薛文松,方志,王天昊,李志剛,李軍

(西安交通大學(xué)葉輪機械研究所,710049,西安)

環(huán)形密封結(jié)構(gòu)是安裝在透平機械中轉(zhuǎn)子與靜子件之間,在高壓差下控制泄漏量的結(jié)構(gòu)。迷宮密封由于其結(jié)構(gòu)簡單、加工制造成本低、容易維護更換等優(yōu)勢而在透平機械中廣泛應(yīng)用。然而,相對于孔型密封[1]、袋型密封[2]等阻尼密封結(jié)構(gòu),迷宮密封更加容易因為轉(zhuǎn)子渦動產(chǎn)生的非定常氣流激振力而引起轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性不足[3]。由于進口預(yù)旋與轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動的影響,迷宮密封內(nèi)部產(chǎn)生的周向旋流對密封交叉剛度具有很大影響[4]。負交叉剛度會產(chǎn)生與轉(zhuǎn)子渦動方向相反的切向氣流激振力,交叉剛度的增加表明氣流激振力抑制轉(zhuǎn)子向前渦動的能力減弱[5]。

李志剛等發(fā)展了基于非定常、動網(wǎng)格的多頻渦動模型的密封轉(zhuǎn)子動力特性求解方法,闡明了迷宮密封進口周向旋流是影響密封交叉剛度的主因[6]。同時,李志剛等數(shù)值分析了迷宮密封在不同運行工況下轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)的變化,表明進口預(yù)旋和轉(zhuǎn)速的增加會導(dǎo)致直接剛度與有效阻尼的減小[7]。目前改善透平機械轉(zhuǎn)子動力特性的方法主要有采用阻尼密封結(jié)構(gòu)、調(diào)整動靜間隙、安裝防旋板或旋流控制裝置[8],但旋流控制裝置不僅安裝復(fù)雜,而且引入的氣流會增加密封泄漏量從而降低透平效率[9]。

Benckert等采用實驗方法測量了迷宮密封的直接剛度與交叉剛度,指出進口預(yù)旋會導(dǎo)致交叉剛度的增加,在采用進口防旋板之后顯著地降低了交叉剛度[10]。Child等通過實驗測量了直角與反旋流防旋板結(jié)構(gòu)對迷宮密封轉(zhuǎn)子動力特性的影響,實驗表明采用防旋板對迷宮密封的直接剛度與直接阻尼影響有限[11]。Xu等數(shù)值研究了防旋板對迷宮密封、袋型密封、孔型密封的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)的影響,結(jié)果表明在有進口預(yù)旋的情況下加裝防旋板對3種密封結(jié)構(gòu)的有效阻尼均有明顯提高[12]。Chen等采用多頻渦動模型分析了防旋板距密封齒軸向距離對迷宮密封轉(zhuǎn)子動力特性的影響,當(dāng)軸向距離為零時直接剛度與有效阻尼明顯增加[13]。冀大偉等研究了傳統(tǒng)防旋板、反旋流防旋板、流線型防旋板對迷宮密封轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)的影響,結(jié)果表明流線型防旋板能最大地提高有效阻尼[14]。Soghe等研究了防旋板傾斜角、交錯角、相對節(jié)距對防旋板出口旋流強度的影響,研究表明防旋板傾斜角能夠有效地降低密封出口旋流強度,防旋板交錯角對防旋板出口旋流強度的影響可以忽略,防旋板相對節(jié)距存在最佳值使得防旋板出口旋流強度最小[15]。Iwatsubo等研究了防旋板數(shù)目和安裝位置對氣流周向速度和轉(zhuǎn)子面流體激振力的影響,結(jié)果表明當(dāng)防旋板安裝在順氣流流動方向的第一個腔室和第二個腔室時,防旋板對氣流周向抑制效果最佳,當(dāng)防旋板安裝在氣流出口腔室時,防旋板對氣流周向抑制作用不太理想[16]。Sun等研究了不同轉(zhuǎn)速和壓比下防旋板高度、數(shù)目對密封泄漏量和轉(zhuǎn)子動力特性的影響,指出增加防旋板數(shù)目或防旋板高度能夠加劇交叉剛度的降低幅度和直接阻尼的增加幅度,從而進一步增加密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性[17-18]。Untaroiu等將DOE實驗設(shè)計方法應(yīng)用到防旋板幾何參數(shù)對密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性影響的分析上,結(jié)果表明氣流平均周向速度與防旋板投影到氣流流動方向上的長度、交錯角以及進口預(yù)旋呈明顯的二次函數(shù)關(guān)系[19]。

為了進一步改善迷宮密封的轉(zhuǎn)子動力特性,在迷宮密封中間添加了二級防旋板來進一步降低周向速度,降低交叉剛度并提高有效阻尼。本文采用實驗測量一組原始迷宮密封的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)對數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性進行了驗證。在此之后,開展了添加進口帶傾斜角防旋板和密封齒間靜子帶凸臺的交錯角防旋板結(jié)構(gòu)在兩種進口預(yù)旋條件下的轉(zhuǎn)子動力特性研究,可為防旋板的設(shè)計和優(yōu)化分析提供參考。

1 實驗和數(shù)值方法

1.1 實驗臺簡介

(a)密封實驗段剖視圖

1—激振器;2—靜子件;3—電機;4—軸承座; 5—輔助支撐;6—分流管;7—T型平臺;8—臺架。

圖1給出了基于諧波激勵機械阻抗法設(shè)計建設(shè)的密封氣流激振轉(zhuǎn)子動力特性實驗測量平臺。轉(zhuǎn)子通過膜片式聯(lián)軸器與電機相連,靜子件通過激振桿與激振器相連。密封實驗段采用對稱設(shè)計,從而使得氣流從靜子中部流入、靜子左右兩側(cè)流出,有利于抵消左右兩側(cè)的氣流軸向推力。實驗臺靜子采用分體式設(shè)計,分為密封實驗件、靜子套筒、左右兩側(cè)靜子端蓋以及預(yù)旋環(huán)。為了使預(yù)旋環(huán)前的進氣來流盡可能均勻,實驗臺在進氣口與預(yù)旋環(huán)之間設(shè)置了周向貫通的進氣腔。采用兩組6根支撐桿進行密封實驗段的軸向定位和垂直方向的部分支撐。

壓縮機組承擔(dān)著給密封實驗段進口提供具有穩(wěn)定壓力的干燥氣流,供氣系統(tǒng)由壓縮機組、儲氣穩(wěn)壓罐、旁通閥、冷凍式干燥機、進氣閥、熱式質(zhì)量流量計、調(diào)節(jié)閥以及分流管組成且密封進口壓力的改變通過調(diào)節(jié)閥和旁通閥的共同調(diào)節(jié)來實現(xiàn)?？刂齐娔X、變頻柜以及變頻電機給密封轉(zhuǎn)子提供轉(zhuǎn)速。電機自由端布置有轉(zhuǎn)速傳感器測量轉(zhuǎn)速。氣泵以及軸承油氣潤滑裝置給轉(zhuǎn)子軸承提供連續(xù)可靠的油氣潤滑?？刂齐娔X、功率放大器、激振器等設(shè)備給密封靜子件提供一定的正余弦激振力,從而使得密封靜子偏離中心位置進行小幅度周期性渦動。通過更換帶有不同角度預(yù)旋孔的預(yù)旋環(huán)可改變密封進口預(yù)旋。進口總溫對泄漏量與轉(zhuǎn)子動力特性的影響可以忽略,因此只需通過調(diào)節(jié)閥和旁通閥來使進口壓力相同。由于密封出口與大氣相通,所以密封出口靜壓始終與大氣保持一致。

1—溫度傳感器;2—畢托管;3—靜壓引壓管; 4—電渦流傳感器;5—加速度傳感器;6—力傳感器。圖2 實驗臺測量儀器及安裝位置Fig.2 Mesurement system and installation positions

測量系統(tǒng)由傳感器、信號采集器以及控制電腦共同組成。圖2給出了密封靜子件上所需布置的測量儀器,包括Pt100鉑電阻溫度傳感器、畢托管、靜壓引壓管等靜態(tài)測量儀器,以及電渦流位移傳感器、壓電式加速度傳感器、壓電式力傳感器等動態(tài)測量儀器。密封進口壓力采用畢托管進行測量,測量過程中需要將總壓孔正對切向來流方向,然后將畢托管總壓孔中的氣流引入到壓力傳感器中進行測量,與此同時,密封進口腔室內(nèi)壁面靜壓通過靜壓引壓管引入到壓力傳感器中進行測量。表1給出了實驗中直接測量到的物理量以及所用儀器的精度,根據(jù)誤差傳遞公式計算得到剛度系數(shù)與阻尼系數(shù)的相對誤差為±(5%～20%)。

表1 直接測量物理量及精度

1.2 測量方法

在實驗臺無轉(zhuǎn)速且無氣流通過的情況下,進行密封靜子件激勵實驗以測量實驗臺的基準(zhǔn)剛度系數(shù)與基準(zhǔn)阻尼系數(shù)。在每一個測量頻率下通過控制兩側(cè)激振力的大小分別進行兩組互不相關(guān)的x方向激勵與y方向激勵。當(dāng)激振力達到給定數(shù)值時記錄密封靜子件的激振力、加速度、渦動位移隨時間的變化。根據(jù)測量得到的數(shù)據(jù),通過編程迭代使兩個方向的直接剛度頻率無關(guān)并得到正確的靜子質(zhì)量[Ms],在此基礎(chǔ)上得到實驗臺基準(zhǔn)動力系數(shù)Hij_bl。根據(jù)小位移渦動理論可知,對于工質(zhì)為理想空氣的密封結(jié)構(gòu)而言,密封腔室內(nèi)作用在轉(zhuǎn)子上的氣流激振力與轉(zhuǎn)子渦動位移存在如下關(guān)系

(1)

(2)

(3)

其中Ω為渦動頻率。

采用FFT變換將方程(1)中時域信號下的轉(zhuǎn)子氣流激振力和渦動位移轉(zhuǎn)化為頻率信號進行求解,則頻域求解的力-位移方程為

(4)

式中H=K+jΩC為密封阻抗系數(shù)。

實驗測量過程中密封腔室內(nèi)氣流激振力可以通過對靜子件受力分析得到,如下所示

(5)

式中:下標(biāo)x表示激勵的方向;下標(biāo)y表示流體激振力、轉(zhuǎn)子位移、加速度的方向。

實驗臺中密封實驗件左右對稱布置,因此實驗臺系統(tǒng)動力系數(shù)減去實驗臺基準(zhǔn)動力系數(shù)的一半即為密封件內(nèi)氣流激振力產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)Hseal,即

Hseal=Hts-Hbl

(6)

式中:下標(biāo)ts表示實驗臺系統(tǒng);bl表示實驗臺基準(zhǔn)。

直接阻尼系數(shù)和交叉剛度系數(shù)是切向力的來源,所以它們對轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性具有重要影響。為了綜合衡量交叉剛度與直接阻尼對轉(zhuǎn)子向前渦動的影響,通常引入密封有效阻尼來綜合評價密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性,有效阻尼定義[5]如下

Ceff=Cxx-Kxy/Ω

(7)

1.3 密封模型

采用設(shè)計的兩種預(yù)旋環(huán)來得到進口預(yù)旋比。兩種預(yù)旋環(huán)的內(nèi)徑為92 mm、寬度為30 mm。在預(yù)旋環(huán)軸向中心位置沿周向平均分布有72個直徑為2 mm的通孔,通孔的軸向與預(yù)旋環(huán)的徑向夾角分別為0°和60°。

圖3 密封幾何尺寸及實驗件Fig.3 Labyrinth seal geometry and test seal

圖3給出了迷宮密封幾何尺寸及實驗件。密封轉(zhuǎn)子長度為266 mm、直徑為170 mm,齒數(shù)為14,齒頂寬度為0.3 mm、齒根寬度為2.288 mm,密封間隙為0.3 mm,齒間距為5 mm,腔室深度為4.01 mm。無防旋板的原始迷宮密封命名為Design 1。

根據(jù)迷宮密封的平均周向速度沿軸向的變化規(guī)律設(shè)計了進口防旋板與二級防旋板,如圖4所示。進口防旋板與二級防旋板整圈均為90個。為了應(yīng)對迷宮密封進口的高預(yù)旋,進口防旋板采用帶有40°傾斜角(防旋板繞頂部順旋轉(zhuǎn)方向傾斜為負,逆旋轉(zhuǎn)方向傾斜為正)。傾斜角防旋板在尾緣處沿反旋轉(zhuǎn)方向流動的氣流會引導(dǎo)氣流從尾緣向前緣流動,從而在齒前緣附近產(chǎn)生了負旋流強度。隨著進口預(yù)旋增加,防旋板通道內(nèi)渦流強度增強,產(chǎn)生的負旋流強度越大。改變Design 1第一個密封齒的齒型并設(shè)計進口防旋板的結(jié)構(gòu),命名為Design 2。

(a)Design 1幾何結(jié)構(gòu)

(b)Design 2幾何結(jié)構(gòu)

(c)Design 3幾何結(jié)構(gòu)圖4 3種迷宮密封結(jié)構(gòu)子午面示意圖Fig.4 Cross section of three labyrinth seals

由于二級防旋板不改變轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu),考慮到迷宮密封間隙射流速度遠大于腔室內(nèi)的流速,僅在進口設(shè)計防旋板不足以明顯改變旋流強度,因此將二級防旋板之前的一個迷宮齒間隙調(diào)整為1.0 mm,同時在靜子件上設(shè)計凸臺,保持二級防旋板徑向高度為0.7 mm,密封間隙為0.3 mm。由于在采用零預(yù)旋環(huán)帶有進口防旋板的工況下,密封內(nèi)部氣流受到轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動黏性拖拽作用在第5個密封齒附近的平均周向速度升高到了進口防旋板上游的大小。在保持進口防旋板的基礎(chǔ)上將第5個密封齒設(shè)計為二級防旋板來進一步降低平均周向速度,該結(jié)構(gòu)命名為Design 3。在圖4b中給出了提取平均周向速度的60個截面軸向位置,圖4c中給出了提取云圖的3個截面位置。

1.4 數(shù)值方法及驗證

圖5給出了Design 3的幾何模型,預(yù)旋環(huán)及進氣管側(cè)設(shè)為對稱交界面。在4根進氣管道設(shè)置進口邊界條件,總壓300 kPa,總溫20 ℃,出口設(shè)為靜壓100 kPa。

圖5 Design 3計算模型Fig.5 Computational model of Design 3 preswirl ring

分別對進氣管、預(yù)旋環(huán)、防旋板、密封段進行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分,對壁面進行加密處理使y+保持在100以內(nèi)以滿足k-ε湍流模型的需要。當(dāng)非定常計算的動量方程和湍流方程的殘差下降到10-5、轉(zhuǎn)子面上的受力Fx和Fy成周期性振蕩,且相鄰周期的受力波動小于0.2%時,認為計算收斂。圖6給出了密封模型的計算網(wǎng)格。

(c)二級防旋板 (d)密封區(qū)域圖6 Design 3不同區(qū)域計算網(wǎng)格Fig.6 Computational mesh of various parts of Design 3 preswirl ring

為了評價密封進口旋流大小,定義進口預(yù)旋比為

λ=60Vt/πDn

(8)

式中:Vt為密封進口的氣流周向速度;D為轉(zhuǎn)子直徑。

9 000 r/min轉(zhuǎn)速下,60°預(yù)旋環(huán)時密封進口的平均周向速度為105.7 m/s、預(yù)旋比為1.32,0°預(yù)旋環(huán)時密封進口的平均周向速度為10.2 m/s、預(yù)旋比為0.13。采用基于轉(zhuǎn)子多頻橢圓渦動模型的非定常數(shù)值方法來進行RANS方程求解。動網(wǎng)格技術(shù)是通過網(wǎng)格變形技術(shù)實現(xiàn)的,可以人為給定轉(zhuǎn)子的運動?；趧泳W(wǎng)格技術(shù)的三維非定常CFD已被應(yīng)用于求解迷宮密封內(nèi)部三維瞬態(tài)流場、非定常流體激振力和頻率相關(guān)的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)。相比于實驗方法和Bulk Flow方法,CFD方法具有不受物理模型限制、可給出密封內(nèi)部流場細節(jié)等優(yōu)點,還可進一步提高對轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)的預(yù)測精度。阻尼密封的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)具有很強的頻率相關(guān)性,研究其隨頻率的變化規(guī)律對掌握轉(zhuǎn)子動力特性具有重要作用,基于動網(wǎng)格技術(shù)的三維非定常CFD技術(shù)可以求解寬頻域下的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)。

非定常計算過程中給定轉(zhuǎn)子的多頻橢圓渦動軌跡,且每個頻率組分下橢圓渦動軌跡長軸均為密封初始間隙的1%,短軸為密封初始間隙的0.5%。表2給出了非定常計算方法以及多頻橢圓渦動模型參數(shù)設(shè)置。

表2 轉(zhuǎn)子動力特性非定常數(shù)值求解方法

圖7 Design 1不同網(wǎng)格數(shù)的直接阻尼與交叉剛度Fig.7 Direct damping and cross-coupling stiffness of Design 1 at different meshes

采用3種不同網(wǎng)格數(shù)(404萬、553萬、705萬)對預(yù)旋比為1.32的Design 1結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。在不同網(wǎng)格數(shù)下泄漏量均為0.0378 kg/s,其差別小于0.3%。圖7給出了直接阻尼、交叉剛度隨網(wǎng)格數(shù)的變化。就直接阻尼而言,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從404萬增加至553萬時,密封直接阻尼在整個渦動頻率范圍內(nèi)略微增加,約為0.37%～1.98%;當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從553萬繼續(xù)增加至705萬時,密封直接阻尼在渦動頻率為80、100、240、260 Hz時略微減小,在其余渦動頻率范圍內(nèi)略微增加,變化范圍為-0.63%～4.92%。就交叉剛度而言,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從404萬增加至553萬時,交叉剛度在渦動頻率范圍內(nèi)降低1.67%以內(nèi);當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從553萬繼續(xù)增加時,交叉剛度在渦動頻率低于180 Hz時降低,在渦動頻率高于180 Hz時增加,變化范圍為-2.98%～1.04%。綜合考慮網(wǎng)格數(shù)對計算準(zhǔn)確性與計算資源的影響,包括預(yù)旋環(huán)、防旋板、迷宮密封的整體結(jié)構(gòu)的計算網(wǎng)格數(shù)約為553萬。

(a)直接剛度與交叉剛度

(b)直接阻尼與有效阻尼圖8 剛度系數(shù)與阻尼系數(shù)的CFD與實驗結(jié)果對比Fig.8 Rotordynamic coefficients vs whirling frequency

圖8給出了Design 1的實驗測量數(shù)據(jù)與數(shù)值結(jié)果的比較,該兩組數(shù)據(jù)的預(yù)旋環(huán)與密封進口之間的靜壓保持為400 kPa,出口靜壓為100 kPa。為了避免振動頻率靠近了系統(tǒng)的固有頻率而產(chǎn)生共振,實驗過程中在10～70 Hz、110～145 Hz的頻率范圍每隔5或10 Hz測量一次轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)。如圖8所示,數(shù)值模擬得到的直接剛度系數(shù)略比實驗結(jié)果偏高,阻尼系數(shù)和交叉剛度與實驗結(jié)果吻合得很好。數(shù)值預(yù)測結(jié)果和實驗測量數(shù)據(jù)總體上吻合良好,驗證了數(shù)值方法的可靠性。

2 結(jié)果分析

2.1 防旋板對周向平均速度的影響

選取包含進口防旋板及迷宮密封段的軸向位置,等距選取60個垂直于軸向的截面,如圖4b所示。在每個截面提取出質(zhì)量平均周向速度,圖9給出了Design 1、2、3密封腔室及防旋板內(nèi)氣流平均周向速度沿軸向的分布。

(a)預(yù)旋比為1.32時氣流平均周向速度分布

(b)預(yù)旋比為0.13時氣流平均周向速度分布圖9 氣流平均周向速度沿不同軸向位置分布Fig.9 Circumferential velocity vs axial position at seal cavities

研究發(fā)現(xiàn)在Design 1結(jié)構(gòu)中,預(yù)旋比為1.32時氣流平均周向速度沿軸向減速下降、預(yù)旋比為0.13時氣流平均周向速度沿軸向減速增加,這是密封腔室內(nèi)氣流在轉(zhuǎn)子面黏性力周向拖動作用下的結(jié)果。另一方面,氣流平均周向速度會在進口防旋板段內(nèi)快速下降之后沿軸向減速增加,且在預(yù)旋比為1.32時進口防旋板能達到的最小周向速度為-27.9 m/s,優(yōu)于預(yù)旋比為0.13時的-2.9 m/s。在密封進口腔室設(shè)計防旋板結(jié)構(gòu)的Design 2中,上游攜帶高進口預(yù)旋的氣流沖擊防旋板壓力面,從而在齒前緣附近產(chǎn)生了負旋流。高進口預(yù)旋,防旋板通道內(nèi)渦流強度增強引起齒前緣附近逆旋轉(zhuǎn)方向周向平均速度增加,在Design 3中的二級防旋板則采用逆旋轉(zhuǎn)方向交錯角的導(dǎo)流作用來降低間隙射流的平均周向速度。

2.2 防旋板對泄漏量的影響

表3列出了3種迷宮密封結(jié)構(gòu)在高低2種預(yù)旋比下的泄漏量。6個工況下的進口總壓為300 kPa,總溫為20 ℃,出口靜壓為100 kPa。在相同的邊界條件下高預(yù)旋比使泄漏量下降了約3.6%。類似于迷宮密封隨著轉(zhuǎn)速增加泄漏量減小,在高進口預(yù)旋比時迷宮密封進口的高速旋轉(zhuǎn)帶動密封腔室中的流體周向流動,同時密封齒在軸向的阻隔,在密封腔室中形成強烈的旋渦流動,使氣流的動能有效地耗散為內(nèi)能,從而使泄漏量減小。設(shè)計第二級防旋板為了提高導(dǎo)流作用將上一個密封齒的間隙增加到1.0 mm,因此導(dǎo)致泄漏量的增加,在預(yù)旋比為0.13時泄漏量增加約1.1%,在預(yù)旋比為1.32時增加約2.0%。

表3 3種密封結(jié)構(gòu)在兩組進口預(yù)旋比下的泄漏量

2.3 預(yù)旋比為1.32時防旋板對轉(zhuǎn)子動力特性的影響

圖10給出了進口防旋板和二級防旋板對迷宮密封剛度系數(shù)的影響,并給出了Design 1結(jié)構(gòu)的剛度系數(shù)作為對比分析。當(dāng)密封進口腔室設(shè)計進口防旋板后,Design 2相對于Design 1的直接剛度均顯著增加,表明進口防旋板能夠使得直接剛度產(chǎn)生的徑向向內(nèi)的激振力增加,從而進一步限制轉(zhuǎn)子徑向向外移動,提高密封轉(zhuǎn)子的聚中能力。設(shè)計二級防旋板的Design 3相對于Design 2的直接剛度略微下降,但其直接剛度仍明顯大于Design 1結(jié)構(gòu),因此相比Design 1結(jié)構(gòu),Design 2、3結(jié)構(gòu)使密封在進口預(yù)旋比為1.32時仍能提升轉(zhuǎn)子聚中能力。

圖10 預(yù)旋比為1.32時防旋板結(jié)構(gòu)對直接剛度的影響Fig.10 Direct stiffness coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 1.32

如圖11所示,比較3種密封結(jié)構(gòu),Design 1結(jié)構(gòu)沿軸線分布的平均周向速度最大,因此具有最大的交叉剛度。當(dāng)設(shè)計進口防旋板結(jié)構(gòu)后,Design 2相對于Design 1的交叉剛度大幅降低,且降幅達到63.3%～86.3%,這將使得交叉剛度產(chǎn)生的與轉(zhuǎn)子渦動方向相同的正切向激振力降低,有利于密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定運行。當(dāng)設(shè)計二級防旋板時,Design 3相對于Design 2的交叉剛度降低了12.9%～39.4%,即設(shè)計進口防旋板與二級防旋板能夠削弱交叉剛度產(chǎn)生的與轉(zhuǎn)子渦動方向相同的正切向激振力,從而增加迷宮密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性。

圖11 預(yù)旋比1.32時防旋板結(jié)構(gòu)對交叉剛度的影響Fig.11 Cross-coupling stiffness coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 1.32

圖12給出了防旋板對迷宮密封直接阻尼系數(shù)的影響。設(shè)計進口防旋板時,防旋板結(jié)構(gòu)對迷宮密封直接阻尼系數(shù)幾乎沒有影響,Design 2結(jié)構(gòu)相比Design 1的直接阻尼變化范圍在-2.3%～17.6%之間,相比Design 2,Design 3的直接阻尼增加17.7%～22.6%,表明二級防旋板結(jié)構(gòu)增加了迷宮密封直接阻尼產(chǎn)生的與轉(zhuǎn)子渦動方向相反的負切向激振力。

圖12 預(yù)旋比為1.32時防旋板結(jié)構(gòu)對直接阻尼的影響Fig.12 Direct damping coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 1.32

圖13給出了進口防旋板和二級防旋板對迷宮密封有效阻尼系數(shù)的影響。Design 1的有效阻尼系數(shù)穿越頻率為175.1 Hz,即有效阻尼在渦動頻率低于175.1 Hz時為負值,表明作用在轉(zhuǎn)子上的凈切向激振力與轉(zhuǎn)子渦動方向相同,從而可能誘發(fā)轉(zhuǎn)子失穩(wěn)。當(dāng)設(shè)計進口防旋板結(jié)構(gòu)后,顯著下降的交叉剛度最終使得Design 2結(jié)構(gòu)的有效阻尼增加,且有效阻尼項穿越頻率從175.1 Hz降低到28.3 Hz,即迷宮密封安全穩(wěn)定運行的頻率范圍在進口防旋板引入后明顯增加。在設(shè)計了兩級防旋板的Design 3中,迷宮密封有效阻尼進一步增加,有效阻尼項的穿越頻率消失。相比Design 2,Design 3具有更大的轉(zhuǎn)子渦動頻率安全范圍,從而具有更加優(yōu)越的迷宮密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性。

圖13 預(yù)旋比為1.32時下防旋板結(jié)構(gòu)對有效阻尼的影響Fig.13 Effective damping coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 1.32

2.4 預(yù)旋比為0.13時防旋板對轉(zhuǎn)子動力特性的影響

圖14給出了預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對迷宮密封直接剛度的影響。3種結(jié)構(gòu)的直接剛度相對于預(yù)旋比為1.32時有明顯增加,說明高進口預(yù)旋會降低迷宮密封轉(zhuǎn)子的聚中能力。設(shè)計進口防旋板和二級防旋板對迷宮密封的直接剛度的影響與預(yù)旋比為1.32時類似,其中Design 2增加直接剛度的能力最大。

圖14 預(yù)旋比為0.13時下防旋板結(jié)構(gòu)對直接剛度的影響Fig.14 Direct stiffness coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 0.13

圖15給出了預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對迷宮密封交叉剛度系數(shù)的影響。Design 1在預(yù)旋比為0.13時的交叉剛度在240 Hz以下時均小于0,同時相比高預(yù)旋比1.32工況時進口防旋板結(jié)構(gòu)Design 2對降低交叉剛度的能力明顯減弱。Design 1在預(yù)旋比為0.13時相比預(yù)旋比為1.32時交叉剛度下降了97.0%～113.8%,且頻率越小下降越多。在迷宮密封齒中段設(shè)計二級防旋板的Design 3,交叉剛度的絕對值相對于Design 2在不同頻率下增加了24.4%～153.0%。

圖15 預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對交叉剛度的影響Fig.15 Cross-coupling stiffness coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 0.13

圖16給出了預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對迷宮密封直接阻尼系數(shù)的影響。Design 1在預(yù)旋比為0.13時相對于預(yù)旋比為1.32時直接阻尼下降了6.3%～25.2%,且頻率越高下降越多,Design 2相比Design 1直接阻尼增加了14.3%～21.4%。設(shè)計二級防旋板對迷宮密封的直接阻尼提高的幅度與進口防旋板相當(dāng),在20 Hz之后Design 3相比Design 2直接阻尼增加了12.6%～34.6%。

圖16 預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對直接阻尼的影響Fig.16 Direct damping coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 0.13

圖17給出了預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對迷宮密封有效阻尼系數(shù)的影響。預(yù)旋比為0.13時在20 Hz之后,Design 2相比Design 1的有效阻尼增加31.6%～60.0%,Design 3相比Design 2的有效阻尼增加26.9%～38.0%。對比圖13與圖17,低預(yù)旋比時設(shè)計了二級防旋板對增加有效阻尼的效果與添加進口防旋板類似,因此在低預(yù)旋時二級防旋板對有效阻尼提升效果更好。

圖17 預(yù)旋比為0.13時防旋板結(jié)構(gòu)對有效阻尼的影響Fig.17 Effective damping coefficients vs whirling frequency at the inlet preswirl ratio of 0.13

2.5 防旋板對流場的影響

圖18為進口防旋板在預(yù)旋比為1.32、0.13時沿軸向截面的周向速度云圖與矢量圖。在預(yù)旋比為1.32時氣流沿旋轉(zhuǎn)方向沖擊防旋板后逆時針流動,并在周向上一個防旋板與轉(zhuǎn)子的間隙中向逆轉(zhuǎn)動方向流動,產(chǎn)生了反向旋流。在預(yù)旋比為0.13時由于氣流對于防旋板的沖擊減弱,防旋板腔室中的渦流強度減弱使周向速度僅降低至-10.7 m·s-1。

(a)預(yù)旋比為1.32時進口防旋板內(nèi)部流場

(b)預(yù)旋比為0.13時進口防旋板內(nèi)部流場圖18 Design 2(截面1)周向速度云圖及速度矢量圖Fig.18 Circumferential velocity contours and streamlines in the section 1 of Design 2

圖19為Design 3截面2中二級防旋板內(nèi)不同軸向位置的周向速度云圖。由于二級防旋板與轉(zhuǎn)子保持了0.3 mm的間隙,因此在間隙內(nèi)氣流仍保持著較高的與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)同向的周向速度。二級防旋板僅對0.7 mm內(nèi)的氣流沿反旋轉(zhuǎn)方向進行導(dǎo)流。

圖19 Design 3(截面2)周向速度云圖Fig.19 Circumferential velocity contours in the section 2 of Design 3

圖20給出了x方向激勵、t=0.1 s時截面3上靜壓分布云圖以及轉(zhuǎn)子激振力相位圖。在x方向激勵、t=0.1 s時,轉(zhuǎn)子渦動至x方向最大位移處且渦動速度與y方向平行。氣流激振力與實際情況保持相同相位,力矢量長度按照相同比例縮放。

(a)Design 1 (b)Design 2

(c)Design 3 圖20 預(yù)旋比為0.13時截面3靜壓云圖及氣流激振力 相位圖(x方向激勵、t=0.1 s)Fig.20 Static pressure contours in section 3 and response forces acting on the rotor for three brake configurations at the inlet preswirl ratio of 0.13

Design 1的徑向氣流激振力方向與位移方向相同不利于轉(zhuǎn)子聚中,這和直接剛度在高頻下為負值有關(guān)。與Design 1相比,Design 2的徑向氣流激振力下降了59.2%,說明進口防旋板能有效改善迷宮密封轉(zhuǎn)子聚中能力。Design 3的徑向氣流激振力相比Design 1下降19.9%,不同結(jié)構(gòu)激振力大小與直接剛度的相對大小一致,直接剛度越大徑向氣流激振力越小。

相對于徑向氣流激振力,切向氣流激振力在不同的結(jié)構(gòu)下變化更為明顯。Design 1的切向氣流激振力的方向與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向相反,因此切向氣流激振力越大越有利于減小渦動。設(shè)計進口防旋板的Design 2切向氣流激振力增加55.6%,Design 3的切向氣流激振力相對于Design 2增加46.8%,說明設(shè)計進口防旋板、二級防旋板均有利于提升迷宮密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性。切向氣流激振力與有效阻尼變化規(guī)律一致,切向氣流激振力越大有效阻尼越大。

3 結(jié) 論

通過研究高低兩種預(yù)旋比下無防旋板結(jié)構(gòu)迷宮密封、進口設(shè)計防旋板迷宮密封和進口與二級防旋板設(shè)計的迷宮密封氣流激振轉(zhuǎn)子動力特性,得到如下結(jié)論。

(1)高預(yù)旋比1.32會導(dǎo)致無防旋板結(jié)構(gòu)迷宮密封Design 1的直接剛度和有效阻尼減小,而交叉剛度和直接阻尼增加。高預(yù)旋比削弱了迷宮密封轉(zhuǎn)子聚中能力,也弱化了抑制轉(zhuǎn)子渦動的能力。同時迷宮密封的直接剛度越大與位移方向相同的徑向氣流激振力越小,有效阻尼越大與渦動方向相反的切向氣流激振力越大。

(2)進口設(shè)計防旋板迷宮密封Design 2在高預(yù)旋比1.32時顯著影響轉(zhuǎn)子動力特性,大幅降低交叉剛度并使有效阻尼增加,且在防旋板出口平均周向速度相較預(yù)旋比為0.13時降低更明顯。預(yù)旋比為1.32時Design 2相比于Design 1交叉剛度下降了63.3%～86.3%,有效阻尼的穿越頻率從175.1 Hz降低到28.3 Hz。2種高低預(yù)旋比下設(shè)計進口防旋板均能提高迷宮密封的直接剛度,增強轉(zhuǎn)子聚中能力。

(3)在進口防旋板的基礎(chǔ)上,設(shè)計二級防旋板的迷宮密封Design 3相比于Design 2會略微降低迷宮密封的直接剛度,但仍大于Design 1結(jié)構(gòu)。設(shè)計二級防旋板會降低迷宮密封的交叉剛度,增加直接阻尼。