篦齒封嚴流動及其對壓氣機靜子性能的影響

孟德君，邢 雷，李 堅

（1.沈陽發(fā)動機設(shè)計研究所，沈陽110015；2.駐沈陽黎明航空發(fā)動機（集團）有限責(zé)任公司軍事代表室，沈陽110043）

篦齒封嚴流動及其對壓氣機靜子性能的影響

孟德君1，邢 雷2，李 堅1

（1.沈陽發(fā)動機設(shè)計研究所，沈陽110015；2.駐沈陽黎明航空發(fā)動機（集團）有限責(zé)任公司軍事代表室，沈陽110043）

為研究工程上廣泛采用的3平齒型篦齒封嚴泄漏流動，以1臺多級壓氣機第3級靜子為例，利用數(shù)值模擬技術(shù)進行了計算分析。結(jié)果表明：篦齒封嚴間隙與泄漏流量成線性正比關(guān)系，但對靜子流通能力和總壓損失等的影響不是線性的；篦齒封嚴泄漏導(dǎo)致靜子端壁區(qū)流動產(chǎn)生角區(qū)分離，并催生強的二次流動，是靜子封嚴泄漏能夠影響主流大范圍流動的內(nèi)在機制。為此提出將篦齒封嚴間隙控制在1%葉高左右的建議，以將篦齒封嚴泄漏對壓氣機靜子的影響控制在可接受的范圍之內(nèi)。

篦齒封嚴間隙；壓氣機靜子；性能；流場；數(shù)值模擬基金項目：燃氣輪機工程研究項目資助

0 引言

采用航空發(fā)動機風(fēng)扇/壓氣機靜子內(nèi)環(huán)可以有效地抑制懸臂靜子徑向間隙產(chǎn)生泄漏流，但由于靜子內(nèi)環(huán)與轉(zhuǎn)子鼓筒之間依然存在徑向間隙，為進一步抑制該間隙處的泄漏,工程上常采用篦齒封嚴的措施。靜子篦齒封嚴內(nèi)部的流動非常復(fù)雜，而且還會與靜子通道內(nèi)的主流發(fā)生強相互作用。

封嚴性能的退化及其導(dǎo)致的發(fā)動機結(jié)構(gòu)故障和事故時有發(fā)生,從發(fā)動機的燃油消耗率、推重比、工作可靠性、持久性等方面考慮，先進的封嚴技術(shù)已成為1項關(guān)鍵的因素[1]。N.J.Heidegger[2]研究發(fā)現(xiàn)氣流經(jīng)過封嚴腔后切向速度增大和總溫升高，而且在間隙處不僅有流體流出而且有主流攝入到封嚴間隙；Wellborn等[3-4]在美國劉易斯研究中心發(fā)現(xiàn)，帶冠靜子的葉根（本文所述葉根均指接近輪轂處）泄漏可影響下游葉排全葉高的流動,篦齒封嚴間隙增加1%，壓升下降3%，效率下降1個百分點，其影響程度與壓氣機轉(zhuǎn)子葉尖間隙的影響程度相當；Wellborn等[5]在2001年對靜子封嚴腔內(nèi)的流動結(jié)構(gòu)和流動機制開展了更為詳細的研究，并建立了1維計算模型；Longley等[6]在2000年開展了間隙泄漏流與主流相互作用的試驗與計算研究。

國內(nèi)也逐漸認識到篦齒封嚴對壓氣機性能的影響，開展了一些基礎(chǔ)性研究[7-10]，但是對工程應(yīng)用研究相對較少。為了研究工程上廣泛采用的3平齒型篦齒封嚴泄漏流動，考慮到在多級壓氣機中中間級的負荷水平最高，本文以某高壓壓氣機中負荷較大、葉片高度適中（間隙與葉高比值適中）的第3級靜子為例，進行了數(shù)值模擬分析和研究，旨在為相關(guān)設(shè)計和改進提供技術(shù)支持。

1 數(shù)值模擬方法

本文選定的計算對象是1臺壓氣機第3級靜子，該靜子葉片和篦齒的實際結(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，采用在壓氣機中廣泛應(yīng)用的3平齒篦齒封嚴結(jié)構(gòu)。為了便于網(wǎng)格生成，對實際結(jié)構(gòu)進行了適當簡化，如圖1（b）所示。主流通道中的簡化主要是不考慮葉片在葉根和葉尖處的倒角；篦齒和封嚴腔中的簡化主要是將腔體中的復(fù)雜結(jié)構(gòu)截彎取直。為了減小結(jié)構(gòu)簡化對計算結(jié)果的影響，簡化中保證了篦齒楔角和轉(zhuǎn)、靜子部件的軸向間隙等主要參數(shù)，靜子與前面轉(zhuǎn)子葉根的間隙為3.5 mm，與后面轉(zhuǎn)子的葉根間隙為5.0 mm。計算網(wǎng)格結(jié)構(gòu)及分布如圖2所示。靜子主流通道為H-O-H網(wǎng)格，其中H型網(wǎng)格為48×40×48，葉片通道內(nèi)O型網(wǎng)格為228×20×48，主流通道內(nèi)總網(wǎng)格數(shù)量為403200；封嚴腔和篦齒間隙中為非結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，網(wǎng)格總數(shù)為41萬,網(wǎng)格密度與國外的計算情況類似，能滿足輪轂篦齒封嚴泄漏流動的研究要求。

圖1 帶篦齒封嚴的靜子

圖2 計算網(wǎng)格（3維）

數(shù)值模擬程序運用CFD商業(yè)軟件FLUENT求解3維定常雷諾平均N-S方程，采用中心差分格式，湍流模型選擇Spalart-Allmaras方程模型。

邊界條件設(shè)置為計算域進口給定總溫、總壓和氣流方向沿展向的分布，參數(shù)以該壓氣機設(shè)計點3維數(shù)值模擬結(jié)果（多級壓氣機3維數(shù)值模擬進口采用標準大氣壓，軸向進氣，與試驗條件一致）為基礎(chǔ)，進行周向平均，參考試驗級間測量結(jié)果進行修正；出口給定葉根處的靜壓，其他位置的靜壓由徑向平衡方程得到；周向邊界均為周期性邊界；固壁為絕熱、無滑移邊界條件，前、后封嚴腔后的輪轂均為旋轉(zhuǎn)物面，其他固壁為靜止物面。

本文的數(shù)值模擬都在設(shè)計轉(zhuǎn)速下進行。共計算了4種不同的篦齒間隙：0.3 mm （0.73%）、0.5 mm （1.22%）、0.7 mm（1.71%）和0.9 mm（2.20%），通過調(diào)整篦齒的高度來調(diào)整間隙，調(diào)整過程中保證篦齒頂部的寬度和楔角不變。為便于考察篦齒封嚴倒流產(chǎn)生的影響，進行了不帶篦齒封嚴腔的靜子性能計算，選用與主流區(qū)一致的網(wǎng)格和邊界條件設(shè)置。

2 計算結(jié)果及分析

2.1 總性能結(jié)果與分析

靜子總性能參數(shù)及其變化的具體數(shù)值見表1。其中，封嚴間隙是間隙值與葉片高度的比值，性能變化以無泄漏性能為基準。

表1 靜子性能及變化

從表1中可見，只要存在間隙，無論采用什么樣的封嚴間隙，都難以完全消除泄漏流，都會引起靜子的損失系數(shù)增大，最大間隙可使損失增加35.1%，泄漏流流量增加，主流流量減少2%。隨著間隙的增大，篦齒腔進、出口靜壓差越來越小，也說明封嚴效果越來越差。

靜子的總性能與封嚴間隙的關(guān)系如圖3所示。在圖中，compute方案是本文的數(shù)值模擬結(jié)果，而peak efficiency方案來源于文獻[10]，是在4級低速壓氣機試驗臺上測量的4級平均結(jié)果，代表峰值效率點的試驗結(jié)果。從圖中可見，本文的計算結(jié)果與文獻[10]中的試驗結(jié)果分布趨勢一致，具體量值上有所差異。考慮到本文計算對象與文獻[10]試驗對象均屬于同一水平壓氣機的靜子，負荷水平相當，可以判斷出本文

圖3 靜子性能與封嚴間隙的關(guān)系

的數(shù)值模擬結(jié)果總體上可信。

從圖3中清晰可見，封嚴間隙的大小對性能的衰減程度有重要影響，封嚴間隙在0.5 mm（1.22%）以內(nèi)，總壓損失略有減小但不明顯；封嚴間隙大于0.5 mm（1.22%）之后性能衰減明顯。主流流量規(guī)律與總壓損失規(guī)律比較一致，在封嚴間隙為0.5 mm以下時，主流流量減少緩慢，而超過這一限制值之后，性能曲線變得陡峭，流量減少明顯。泄漏流量與主流流量的比值與間隙基本上成正比關(guān)系。如果在選用與本文相同的負荷和3平齒封嚴結(jié)構(gòu)時，封嚴間隙為0.5 mm是個較適合的封嚴臨界點。這也是為什么要將壓氣機工作狀態(tài)下靜子篦齒封嚴的運行間隙控制在1%葉高左右的主要原因。

2.2 徑向參數(shù)分布與分析

為分析篦齒封嚴泄漏對靜子性能沿葉高范圍的影響，給出了靜子周向平均參數(shù)沿徑向的變化，如圖4～7所示。

周向平均損失系數(shù)的徑向分布如圖4所示。從圖中可見，隨著封嚴間隙的逐漸增大，靜子根部的損失越來越大，從沒有間隙到最大間隙，損失系數(shù)由0.065左右逐漸增大到0.290左右，僅針對根部而言，靜子損失系數(shù)約增大3.5倍，而且損失增大的葉高區(qū)域也隨著間隙的增大而擴大，在最大間隙時影響到近40%葉高。

圖4 周向平均損失系數(shù)徑向分布

靜子周向平均出口氣流角的展向分布如圖5所示。從圖中可見，在封嚴間隙為0.3 mm和0.5 mm時，出口氣流角影響在30%葉高以下，出口氣流角最大增大約1°～2°；在封嚴間隙為0.7 mm時，出口氣流角的影響在35%葉高以內(nèi)；而封嚴間隙達到0.9 mm時，出口氣流角的影響甚至達到了60%葉高，而出口氣流角比沒有泄漏時最多增加了4°～6°，即落后角增加了4°～6°，說明此時發(fā)生了嚴重分離，在封嚴間隙大于0.5 mm后對性能影響非常大。

圖5 周向平均出口氣流角徑向分布

從圖4、5中可見，靜子篦齒封嚴間隙增大，封嚴泄漏對靜子主流的影響范圍最高可達30～60%葉高。這不但影響靜子的總性能，而且還會影響到轉(zhuǎn)、靜子的匹配，以及多級壓氣機的級匹配。因此只有將靜子篦齒封嚴間隙控制在1%葉高左右，才能將篦齒封嚴泄漏的影響控制在靜子端壁區(qū)10%葉高范圍內(nèi)，不會對主流產(chǎn)生明顯影響。

3%葉高的馬赫數(shù)等值線如圖6所示。從圖中可見，封嚴間隙在0.5 mm以下，靜子端壁區(qū)基本上沒有分離；封嚴間隙為0.7 mm時，距靜子前緣約70%弦長處發(fā)生流動分離；封嚴間隙為0.9 mm時，分離點已經(jīng)提前到距前緣50%弦長附近。

靜子出口槽道總壓等值線如圖7所示。從圖中可見，隨著封嚴間隙的增大，分離區(qū)域逐漸向槽道中部和葉高方向不斷擴展，影響區(qū)域不斷增大；封嚴間隙為0.9 mm時，分離區(qū)在輪轂處擴展到50%柵距，沿徑向擴展到30～35%葉高。因此，靜子封嚴泄漏導(dǎo)致靜子端壁區(qū)流動產(chǎn)生角區(qū)分離，并催生較強的二次流動，是靜子封嚴泄漏能夠影響主流大范圍流動的內(nèi)在機制。

圖6 3%葉高處等馬赫數(shù)線

圖7 靜子出口總壓等值線

圖8 周向平均擴散因子徑向分布

周向平均D因子的徑向分布如圖8所示。從圖可見，封嚴泄漏流的存在改變了靜子整個負荷沿徑向的分布，而且靜子根部的D因子變化趨勢和中上部相反。隨著封嚴間隙的增大，根部的D因子由0.57左右增大到0.62左右，峰值甚至達到0.65；而葉片中上部的D因子卻在持續(xù)減小，由0.49左右減小到0.46左右，在封嚴間隙為0.9 mm、30%～40%葉高時甚至減小到0.45以下。2.3 封嚴腔內(nèi)部流動分析

封嚴間隙在0.3 mm以下，封嚴腔內(nèi)馬赫數(shù)、流線和靜壓的分布分別如圖9、10所示，圖9（b）中還給出了篦齒封嚴腔內(nèi)的流動細節(jié)。從圖9中可見，由于靜子出口靜壓高于進口靜壓，導(dǎo)致靜子出口處近輪轂流體經(jīng)過A間隙進入到后封嚴腔，然后經(jīng)3級封嚴篦齒到達前腔，再從B間隙流出，從而在整個篦齒封嚴腔內(nèi)形成了一系列的渦結(jié)構(gòu)。

圖10 封嚴腔內(nèi)的靜壓

封嚴腔的靜壓變化如圖10所示。從圖中可見，在后腔A和前腔B中，靜壓基本上保持不變，壓降主要發(fā)生在3級篦齒封嚴齒內(nèi)，可見起封嚴效果的是篦齒。說明封嚴腔內(nèi)一系列的旋渦流動雖然對抑制泄漏有一定作用，但是起決定性作用的則是流體在封嚴間隙處的突縮-突擴流動效益。從圖10中還可見第1個篦齒的靜壓降最明顯，下降50%以上，而第2、3個篦齒的靜壓分別下降20%左右。由此可見，增加篦齒齒數(shù)雖然能夠增強封嚴效果，但齒數(shù)越多效果越有限，因此工程上常采用3齒的結(jié)構(gòu)。

2.4 泄漏流與主流的相互作用

周向平均的軸向速度和切向速度的徑向分布分別如圖11、12所示。速度是相對于輪轂切線速度（Uhub＝280.5 m/s）的比值,軸向位置選在B腔出口間隙中心線處，如圖1（b）中3.5 mm的間隙的中心線處，減小壁面影響。

圖11 B腔中心線處周向平均的Va/Uhub沿徑向分布

圖12 B腔中心線處周向平均的Va/Uhub沿徑向分布

從圖11中可見，在B腔內(nèi)軸向速度接近0，隨著間隙的增大而增大，在最大泄漏量時才接近6%；靜葉根部的軸向速度則隨著間隙增大而逐漸減小，但相對而言，軸向速度隨間隙變化很小，對性能影響有限。

從圖12中可見，在B腔內(nèi)周向速度變化達到了20%以上。旋轉(zhuǎn)的輪轂相當于1個摩擦泵，間隙越小時摩擦越劇烈，對泄漏流的作功越大；泄漏流周向速度也就越大，與主流的切向速度差越小，封嚴泄漏對主流的影響也就越小，這與葉尖泄漏對轉(zhuǎn)子性能的影響剛好相反。周向速度和軸向速度摻混后將影響葉根處的氣流角，B腔處氣流角沿徑向的變化規(guī)律如圖13所示。隨著泄漏流的增加，根部的氣流角（與軸向夾角）逐漸變大。

圖13 B腔中心線處周向平均的進口氣流角α1的徑向分布

結(jié)合前面的流動結(jié)構(gòu)可以發(fā)現(xiàn)，低能的泄漏流由葉根前緣間隙即B腔進入主流，由于葉片通道內(nèi)存在周向壓力梯度，低能流體逐漸向靜子吸力面遷移堆積，引起吸力面角區(qū)分離，堵塞葉根通道，迫使主流向通道中上部流動；隨著流體由葉片排進口向出口流動，分離區(qū)沿周向和徑向逐漸擴展；間隙越大，泄漏的低能流體越多，導(dǎo)致角區(qū)分離越嚴重，擴展也越迅速。氣流角（與軸向夾角）增大，相當于根部攻角增大，負荷也增大，而主流流體向葉片中上部遷移，則中上部的軸向速度會略有增大（相對根部變化較?。?，攻角也會有所變化。這是導(dǎo)致靜子存在如圖8所示D因子分布規(guī)律的內(nèi)在原因。

3 結(jié)論

（1）篦齒封嚴間隙與泄漏流量成線性正比關(guān)系，但對靜子流通能力和總壓損失等的影響不是線性的；將靜子篦齒封嚴間隙控制在1%葉高以內(nèi)，則其影響程度有限。

（2）篦齒封嚴泄漏導(dǎo)致靜子端壁區(qū)流動產(chǎn)生角區(qū)分離，并催生強的二次流動，是靜子封嚴泄漏能夠影響主流大范圍流動的內(nèi)在機制。只有將篦齒封嚴間隙控制在1%葉高左右，才能將其影響控制在靜子端壁區(qū)10%葉高范圍內(nèi)。

（3）隨著封嚴間隙的增大，篦齒封嚴泄漏流的軸向分速度變化很小且接近于0，對靜子性能影響不大；起決定性作用的是泄漏流的周向分速度，封嚴間隙越小，泄漏流周向分速度越大，對靜子性能影響越小；這與轉(zhuǎn)子的情況恰好相反。

[1]Steinetz B M,Hendricks R C.Engine seal technology requirementsto meet NASA’sAdvanced Subsonic Technology Program goals[R].AIAA-94-2698.

[2]Heidegger N J,Hall E J,Delaney R A.Parameterized study of high-speed compressor seal cavity flow[R]. AIAA-96-2807.

[3]Wellborn S R，Okiishi T H.Effects of shrouded stator cavity flows onmultistage compressorperformance[R]. NASA-CR-198536,1996.

[4]Wellborn S R,Okiishi T H.The influence of shrouded stator cavity flows on multistage compressor performance[R].ASME 98-GT-12.

[5]Wellborn S R.Details of axial compressor shrouded stator cavity flows[R].ASME 2001-GT-0495.

[6]DemargneA A J,Longley JR.Theaerodynamic interaction of stator shroud leakage and mainstream flows in compressors[R].ASME 2000-GT-570.

[7]高學(xué)林，袁新.多級軸流壓氣機間隙流動的數(shù)值模擬[J].工程熱物理學(xué)報，2006，27（3）：395-398. GAO Xuelin，YUAN Xin.Numerical simulation of leakage and seal for a multi-stage compressor [J].Journal of Engineering Thermophysics,2006，27（3）：395-398.

[8]馬文生，祿堃,顧春偉.壓氣機靜葉氣封幾何優(yōu)化與流動分析[J].工程熱物理學(xué)報，2009,30（8）:1288-1290. MA Wensheng,LU Kun,GU Chunwei.Compressor stator seal cavity geometry optimization and flow analysis[J]. Journal of Engineering Thermophysics，2009,30（8）: 1288-1290.

[9]寧方飛，徐力平.葉根間隙泄漏流對跨聲壓氣機轉(zhuǎn)子性能的影響[J].推進技術(shù)，2004,25（4）:325-328. NING Fangfei,XU Liping.Numerical investigation of the effect of hub leakage flow on transonic compressor rotor [J].Journal of Propulsion Technology,2004,25（4）: 325-328.

[10]賈希誠，王正明，王嘉煒.葉輪機械中的泄漏流與泄漏渦[J].工程熱物理學(xué)報，2003,24（5）:753-756. JIA Xicheng,WANG Zhengming,WANG Jiawei. Leakage flow and leakage vortex in turbomachinery[J]. Journal of Engineering Thermophysics,2003,24（5）: 753-756.

[11]胡廣陽.航空發(fā)動機密封技術(shù)應(yīng)用研究 [J].航空發(fā)動機，2012，38（3）:1-4. HU Guangyang. Application research of seal technologies for aeroengine [J].Aeroengine，2012，38 （3）:1-4.(in Chinese)

[12]李孝堂.燃氣輪機的發(fā)展及中國的困局 [J].航空發(fā)動機，2011，37（3）:1-7. LIXiaotang.Development of gas turbine and dilemma in China[J].Aeroengine，2011，37（3）:1-7.(in Chinese)

Influence of Shrouded Stator
Cavity Flow on Compressor Stator Performance

MENG De-jun1,XING Lei2,LI Jian1
（1.AVIC Shenyang Engine Design and Research Institute,Shengyang 110015,China; 2.Customer Representaitive in SLEMC,Shenyang 110043,China）

In order to investigate the application of three flat seal-teeth configuration in engineering,the calculation analysis was performed by numerical simulations on the basis of the third stator of a multi-stage compressor.The results show that the leakage flow and the seal clearance/span is linearly proportional relationship,but all of the stator flow capacity and total pressure loss and other effects that are not linear;the leakage flow leads to corner separation and strong secondary flow in the stator end wall,it is the flow mechanism inside that the main flow are influenced by the leakage flow.So we recommend that the seal clearance/span must be controlled less than 1%blade span to control the influence of leakage flow.

shrouded stator seal-tooth clearance;compressor stator;performance;flow field;numerical simulation

孟德君(1979)，男，碩士，高級工程師，從事風(fēng)扇/壓氣機氣動設(shè)計工作。

2013-01-27