防旋板與轉子面一體化設計的迷宮密封轉子動力特性研究

薛文松,李志剛,李軍

(西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安)

密封是透平機械中控制動靜結構之間工質泄漏的關鍵部件。迷宮密封由于其結構簡單和成本低,是透平機械尤其是發(fā)電用汽輪機中最常用的非接觸密封裝置[1]。但是,隨著機組容量及工質參數的不斷提高,由迷宮密封周向貫通的特點而導致的流體激振問題日益突出,這會削弱葉輪機械中轉子的穩(wěn)定性[2-3]。針對迷宮密封泄漏特性和轉子動力特性的研究對提高透平機械的運行效率和安全穩(wěn)定性具有重要意義。

密封氣流激振是由密封腔室及密封間隙中的氣流施加在轉子上的切向氣流激振力引起的,當氣流激振力引起轉子渦動的頻率與轉子固有頻率接近時,會導致轉子失穩(wěn)[4]。在迷宮密封中由于進口預旋及轉子轉動導致的氣流周向流動會導致周向壓力分布不均,進而產生垂直于轉子偏心方向的切向氣流激振力[5]。Ertas等[6]采用實驗測量的方法對比了袋型密封、孔型密封、迷宮密封的轉子動力特性系數,研究結果表明迷宮密封擁有最大的穿越頻率且有效阻尼最小。Li Z.等[7-8]采用多頻渦動模型的數值方法研究了迷宮密封工況及幾何結構對轉子動力特性的影響,研究結果表明有效阻尼與進口壓力大致成線性關系,同時增加密封齒數與腔室深度能提高密封穩(wěn)定性。李志剛等[9]同時采用數值模擬方法研究了轉子偏心對靜態(tài)動力特性的影響,研究結果表明轉子偏心產生了顯著的正交叉剛度,易誘發(fā)轉子發(fā)生偏心渦動而失穩(wěn)。Zhang等[10]提出了一種實驗測量方法來識別流體誘導力和靜態(tài)剛度系數,研究結果表明產生的流體激振力和靜態(tài)直接剛度系數傾向于推動轉子遠離靜子中心,最終導致迷宮密封的靜不穩(wěn)定。Muszynska等[11]提出采用在密封進口添加防旋板結構的方法來降低密封入口預旋速度并提高轉子穩(wěn)定性。Childs等[12]采用實驗方法測量了進口防旋板結構對迷宮密封轉子動力特性系數的影響,研究結果表明在高預旋工況下防旋板結構能明顯降低交叉剛度,提高密封穩(wěn)定性。目前,關于防旋板的研究主要集中在有無進口防旋板對密封轉子動力特性的影響[13]以及通過對進口防旋板的幾何結構進行優(yōu)化來降低密封進口預旋[14]。Sun等[15]通過實驗研究了防旋板高度、數目對密封泄漏量和轉子動力特性的影響,指出增加防旋板數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。冀大偉等[16]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子動力特性系數的影響,研究結果表明流線型防旋板能最大地提高有效阻尼。Childs等[17]采用實驗測量的方法對比了傳統(tǒng)防旋板與負預旋防旋板對直通式迷宮密封穩(wěn)定性的影響,研究結果表明傳統(tǒng)防旋板能有效降低不穩(wěn)定的正交叉剛度,負預旋防旋板則能使正交叉剛度降為負值。Untaroiu等[18]和Zhang等[19]分別采用實驗設計方法研究了防旋板幾何參數對密封轉子穩(wěn)定性的影響,結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、交錯角以及進口預旋呈明顯的二次函數關系,進口防旋板采用負交錯角設計能有效提高負交叉剛度。

但是,在工程應用中單獨采用防旋板結構改善來流條件往往達不到完全消除轉子失穩(wěn)的目的[20]。Chen等[21]研究了帶有進口防旋板結構的迷宮密封預旋速度沿密封軸向分布規(guī)律,研究表明經過進口防旋板止旋后的預旋速度往往小于轉子線速度,因此氣流在密封通道中受到轉子摩擦拖動會導致氣流周向速度沿流動方向逐漸增加。不同于進口防旋板面對的高預旋來流,位于密封腔室中的來流為帶有間隙射流的低預旋來流[22]。因此,在密封腔室中直接安裝防旋板達不到安裝在進口時的止旋效果。Li J.等[23]通過在直通式迷宮密封腔室中增加腔室防旋板并在轉子面設計凹槽來改善防旋板對齒間射流的導流作用,結果表明這種設計能有效降低下游旋流速度。薛文松等[24]通過在密封腔室中設計防旋板,并在防旋板靜子面增加凸臺抑制射流,有效地提高了迷宮密封的有效阻尼。為進一步提高迷宮密封的性能,需要開展腔室防旋板和轉子面一體化設計的迷宮密封轉子動力特性的研究。

本文開展了腔室防旋板和轉子面一體化設計的迷宮密封轉子動力特性研究,對比了2種進口預旋下4種迷宮密封的泄漏量、旋流比、轉子動力特性系數、切向氣流激振力,分析了腔室防旋板和轉子一體化設計的迷宮密封轉子動力特性,為進一步提高迷宮密封轉子穩(wěn)定性提供了參考。

1 計算模型和數值方法

1.1 計算模型

采用動密封轉子動力特性實驗臺上的迷宮密封[25]為基礎模型,通過腔室防旋板和轉子面一體化設計,得到了4種不同結構的迷宮密封。圖1是實驗測量的典型迷宮密封結構。密封轉子直徑為170 mm,密封齒數為14,密封齒的齒頂寬度為0.3 mm,齒頂夾角為30°,密封間隙為0.3 mm,齒間距為5 mm,腔室深度為3.71 mm。

圖1 典型的直通式迷宮密封結構

基于圖1典型的直通式迷宮密封結構,采用腔室防旋板和轉子面一體化設計得到了3種迷宮密封結構。圖2給出了僅帶進口防旋板密封以及3種防旋板和轉子面一體化設計的迷宮密封結構。進口防旋板密封(結構1)是基于圖1的直通式迷宮密封結構,在密封進口設計了90個軸向長度為6 mm、傾斜角α(防旋板以軸向矢量為軸,與徑向的夾角)為40°的防旋板,如圖2(a)所示。

在對進口防旋板密封試算過程中,氣流受到轉子黏性拖拽作用,在第5個密封齒附近氣流的周向流動方向由逆轉子轉動方向變?yōu)楹娃D子轉動同向。因此,基于進口防旋板密封,光滑轉子面密封(結構2)在此基礎上采用腔室防旋板替代第5個密封齒并保持光滑轉子面。其中,腔室防旋板的軸向長度為6 mm、交錯角β(防旋板以徑向矢量為軸,與軸向的夾角)為60°,腔室防旋板沿周向共有90個,如圖2(b)所示。基于光滑轉子面密封,通過腔室防旋板和轉子面凹槽與凸臺一體化設計得到凹槽轉子面密封(結構3)和凸臺轉子面密封(結構4)。為保持腔室防旋板與轉子面的間隙和密封間隙相同,3種帶腔室防旋板密封的腔室防旋板高度分別為3.71、4.71和2.71 mm。表1給出了4種迷宮密封結構中防旋板及轉子面凹槽和凸臺的幾何參數。

表1 防旋板及轉子面幾何參數

(a)結構1

圖3給出了4種迷宮密封的三維計算模型和網格。計算模型包括了進氣管、預旋環(huán)、迷宮密封和防旋板結構,計算網格均為整周三維網格。采用ANSYS ICEM CFD軟件對每一部分模型分別生成多塊結構化網格,并在每個密封腔室中采用O型網格對腔室壁面進行加密,在密封間隙沿徑向布置了15個節(jié)點進行加密。根據文獻[20]的網格無關性分析,當網格數達到553萬時,本文的計算可獲得網格無關解。4種迷宮密封結構的計算網格數分別為695萬、771萬、822萬、768萬,均滿足網格無關性。

(a)結構1

1.2 數值方法

本文采用基于多頻橢圓渦動模型和動網格技術的非定常數值方法,在ANSYS-CFX中數值求解unsteady Reynolds-averaged Navier-Stokes(URANS)方程,計算了4種迷宮密封的泄漏量、轉子動力特性系數、旋流比和氣流激振力。圖4給出了轉子橢圓渦動軌跡型示意圖,橢圓長軸位于X方向時稱之為X方向激勵,長軸位于Y方向時稱之為Y方向激勵。表2給出了求解迷宮密封轉子動力特性系數的數值方法和渦動模型參數。

圖4 轉子多頻橢圓渦動軌跡模型示意

表2 轉子動力特性系數計算方法

在計算過程中,多頻渦動模型是指給定轉子一個多頻渦動位移信號的數學模型,同時將這一多頻渦動位移信號通過ANSYS CFX中的動網格技術加載到前處理中。本文以20 Hz為基頻,轉子在每隔20 Hz共13個頻率下進行渦動。在非定常數值計算中轉子按橢圓軌跡渦動,所研究的迷宮密封間隙為0.3 mm,其中橢圓長軸為密封間隙的1.0%,短軸為0.5%。轉子隨時間按照給定的軌跡渦動,氣流作用在轉子上的多頻流體激振力信號被記錄。

在多頻橢圓軌跡渦動模型中,轉子在每個頻率下的振幅相同,轉子渦動位移(X方向激勵)的數學表達式為

(1)

式中:Ω0為基頻20 Hz;N為計算頻率數,此處為13;t為時間,計算時間步長為0.000 1 s,一個計算周期為500步。經過數值計算得到氣流各個時刻作用在轉子X方向與Y方向的氣流激振力信號。根據小位移渦動理論可知,對于工質為理想空氣的密封結構而言,密封腔室內的氣流作用在轉子上的氣流激振力與轉子渦動位移存在關系

(2)

(3)

式中:Hij=Kij+jΩCij為密封阻抗系數;Fij和Dij的下標i、j分別表示激振力或位移的方向。采用傅里葉變換將時域信號下的轉子氣流激振力和渦動位移轉化為頻率信號,之后代入式(3)中求解出轉子動力特性系數。

直接阻尼和交叉剛度是切向力的來源,主要影響著氣流作用在轉子上的切向力,并對轉子系統(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抑制轉子向前渦動的作用,通常引入有效阻尼來綜合評價密封轉子穩(wěn)定性,有效阻尼定義為

Ceff=Cxx-Kxy/Ω

(4)

為研究腔室防旋板和轉子面一體化設計的迷宮密封轉子動力特性,計算了2種進口預旋比下的4種迷宮密封的泄漏特性和轉子動力特性(如表3所示)。保持進氣管和密封出口的邊界條件不變,通過更換密封進口與進氣管道之間的兩組預旋環(huán)(預旋孔偏離徑向角度分別為30°、60°)來得到不同的進口預旋比。為了評價密封進口與腔室中氣流旋流速度,定義預旋比和旋流比分別為

表3 防旋板迷宮密封計算邊界條件

λ0=Vin(60/πDn)

(5)

Sw=V(60/πDn)

(6)

式中:Vin為密封進口的氣流周向速度;V為密封腔室中氣流周向速度;D為轉子直徑;n為轉速。

2 結果分析與討論

2.1 泄漏量

圖5對比了4種迷宮密封在進口預旋比為0.84和1.32時的泄漏量?？梢钥闯?相同邊界條件下,4種密封結構在預旋比增加時泄漏量均下降,說明預旋比增加會加強氣流的動能向內能耗散,從而使泄漏量減小。4種密封結構的泄漏量在進口預旋比從0.84增加到1.32后下降了3.13%～3.40%。在光滑轉子面密封中,由于將第5密封齒替換為防旋板而導致了泄漏量的增加,進口預旋比為0.84時相比于進口防旋板密封時的泄漏量增加了0.78%。在凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封中,轉子面凹槽結構增加了氣流的耗散,轉子面凸臺結構阻擋了齒間射流。因此,相比于進口防旋板密封,凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封在兩種預旋比下泄漏量均減少,兩種密封在預旋比為0.84時相對于進口防旋板密封的泄漏量分別下降了1.03%、1.60%。凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封,尤其是凸臺轉子面密封,具有更加優(yōu)越的密封特性。

圖5 2種進口預旋比下4種迷宮密封的泄漏量對比

2.2 旋流比

在包含進口防旋板及迷宮密封段的軸向區(qū)間內,等距選取60個垂直于軸向的截面,在每個截面計算氣流的質量平均旋流比。采用預旋孔偏離徑向角度為30°和60°的預旋環(huán)計算得到的預旋比分別為0.84和1.32。圖6給出了4種密封結構在預旋比為0.84和1.32時的密封腔室及防旋板內氣流平均旋流比沿軸向的分布。

(a)λ0=0.84

可以看出,在4種密封結構中,氣流旋流比在進口防旋板軸向區(qū)間內沿軸向迅速下降。進口預旋比越高,氣流在進口防旋板的出口所能達到的最小旋流比越小。在進口防旋板密封中,氣流流出防旋板后在轉子面黏性力周向拖動作用下其旋流比逐漸增加。在另外3種帶有腔室防旋板的密封結構中,氣流的周向流動受到了腔室防旋板的止旋作用,氣流的旋流比在經過腔室防旋板后均有降低。同時,腔室防旋板的止旋效果會隨著與腔室防旋板正對的轉子面形狀的改變呈現出明顯的差別。預旋比為0.84時:在光滑轉子面密封中,腔室防旋板僅使其下游出口的旋流比下降了0.05左右;在凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封中,腔室防旋板出口的氣流旋流比分別下降了0.25和0.41左右。因此,將腔室防旋板對應的轉子面改為凹槽或凸臺,尤其是凸臺結構能顯著提高腔室防旋板的止旋性能。

圖7為預旋比為0.84時3種密封中的腔室防旋板旋流比云圖及速度矢量圖?？梢钥闯?氣流在受到沖擊的腔室防旋板一側及靜子面附近產生了明顯的反向旋流。光滑轉子面密封中腔室防旋板與轉子之間的氣流由于受到轉子面摩擦拖動仍然保持著明顯較高的與轉子轉動同向的周向速度。在凹槽防旋板密封和凸臺轉子面密封中,由于在腔室防旋板通道內形成了更為強烈的逆向旋流,從而有效削弱了密封間隙中氣流的周向流動。

(a)結構2

2.3 轉子動力特性

圖8給出了2種進口預旋比下4種迷宮密封的直接剛度在不同頻率下的變化曲線。可以看出,4種迷宮密封的直接剛度均隨著頻率的增加而下降。在2種進口預旋比下,光滑轉子面密封相對于進口防旋板密封的直接剛度無明顯改變,說明在靜子面增加防旋板結構對直接剛度的影響可以忽略。凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封的直接剛度相對于光滑轉子面密封略微減小,表明在轉子上增加凹槽或凸臺結構會使得直接剛度產生的徑向向內的激振力減小,從而削弱密封轉子的聚中能力。進口預旋比從0.84增加到1.32時,4種迷宮密封的直接剛度略有降低,說明進口預旋比增加會降低迷宮密封轉子的聚中能力。

圖8 迷宮密封的直接剛度

圖9給出了迷宮密封的交叉剛度隨頻率的變化曲線。對比進口防旋板密封和光滑轉子面密封可以發(fā)現,在不改變轉子面形狀時,僅增加腔室防旋板會使交叉剛度略微增加。進口預旋比為0.84時,進口防旋板密封的交叉剛度在180 Hz之后變?yōu)檎徊鎰偠?而光滑轉子面密封在120 Hz之后。改變腔室防旋板對應的轉子面形狀后,腔室防旋板的導流能力得到了很大的提升,腔室防旋板出口氣流周向速度明顯降低,有效地降低了密封交叉剛度。進口預旋比為0.84時,凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封均能在整個頻率范圍內保持為穩(wěn)定的負交叉剛度。相比于凹槽轉子面密封,凸臺轉子面密封的止旋能力更強,從而使凸臺轉子面密封的負交叉剛度比凹槽轉子面密封增加了62.3%～126.4%。負交叉剛度產生了與轉子渦動方向相反的負切向激振力,因此凸臺轉子面密封能最大限度的提高了密封轉子穩(wěn)定性。預旋比從0.84增加到1.32時,4種迷宮密封的交叉剛度均明顯增加。凸臺轉子面密封在整個頻率范圍內保持為穩(wěn)定的負交叉剛度,而其他3種密封的交叉剛度在整個頻率范圍內均為不穩(wěn)定的正交叉剛度。進口預旋比為1.32時,相比于進口防旋板密封,光滑轉子面密封的交叉剛度增加了21.0%～65.3%,而凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封的交叉剛度則分別降低了36.9%～104.0%、81.9%～253.4%。

圖9 迷宮密封的交叉剛度

圖10給出了4種迷宮密封的直接阻尼隨頻率的變化曲線?？梢钥闯?僅在靜子面上增加腔室防旋板就能提高直接阻尼,而改變轉子面結構則對直接阻尼的變化影響較小。凹槽和凸臺轉子面密封相比進口防旋板密封的直接阻尼增加了23.5%～32.4%。在靜子面上增加腔室防旋板能提高正直接阻尼,增強與轉子渦動方向相反的負切向激振力,使轉子穩(wěn)定性增強。進口預旋比從0.84增加到1.32時,4種迷宮密封結構直接阻尼略有增大,且隨著頻率升高而增加更多。

圖10 迷宮密封的直接阻尼

圖11給出了4種迷宮密封有效阻尼隨頻率的變化曲線。可以看出,進口預旋比為0.84時,4種密封結構的有效阻尼均為正值,正有效阻尼表明作用在轉子上的凈切向激振力與轉子渦動方向相反,從而能抑制轉子失穩(wěn)。在40 Hz之后,光滑轉子面密封與進口防旋板密封相比,有效阻尼提高了20.0%以內。由于腔室防旋板和轉子面一體化設計對迷宮密封的直接阻尼影響很小,因此其對有效阻尼的影響主要體現在對交叉剛度的影響。預旋比為0.84時,與進口防旋板密封相比,凹槽轉子面密封的有效阻尼提高了48.7%～144.1%,凸臺轉子面密封的有效阻尼提高了59.8%～254.0%。因此,凸臺轉子面密封具有更加優(yōu)越的轉子動力特性。進口預旋比增加到1.32時,顯著增加的交叉剛度使有效阻尼明顯降低。進口防旋板密封和光滑轉子面密封在低頻下降為不穩(wěn)定的負有效阻尼,穿越頻率分別為28.3 Hz和33.1 Hz。在80 Hz后,凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封相對于進口防旋板密封的正有效阻尼分別增加了46.5%～80.9%和61.3%～141.0%。

圖11 迷宮密封的有效阻尼

2.4 氣流激振力

圖12給出了X方向激勵、t=0.1 s時,迷宮密封在進口預旋比為0.84時第10個腔室的靜壓分布云圖和氣流激振力相位圖?？梢钥闯?轉子偏心渦動時,密封腔室壓力沿周向分布不均勻。密封腔室壓力分布受腔室內氣流旋流速度的影響,因此有、無腔室防旋板時腔室壓力周向分布存在明顯差異。防旋板與轉軸一體化設計的凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封相比于進口防旋板密封,由于密封腔室中氣流旋流比的減小使由偏心渦動引起的周向壓力非均勻程度進一步增強,所以氣流激振力增大。同時,隨著密封腔室中的氣流旋流比的減小,周向高壓區(qū)向逆時針方向移動,氣流激振力的相位角略微增加。

(a)結構1 (b)結構2

(c)結構3 (d)結構4

圖13給出了X方向激勵、t=0.1 s時,迷宮密封在進口預旋比為0.84和1.32下的切向氣流激振力,此時Y方向激振力FY為切向激振力Ft。在圖12工況下,負切向氣流激振力的方向與轉子旋轉方向相反,因此切向氣流激振力越大越有利于減小渦動并提高轉子穩(wěn)定性。當進口預旋比增加時,4種密封結構的負切向氣流激振力分別減小了42.6%、44.7%、33.3%、24.7%,說明密封腔室內部氣流周向速度增大會明顯削弱轉子穩(wěn)定性。預旋比為0.84時,3種帶腔室防旋板密封相對于進口防旋板密封負切向氣流激振力分別增加了10.8%、78.9%、119.4%。預旋比為1.32時,3種帶腔室防旋板密封相對于進口防旋板密封的負切向氣流激振力分別增加了6.7%、107.9%、187.9%。將腔室防旋板對應的轉子面形狀改為凹槽或凸臺結構均有利于增大負切向氣流激振力,尤其是凸臺結構。

圖13 迷宮密封切向氣流激振力(X向激勵,t=0.1 s)

3 結 論

本文開展了迷宮密封的腔室防旋板和轉子面一體化設計,對比分析了4種迷宮密封的泄漏特性和轉子動力特性,研究了腔室防旋板和轉子面一體化設計對密封轉子動力特性的影響,得到以下結論。

(1)4種迷宮密封的泄漏量隨著進口預旋比的增加而降低。4種密封結構的泄漏量在預旋比從0.84增加到1.32時下降了3.13%～3.40%。光滑轉子面密封由于僅將第5個密封齒替換為腔室防旋板而減小了密封齒數,所以導致了泄漏量的增加。當腔室旋防旋板對應的轉子面設計成凹槽結構時,增加了氣流的耗散,設計成凸臺時則有效地阻擋了齒間射流。在預旋比為0.84時,兩種密封相比于進口防旋板密封泄漏量分別下降了1.03%、1.60%。

(2)在光滑轉子面密封中,腔室防旋板轉子面附近的氣流受到轉子面摩擦拖動,仍保持著與轉子轉動同向的周向流動。凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封由于使氣流在防旋板通道內形成了強烈的逆向旋流,有效地降低了旋流比,分別使腔室防旋板出口的旋流比下降了0.25和0.41左右。

(3)僅在靜子上增加腔室防旋板會導致迷宮密封的交叉剛度略微增加,而改變腔室防旋板正對的轉子面結構,尤其是凸臺結構,能明顯降低迷宮密封的交叉剛度。預旋比為0.84時,凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封均能在整個頻率范圍內保持為穩(wěn)定的負交叉剛度,凸臺轉子面密封的負交叉剛度比凹槽轉子面密封增加了62.3%～126.4%。進口預旋比為1.32時,只有凸臺轉子面密封仍在整個頻率范圍內保持為穩(wěn)定的負交叉剛度。

(4)進口預旋比為0.84時,4種密封的有效阻尼均為正。相比于進口防旋板密封結構,在40 Hz之后,光滑轉子面密封的有效阻尼提高了20.0%以內,凹槽轉子面密封提高了48.7%～144.1%,凸臺轉子面密封提高了59.8%～254.0%。在預旋比增大到1.32后,密封的有效阻尼降低。其中,進口防旋板密封和光滑轉子面密封在低頻下降為不穩(wěn)定的負有效阻尼,穿越頻率分別為28.3 Hz和33.1 Hz。凹槽轉子面密封和凸臺轉子面密封在整個頻率范圍內均為正有效阻尼。

(5)進口預旋比從0.84增加到1.32時,4種密封的負切向氣流激振力分別減小了42.6%、44.7%、33.3%、24.7%。在預旋比為0.84時,3種帶腔室防旋板密封相比于進口防旋板密封,負切向氣流激振力分別增加了10.8%、78.9%、119.4%。因此,腔室防旋板和轉子面一體化設計,尤其是凸臺轉子面密封,能明顯提高氣流作用在轉子上的負切向氣流激振力,并有效增強轉子穩(wěn)定性。