黃新長(zhǎng),趙衛(wèi)軍,殷戈,譚銳,張子涵,李志剛

(1. 國(guó)能南京電力試驗(yàn)研究有限公司,210000,南京; 2. 東方電氣集團(tuán)東方汽輪機(jī)有限公司,618000,四川德陽; 3. 西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安)

迷宮密封是渦輪機(jī)械中的重要部件,主要用于限制不同壓力區(qū)域之間的工質(zhì)泄漏,具有無接觸、無磨損、摩擦功率損失小、使用壽命長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)。在典型的離心式壓縮機(jī)中[1],為了減少泄漏流量,通常將迷宮密封安裝在每一級(jí)和最后一級(jí)的平衡鼓上。此外,密封是轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)不穩(wěn)定性的主要來源,其內(nèi)產(chǎn)生的流體激振力會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定性產(chǎn)生顯著影響,因此迷宮密封的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性在預(yù)測(cè)渦輪機(jī)穩(wěn)定性方面尤為重要。

大量研究表明,進(jìn)入密封的流體預(yù)旋速度是影響迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性的一個(gè)重要因素[2-4]。Kirk等[2]通過CFD數(shù)值研究了預(yù)旋比和偏心率對(duì)迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,結(jié)果表明,偏心率恒定時(shí),較大的預(yù)旋會(huì)使密封的交叉剛度由負(fù)增加到正,不利于轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定,且預(yù)旋的增加會(huì)使直接剛度和交叉剛度對(duì)偏心率的變化更為敏感。Brown等[3]通過試驗(yàn)測(cè)量了負(fù)的入口預(yù)旋對(duì)孔型密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,測(cè)試結(jié)果表明,負(fù)預(yù)旋能夠克服由轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)引起的流體旋轉(zhuǎn),產(chǎn)生負(fù)的交叉剛度,而直接剛度和阻尼不受影響。李志剛等[5]則通過多頻渦動(dòng)的方法數(shù)值研究了入口預(yù)旋對(duì)3種類型的迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,結(jié)果表明,在進(jìn)口預(yù)旋不可避免的真實(shí)工況中,TOS密封具有相對(duì)最穩(wěn)定的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)特性,INT密封次之,TOR密封的穩(wěn)定性最差,這主要?dú)w因于TOS密封齒面具有固定壁的優(yōu)勢(shì),可以減緩密封中氣體旋流的發(fā)展。

由上述研究可知,入口預(yù)旋是影響密封穩(wěn)定性的重要因素,較低的預(yù)旋甚至負(fù)預(yù)旋可以顯著降低密封的交叉剛度,有利于轉(zhuǎn)子穩(wěn)定。在工程實(shí)踐中,當(dāng)流體預(yù)旋速度較大時(shí),分流注入和添加防旋板是兩種較為常用的技術(shù)[6-7],可提高轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定性。

Kim等[8]通過數(shù)值仿真的方法證實(shí)了分流注入的有效性,分流注入可顯著降低密封的交叉剛度,且密封的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)性能對(duì)注入的軸向位置不敏感。Soto等[9]通過試驗(yàn)測(cè)量了氣體分流注入(徑向注入和反旋注入)對(duì)迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,結(jié)果表明,與徑向注入相比,反旋注入能更好地控制迷宮密封的動(dòng)力學(xué)特性,但試驗(yàn)結(jié)果顯示,兩種注入方式都會(huì)顯著提高迷宮密封的泄漏量,因此迫切需要其他有效措施在保證密封泄漏特性的前提下減少進(jìn)氣渦流。

添加防旋板是另一種抑制密封進(jìn)口預(yù)旋的有效措施[10-12],用于抑制進(jìn)口渦流,提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。Benckert等[13]首次給出了防旋板的測(cè)試結(jié)果,證明了其有效性。Childs等[14]通過試驗(yàn)和數(shù)值仿真的方法,驗(yàn)證了添加防旋板可以降低密封失穩(wěn)力和控制密封交叉剛度。Sun等[15-16]采用數(shù)值仿真和試驗(yàn)相結(jié)合的方法,進(jìn)一步研究了防旋板對(duì)迷宮密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性的影響,表明防旋板會(huì)顯著改變密封腔內(nèi)的渦流分布并降低密封周向壓差,且隨著防旋板葉片密度的增加,防旋板間腔室的反向旋流趨于完全,提高了響應(yīng)力的相位角,交叉剛度的減小和直接阻尼的增加會(huì)更為明顯。為了探究防旋板位置對(duì)密封性能的影響,陳堯興等[17]研究了兩種防旋板軸向布置下迷宮密封的動(dòng)力學(xué)特性,當(dāng)防旋板抵靠第一個(gè)密封齒時(shí)具有最優(yōu)的防旋性能。薛文松等[11]在定子齒密封進(jìn)口防旋板的基礎(chǔ)上,于密封中游位置設(shè)計(jì)了第二級(jí)防旋板并比較了兩者的性能,結(jié)果表明,添加第二級(jí)防旋板可以有效降低交叉剛度,增加直接阻尼,進(jìn)而顯著提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。Childs等[18]通過試驗(yàn)測(cè)試了反旋流角防旋板的性能,結(jié)果表明,相比于傳統(tǒng)的防旋板,反旋流角防旋板可以進(jìn)一步降低密封的交叉剛度并提高有效阻尼,具有更優(yōu)秀的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)性能。Baldassarre等[19]通過數(shù)值研究指出,防旋板的性能對(duì)其葉片形狀不敏感。此外,陳堯興等[20]通過數(shù)值研究分析了不同高度的防旋板對(duì)迷宮密封性能的影響,結(jié)果表明,增加防旋板高度可以降低進(jìn)口腔室區(qū)域的正切向氣流激振力,有利于轉(zhuǎn)子穩(wěn)定。綜合上述研究可知,防旋板可有效減小交叉剛度,提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性,且防旋板數(shù)量和傾角的變化會(huì)對(duì)密封的性能產(chǎn)生影響。

目前,主要采用Bulk-Flow方法[21-23]和三維數(shù)值方法[24-27]來計(jì)算迷宮密封的泄漏量和動(dòng)力特性系數(shù)。本文應(yīng)用文獻(xiàn)[26]所提基于多頻橢圓軌跡轉(zhuǎn)子渦動(dòng)模型的非定常CFD攝動(dòng)方法,計(jì)算了無防旋板、3種防旋板數(shù)量和兩種防旋板傾角下的交錯(cuò)齒迷宮密封的泄漏特性和動(dòng)力學(xué)特性,通過比較預(yù)測(cè)結(jié)果,研究了防旋板及其傾斜角度、數(shù)量對(duì)迷宮密封泄漏特性和動(dòng)力學(xué)特性的影響規(guī)律。

1 計(jì)算模型與數(shù)值預(yù)測(cè)方法

1.1 計(jì)算模型

為了分析防旋板及其傾斜角度和數(shù)量對(duì)迷宮密封性能的影響,本文設(shè)計(jì)了圖1所示的無防旋板交錯(cuò)齒迷宮密封結(jié)構(gòu)和圖2 所示的帶有防旋板(直防旋板和45°反旋流角防旋板)的交錯(cuò)齒迷宮密封結(jié)構(gòu)。所有密封件具有相同的直徑和間隙,同時(shí)為了保證密封的長(zhǎng)度一致,帶有防旋板的迷宮密封需替換掉密封入口處的兩處密封齒。表1給出了上述密封具體的設(shè)計(jì)參數(shù),其中密封半徑指密封定子到轉(zhuǎn)子中心的距離,密封長(zhǎng)度指密封件1、2連接在一起的綜合長(zhǎng)度。

表1 迷宮密封的幾何參數(shù)和運(yùn)行工況Table 1 Geometrical dimensions and operation conditions

(a)幾何結(jié)構(gòu)

基于文獻(xiàn)[26]對(duì)環(huán)形氣體密封瞬態(tài)CFD方法的描述,可知獲得頻率相關(guān)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)系數(shù)需要得到密封內(nèi)周向非均勻流體響應(yīng)力的時(shí)變解,本文使用ANSYS ICEM CFD 18.0建立了如圖3所示的具有同心轉(zhuǎn)子和多塊結(jié)構(gòu)的完整360°全周模型和網(wǎng)格。為了準(zhǔn)確模擬密封入口處的壓力場(chǎng)和高預(yù)旋速度場(chǎng),本文在密封進(jìn)口延伸段設(shè)置了虛擬旁路邊界,如圖4所示,虛擬旁路的進(jìn)口位置是速度入口,用來設(shè)置密封入口預(yù)旋比,旁路出口位置是壓力邊界條件,用來設(shè)置密封入口靜壓。“虛擬旁路邊界”數(shù)值模型已經(jīng)過多次驗(yàn)證,具體可參考文獻(xiàn)[27-28]。

(a)無防旋板

圖4 虛擬旁路計(jì)算模型Fig.4 Computational model of virtual bypass

依據(jù)文獻(xiàn)[5]對(duì)于交錯(cuò)齒迷宮密封(14齒)的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果,對(duì)于本文的無防旋板的交錯(cuò)齒迷宮密封(23齒),經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證(非定常氣流力幅值變化小于1%),最終確定的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為1.1×107(齒間隙網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為13),對(duì)于帶有防旋板的迷宮密封(21齒),最終確定的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為1.4×107(齒間隙網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為13)。

1.2 數(shù)值方法

本文采用李志剛等提出的基于多頻橢圓軌跡轉(zhuǎn)子渦動(dòng)模型的非定常CFD攝動(dòng)方法[26]來預(yù)測(cè)迷宮密封的動(dòng)力特性系數(shù)。對(duì)于渦動(dòng)模型的每個(gè)頻率分量,均假設(shè)轉(zhuǎn)子沿周期性橢圓軌道繞定子中心渦動(dòng),同時(shí)也圍繞轉(zhuǎn)子中心旋轉(zhuǎn)。為了簡(jiǎn)化模型,假設(shè)每個(gè)頻率分量下的渦動(dòng)幅值、初始相位和旋轉(zhuǎn)方向一致。沿x、y方向上的轉(zhuǎn)子渦動(dòng)位移的計(jì)算公式為

(1)

式中:a、b分別為橢圓軌道長(zhǎng)半軸和短半軸的幅值,其大小分別為密封齒間隙Cr的2%、1%;Ωi=i2πf,其中基頻率f=5 Hz。

轉(zhuǎn)子的渦動(dòng)位移是12個(gè)角頻率疊加的結(jié)果,以x軸為長(zhǎng)軸的多頻渦動(dòng)軌道如圖5所示。為了計(jì)算密封中的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)流場(chǎng),本文使用ANSYS CFX進(jìn)行求解。通過網(wǎng)格變形技術(shù),將式(1)中定義的轉(zhuǎn)子渦動(dòng)表達(dá)式引入三維瞬態(tài)CFD求解中,詳細(xì)的瞬態(tài)CFD設(shè)置如表2所示。

表2 瞬態(tài)CFD數(shù)值方法參數(shù)及設(shè)置Table 2 Transient CFD numerical methods

圖5 轉(zhuǎn)子渦動(dòng)軌道Fig.5 Rotor whirling orbit

對(duì)于氣體密封,在忽略質(zhì)量力的情況下,根據(jù)轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)理論,流體響應(yīng)力與位移的關(guān)系為

(2)

式中:K、k、C、c分別為直接剛度、交叉剛度、直接阻尼和交叉阻尼;X、Y為轉(zhuǎn)子在x、y方向上的位移。

在頻域中,式(2)可轉(zhuǎn)換為

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:Hij為根據(jù)動(dòng)力特性系數(shù)定義的復(fù)力阻抗;K、k為交錯(cuò)齒迷宮密封的動(dòng)力特性系數(shù);Keff、Ceff為與頻率相關(guān)的有效剛度和有效阻尼。

與頻率相關(guān)的動(dòng)力特性系數(shù)的確定需要轉(zhuǎn)子位移和流體激振力的動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)信號(hào),將其進(jìn)行快速傅里葉變換后再根據(jù)式(3)～ (6)計(jì)算力阻抗,以獲得每個(gè)頻率分量的運(yùn)動(dòng)和力數(shù)據(jù)。CFX計(jì)算需要監(jiān)測(cè)的時(shí)域、頻域下的轉(zhuǎn)子位移信號(hào)和流體激振力信號(hào)如圖6所示。

(a)時(shí)域位移

2 結(jié)果和討論

2.1 預(yù)旋比的影響

為了探究入口預(yù)旋對(duì)迷宮密封動(dòng)力學(xué)特性的影響,本節(jié)計(jì)算分析了無防旋板的迷宮密封(如圖3(a)所示)在不同預(yù)旋比下(λ=0, 0.3, 0.5)的動(dòng)力特性系數(shù)。

上述3種預(yù)旋條件下,無防旋板的迷宮密封動(dòng)力特性系數(shù)直接剛度Kxx、交叉剛度kxy、直接阻尼Cxx和有效阻尼Ceff的預(yù)測(cè)值如圖7所示,可知:迷宮密封的動(dòng)力特性系數(shù)表現(xiàn)出明顯的頻率相關(guān)性,在本文所關(guān)注的渦動(dòng)頻率范圍內(nèi),直接剛度恒為負(fù)值且隨渦動(dòng)頻率f增大而減小;交叉剛度和直接阻尼則隨渦動(dòng)頻率的增大而增大;預(yù)旋的存在會(huì)減小迷宮密封的有效阻尼, 特別是在低頻區(qū)域內(nèi)(f<25 Hz)降幅十分顯著,當(dāng)λ=0時(shí),有效阻尼恒為正,而在有預(yù)旋的工況下(λ=0.3, 0.5),有效阻尼在低頻時(shí)出現(xiàn)負(fù)值,這是由交叉剛度的變化導(dǎo)致的,交叉剛度隨預(yù)旋比的增大而增大,而直接阻尼則對(duì)預(yù)旋的變化不敏感,導(dǎo)致密封的有效阻尼顯著減小,降低了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。此外,隨著預(yù)旋比的增大,穿越頻率由λ=0.3時(shí)的17 Hz增大到了λ=0.5時(shí)的30 Hz,降低了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)穩(wěn)定工作的頻率范圍。

(a)直接剛度

試驗(yàn)和數(shù)值研究表明,密封腔內(nèi)的流體旋流速度是確定密封交叉剛度的重要參數(shù)之一,較大的旋流速度會(huì)增加交叉剛度,降低轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。因此,為分析預(yù)旋對(duì)動(dòng)力學(xué)特性影響的內(nèi)在機(jī)理,本節(jié)探究了間隙平均旋流比(間隙平均周向速度與轉(zhuǎn)子表面速度之比)沿軸線的變化關(guān)系。迷宮密封間隙內(nèi)沿軸線的平均旋流比分布如圖8所示,對(duì)于預(yù)旋比為0、0.3的工況,密封間隙內(nèi)的渦流速度從上游到下游不斷增加,最終維持在某一穩(wěn)定的值附近波動(dòng),而當(dāng)預(yù)旋比為0.5時(shí),密封的渦流速度則始終在該值附近波動(dòng),由此可知,預(yù)旋比主要影響密封上游的旋流速度,而在密封的中下游(軸向位置z>0.1 m),不同預(yù)旋比下的旋流速度均趨于相同,減小密封上游的旋流速度可以有效降低交叉剛度。圖9展示了密封上游(軸向位置z<0.1 m)子午面的旋流比云圖,可知密封間隙內(nèi)的旋流速度呈現(xiàn)隨著z增大而波動(dòng)增大的趨勢(shì),且由于轉(zhuǎn)子和靜子表面的黏性效應(yīng),在轉(zhuǎn)子密封齒下游的腔室具有更高的旋流速度,這一現(xiàn)象說明了轉(zhuǎn)子密封齒的存在會(huì)使交叉剛度增大,不利于系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

圖8 無防旋板迷宮密封間隙內(nèi)沿軸線的平均旋流比分布Fig.8 Swirl ratio distribution along the axial line in seal clearance for labyrinth seal

圖9 無防旋板密封上游的旋流比云圖Fig.9 Swirl ratio contour for upstream of seal

以上研究表明,預(yù)旋比會(huì)對(duì)迷宮密封的動(dòng)力學(xué)性能產(chǎn)生顯著影響,其主要影響密封上游的旋流速度,導(dǎo)致交叉剛度增大,進(jìn)而使密封的有效阻尼顯著減小,降低了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

2.2 防旋板傾角的影響

為了研究防旋板及其傾角對(duì)迷宮密封性能的影響,本節(jié)計(jì)算分析了無防旋板、帶有直防旋板和45°反旋流角防旋板(防旋板數(shù)n=72)的迷宮密封的泄漏特性和動(dòng)力學(xué)特性。

計(jì)算所得這3種結(jié)構(gòu)的泄漏量數(shù)值分別為3.58、3.75、3.74 kg/s,可知防旋板的加入會(huì)使密封的泄漏量增加約4.5%,這是由于在密封入口區(qū)域加入防旋板會(huì)替換掉入口的兩處密封齒,導(dǎo)致密封的封嚴(yán)性能降低,泄漏量增大。此外,密封泄漏量對(duì)防旋板傾角的變化并不敏感,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板引起的泄漏量變化幅度小于0.5%。

無防旋板和帶有上述兩種防旋板的迷宮密封在預(yù)旋比λ=0.5工況下的動(dòng)力特性系數(shù)隨渦動(dòng)頻率的變化曲線如圖10所示,可知:在密封入口區(qū)域加裝防旋板并不會(huì)改變密封剛度阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化趨勢(shì);防旋板會(huì)使密封的直接阻尼減小,但也會(huì)更大程度地降低密封的交叉剛度,進(jìn)而顯著提高密封的有效阻尼,同時(shí)使穿越頻率減小約24 Hz,提高了轉(zhuǎn)子穩(wěn)定工作的范圍;相比于直防旋板,45°斜防旋板可以使密封的交叉剛度降低約14%,但對(duì)密封的直接剛度和直接阻尼影響較小,所以會(huì)略微增大密封的有效阻尼且使穿越頻率減小約2 Hz。

(a)直接剛度

為了分析防旋板及其角度對(duì)迷宮密封性能的影響機(jī)理,本節(jié)探究了無防旋板、帶有直防旋板和45°反旋流角防旋板的迷宮密封的間隙平均旋流比沿軸線的變化關(guān)系,如圖11所示。流體經(jīng)過防旋板區(qū)域時(shí),其旋流比迅速由0.5降低到低于0.1,由此可知防旋板可以有效阻礙密封入口處周向旋流的發(fā)展;此外,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板在密封入口區(qū)域具有更低的旋流速度。3種密封上游區(qū)域子午面的旋流比云圖如圖12所示,可知帶有防旋板的密封結(jié)構(gòu)在整個(gè)上游區(qū)域具有更低的旋流速度,且在防旋板區(qū)域具有負(fù)的旋流比,這是由于流體撞擊防旋板形成局部反向渦流導(dǎo)致的。

圖11 3種類型迷宮密封間隙內(nèi)沿軸線的平均旋流比分布Fig.11 Swirl ratio distribution along the axial line in seal clearance for three types of labyrinth seals

圖12 3種類型迷宮密封上游的旋流比云圖Fig.12 Swirl ratio contour for upstream of three types of labyrinth seals

以上研究表明,在迷宮密封入口處加入防旋板會(huì)使泄漏量增加約4.5%, 但可以顯著地減小密封的交叉剛度,增大有效阻尼,有利于轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。此外,防旋板傾角的變化對(duì)密封的泄漏特性影響很小,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板對(duì)入口旋流具有更強(qiáng)的抑制作用,會(huì)使密封的交叉剛度降低約14%并略微提高密封的有效阻尼。

2.3 防旋板數(shù)量的影響

為了研究防旋板數(shù)量對(duì)迷宮密封性能的影響,本節(jié)計(jì)算分析了帶有36、72、144反旋流角防旋板的迷宮密封的泄漏特性和動(dòng)力學(xué)特性。這3種結(jié)構(gòu)的泄漏量數(shù)值分別為3.75、3.74、3.74 kg/s ,可知當(dāng)防旋板數(shù)由36增加到144時(shí),密封的泄漏量變化幅度小于0.5%,防旋板數(shù)量的變化幾乎不會(huì)對(duì)迷宮密封的泄漏性能產(chǎn)生影響迷宮密封結(jié)構(gòu)在預(yù)旋比λ=0.5時(shí)的動(dòng)力特性系數(shù)隨渦動(dòng)頻率的變化曲線如圖13所示,可知:在同一渦動(dòng)頻率下,直接剛度和高頻下(f>10 Hz)的直接阻尼對(duì)防旋板數(shù)量的變化不敏感;當(dāng)防旋板數(shù)量n從36增加到72個(gè)時(shí),交叉剛度減小約24%,低頻下(f<10 Hz)的直接阻尼增加約5%,因此有效阻尼顯著增大,穿越頻率降低約5 Hz;當(dāng)n由72增加到144時(shí),交叉剛度減小約8%,低頻下(f<10 Hz)的直接阻尼變化幅度小于1%,此時(shí)的有效阻尼對(duì)防旋板數(shù)量的變化并不敏感。上述結(jié)論表明:當(dāng)防旋板數(shù)量較少時(shí)(n<72),增加其數(shù)量可增大有效阻尼,提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性,但當(dāng)防旋板數(shù)量較多時(shí)(n>72),繼續(xù)增加防旋板數(shù)量幾乎不會(huì)對(duì)密封的動(dòng)力學(xué)特性產(chǎn)生影響。

(a)直接剛度

為了分析防旋板數(shù)量對(duì)迷宮密封影響的內(nèi)在機(jī)理,本節(jié)分析了帶有3種數(shù)量防旋板的迷宮密封間隙平均旋流比沿軸線的變化關(guān)系,如圖14所示。3種數(shù)量的防旋板均可以有效降低密封入口處的旋流速度,當(dāng)n由36增加到72時(shí),密封上游的旋流速度進(jìn)一步減小,這說明此時(shí)增加防旋板數(shù)可以繼續(xù)提高防旋板的止旋性能;而當(dāng)防旋板數(shù)繼續(xù)增加到144時(shí),密封上游的旋流速度變化較小,此時(shí)防旋板的止旋性能對(duì)防旋板數(shù)量的變化不敏感。為了分析產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因,防旋板中部(軸向位置z=5 mm)的局部周向旋流比云圖和流線圖如圖15所示,可知隨著防旋板數(shù)量的增大,防旋板腔室內(nèi)的渦流結(jié)構(gòu)發(fā)生顯著變化:當(dāng)n=36時(shí),防旋板之間的腔室尺寸較大,其內(nèi)并沒有形成明顯旋渦,因此具有更大的旋流速度;而當(dāng)n=72,144時(shí),防旋板腔室內(nèi)出現(xiàn)了明顯的旋渦結(jié)構(gòu),具有更強(qiáng)的耗散效應(yīng),因此具有更小的旋流速度和更低的交叉剛度。

圖14 不同數(shù)量防旋板的迷宮密封間隙內(nèi)沿軸線的平均旋流比分布Fig.14 Swirl ratio distribution along the axial line in seal clearance for labyrinth seals with different numbers of swirl brakes

上述研究表明,防旋板數(shù)量的變化對(duì)密封泄漏量的影響很小;當(dāng)防旋板數(shù)量較少時(shí)(n<72),增加防旋板數(shù)量可以提高其對(duì)旋流的抑制作用,進(jìn)而提高交叉剛度和有效阻尼,提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性;而當(dāng)n>72時(shí),密封的動(dòng)力學(xué)特性對(duì)防旋板數(shù)量不敏感。

3 結(jié) 論

本文基于李志剛等提出的瞬態(tài)模型,使用CFD方法計(jì)算了無防旋板、3種防旋板數(shù)量(n=36, 72, 144)和兩種防旋板傾角(直防旋板、45°反向傾斜防旋板)下的迷宮密封的泄漏特性和動(dòng)力學(xué)特性,通過比較預(yù)測(cè)結(jié)果研究了防旋板及其傾斜角度、數(shù)量對(duì)迷宮密封泄漏特性和動(dòng)力學(xué)特性的影響,可得如下結(jié)論。

(1)預(yù)旋比會(huì)對(duì)迷宮密封的動(dòng)力學(xué)性能產(chǎn)生顯著影響,其主要影響密封上游的旋流速度,導(dǎo)致交叉剛度增大,進(jìn)而使密封的有效阻尼顯著減小,降低了轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

(2)在迷宮密封入口處加入防旋板會(huì)使泄漏量增加約4.5%, 但可以顯著地減小密封的交叉剛度,增大有效阻尼,有利于轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。此外,防旋板傾角的變化對(duì)密封的泄漏特性影響較小,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板對(duì)入口旋流具有更強(qiáng)的抑制作用,會(huì)使密封的交叉剛度降低約14%并略微提高密封的有效阻尼。

(3)防旋板數(shù)量的變化對(duì)密封泄漏量的影響很小;當(dāng)防旋板數(shù)較少時(shí)(n<72),增加防旋板數(shù)可提高其對(duì)旋流的抑制作用,進(jìn)而提高交叉剛度和有效阻尼,提高轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性;而當(dāng)n>72時(shí),密封的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性對(duì)防旋板數(shù)不敏感。

(4)從降低成本、提高密封穩(wěn)定性方面考慮,由于防旋板傾角的變化對(duì)有效阻尼的影響較小,在本文所討論的帶有防旋板的密封結(jié)構(gòu)中,應(yīng)優(yōu)先選用帶有72個(gè)直防旋板的迷宮密封。