渦輪盤腔徑向封嚴流動的非定常數值研究

張晶輝，張振揚

(1.西安航空學院 飛行器學院， 西安 710077； 2.北京航天試驗技術研究所, 北京 100074)

1 引言

軸流渦輪導葉下游的高溫燃氣會通過動靜盤在輪緣處的間隙入侵渦輪盤腔，進而影響渦輪盤及動葉榫槽的工作安全和使用壽命，一般通過從高壓壓氣機某級出口引入冷氣到渦輪盤腔相應部位對渦輪盤進行冷卻，同時也作為封嚴氣體，從轉靜間隙流入主流，阻止高溫燃氣通過間隙入侵渦輪盤腔。封嚴冷氣流量過大，也會降低航空發動機整機的氣動效率。研究表明，入侵燃氣增加到一定流量可降低渦輪盤壽命的50%，減小50%的封嚴冷氣量可提高渦輪氣動效率的0.5%[1]。研究渦輪封嚴流動的目的是以如何以最小的封嚴流量保證可靠的封嚴效率，同時減小對主流氣動效率的影響，這需要深刻認識燃氣入侵和冷氣封嚴的機理。

Johnson[2]、Coren[3]、高杰[4]等總結了國內外渦輪封嚴試驗臺研究成果及與數值研究結果的比較，認為燃氣入侵現象是三維非定常湍流流動，采用定常計算不能揭示其封嚴機理[5-7]，即使采用定常計算及沒有轉靜葉片的軸對稱模型，燃氣入侵依然具有三維非定常流動特點[8]。Jakoby等[9]通過測量渦輪前盤腔靜盤壁面壓力，并對瞬態壓力數據進行頻譜分析，發現在封嚴流量低于一定值時盤腔內存在旋轉的大渦結構，其轉速與動盤轉速方向一致，速度為80%動盤轉速，由此引起較嚴重的燃氣入侵。Cao等[10]和Schuepbach等[11]也通過試驗驗證了類似低頻大渦結構的存在。Julien等[12]發現旋轉的大渦結構在冷氣流量提高到某一值時會消失，此時動盤旋轉對燃氣入侵的影響減弱，導葉和動葉的相互作用對燃氣入侵起主要影響。O’Mahoney等[13]采用大渦模擬模型詳細顯示了燃氣入侵的流動結構，與其他湍流模型相比更接近試驗結果。Rabs等[14]把封嚴間隙渦解釋為開爾文-赫姆霍茲非定常渦，其形成抑制了燃氣入侵的加劇。張晶輝等[15]以增加封嚴結構內的非定常渦為目的，設計了波浪形輪緣封嚴結構產生非均勻軸向封嚴間隙，使封嚴間隙內較大的入侵及出流結構尺度減小，在不減小封嚴效率的同時，提高了渦輪效率。

張慶才等[16]發現復合型封嚴結構的軸向間隙大小對封嚴效果的影響比徑向間隙的影響大。程舒嫻等[17]非定常數值研究發現盤腔內靜盤壁面的濃度封嚴效率周向不均勻，動葉上游與盤腔內部的壓力波動頻率與動葉旋轉頻率一致。

本文中非定常數值研究了渦輪前盤腔徑向封嚴結構的封嚴流動，從盤腔內的渦結構、封嚴間隙速度場、主流和封嚴氣流相互影響的角度分析了徑向封嚴結構的封嚴機理。

2 數值計算方法

2.1 研究對象

研究對象為亞琛大學蒸汽燃氣渦輪研究所的1.5級渦輪盤腔試驗臺[18](圖1)。導葉和轉子后靜葉各有16個葉片，動葉32個葉片。徑向封嚴幾何結構見圖2輪緣半徑R=135 mm，動靜盤間距s=12.5 mm，外側軸向封嚴間隙sc=4 mm，靜盤和動盤輪緣唇齒寬度slip=4.25 mm，徑向封嚴間隙scr=2 mm，輪緣重疊寬度sov=1.25 mm，t為柵距，φ為周向坐標。

圖1 渦輪盤腔封嚴試驗臺截面Fig.1 Cross section of the turbine cavity seal test rig

圖2 徑向封嚴幾何結構示意圖Fig.2 Radial rim seal configurations

2.2 模型、網格及邊界條件

計算域見圖3，周向為22.5°，主流進出口分別位于導葉和動葉上下游1.5倍弦長處，忽略動葉葉頂間隙，轉子域和靜子域交界面位于封嚴間隙下游。靜子域和盤腔域采用ANSYS-ICEM進行一體化網格劃分，轉子域采用Numeca進行網格劃分。結果顯示主流壁面y+<5，盤腔壁面y+<2。采用ANSYS-CFX求解非定常剪切應力輸運(SST)湍流模型，主流和盤腔進口都為理想空氣，只是把盤腔進口標記為封嚴氣體，兩者在封嚴處摻混為多組分氣體，以計算濃度封嚴效率。根據文獻[19]中與試驗結果對比得到的結論，封嚴面網格采用匹配網格(圖4)以減小數值誤差。采用凍結轉子轉靜交界面進行了網格無關性驗證，結果表明所采用的網格數量基本滿足計算需求。

圖3 計算域示意圖Fig.3 Computational domain

圖4 匹配網格Fig.4 Matched mesh

3 數值結果分析

3.1 數值結果驗證

圖5 導葉下游機匣壁面靜壓系數曲線Fig.5 Hub pressure coefficient distribution downstream of vane

3.2 盤腔及封嚴間隙內流動結構

盤腔內沿徑向形成了數個渦核結構(圖6)，其形成是由于盤腔進口供給的封嚴流量不能滿足動盤旋轉泵效應的需求，因此在不同半徑位置氣流從靜盤流向動盤，以補充動盤旋轉所需流量，從非定常結果看其徑向位置基本穩定。盤腔內沿徑向較多的渦核結構可以加劇封嚴氣流的循環作用，即使在輪緣有部分燃氣入侵，也僅局限在最外側的渦核結構內，數量多的渦核結構有利于提高封嚴效率。

圖6 盤腔內流動結構示意圖Fig.6 Flow structures in cavity

圖7為封嚴間隙內非定常速度矢量分布，T為動葉掃過一個靜葉通道的周期，每個時刻導葉與動葉的相對位置見圖8，因為速度大小差距太大，圖8中僅顯示了方向。通過每個位置每個時刻的分析發現，整個周向位置都存在燃氣入侵現象，封嚴間隙內的流場形態具有周期性。

圖7 非定常速度矢量分布圖Fig.7 Unsteady velocity vector distribution

在φ/t=0.45位置的1/10T時刻，封嚴氣體出流較為順暢，3/10T時刻在外側軸向間隙內產生了逆時針的封嚴間隙渦，5/10T時刻又恢復封嚴氣體出流，7/10T時刻發生了燃氣入侵，在外側軸向間隙內形成順時針的封嚴間隙渦，9/10T時刻同樣發生燃氣入侵，外側軸向間隙內形成順時針封嚴間隙渦，內側軸向間隙內形成逆時針封嚴間隙渦。

在φ/t=0.85位置也存在周期性的燃氣入侵及出流現象。與φ/t=0.45位置相比，有共同的特點，發生燃氣入侵時會在外側軸向封嚴間隙內形成順時針封嚴間隙渦，封嚴氣體出流時不會產生封嚴間隙渦或者產生逆時針的封嚴間隙渦，逆時針的封嚴間隙渦是從燃氣入侵到封嚴氣體出流過渡期間出現的，對封嚴有正面效果，這是由于動盤輪緣的旋轉誘導產生的。內側軸向間隙逆時針的封嚴間隙渦也對封嚴有正面效果，阻礙了燃氣入侵。

3.3 盤腔及封嚴間隙內速度分布

定義徑向速度系數Vr，c=Vr/Videal，其中Vr為徑向速度，Videal為理想情況下封嚴面上的均勻徑向速度。圖8表示了盤腔上半部分子午面內徑向速度分布，實線圓圈為發生燃氣入侵的區域，主要集中在其中一個動葉前緣的壓力面側，虛線圓圈為封嚴氣體出流區域，主要在其中一個動葉通道的中間區域，兩者交替出現并以低于動葉的旋轉速度而旋轉。

圖8 徑向速度系數分布圖Fig.8 Radial velocity coefficient distribution

圖9表示了盤腔內切向速度系數分布，定義為：Vt，c=Vt/(Rω)，Vt為切向速度。與徑向速度系數分布對比，發現燃氣入侵區域的切向速度大于動盤輪緣切線速度。動盤輪緣內側氣流的切向速度系數都小于1，說明此區域不可能為完全的入侵燃氣，但有可能是入侵燃氣和封嚴氣體的混合氣體。由于此封嚴流量下動盤輪緣下方幾乎沒有燃氣入侵，因此徑向速度大于0的區域可能是從旋轉方向而來的封嚴氣體與入侵燃氣的混合氣體，加上動盤的轉動，使出流氣體的切向速度可能大于動盤輪緣切線速度，如圖中虛線圓圈所示。封嚴間隙內流場受到動盤旋轉作用較強，盤腔內靜盤附近受動盤旋轉作用較弱，主要是補充動盤泵效應所需流量。

圖9 切向速度系數分布圖Fig.9 Tangential velocity coefficient distribution

把整個封嚴面沿周向分為45個區域，計算其面積平均的徑向速度沿周向分布，封嚴面上時間平均及瞬時的徑向速度系數沿周向分布見圖10。向內徑向速度時均結果為負值的區域為φ/t=0.51～0.87，其中最大值位于φ/t=0.7附近，處于導葉尾跡區域，其他區域為封嚴氣體出流。瞬時結果顯示每個周向位置都會發生燃氣入侵。

圖10 封嚴面徑向速度系數分布曲線Fig.10 Radial velocity coefficient distribution on sealing surface

3.4 盤腔及封嚴間隙內參數的非定常分析

圖11表示了徑向速度時均值沿軸向分布，其中r/R=0.95位于內側軸向封嚴間隙。盤腔內中間位置到動盤壁面氣流向外流動，中間位置到靜盤壁面氣流向內流動。r/R=0.95位置的徑向速度時均結果都為正值，靠近動盤唇齒邊較大。由于受到動盤摩擦力的作用，動盤附面層內的徑向速度很快減小。

圖11 徑向速度沿軸向分布曲線Fig.11 Radial velocity distribution along the axial direction

圖12表示了徑向速度的均方根值沿軸向分布，在r/R=0.9以上區域具有較強的徑向速度波動，在以下區域徑向速度基本沒有波動，這與圖6所顯示的穩定渦核結構一致。靜盤壁面封嚴氣體濃度在r/R=0.9位置大于0.99，在r/R=0.95位置為0.95，說明燃氣入侵主要發生在封嚴間隙內，有極少燃氣會入侵到盤腔內，并且局限在最上面的渦核結構中。

圖12 徑向速度均方根值沿軸向分布曲線Fig.12 The root mean square value of radial velocity distribution along the axial direction

3.5 封嚴氣流與主流的非定常相互影響

為了比較封嚴氣流對導葉下游機匣壁面靜壓的影響，刪去圖3計算域中盤腔計算域，僅保留主流計算域進行了數值模擬，得到壓力周向分布見圖13。由于封嚴結構及封嚴氣流的存在，導葉引起的壓力周向非均勻性從0.29減小到了0.243，動葉引起的壓力波動最大值從0.063增加到了0.192，說明封嚴氣流減弱了導葉引起的壓力周向非均勻性，交替進行的外層軸向封嚴間隙內渦結構增大了壓力的非定常波動。

圖13 導葉下游機匣靜壓周向分布曲線Fig.13 Hub pressure distribution downstream of vane

為了研究封嚴間隙內的燃氣入侵及封嚴氣體出流結構的頻率，對封嚴面上及導葉下游中間葉高主流位置的靜壓進行監控，監控點見圖3。收斂后對壓力數據進行頻譜分析(圖14)，發現存在兩個幅值較高的頻率，分別對應動葉掃過頻率和燃氣入侵頻率，其中燃氣入侵頻率較低，這也解釋了圖7中外側軸向封嚴間隙內入侵出流現象旋轉速度低于動葉轉動的速度。

圖14 監控點壓力頻譜分析曲線Fig.14 Pressure frequency analysis at monitoring points

4 結論

1) 由于徑向封嚴結構的阻擋，盤腔內沿徑向形成了數個穩定的渦核結構，加劇了封嚴冷氣在盤腔內的循環作用，即使有部分燃氣入侵，也僅局限在最外側的渦核內，有利于提高封嚴效果。燃氣入侵被局限在封嚴間隙內，濃度封嚴效率在r/R=0.9位置大于0.99，在r/R=0.95位置為0.95。

2) 靜盤附近徑向速度向內，是由渦核結構引起，和燃氣入侵關系不大。由于盤腔內渦核結構是穩定的，徑向速度的非定常波動被限制在封嚴間隙內，盤腔內非定常波動很小。

3) 封嚴氣流與主流的相互作用引起導葉下游機匣壁面靜壓周向不均勻性減小，非定常性增強。封嚴間隙內的入侵和出流結構旋轉頻率低于動葉掃過頻率。