进口防旋板对汽轮机交错齿迷宫密封泄漏特性和动力学特性影响研究

黄新长,赵卫军,殷戈,谭锐,张子涵,李志刚

(1. 国能南京电力试验研究有限公司,210000,南京; 2. 东方电气集团东方汽轮机有限公司,618000,四川德阳; 3. 西安交通大学叶轮机械研究所,710049,西安)

迷宫密封是涡轮机械中的重要部件,主要用于限制不同压力区域之间的工质泄漏,具有无接触、无磨损、摩擦功率损失小、使用寿命长等优点。在典型的离心式压缩机中[1],为了减少泄漏流量,通常将迷宫密封安装在每一级和最后一级的平衡鼓上。此外,密封是转子动力学不稳定性的主要来源,其内产生的流体激振力会对转子的稳定性产生显著影响,因此迷宫密封的转子动力学特性在预测涡轮机稳定性方面尤为重要。

大量研究表明,进入密封的流体预旋速度是影响迷宫密封转子动力学特性的一个重要因素[2-4]。Kirk等[2]通过CFD数值研究了预旋比和偏心率对迷宫密封转子动力特性的影响,结果表明,偏心率恒定时,较大的预旋会使密封的交叉刚度由负增加到正,不利于转子的稳定,且预旋的增加会使直接刚度和交叉刚度对偏心率的变化更为敏感。Brown等[3]通过试验测量了负的入口预旋对孔型密封转子动力特性的影响,测试结果表明,负预旋能够克服由转子转动引起的流体旋转,产生负的交叉刚度,而直接刚度和阻尼不受影响。李志刚等[5]则通过多频涡动的方法数值研究了入口预旋对3种类型的迷宫密封转子动力特性的影响,结果表明,在进口预旋不可避免的真实工况中,TOS密封具有相对最稳定的转子动力学特性,INT密封次之,TOR密封的稳定性最差,这主要归因于TOS密封齿面具有固定壁的优势,可以减缓密封中气体旋流的发展。

由上述研究可知,入口预旋是影响密封稳定性的重要因素,较低的预旋甚至负预旋可以显著降低密封的交叉刚度,有利于转子稳定。在工程实践中,当流体预旋速度较大时,分流注入和添加防旋板是两种较为常用的技术[6-7],可提高转子的稳定性。

Kim等[8]通过数值仿真的方法证实了分流注入的有效性,分流注入可显著降低密封的交叉刚度,且密封的转子动力学性能对注入的轴向位置不敏感。Soto等[9]通过试验测量了气体分流注入(径向注入和反旋注入)对迷宫密封转子动力特性的影响,结果表明,与径向注入相比,反旋注入能更好地控制迷宫密封的动力学特性,但试验结果显示,两种注入方式都会显著提高迷宫密封的泄漏量,因此迫切需要其他有效措施在保证密封泄漏特性的前提下减少进气涡流。

添加防旋板是另一种抑制密封进口预旋的有效措施[10-12],用于抑制进口涡流,提高转子系统的稳定性。Benckert等[13]首次给出了防旋板的测试结果,证明了其有效性。Childs等[14]通过试验和数值仿真的方法,验证了添加防旋板可以降低密封失稳力和控制密封交叉刚度。Sun等[15-16]采用数值仿真和试验相结合的方法,进一步研究了防旋板对迷宫密封转子动力特性的影响,表明防旋板会显著改变密封腔内的涡流分布并降低密封周向压差,且随着防旋板叶片密度的增加,防旋板间腔室的反向旋流趋于完全,提高了响应力的相位角,交叉刚度的减小和直接阻尼的增加会更为明显。为了探究防旋板位置对密封性能的影响,陈尧兴等[17]研究了两种防旋板轴向布置下迷宫密封的动力学特性,当防旋板抵靠第一个密封齿时具有最优的防旋性能。薛文松等[11]在定子齿密封进口防旋板的基础上,于密封中游位置设计了第二级防旋板并比较了两者的性能,结果表明,添加第二级防旋板可以有效降低交叉刚度,增加直接阻尼,进而显著提高转子系统的稳定性。Childs等[18]通过试验测试了反旋流角防旋板的性能,结果表明,相比于传统的防旋板,反旋流角防旋板可以进一步降低密封的交叉刚度并提高有效阻尼,具有更优秀的转子动力学性能。Baldassarre等[19]通过数值研究指出,防旋板的性能对其叶片形状不敏感。此外,陈尧兴等[20]通过数值研究分析了不同高度的防旋板对迷宫密封性能的影响,结果表明,增加防旋板高度可以降低进口腔室区域的正切向气流激振力,有利于转子稳定。综合上述研究可知,防旋板可有效减小交叉刚度,提高转子系统的稳定性,且防旋板数量和倾角的变化会对密封的性能产生影响。

目前,主要采用Bulk-Flow方法[21-23]和三维数值方法[24-27]来计算迷宫密封的泄漏量和动力特性系数。本文应用文献[26]所提基于多频椭圆轨迹转子涡动模型的非定常CFD摄动方法,计算了无防旋板、3种防旋板数量和两种防旋板倾角下的交错齿迷宫密封的泄漏特性和动力学特性,通过比较预测结果,研究了防旋板及其倾斜角度、数量对迷宫密封泄漏特性和动力学特性的影响规律。

1 计算模型与数值预测方法

1.1 计算模型

为了分析防旋板及其倾斜角度和数量对迷宫密封性能的影响,本文设计了图1所示的无防旋板交错齿迷宫密封结构和图2 所示的带有防旋板(直防旋板和45°反旋流角防旋板)的交错齿迷宫密封结构。所有密封件具有相同的直径和间隙,同时为了保证密封的长度一致,带有防旋板的迷宫密封需替换掉密封入口处的两处密封齿。表1给出了上述密封具体的设计参数,其中密封半径指密封定子到转子中心的距离,密封长度指密封件1、2连接在一起的综合长度。

表1 迷宫密封的几何参数和运行工况Table 1 Geometrical dimensions and operation conditions

(a)几何结构

基于文献[26]对环形气体密封瞬态CFD方法的描述,可知获得频率相关转子动力学系数需要得到密封内周向非均匀流体响应力的时变解,本文使用ANSYS ICEM CFD 18.0建立了如图3所示的具有同心转子和多块结构的完整360°全周模型和网格。为了准确模拟密封入口处的压力场和高预旋速度场,本文在密封进口延伸段设置了虚拟旁路边界,如图4所示,虚拟旁路的进口位置是速度入口,用来设置密封入口预旋比,旁路出口位置是压力边界条件,用来设置密封入口静压。“虚拟旁路边界”数值模型已经过多次验证,具体可参考文献[27-28]。

(a)无防旋板

图4 虚拟旁路计算模型Fig.4 Computational model of virtual bypass

依据文献[5]对于交错齿迷宫密封(14齿)的网格无关性验证结果,对于本文的无防旋板的交错齿迷宫密封(23齿),经网格无关性验证(非定常气流力幅值变化小于1%),最终确定的网格节点数为1.1×107(齿间隙网格节点数为13),对于带有防旋板的迷宫密封(21齿),最终确定的网格节点数为1.4×107(齿间隙网格节点数为13)。

1.2 数值方法

本文采用李志刚等提出的基于多频椭圆轨迹转子涡动模型的非定常CFD摄动方法[26]来预测迷宫密封的动力特性系数。对于涡动模型的每个频率分量,均假设转子沿周期性椭圆轨道绕定子中心涡动,同时也围绕转子中心旋转。为了简化模型,假设每个频率分量下的涡动幅值、初始相位和旋转方向一致。沿x、y方向上的转子涡动位移的计算公式为

(1)

式中:a、b分别为椭圆轨道长半轴和短半轴的幅值,其大小分别为密封齿间隙Cr的2%、1%;Ωi=i2πf,其中基频率f=5 Hz。

转子的涡动位移是12个角频率叠加的结果,以x轴为长轴的多频涡动轨道如图5所示。为了计算密封中的稳态和瞬态流场,本文使用ANSYS CFX进行求解。通过网格变形技术,将式(1)中定义的转子涡动表达式引入三维瞬态CFD求解中,详细的瞬态CFD设置如表2所示。

表2 瞬态CFD数值方法参数及设置Table 2 Transient CFD numerical methods

图5 转子涡动轨道Fig.5 Rotor whirling orbit

对于气体密封,在忽略质量力的情况下,根据转子动力学理论,流体响应力与位移的关系为

(2)

式中:K、k、C、c分别为直接刚度、交叉刚度、直接阻尼和交叉阻尼;X、Y为转子在x、y方向上的位移。

在频域中,式(2)可转换为

(3)

(4)

(5)

(6)

式中:Hij为根据动力特性系数定义的复力阻抗;K、k为交错齿迷宫密封的动力特性系数;Keff、Ceff为与频率相关的有效刚度和有效阻尼。

与频率相关的动力特性系数的确定需要转子位移和流体激振力的动态监测信号,将其进行快速傅里叶变换后再根据式(3)～ (6)计算力阻抗,以获得每个频率分量的运动和力数据。CFX计算需要监测的时域、频域下的转子位移信号和流体激振力信号如图6所示。

(a)时域位移

2 结果和讨论

2.1 预旋比的影响

为了探究入口预旋对迷宫密封动力学特性的影响,本节计算分析了无防旋板的迷宫密封(如图3(a)所示)在不同预旋比下(λ=0, 0.3, 0.5)的动力特性系数。

上述3种预旋条件下,无防旋板的迷宫密封动力特性系数直接刚度Kxx、交叉刚度kxy、直接阻尼Cxx和有效阻尼Ceff的预测值如图7所示,可知:迷宫密封的动力特性系数表现出明显的频率相关性,在本文所关注的涡动频率范围内,直接刚度恒为负值且随涡动频率f增大而减小;交叉刚度和直接阻尼则随涡动频率的增大而增大;预旋的存在会减小迷宫密封的有效阻尼, 特别是在低频区域内(f<25 Hz)降幅十分显著,当λ=0时,有效阻尼恒为正,而在有预旋的工况下(λ=0.3, 0.5),有效阻尼在低频时出现负值,这是由交叉刚度的变化导致的,交叉刚度随预旋比的增大而增大,而直接阻尼则对预旋的变化不敏感,导致密封的有效阻尼显著减小,降低了转子系统的稳定性。此外,随着预旋比的增大,穿越频率由λ=0.3时的17 Hz增大到了λ=0.5时的30 Hz,降低了转子系统稳定工作的频率范围。

(a)直接刚度

试验和数值研究表明,密封腔内的流体旋流速度是确定密封交叉刚度的重要参数之一,较大的旋流速度会增加交叉刚度,降低转子系统的稳定性。因此,为分析预旋对动力学特性影响的内在机理,本节探究了间隙平均旋流比(间隙平均周向速度与转子表面速度之比)沿轴线的变化关系。迷宫密封间隙内沿轴线的平均旋流比分布如图8所示,对于预旋比为0、0.3的工况,密封间隙内的涡流速度从上游到下游不断增加,最终维持在某一稳定的值附近波动,而当预旋比为0.5时,密封的涡流速度则始终在该值附近波动,由此可知,预旋比主要影响密封上游的旋流速度,而在密封的中下游(轴向位置z>0.1 m),不同预旋比下的旋流速度均趋于相同,减小密封上游的旋流速度可以有效降低交叉刚度。图9展示了密封上游(轴向位置z<0.1 m)子午面的旋流比云图,可知密封间隙内的旋流速度呈现随着z增大而波动增大的趋势,且由于转子和静子表面的黏性效应,在转子密封齿下游的腔室具有更高的旋流速度,这一现象说明了转子密封齿的存在会使交叉刚度增大,不利于系统的稳定性。

图8 无防旋板迷宫密封间隙内沿轴线的平均旋流比分布Fig.8 Swirl ratio distribution along the axial line in seal clearance for labyrinth seal

图9 无防旋板密封上游的旋流比云图Fig.9 Swirl ratio contour for upstream of seal

以上研究表明,预旋比会对迷宫密封的动力学性能产生显著影响,其主要影响密封上游的旋流速度,导致交叉刚度增大,进而使密封的有效阻尼显著减小,降低了转子系统的稳定性。

2.2 防旋板倾角的影响

为了研究防旋板及其倾角对迷宫密封性能的影响,本节计算分析了无防旋板、带有直防旋板和45°反旋流角防旋板(防旋板数n=72)的迷宫密封的泄漏特性和动力学特性。

计算所得这3种结构的泄漏量数值分别为3.58、3.75、3.74 kg/s,可知防旋板的加入会使密封的泄漏量增加约4.5%,这是由于在密封入口区域加入防旋板会替换掉入口的两处密封齿,导致密封的封严性能降低,泄漏量增大。此外,密封泄漏量对防旋板倾角的变化并不敏感,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板引起的泄漏量变化幅度小于0.5%。

无防旋板和带有上述两种防旋板的迷宫密封在预旋比λ=0.5工况下的动力特性系数随涡动频率的变化曲线如图10所示,可知:在密封入口区域加装防旋板并不会改变密封刚度阻尼随涡动频率的变化趋势;防旋板会使密封的直接阻尼减小,但也会更大程度地降低密封的交叉刚度,进而显著提高密封的有效阻尼,同时使穿越频率减小约24 Hz,提高了转子稳定工作的范围;相比于直防旋板,45°斜防旋板可以使密封的交叉刚度降低约14%,但对密封的直接刚度和直接阻尼影响较小,所以会略微增大密封的有效阻尼且使穿越频率减小约2 Hz。

(a)直接刚度

为了分析防旋板及其角度对迷宫密封性能的影响机理,本节探究了无防旋板、带有直防旋板和45°反旋流角防旋板的迷宫密封的间隙平均旋流比沿轴线的变化关系,如图11所示。流体经过防旋板区域时,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碍密封入口处周向旋流的发展;此外,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板在密封入口区域具有更低的旋流速度。3种密封上游区域子午面的旋流比云图如图12所示,可知带有防旋板的密封结构在整个上游区域具有更低的旋流速度,且在防旋板区域具有负的旋流比,这是由于流体撞击防旋板形成局部反向涡流导致的。

图11 3种类型迷宫密封间隙内沿轴线的平均旋流比分布Fig.11 Swirl ratio distribution along the axial line in seal clearance for three types of labyrinth seals

图12 3种类型迷宫密封上游的旋流比云图Fig.12 Swirl ratio contour for upstream of three types of labyrinth seals

以上研究表明,在迷宫密封入口处加入防旋板会使泄漏量增加约4.5%, 但可以显著地减小密封的交叉刚度,增大有效阻尼,有利于转子系统的稳定性。此外,防旋板倾角的变化对密封的泄漏特性影响很小,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板对入口旋流具有更强的抑制作用,会使密封的交叉刚度降低约14%并略微提高密封的有效阻尼。

2.3 防旋板数量的影响

为了研究防旋板数量对迷宫密封性能的影响,本节计算分析了带有36、72、144反旋流角防旋板的迷宫密封的泄漏特性和动力学特性。这3种结构的泄漏量数值分别为3.75、3.74、3.74 kg/s ,可知当防旋板数由36增加到144时,密封的泄漏量变化幅度小于0.5%,防旋板数量的变化几乎不会对迷宫密封的泄漏性能产生影响迷宫密封结构在预旋比λ=0.5时的动力特性系数随涡动频率的变化曲线如图13所示,可知:在同一涡动频率下,直接刚度和高频下(f>10 Hz)的直接阻尼对防旋板数量的变化不敏感;当防旋板数量n从36增加到72个时,交叉刚度减小约24%,低频下(f<10 Hz)的直接阻尼增加约5%,因此有效阻尼显著增大,穿越频率降低约5 Hz;当n由72增加到144时,交叉刚度减小约8%,低频下(f<10 Hz)的直接阻尼变化幅度小于1%,此时的有效阻尼对防旋板数量的变化并不敏感。上述结论表明:当防旋板数量较少时(n<72),增加其数量可增大有效阻尼,提高转子系统的稳定性,但当防旋板数量较多时(n>72),继续增加防旋板数量几乎不会对密封的动力学特性产生影响。

(a)直接刚度

为了分析防旋板数量对迷宫密封影响的内在机理,本节分析了带有3种数量防旋板的迷宫密封间隙平均旋流比沿轴线的变化关系,如图14所示。3种数量的防旋板均可以有效降低密封入口处的旋流速度,当n由36增加到72时,密封上游的旋流速度进一步减小,这说明此时增加防旋板数可以继续提高防旋板的止旋性能;而当防旋板数继续增加到144时,密封上游的旋流速度变化较小,此时防旋板的止旋性能对防旋板数量的变化不敏感。为了分析产生这一现象的原因,防旋板中部(轴向位置z=5 mm)的局部周向旋流比云图和流线图如图15所示,可知随着防旋板数量的增大,防旋板腔室内的涡流结构发生显著变化:当n=36时,防旋板之间的腔室尺寸较大,其内并没有形成明显旋涡,因此具有更大的旋流速度;而当n=72,144时,防旋板腔室内出现了明显的旋涡结构,具有更强的耗散效应,因此具有更小的旋流速度和更低的交叉刚度。

图14 不同数量防旋板的迷宫密封间隙内沿轴线的平均旋流比分布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,防旋板数量的变化对密封泄漏量的影响很小;当防旋板数量较少时(n<72),增加防旋板数量可以提高其对旋流的抑制作用,进而提高交叉刚度和有效阻尼,提高转子系统的稳定性;而当n>72时,密封的动力学特性对防旋板数量不敏感。

3 结 论

本文基于李志刚等提出的瞬态模型,使用CFD方法计算了无防旋板、3种防旋板数量(n=36, 72, 144)和两种防旋板倾角(直防旋板、45°反向倾斜防旋板)下的迷宫密封的泄漏特性和动力学特性,通过比较预测结果研究了防旋板及其倾斜角度、数量对迷宫密封泄漏特性和动力学特性的影响,可得如下结论。

(1)预旋比会对迷宫密封的动力学性能产生显著影响,其主要影响密封上游的旋流速度,导致交叉刚度增大,进而使密封的有效阻尼显著减小,降低了转子系统的稳定性。

(2)在迷宫密封入口处加入防旋板会使泄漏量增加约4.5%, 但可以显著地减小密封的交叉刚度,增大有效阻尼,有利于转子系统的稳定性。此外,防旋板倾角的变化对密封的泄漏特性影响较小,相比于直防旋板,45°反旋流角防旋板对入口旋流具有更强的抑制作用,会使密封的交叉刚度降低约14%并略微提高密封的有效阻尼。

(3)防旋板数量的变化对密封泄漏量的影响很小;当防旋板数较少时(n<72),增加防旋板数可提高其对旋流的抑制作用,进而提高交叉刚度和有效阻尼,提高转子系统的稳定性;而当n>72时,密封的转子动力特性对防旋板数不敏感。

(4)从降低成本、提高密封稳定性方面考虑,由于防旋板倾角的变化对有效阻尼的影响较小,在本文所讨论的带有防旋板的密封结构中,应优先选用带有72个直防旋板的迷宫密封。