進口防旋板對汽輪機交錯齒迷宮密封泄漏特性和動力學特性影響研究

黃新長,趙衛軍,殷戈,譚銳,張子涵,李志剛

(1. 國能南京電力試驗研究有限公司,210000,南京; 2. 東方電氣集團東方汽輪機有限公司,618000,四川德陽; 3. 西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安)

迷宮密封是渦輪機械中的重要部件,主要用于限制不同壓力區域之間的工質泄漏,具有無接觸、無磨損、摩擦功率損失小、使用壽命長等優點。在典型的離心式壓縮機中[1],為了減少泄漏流量,通常將迷宮密封安裝在每一級和最后一級的平衡鼓上。此外,密封是轉子動力學不穩定性的主要來源,其內產生的流體激振力會對轉子的穩定性產生顯著影響,因此迷宮密封的轉子動力學特性在預測渦輪機穩定性方面尤為重要。

大量研究表明,進入密封的流體預旋速度是影響迷宮密封轉子動力學特性的一個重要因素[2-4]。Kirk等[2]通過CFD數值研究了預旋比和偏心率對迷宮密封轉子動力特性的影響,結果表明,偏心率恒定時,較大的預旋會使密封的交叉剛度由負增加到正,不利于轉子的穩定,且預旋的增加會使直接剛度和交叉剛度對偏心率的變化更為敏感。Brown等[3]通過試驗測量了負的入口預旋對孔型密封轉子動力特性的影響,測試結果表明,負預旋能夠克服由轉子轉動引起的流體旋轉,產生負的交叉剛度,而直接剛度和阻尼不受影響。李志剛等[5]則通過多頻渦動的方法數值研究了入口預旋對3種類型的迷宮密封轉子動力特性的影響,結果表明,在進口預旋不可避免的真實工況中,TOS密封具有相對最穩定的轉子動力學特性,INT密封次之,TOR密封的穩定性最差,這主要歸因于TOS密封齒面具有固定壁的優勢,可以減緩密封中氣體旋流的發展。

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

Kim等[8]通過數值仿真的方法證實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,且密封的轉子動力學性能對注入的軸向位置不敏感。Soto等[9]通過試驗測量了氣體分流注入(徑向注入和反旋注入)對迷宮密封轉子動力特性的影響,結果表明,與徑向注入相比,反旋注入能更好地控制迷宮密封的動力學特性,但試驗結果顯示,兩種注入方式都會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氣渦流。

添加防旋板是另一種抑制密封進口預旋的有效措施[10-12],用于抑制進口渦流,提高轉子系統的穩定性。Benckert等[13]首次給出了防旋板的測試結果,證明了其有效性。Childs等[14]通過試驗和數值仿真的方法,驗證了添加防旋板可以降低密封失穩力和控制密封交叉剛度。Sun等[15-16]采用數值仿真和試驗相結合的方法,進一步研究了防旋板對迷宮密封轉子動力特性的影響,表明防旋板會顯著改變密封腔內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,提高了響應力的相位角,交叉剛度的減小和直接阻尼的增加會更為明顯。為了探究防旋板位置對密封性能的影響,陳堯興等[17]研究了兩種防旋板軸向布置下迷宮密封的動力學特性,當防旋板抵靠第一個密封齒時具有最優的防旋性能。薛文松等[11]在定子齒密封進口防旋板的基礎上,于密封中游位置設計了第二級防旋板并比較了兩者的性能,結果表明,添加第二級防旋板可以有效降低交叉剛度,增加直接阻尼,進而顯著提高轉子系統的穩定性。Childs等[18]通過試驗測試了反旋流角防旋板的性能,結果表明,相比于傳統的防旋板,反旋流角防旋板可以進一步降低密封的交叉剛度并提高有效阻尼,具有更優秀的轉子動力學性能。Baldassarre等[19]通過數值研究指出,防旋板的性能對其葉片形狀不敏感。此外,陳堯興等[20]通過數值研究分析了不同高度的防旋板對迷宮密封性能的影響,結果表明,增加防旋板高度可以降低進口腔室區域的正切向氣流激振力,有利于轉子穩定。綜合上述研究可知,防旋板可有效減小交叉剛度,提高轉子系統的穩定性,且防旋板數量和傾角的變化會對密封的性能產生影響。

目前,主要采用Bulk-Flow方法[21-23]和三維數值方法[24-27]來計算迷宮密封的泄漏量和動力特性系數。本文應用文獻[26]所提基于多頻橢圓軌跡轉子渦動模型的非定常CFD攝動方法,計算了無防旋板、3種防旋板數量和兩種防旋板傾角下的交錯齒迷宮密封的泄漏特性和動力學特性,通過比較預測結果,研究了防旋板及其傾斜角度、數量對迷宮密封泄漏特性和動力學特性的影響規律。

1 計算模型與數值預測方法

1.1 計算模型

為了分析防旋板及其傾斜角度和數量對迷宮密封性能的影響,本文設計了圖1所示的無防旋板交錯齒迷宮密封結構和圖2 所示的帶有防旋板(直防旋板和45°反旋流角防旋板)的交錯齒迷宮密封結構。所有密封件具有相同的直徑和間隙,同時為了保證密封的長度一致,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計參數,其中密封半徑指密封定子到轉子中心的距離,密封長度指密封件1、2連接在一起的綜合長度。

表1 迷宮密封的幾何參數和運行工況Table 1 Geometrical dimensions and operation conditions

(a)幾何結構

基于文獻[26]對環形氣體密封瞬態CFD方法的描述,可知獲得頻率相關轉子動力學系數需要得到密封內周向非均勻流體響應力的時變解,本文使用ANSYS ICEM CFD 18.0建立了如圖3所示的具有同心轉子和多塊結構的完整360°全周模型和網格。為了準確模擬密封入口處的壓力場和高預旋速度場,本文在密封進口延伸段設置了虛擬旁路邊界,如圖4所示,虛擬旁路的進口位置是速度入口,用來設置密封入口預旋比,旁路出口位置是壓力邊界條件,用來設置密封入口靜壓?！疤摂M旁路邊界”數值模型已經過多次驗證,具體可參考文獻[27-28]。

(a)無防旋板

圖4 虛擬旁路計算模型Fig.4 Computational model of virtual bypass

依據文獻[5]對于交錯齒迷宮密封(14齒)的網格無關性驗證結果,對于本文的無防旋板的交錯齒迷宮密封(23齒),經網格無關性驗證(非定常氣流力幅值變化小于1%),最終確定的網格節點數為1.1×107(齒間隙網格節點數為13),對于帶有防旋板的迷宮密封(21齒),最終確定的網格節點數為1.4×107(齒間隙網格節點數為13)。

1.2 數值方法

本文采用李志剛等提出的基于多頻橢圓軌跡轉子渦動模型的非定常CFD攝動方法[26]來預測迷宮密封的動力特性系數。對于渦動模型的每個頻率分量,均假設轉子沿周期性橢圓軌道繞定子中心渦動,同時也圍繞轉子中心旋轉。為了簡化模型,假設每個頻率分量下的渦動幅值、初始相位和旋轉方向一致。沿x、y方向上的轉子渦動位移的計算公式為

(1)

式中:a、b分別為橢圓軌道長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。

轉子的渦動位移是12個角頻率疊加的結果,以x軸為長軸的多頻渦動軌道如圖5所示。為了計算密封中的穩態和瞬態流場,本文使用ANSYS CFX進行求解。通過網格變形技術,將式(1)中定義的轉子渦動表達式引入三維瞬態CFD求解中,詳細的瞬態CFD設置如表2所示。

表2 瞬態CFD數值方法參數及設置Table 2 Transient CFD numerical methods

圖5 轉子渦動軌道Fig.5 Rotor whirling orbit

對于氣體密封,在忽略質量力的情況下,根據轉子動力學理論,流體響應力與位移的關系為

(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為轉子在x、y方向上的位移。

在頻域中,式(2)可轉換為

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:Hij為根據動力特性系數定義的復力阻抗;K、k為交錯齒迷宮密封的動力特性系數;Keff、Ceff為與頻率相關的有效剛度和有效阻尼。

與頻率相關的動力特性系數的確定需要轉子位移和流體激振力的動態監測信號,將其進行快速傅里葉變換后再根據式(3)～ (6)計算力阻抗,以獲得每個頻率分量的運動和力數據。CFX計算需要監測的時域、頻域下的轉子位移信號和流體激振力信號如圖6所示。

(a)時域位移

2 結果和討論

2.1 預旋比的影響

為了探究入口預旋對迷宮密封動力學特性的影響,本節計算分析了無防旋板的迷宮密封(如圖3(a)所示)在不同預旋比下(λ=0, 0.3, 0.5)的動力特性系數。

上述3種預旋條件下,無防旋板的迷宮密封動力特性系數直接剛度Kxx、交叉剛度kxy、直接阻尼Cxx和有效阻尼Ceff的預測值如圖7所示,可知:迷宮密封的動力特性系數表現出明顯的頻率相關性,在本文所關注的渦動頻率范圍內,直接剛度恒為負值且隨渦動頻率f增大而減小;交叉剛度和直接阻尼則隨渦動頻率的增大而增大;預旋的存在會減小迷宮密封的有效阻尼, 特別是在低頻區域內(f<25 Hz)降幅十分顯著,當λ=0時,有效阻尼恒為正,而在有預旋的工況下(λ=0.3, 0.5),有效阻尼在低頻時出現負值,這是由交叉剛度的變化導致的,交叉剛度隨預旋比的增大而增大,而直接阻尼則對預旋的變化不敏感,導致密封的有效阻尼顯著減小,降低了轉子系統的穩定性。此外,隨著預旋比的增大,穿越頻率由λ=0.3時的17 Hz增大到了λ=0.5時的30 Hz,降低了轉子系統穩定工作的頻率范圍。

(a)直接剛度

試驗和數值研究表明,密封腔內的流體旋流速度是確定密封交叉剛度的重要參數之一,較大的旋流速度會增加交叉剛度,降低轉子系統的穩定性。因此,為分析預旋對動力學特性影響的內在機理,本節探究了間隙平均旋流比(間隙平均周向速度與轉子表面速度之比)沿軸線的變化關系。迷宮密封間隙內沿軸線的平均旋流比分布如圖8所示,對于預旋比為0、0.3的工況,密封間隙內的渦流速度從上游到下游不斷增加,最終維持在某一穩定的值附近波動,而當預旋比為0.5時,密封的渦流速度則始終在該值附近波動,由此可知,預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,可知密封間隙內的旋流速度呈現隨著z增大而波動增大的趨勢,且由于轉子和靜子表面的黏性效應,在轉子密封齒下游的腔室具有更高的旋流速度,這一現象說明了轉子密封齒的存在會使交叉剛度增大,不利于系統的穩定性。

圖8 無防旋板迷宮密封間隙內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,預旋比會對迷宮密封的動力學性能產生顯著影響,其主要影響密封上游的旋流速度,導致交叉剛度增大,進而使密封的有效阻尼顯著減小,降低了轉子系統的穩定性。

2.2 防旋板傾角的影響

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

計算所得這3種結構的泄漏量數值分別為3.58、3.75、3.74 kg/s,可知防旋板的加入會使密封的泄漏量增加約4.5%,這是由于在密封入口區域加入防旋板會替換掉入口的兩處密封齒,導致密封的封嚴性能降低,泄漏量增大。此外,密封泄漏量對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旋比λ=0.5工況下的動力特性系數隨渦動頻率的變化曲線如圖10所示,可知:在密封入口區域加裝防旋板并不會改變密封剛度阻尼隨渦動頻率的變化趨勢;防旋板會使密封的直接阻尼減小,但也會更大程度地降低密封的交叉剛度,進而顯著提高密封的有效阻尼,同時使穿越頻率減小約24 Hz,提高了轉子穩定工作的范圍;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%,但對密封的直接剛度和直接阻尼影響較小,所以會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迷宮密封性能的影響機理,本節探究了無防旋板、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系,如圖11所示。流體經過防旋板區域時,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展;此外,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板在密封入口區域具有更低的旋流速度。3種密封上游區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構在整個上游區域具有更低的旋流速度,且在防旋板區域具有負的旋流比,這是由于流體撞擊防旋板形成局部反向渦流導致的。

圖11 3種類型迷宮密封間隙內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,有利于轉子系統的穩定性。此外,防旋板傾角的變化對密封的泄漏特性影響很小,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板對入口旋流具有更強的抑制作用,會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 防旋板數量的影響

為了研究防旋板數量對迷宮密封性能的影響,本節計算分析了帶有36、72、144反旋流角防旋板的迷宮密封的泄漏特性和動力學特性。這3種結構的泄漏量數值分別為3.75、3.74、3.74 kg/s ,可知當防旋板數由36增加到144時,密封的泄漏量變化幅度小于0.5%,防旋板數量的變化幾乎不會對迷宮密封的泄漏性能產生影響迷宮密封結構在預旋比λ=0.5時的動力特性系數隨渦動頻率的變化曲線如圖13所示,可知:在同一渦動頻率下,直接剛度和高頻下(f>10 Hz)的直接阻尼對防旋板數量的變化不敏感;當防旋板數量n從36增加到72個時,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n由72增加到144時,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%,此時的有效阻尼對防旋板數量的變化并不敏感。上述結論表明:當防旋板數量較少時(n<72),增加其數量可增大有效阻尼,提高轉子系統的穩定性,但當防旋板數量較多時(n>72),繼續增加防旋板數量幾乎不會對密封的動力學特性產生影響。

(a)直接剛度

為了分析防旋板數量對迷宮密封影響的內在機理,本節分析了帶有3種數量防旋板的迷宮密封間隙平均旋流比沿軸線的變化關系,如圖14所示。3種數量的防旋板均可以有效降低密封入口處的旋流速度,當n由36增加到72時,密封上游的旋流速度進一步減小,這說明此時增加防旋板數可以繼續提高防旋板的止旋性能;而當防旋板數繼續增加到144時,密封上游的旋流速度變化較小,此時防旋板的止旋性能對防旋板數量的變化不敏感。為了分析產生這一現象的原因,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,可知隨著防旋板數量的增大,防旋板腔室內的渦流結構發生顯著變化:當n=36時,防旋板之間的腔室尺寸較大,其內并沒有形成明顯旋渦,因此具有更大的旋流速度;而當n=72,144時,防旋板腔室內出現了明顯的旋渦結構,具有更強的耗散效應,因此具有更小的旋流速度和更低的交叉剛度。

圖14 不同數量防旋板的迷宮密封間隙內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,防旋板數量的變化對密封泄漏量的影響很小;當防旋板數量較少時(n<72),增加防旋板數量可以提高其對旋流的抑制作用,進而提高交叉剛度和有效阻尼,提高轉子系統的穩定性;而當n>72時,密封的動力學特性對防旋板數量不敏感。

3 結 論

本文基于李志剛等提出的瞬態模型,使用CFD方法計算了無防旋板、3種防旋板數量(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力學特性,通過比較預測結果研究了防旋板及其傾斜角度、數量對迷宮密封泄漏特性和動力學特性的影響,可得如下結論。

(1)預旋比會對迷宮密封的動力學性能產生顯著影響,其主要影響密封上游的旋流速度,導致交叉剛度增大,進而使密封的有效阻尼顯著減小,降低了轉子系統的穩定性。

(2)在迷宮密封入口處加入防旋板會使泄漏量增加約4.5%, 但可以顯著地減小密封的交叉剛度,增大有效阻尼,有利于轉子系統的穩定性。此外,防旋板傾角的變化對密封的泄漏特性影響較小,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板對入口旋流具有更強的抑制作用,會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)防旋板數量的變化對密封泄漏量的影響很小;當防旋板數較少時(n<72),增加防旋板數可提高其對旋流的抑制作用,進而提高交叉剛度和有效阻尼,提高轉子系統的穩定性;而當n>72時,密封的轉子動力特性對防旋板數不敏感。

(4)從降低成本、提高密封穩定性方面考慮,由于防旋板傾角的變化對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構中,應優先選用帶有72個直防旋板的迷宮密封。