒蘑菇形磨損結(jié)構(gòu)的影響。

迷宮密封交叉剛度與轉(zhuǎn)子失穩(wěn)的能力強(qiáng)弱有關(guān),交叉剛度為正值表明易誘發(fā)轉(zhuǎn)子失穩(wěn),交叉剛度為負(fù)值表明能夠抑制轉(zhuǎn)子失穩(wěn)。圖13給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封交叉剛度隨渦動(dòng)頻率的變化曲線。4種密封磨損結(jié)構(gòu)下交叉剛度均呈現(xiàn)出明顯的頻率無關(guān)性;交叉剛度Kxy均為負(fù)值,且隨著迷宮齒蘑菇形磨損間隙的增加,交叉剛度Kxy的大小逐漸減小,表明抑制轉(zhuǎn)子失穩(wěn)的能力同樣隨之減弱。迷宮密封交叉剛度隨磨損間隙變化的趨勢(shì)與Li等的研究結(jié)論[10]相符。

圖13 迷宮密封交叉剛度隨渦動(dòng)頻率的變化曲線

迷宮密封直接阻尼同樣表征轉(zhuǎn)子失穩(wěn)的能力強(qiáng)弱,直接阻尼為正值表明能夠抑制轉(zhuǎn)子失穩(wěn),直接阻尼為負(fù)值則易誘發(fā)轉(zhuǎn)子失穩(wěn)。圖14給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封直接阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線。4種磨損間隙下密封直接阻尼均隨渦動(dòng)頻率增加而略微增加;直接阻尼均為正值,但隨磨損間隙增加而略微減小,當(dāng)磨損間隙從0.3 mm增加至0.5 mm時(shí),密封直接阻尼僅降低11.1%～14.8%,而當(dāng)磨損間隙繼續(xù)增加至0.6 mm時(shí),密封直接阻尼幾乎不發(fā)生變化。Benckert等認(rèn)為,迷宮密封直接阻尼與密封腔室內(nèi)平均密度近似成線性相關(guān)[11]。因此,迷宮齒蘑菇形磨損使得腔室內(nèi)壓力略微降低,從而使得腔室內(nèi)平均密度降低,進(jìn)而引發(fā)直接阻尼隨磨損間隙增加而略微降低的現(xiàn)象。

圖14 迷宮密封直接阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線

圖15給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封交叉阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線。迷宮密封交叉阻尼存在明顯的頻率相關(guān)性;交叉阻尼值大小整體上隨密封磨損間隙增加而逐漸減小。值得注意的是,當(dāng)迷宮齒蘑菇形磨損間隙大于0.4 mm時(shí),x方向交叉阻尼與y方向交叉阻尼的大小不再滿足近似相等關(guān)系。

圖15 迷宮密封交叉阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線

迷宮密封的有效阻尼定義為

Ceff=Cxx-Kxy/Ω

(6)

綜合考慮交叉剛度與直接阻尼對(duì)轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性的影響,圖16給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封有效阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線。4種迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封有效阻尼隨轉(zhuǎn)子渦動(dòng)頻率增加而逐漸減小,直至趨于穩(wěn)定值;迷宮密封有效阻尼均為正值,但隨著磨損間隙增加,不同渦動(dòng)頻率下迷宮密封有效阻尼均明顯降低,表明迷宮密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性隨著迷宮齒蘑菇形磨損間隙增加而降低,但仍然處于穩(wěn)定范圍內(nèi)。

圖16 迷宮密封有效阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線

2.3 迷宮齒蘑菇形磨損時(shí)的旋流強(qiáng)度和激振力

圖17給出了不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封內(nèi)周向旋流強(qiáng)度沿軸向的分布。周向旋流強(qiáng)度定義為

β=60Ugas/(2πRn)

(7)

式中:Ugas是氣流絕對(duì)周向速度。

由圖17可知,由于轉(zhuǎn)子面附近的周向黏性剪切力的作用,4種磨損間隙下迷宮密封周向旋流強(qiáng)度沿軸向逐漸增強(qiáng);隨著磨損間隙增加,迷宮密封周向旋流強(qiáng)度逐漸減弱,使得密封腔室內(nèi)周向不平衡壓力減弱,從而導(dǎo)致密封交叉剛度減小。

圖17 迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封周向旋流強(qiáng)度沿軸向分布

表3給出了非定常計(jì)算T=0.1 s(此時(shí)x方向渦動(dòng)位移最大、y方向渦動(dòng)位移為0)時(shí),不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封轉(zhuǎn)子面上的徑向力和切向力?？梢园l(fā)現(xiàn),不同磨損間隙下轉(zhuǎn)子徑向力均為負(fù)值,即此時(shí)轉(zhuǎn)子面徑向力方向與轉(zhuǎn)子半徑增加方向相反,表明迷宮密封具有正的直接剛度(交叉阻尼過小,忽略交叉阻尼對(duì)徑向力的影響);另一方面,除磨損間隙為0.4 mm以外,轉(zhuǎn)子面徑向力的大小整體隨迷宮齒蘑菇形磨損間隙增加而逐漸增加,這一變化趨勢(shì)與直接剛度隨磨損間隙的變化趨勢(shì)吻合一致。

表3 不同磨損間隙下轉(zhuǎn)子面激振力徑向分量、 切向分量

不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下轉(zhuǎn)子切向力均為負(fù)值,即此時(shí)轉(zhuǎn)子面切向力方向與轉(zhuǎn)子渦動(dòng)方向相反,表明迷宮密封有效阻尼為正值;轉(zhuǎn)子切向力隨磨損間隙增加而減小,表明迷宮密封有效阻尼隨磨損間隙增加而減小,這與之前關(guān)于迷宮密封有效阻尼的分析一致。

3 結(jié) 論

本文數(shù)值研究了3種不同迷宮齒蘑菇形磨損間隙下密封泄漏和轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù),并與迷宮齒未磨損時(shí)的特性進(jìn)行了對(duì)比,得到如下結(jié)論。

(1)迷宮齒蘑菇形磨損使得密封間隙內(nèi)縮流面積增加,且當(dāng)磨損間隙大于0.4 mm時(shí),泄漏量隨迷宮齒蘑菇形磨損間隙增加而線性增加。

(2)迷宮齒蘑菇形磨損增加了密封的直接剛度,降低了密封交叉剛度以及直接阻尼,但當(dāng)迷宮齒蘑菇形磨損間隙大于0.5 mm時(shí),密封直接阻尼基本不再發(fā)生改變。此外,隨著迷宮齒蘑菇形磨損間隙的增加,密封有效阻尼降低,從而轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性降低,但仍然處于穩(wěn)定范圍內(nèi)。

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InvestigationontheLeakagePerformanceandRotordynamicCoefficientsofLabyrinthSealwithMushroom-ShapedToothWear

CHEN Yaoxing1, LI Zhigang1, YAN Xin1, LI Jun1,2

(1. School of Energy & Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Collaborative Innovation Center of Advanced Aero-Engine, Beijing 100191, China)

The influence of mushroom-shaped tooth wear on leakage performance and fluid excited rotordynamic characteristics of labyrinth seal was numerically investigated by means of the unsteady Reynolds-averaged Navier-Stokes (URANS) equation based on the multi-frequency elliptical orbit rotor whirling model and dynamic mesh technique. The leakage performance, flow fields and rotordynamic coefficients of labyrinth seal with unworn clearance of 0.3 mm and after-damage clearances of 0.4, 0.5 and 0.6 mm were calculated. The obtained results indicate that a mushroom-shaped tooth wear causes an increase of vena contracta area in sealing clearance, thus leakage flow rate is increased with the worn clearance and a linear increase is expected when after-damage clearance is over 0.4 mm. In addition, a mushroom-shaped tooth wear results in an obvious increase in direct stiffness and a drop of cross-coupling stiffness and direct damping, but direct damping will be no longer affected by worn clearance when the worn clearance is above 0.5 mm. Also, the stability is reduced as a result of a drop in effective damping with the increase of worn clearance, but is still within a stable range.

labyrinth seal; mushroom-shaped tooth wear; leakage performance; rotordynamic characteristics; numerical simulation

2017-06-07。 作者簡(jiǎn)介: 陳堯興(1992—),男,博士生;李軍(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項(xiàng)目: 國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51376144)。

時(shí)間: 2017-10-18

網(wǎng)絡(luò)出版地址: http:∥kns.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20171018.1438.004.html

10.7652/xjtuxb201801007

V231.1

A

0253-987X(2018)01-0040-07

(編輯 荊樹蓉 苗凌)