摘要：輪緣密封是二次空氣系統(tǒng)的重要組成部分，能有效抑制燃氣入侵盤腔，但過量的封嚴冷氣進入主流會顯著影響透平氣動性能。采用數(shù)值求解三維非定常雷諾時均納維斯托克斯（URANS）方程組和剪切應力傳輸（SST）k-ω湍流模型的方法研究了燃氣透平輪緣密封流動特性和氣動性能。數(shù)值模擬得到的輪緣密封封嚴效率與實驗數(shù)據(jù)吻合良好，驗證了數(shù)值計算方法的可靠性。研究了3種封嚴冷氣量下的透平輪緣密封的封嚴效率和氣動性能，分析了透平靜動盤腔的流場結(jié)構(gòu)和燃氣入侵與冷氣出流特性。仿真結(jié)果表明：在所研究的3種封嚴冷氣流量下，輪緣密封內(nèi)腔完全封嚴，較小的封嚴冷氣流量能使末級透平輪緣密封達到較高封嚴效率；在最小冷氣流量時外腔動盤面平均封嚴效率比靜盤面高4.4%。對于末級透平，主流周向壓力不均勻分布導致的外環(huán)誘導入侵占主導，且動葉前緣附近壓力場對燃氣入侵的影響大于靜葉尾跡壓力場。封嚴冷氣質(zhì)量流量比每增大1.0%，透平級總總效率降低約1.0%，相對動盤壁面封嚴效率的影響，封嚴冷氣流量對動葉氣動性能的影響更大；出流冷氣的流動方向相對主流在切向上滯后，使摻混氣流以負攻角沖擊動葉吸力面前緣，吸力面前緣壓力增大。該工作可為輪緣密封流動特性及其對透平級氣動性能影響的研究提供參考。

關(guān)鍵詞：燃氣透平；輪緣密封；燃氣入侵；氣動性能

中圖分類號：TK474.7.文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202405011.文章編號：0253-987X（2024）05-0111-13

Research on Flow Characteristics of Rim Seal and Aerodynamic

Performance of Gas Turbine Stage

Abstract：As an important component of the secondary air system in gas turbines， rim seal can effectively prevent the gas ingestion. However， the excessive cooling air significantly affects the aerodynamic performance of turbine stage due to the coolant egress and mixing with the mainstream through rim seal. The flow characteristics of rim seal and aerodynamic performance of turbine stage was numerically investigated using three-dimensional unsteady Reynolds averaged Navier-Stokes （URANS） and shear stress transfer （SST）k-ω turbulence model. The numerical sealing effectiveness of rim seal is consistent with the experimental data. The accuracy of the employed numerical method is validated. The flow characteristics of the rim seal and aerodynamic performance of turbine stage is studied at three different coolant flow rates. The flow pattern in the stator-rotor cavity， gas ingestion and coolant egress characteristics are analyzed. The obtained results show that the inner cavity of the rim seal is completely sealed at three coolant flow rates. A lower coolant flow rate for the last stage can achieve a higher sealing effectiveness of rim seal. The average sealing effectiveness of the outer cavity rotor disk is 4.4% higher than that of the stator disk at the lowest coolant flow rate. For the last stage of turbine， externally-induced ingress caused by the uneven distribution of mainstream circumferential pressure is dominant and the pressure field near the leading edge of blades has a greater impact on gas ingestion than the pressure field at the wake of vanes. For every 1.0% increase in coolant mass flow ratio， the total-to-total efficiency of the turbine stage decreases by around 1.0%. The impact of cooling air outflow from the rim seal on the aerodynamic performance of downstream blades is greater. The flow direction of the egress lags behind the mainstream in the tangential direction， causing the mixed airflow to strike the leading edge of the suction surface of blades at a negative angle of attack， and increasing the pressure on the leading edge of the suction surface. This research can provide a reference for studying the flow characteristics of rim seal and its impact on the aerodynamic performance of turbine stage.

Keywords：gas turbine; rim seal; gas ingestion; aerodynamic performance

燃氣輪機透平主流高溫燃氣在壓差、旋轉(zhuǎn)盤腔泵吸效應和動靜葉非定常干涉等作用下進入盤腔侵蝕輪盤，降低透平的安全性。通常將壓氣機的冷氣引入透平動靜間隙從而對盤腔加壓來達到密封和冷卻盤腔的目的，但引入冷氣過量也會對透平氣動性能造成不利影響。Reid等的實驗研究結(jié)果表明，封嚴冷氣質(zhì)量流量比每升高1.0%，透平效率下降約0.57%［1］。掌握燃氣透平輪緣密封的流動特性和入侵機理以及冷氣出流對透平氣動性能的影響，對輪緣密封的結(jié)構(gòu)設(shè)計和提高透平氣動性能具有重要意義。

科研人員在輪緣密封的燃氣入侵和盤腔內(nèi)的非定常流動方面開展了理論計算、實驗研究和數(shù)值分析研究。一般認為，燃氣入侵現(xiàn)象是由旋轉(zhuǎn)誘導（RI）、主流周向壓力誘導（EI）或兩種誘導方式共同引起的［2-5］。之后的研究證實，主流周向壓力分布對燃氣入侵的誘導作用更加突出［6］。

Bohn等通過實驗研究發(fā)現(xiàn)某輪緣密封盤腔結(jié)構(gòu)最初由外部流動主導盤腔壓力，隨著無量綱冷卻氣體質(zhì)量流量的增加，變?yōu)閮?nèi)部流動即冷卻氣體流動主導盤腔壓力［7］。Sangan等通過主流周向壓力誘導燃氣入侵和旋轉(zhuǎn)誘導燃氣入侵的實驗數(shù)據(jù)指出，主流周向壓力誘導中通過輪緣密封進入燃氣輪機葉輪空間的高溫燃氣由外環(huán)空壓力的周向變化控制，而旋轉(zhuǎn)誘導的入侵燃氣由葉輪空間中的旋轉(zhuǎn)流體產(chǎn)生的壓力控制。防止旋轉(zhuǎn)誘導燃氣入侵所需的密封冷氣遠少于防止主流周向壓力誘導燃氣入侵所需密封冷氣［8-9］。Beard等闡明了輪緣密封的流動機理和固有非定常特性，發(fā)現(xiàn)不同的盤腔頻率與盤腔內(nèi)的大尺度流動結(jié)構(gòu)有關(guān)［10］。Graikos等提出將主流環(huán)空的渦流比用作預測燃氣入侵的主要特征參數(shù)，這種新的解釋擴展了基于湍流輸運的低階模型［11］。程舒嫻等利用附加變量法研究了主流入侵程度，認為由于靜葉出口處切向速度較高， 燃氣入侵區(qū)與靜葉尾跡高壓區(qū)之間存在一定的相位差［12］。叢慶豐等指出主流入侵面積隨無量綱冷氣流量系數(shù)增加而逐漸減小，當無量綱冷氣流量系數(shù)增加3倍時，入侵面積減少 14.7%［13］。

靜葉尾緣高壓區(qū)和動葉前緣滯止區(qū)的非定常效應是造成靜動間隙上方周向壓力不均勻分布的主要原因。Green等研究了靜葉和動葉在不同無量綱冷氣流量下對主流燃氣入侵的影響特性，指出在較大的無量綱冷氣流量范圍內(nèi)，動葉傾向于使來自靜葉下游的主流在輪盤附近的輪緣密封區(qū)更具對稱性［14］。Bohn等利用非定常二維激光多普勒測速系統(tǒng)研究了動葉和靜葉之間的非定常相互作用，結(jié)果表明，燃氣入侵發(fā)生位置隨著動葉移動，燃氣入侵強度取決于輪緣密封冷氣質(zhì)量流量的大?。?5］。Graikos等對非穩(wěn)態(tài)壓力的實驗測量結(jié)果表明，即使沒有動葉片，輪緣密封間隙處也存在大尺度結(jié)構(gòu)，這種大尺度結(jié)構(gòu)的數(shù)量和速度取決于流量系數(shù)和無量綱密封流量［16］。De Cosmo等進一步指出動葉片和靜葉片的相對個數(shù)直接影響相關(guān)結(jié)構(gòu)的數(shù)量和速度，沒有布置動葉片的結(jié)構(gòu)被認為是速度最慢的［17］。張靈俊等研究了不同工況下主流的動靜葉干涉對燃氣入侵的影響，指出動葉掃掠帶來的壓力波動頻率與盤腔入口正上方的壓力波動頻率相同，并且波動幅度與輪緣密封環(huán)內(nèi)外壓差等量級，說明動葉掃掠對燃氣入侵的發(fā)生具有重要影響［18］。陶加銀等發(fā)現(xiàn)靜葉尾跡和動葉前緣附近的壓力勢場的非定常干涉效應以及盤腔內(nèi)的非定常壓力分布促進了主流燃氣入侵［19］。

研究人員在厘清盤腔內(nèi)非定常流動機理和封嚴效率的影響因素時，針對封嚴冷氣出流對透平氣動性能的影響也開展了研究。Ong等的數(shù)值研究結(jié)果表明，封嚴冷氣進入主流的質(zhì)量流量從1.5%增加到2.7%，會使二次流增加7.0%的相對葉高；將偏轉(zhuǎn)角從0°增加到70°，會使級效率增加0.75%［20］。Popovic等發(fā)現(xiàn)出流冷氣主要集中在動葉端壁前部靠近吸力面和通道渦路徑上動葉吸力面附近。冷氣出流質(zhì)量流量的增加使二次流結(jié)構(gòu)的損失升高和二次流強度增大［21］。賈惟指出，封嚴氣流沿周向分布不均勻直接導致動葉通道出口二次流分布不均勻。當封嚴流量較小時，主流氣流與封嚴氣流摻混形成的剪切誘導渦發(fā)展為通道渦。封嚴流量增加后，二次流的不均勻分布減弱［22］。Horwood等對盤腔壓力分布進行了數(shù)值模擬，顯示出流冷氣會進入通道渦［23］。程舒嫻等的研究結(jié)果表明，輪緣密封處的正徑向速度減少了動葉前緣的高壓區(qū)， 說明冷氣出流降低了附近的壓力， 從而減小主流壓力波動［24］。

目前關(guān)于燃氣輪機輪緣密封的研究大都集中在高溫高壓進口條件下燃氣入侵機理和盤腔內(nèi)非定常流動特征方面，關(guān)于輪緣密封出流冷氣對透平級尤其是末級長葉片氣動性能的影響研究需要深入。本文基于某型燃氣輪機第四級透平和相應的輪緣密封結(jié)構(gòu)，采用經(jīng)實驗驗證的剪切應力傳輸（SST）k-ω湍流模型和三維非定常雷諾時均納維斯托克斯（URANS）方法研究了3種無量綱冷氣流量下的輪緣密封流動特性以及冷氣出流與主流摻混對透平級氣動性能的影響特性，為輪緣密封流動特性和考慮輪緣密封結(jié)構(gòu)的透平級氣動性能研究提供參考。

1.計算模型與數(shù)值方法

1.1.計算模型

圖1給出了某型燃氣輪機透平第四級和輪緣密封的幾何結(jié)構(gòu)。圖2給出了透平靜葉和動葉葉頂和葉根型線。表1給出了透平葉片和輪緣密封的主要幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)。靜葉數(shù)和動葉數(shù)分別為48和96；靜葉和動葉進口葉高分別為593和726 mm；輪緣密封的軸向間隙為46 mm；輪緣密封的徑向間隙為20 mm；徑向重疊密封間隙為10.3 mm；盤腔寬度為55.3 mm；盤腔半徑b為1 035.6 mm。

圖3給出了包括輪緣密封的燃氣透平級計算域。計算域包含靜葉流道、動葉流道和7.5°的輪緣密封盤腔。計算截取了1/48的整周模型，葉柵通道比為1∶2。將動靜交界面設(shè)置在輪緣密封的下游、動葉前緣的上游，從而整個流體域劃分為包括靜葉流道和盤腔的靜止域以及動葉流道構(gòu)成的旋轉(zhuǎn)域。

1.2.計算方法及驗證

輪緣密封封嚴效率εc對輪緣密封結(jié)構(gòu)的封嚴性能提供了定量分析的指標。封嚴效率εc的定義為

εc=（c－ca）/（c0－ca） （1）

式中：c為盤腔內(nèi)當?shù)谻O2的體積分數(shù)；ca為主流進口CO2的體積分數(shù)；c0為冷氣進口CO2的體積分數(shù)。

無量綱冷氣流量Φ0的定義為

圖4為靜盤壁面r/b=0.958處封嚴效率εc的數(shù)值計算結(jié)果和1.5級透平實驗結(jié)果隨無量綱冷氣流量Φ0的變化［25］。隨著無量綱冷氣流量增加，封嚴效率增大。盤腔封嚴效率計算結(jié)果與實驗結(jié)果最大相對誤差為0.9%。數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好，驗證了數(shù)值計算方法的可靠性。

表2給出了采用ANSYS-CFX的透平輪緣密封非定常計算邊界條件。數(shù)值計算采用的工質(zhì)是空氣與CO2的混合氣體。主流進口給定總溫和總壓，冷氣進口給定靜溫和質(zhì)量流量，主流出口給定靜壓。湍流模型選擇剪切應力傳輸模型，所有壁面均設(shè)置為光滑絕熱無滑移壁面。周期交界面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)周期交界面。進行非定常計算之前，先進行定常計算，采用的動靜交界面選擇凍結(jié)轉(zhuǎn)子法，得到的流場相當于非定常計算一個時刻的流場，以此流場作為初場，再進行非定常計算，動靜交界面選擇瞬態(tài)轉(zhuǎn)靜子法。

根據(jù)課題組在透平輪緣密封方面的研究，對于非定常計算時間步長取2.083 3×10－5 s，即動葉旋轉(zhuǎn)到下一個動葉位置需要10個時間步長，能使計算資源和數(shù)值模擬結(jié)果得到較好的平衡［26］。非定常計算收斂后，取960個時間步長，即動葉旋轉(zhuǎn)一周的時均值。

1.3.計算網(wǎng)格

采用Numeca Autogrid5軟件對計算模型生成多塊結(jié)構(gòu)化計算網(wǎng)格。圖5給出了包括輪緣密封的透平計算網(wǎng)格圖。對近壁面網(wǎng)格進行了加密，第一層網(wǎng)格厚度設(shè)定為0.002 mm，滿足剪切應力傳輸湍流模型y+≤ 2的要求。首先對冷氣進口質(zhì)量流量為101.138 g/s時盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處封嚴效率εc進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。選取219.9萬、332.8萬和532.0萬3種網(wǎng)格，得到盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處εc的變化見表3。從網(wǎng)格總數(shù)為219.9萬開始，盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處εc為1，盤腔被冷氣完全封嚴，封嚴效率εc隨網(wǎng)格數(shù)增加保持不變。

為了驗證網(wǎng)格無關(guān)性，定義無量綱周向壓差為

ΔCp= 2（ps，max－ps，min）/（ρΩ2b2） （3）

式中：ps，max、ps，min分別為盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處的最大、最小靜壓。

對盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處無量綱周向壓差ΔCp進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，得到盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處ΔCp的變化見表4。圖6給出了盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處ΔCp隨總網(wǎng)格數(shù)的變化。當網(wǎng)格總數(shù)為332.8萬時，盤腔內(nèi)靜盤壁面r/b=0.99處ΔCp隨網(wǎng)格數(shù)變化較小，因此本文選取的網(wǎng)格總數(shù)為332.8萬。

2.數(shù)值計算結(jié)果與討論

2.1.封嚴效率和盤腔內(nèi)流場結(jié)構(gòu)

定義冷氣質(zhì)量流量比為

本文所采用的3種冷氣質(zhì)量流量為33.713、67.426和101.138 g/s，所對應的冷氣質(zhì)量流量比MFR分別為0.22%、0.43%和0.65%。冷氣質(zhì)量流量與某型燃氣輪機透平第一和第二級靜葉（1.5級）保持一致［27］。

圖7給出了MFR分別為0.22%、0.43%和0.65%時動靜盤壁面時均封嚴效率εc沿徑向的變化。其中實線表示靜盤面上的封嚴效率，虛線表示動盤面上的封嚴效率。在MFR為0.22%時，在靜盤壁面上，當0.967 5lt;r/blt;0.977 5時，時均封嚴效率沿徑向增大，當r/bgt;0.977 5時，時均封嚴效率沿徑向減小；在動盤壁面上，封嚴效率隨著與主流燃氣逐漸接近沿徑向減小，由于動盤泵吸效應，動盤面平均封嚴效率比靜盤面高4.4%。當r/bgt;0.967 5，即盤腔外腔時，靜盤面平均封嚴效率為92.3%；當r/blt;0.96，即盤腔內(nèi)腔時，動靜盤面時均封嚴效率近似為1，表明MFR為0.22%時，冷氣與入侵燃氣在外腔已完全混合，使得內(nèi)腔完全封嚴，冷氣流量繼續(xù)增加內(nèi)腔動靜盤面的時均封嚴效率也不再升高。在MFR為0.43%和0.65%時，動靜盤壁面時均封嚴效率近似為1，內(nèi)外腔均完全封嚴。MFR為0.43%和0.65%時外腔的封嚴效率比MFR為0.22%時增加了7.7%。

由于MFR為0.43%和0.65%時，內(nèi)外腔室均封嚴，研究燃氣入侵下的盤腔內(nèi)流場結(jié)構(gòu)，需采用MFR為0.22%的冷氣質(zhì)量流量比。圖8給出了MFR為0.22%時盤腔燃氣入侵截面和冷氣出流截面的流線和速度分布云圖。定義截面速度v′

v′2= v2z+ v2r （5）

式中：vz為氣流軸向速度；vr為氣流徑向速度。

動盤泵吸效應指在轉(zhuǎn)盤作用下盤腔內(nèi)流體沿徑向流動的現(xiàn)象。由圖8可知，外腔的靜盤和動盤以及內(nèi)腔的動盤壁面邊界層附近截面速度v′gt;0，旋轉(zhuǎn)核心區(qū)的v′近似等于0。在燃氣入侵和冷氣出流截面，沿轉(zhuǎn)盤壁面流體徑向向外流動，為了保持盤腔內(nèi)的質(zhì)量守恒，沿靜盤壁面流體徑向向內(nèi)流動。在燃氣入侵截面，由于主流軸向流動慣性，入侵燃氣沖擊在盤腔的轉(zhuǎn)盤壁面與主流端壁的轉(zhuǎn)折處，形成一個低速區(qū)，然后沿轉(zhuǎn)盤壁面斜坡流入盤腔，又由于流動慣性沿軸向流向靜盤壁面，然后沿靜盤徑向向下流動。以從轉(zhuǎn)盤壁面斜坡流出的入侵燃氣為界，在上方的輪緣間隙處形成一個順時針旋渦，在下方外腔形成一個逆時針旋渦，外腔內(nèi)的入侵燃氣與冷氣摻混增大了流動阻力從而阻止燃氣流入內(nèi)腔。在冷氣出流截面，冷氣沿動盤面流入輪緣密封間隙然后匯入主流并隨主流向下游流動。以這股出流冷氣為界，在右方的動盤面斜坡處形成兩個順時針旋渦，在左方的外腔內(nèi)形成一個逆時針旋渦。

2.2.輪緣密封非定常流動特征及燃氣入侵機理

為了研究輪緣密封內(nèi)的非定常流動特征，對MFR分別為0.22%和0.65%時的輪緣密封間隙監(jiān)測點處的封嚴效率進行快速傅里葉變換，如圖9和圖10所示。動葉的旋轉(zhuǎn)頻率約為4 800 Hz，MFR為0.22%時監(jiān)測點的主導頻率為1 251 Hz（對應約38個時間步長），約為動葉旋轉(zhuǎn)頻率的1/4（對應動葉轉(zhuǎn)過4個動葉通道的時間）。這表明輪緣密封間隙處的封嚴性能不僅受轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響，還受主流和冷氣相互作用的影響。MFR為0.65%時監(jiān)測點的主導頻率為250 Hz（對應192個時間步長），約為動葉旋轉(zhuǎn)頻率的1/19（對應動葉轉(zhuǎn)過19個動葉通道的時間），表明外環(huán)誘導入侵對燃氣入侵起主導作用。MFR為0.22%時的主導頻率（1 251 Hz）強度隨著質(zhì)量流量比的增加而大大減弱，表明輪緣密封的封嚴性能與小質(zhì)量流量比下的燃氣入侵有關(guān)。

燃氣入侵不僅與動盤泵吸效應有關(guān)，還受主流周向壓力不均勻分布的影響，由此產(chǎn)生的燃氣入侵被稱為主流周向壓力誘導入侵。

定義非定常無量綱靜壓為

式中：ps為當?shù)仂o壓；ps，out為出口靜壓。

為了觀察輪緣密封出口處燃氣入侵與冷氣出流狀況，定義單位面積上的徑向質(zhì)量流量ρvr，ρvrlt;0表示燃氣通過輪緣密封間隙出口處侵入，ρvrgt;0表示冷氣流出輪緣密封間隙。

圖11給出了MFR為0.22%時的動靜葉下端壁非定常無量綱靜壓Cp和轉(zhuǎn)靜間隙單位面積徑向質(zhì)量流量ρvr的分布云圖。圖11中還給出了封嚴效率εc=0.1的等值面，以顯示冷氣流出輪緣密封間隙后的流動情況。

盤腔冷氣從間隙內(nèi)藍色出流區(qū)域流出，與主流摻混進入動葉通道，隨通道渦向動葉吸力面?zhèn)纫苿樱⑶覐拿總€冷氣出流區(qū)域流出的冷氣都對應流入下游的一個動葉通道。紅色的燃氣入侵區(qū)域分為兩部分，較大的燃氣入侵區(qū)域位于靜葉尾緣高壓區(qū)下游和動葉前緣高壓區(qū)上游，在較強的動靜干涉下產(chǎn)生了較大的燃氣入侵；而較小的燃氣入侵區(qū)域靠近靜葉吸力面低壓區(qū)和動葉前緣高壓區(qū)，動靜干涉效應較弱，因此燃氣入侵面積較小且更靠近動葉。

圖12給出了無量綱角度θ和不同時刻動葉相對位置示意圖。由于非定常計算時間步長取2.083 3×10－5 s， 即動葉旋轉(zhuǎn)到下一個動葉位置需要10個時間步長，每過10Δt動靜葉相對位置都相同，因此圖12中t0+40Δt時刻動靜葉相對位置與t0時刻相同。

圖13是MFR為0.22%時動靜葉下端壁無量綱靜壓Cp和轉(zhuǎn)靜間隙單位面積徑向質(zhì)量流量ρvr隨時間變化的分布云圖。隨著動葉位置的變化，靜葉下游和動葉上游壓力場相互作用發(fā)生周期性波動。靜葉尾跡、動葉前緣附近存在局部高壓區(qū)域，低壓區(qū)位于動靜葉吸力面附近。當動葉前緣靠近上游靜葉尾緣高壓區(qū)時，動葉前緣高壓區(qū)面積擴張且強度增大；隨著動葉逐漸遠離上游靜葉尾緣高壓區(qū)，動葉前緣高壓區(qū)面積縮小并且向動葉壓力面移動。

轉(zhuǎn)靜間隙內(nèi)靠近靜葉尾緣高壓區(qū)總是存在燃氣入侵區(qū)域，且隨著動葉旋轉(zhuǎn)，該燃氣入侵區(qū)域的位置基本不變?？拷鼊尤~前緣高壓區(qū)存在兩個燃氣入侵區(qū)域，其位置隨動葉的旋轉(zhuǎn)而周向移動，從t0到t0+16Δt時刻，較大的燃氣入侵區(qū)域隨動葉逆時針運動直到匯入靠近靜葉尾緣高壓區(qū)的燃氣入侵區(qū)域，在t0+32Δt時刻又隨著動葉旋轉(zhuǎn)而脫離靠近靜葉尾緣高壓區(qū)的燃氣入侵區(qū)域并繼續(xù)周向移動?？拷鼊尤~前緣較小的燃氣入侵區(qū)域隨著動葉周向移動的同時面積逐漸減小且強度減弱，在t0+16Δt時刻已難以分辨，在t0+40Δt時刻，靠近動葉前緣的較小燃氣入侵區(qū)域重新出現(xiàn)并繼續(xù)周向移動。在t0+24Δt時刻，由于燃氣入侵區(qū)域匯合，燃氣入侵強度較高。隨著動葉的旋轉(zhuǎn)，在t0+8Δt、t0+40Δt和t0+64Δt時刻，靜葉尾緣高壓區(qū)與動葉前緣高壓區(qū)錯開，燃氣入侵區(qū)域分散，燃氣入侵強度較低。燃氣入侵的強度隨動葉的旋轉(zhuǎn)而周期性地增強或減弱。冷氣出流能夠降低下游端壁的壓力，在藍色的冷氣出流區(qū)域下游形成低壓區(qū)。冷氣出流位置更靠近動葉，這與動盤泵吸效應吻合。

圖14給出了MFR為0.22%時t0時刻輪緣密封出口上下游5 mm處單靜葉通道端壁無量綱壓力沿周向的分布。動靜干涉使輪緣密封出口附近形成復雜的不規(guī)則周向壓力場。在密封出口上游5 mm處，壓力最大值位于靜葉尾跡高壓區(qū)對應位置。密封出口下游5 mm處，壓力的兩個峰值位于動葉前緣高壓滯止區(qū)對應位置。

結(jié)合圖13中t0時刻轉(zhuǎn)靜間隙單位面積質(zhì)量流量云圖，轉(zhuǎn)靜間隙靠近密封上下游的周向壓力波峰處發(fā)生燃氣入侵，轉(zhuǎn)靜間隙靠近輪緣密封下游波谷處冷氣出流。輪緣密封出口上下游的周向壓差分別為0.205和0.214，輪緣密封出口下游的周向壓力波動略大于輪緣密封出口上游，表明動葉前緣附近壓力場對燃氣入侵的影響大于靜葉尾跡壓力場。

2.3.輪緣密封對渦輪氣動性能的影響

封嚴冷氣通過對盤腔加壓，阻止燃氣入侵盤腔，但過量的封嚴冷氣會在輪緣密封間隙出口下游的低壓區(qū)附近流入主流通道，與主流摻混造成損失，使透平氣動性能下降。因此，除了要研究上文所述的盤腔封嚴情況和燃氣入侵情形，也要關(guān)注冷氣出流對渦輪氣動性能的影響。

定義透平級總總效率為

表5為不同冷氣流量下透平級總總效率ηtt的變化。隨著質(zhì)量流量比的增加，透平級總總效率不斷降低。當MFR從0.22%增加到0.65%時，總總效率從96.53%降低到96.09%，下降了0.44%。也就是說，MFR每增加1.0%，透平級總總效率降低大約1.0%。

對照圖7的3種MFR下輪緣密封都能達到較好的密封效果，對于末級長葉片，輪緣密封出流冷氣對下游動葉氣動性能的影響更大。

為了定量觀測輪緣密封對渦輪氣動性能的影響，定義總壓損失系數(shù)為

其中

式中：pref為參考進口總壓；p為當?shù)乜倝海籶a為主流進口總壓；pc為冷氣進口總壓。

圖15是MFR分別為0.22%、0.43%和0.65%時動葉流道進口截面、中間截面和出口截面的總壓損失云圖。圖16展示了3個軸向截面在透平級動葉流道內(nèi)的位置。

在動葉進口截面，總壓損失集中在動葉下端壁以及0.65相對葉高附近。隨著主流在動葉通道內(nèi)的流動，上端壁的總壓損失區(qū)域不斷擴展。封嚴冷氣出流從輪緣密封出口向葉片吸力面移動，加之通道渦也隨著主流在動葉通道內(nèi)的流動而向動葉吸力面移動，使得下端壁的總壓損失區(qū)域不斷向吸力面和更高葉高處移動，隨著出流冷氣與主流摻混加劇以及通道渦的發(fā)展，損失區(qū)域也不斷擴大增強。在動葉出口截面，由于尾跡脫落渦的影響，靠近尾緣處的總壓損失最大。

隨著冷氣流量的增加，動葉相同軸向位置截面的總壓損失整體降低。這是由于隨著冷氣流量增大，冷氣進口的總壓也隨之增大，更多的冷氣流出輪緣密封與主流摻混使得動葉流道內(nèi)總壓升高，總壓損失降低。

冷氣流量的增大也會對動葉進口的速度產(chǎn)生影響。圖17為透平級動葉進口速度矢量圖。其中ws為靜葉出口主流相對速度；wc為轉(zhuǎn)靜間隙出流冷氣的相對速度；wr為動葉進口混合流相對速度。當冷氣流量增加時，轉(zhuǎn)靜間隙出流冷氣的相對速度wc增加，根據(jù)圖17中速度三角形的合成結(jié)果，動葉進口混合氣體出現(xiàn)負攻角。

圖18給出了不同MFR時動葉端壁無量綱壓力及速度矢量的分布圖以驗證圖17的速度三角形。冷氣流出輪緣密封間隙后與主流混合，冷氣流動方向相對于主流存在切向滯后，混合后使主流氣流方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)。偏轉(zhuǎn)后的摻混氣流以負攻角沖擊在動葉吸力面前緣，使吸力面前緣的壓力升高并形成高壓滯止區(qū)，且隨著MFR增加，摻混氣流的負攻角增大，氣流沖擊動葉產(chǎn)生的滯止點位置越靠近吸力面。當MFR=0.43%時，氣流開始繞過動葉前緣進入葉柵通道，MFR越大，通道內(nèi)的橫向流動趨勢越強。

3.結(jié).論

本文數(shù)值研究了3種冷氣流量下燃氣透平輪緣密封流動特征及其對透平級氣動性能的影響特性，得到如下主要結(jié)論。

（1）MFR為0.22%時，冷氣與主流在外腔充分混合，內(nèi)腔得到完全封嚴，冷氣流量增加內(nèi)腔的封嚴效率保持不變。MFR為0.43%和0.65%時外腔封嚴效率比MFR為0.22%時高7.7%。較小的封嚴冷氣流量能使末級透平輪緣密封達到較高封嚴效率。外腔動靜盤以及內(nèi)腔動盤壁面邊界層附近截面速度v′gt;0，旋轉(zhuǎn)核心區(qū)v′近似等于0。在燃氣入侵截面和冷氣出流截面分別存在以轉(zhuǎn)盤壁面斜坡附近的入侵燃氣和出流冷氣為界的反向旋渦。

（2）MFR為0.22%和0.65%時監(jiān)測點的主導頻率分別為1 251 Hz（對應約38個時間步長）和250 Hz（對應192個時間步長），MFR為0.22%時的主導頻率的強度在MFR為0.65%下大大減弱。輪緣密封間隙處的封嚴性能受轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)和主流冷氣的相互作用影響，且外環(huán)誘導入侵對燃氣入侵起主導作用，輪緣密封的封嚴性能與低冷氣流量下的燃氣入侵有關(guān)。轉(zhuǎn)靜間隙內(nèi)靠近靜葉尾緣高壓區(qū)和動葉前緣高壓區(qū)的位置發(fā)生燃氣入侵，燃氣入侵位置隨動葉的旋轉(zhuǎn)而周向移動，強度呈現(xiàn)周期性變化。動葉前緣壓力場對燃氣入侵的影響大于靜葉尾跡。

（3）MFR增加1.0%，透平級總總效率降低約1.0%，輪緣密封出流冷氣對下游動葉氣動性能的影響更大。在密封出口泄漏流和通道渦的共同作用下，動葉通道下端壁的總壓損失區(qū)域向吸力面和更高葉高處移動，總壓損失增大。靠近動葉尾緣處的總壓損失最大。冷氣流量增加，總壓損失降低。冷氣流量越大，摻混氣流負攻角越大，動葉滯止點位置越靠近吸力面，動葉通道內(nèi)橫向流動趨勢越強。

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