輪緣密封影響下的動葉通道內非定常流動研究

何振鵬，周佳星，辛佳，劉明遠，黎柏春，張桂昌

(中國民航大學航空工程學院，天津 300300)

隨著航空發動機性能的逐步提高，渦輪進口溫度也不斷增加，所需的冷卻氣體量也隨之增加。大量的冷卻氣體經過輪緣密封間隙匯入主流降低了整個渦輪級的工作效率[1]，明確輪緣密封氣流與主流道內氣流相互作用機制對于提高渦輪級氣動效率和優化渦輪結構設計有著重要意義。

國內外研究人員圍繞封嚴氣流與主流的相互作用開展了大量工作。國外方面，Zlatinov 等[2]通過數值模擬的方法研究了封嚴氣流與主流的相互作用過程，將損失來源歸結為封嚴氣流與主流周向速度差引起的黏性剪切損失、封嚴氣流對主流的堵塞作用及封嚴氣流與動葉流場渦系的相互作用3 種。Schrewe 等[3]在兩級低壓渦輪實驗臺上通過實驗測量將主流與封嚴氣流相互作用所導致的渦輪級總壓損失總結為4 種形式，即封嚴氣體在上游形成堵塞，增大了主流通道內二次流損失，改變了轉子上游流場，以及下游靜葉流量導致額外的損失。Popovic 和Hodson[4-7]通過實驗和數值模擬相結合的方法對輪緣密封下的主流和封嚴氣流的非定常效應進行了研究，發現與定常計算相比由動葉轉動引起的非定常特性減少了約10%主流損失，更為貼近實驗結果；主流氣動損失對于封嚴流量變化的敏感性受到上游靜葉位勢場和封嚴腔外部旋渦結構相互作用的影響；封嚴間隙的減小會提升輪緣密封的封嚴效率，同時也增加了主流流動損失對于封嚴流量的敏感性；輪緣密封與轉子的相對軸向位置越近，封嚴氣流負切向速度對于主流的影響越小，二次流損失越小。Monge-Concepcion 等[8]通過實驗采用附加變量法研究了主流道氣流、靜葉尾跡在輪緣密封結構下的流動特征，結果表明，在靜葉尾跡的影響下燃氣入侵盤腔的流量近似成線性增加。Schreiner 等[9]研究了封嚴氣流對于轉子通道內端區二次流的影響，發現封嚴氣流增加了盤腔內的流動不穩定性，封嚴氣流出流加強轉子通道內的二次流結構，其中馬蹄渦壓力面分支增強明顯，馬蹄渦吸力面分支受到削弱。國內方面，周楊等[10]通過數值模擬的方法研究了封嚴流量出現前后流場的分布，并分析了二次流在封嚴流量變化時的發展過程。賈惟[11-13]研究了輪緣封嚴出流對端區的影響及其非定常特性，發現封嚴出流對上游導葉的影響表現為對端區流動的堵塞作用，而在轉子進口處則因為存在動量差相互剪切形成新的旋渦結構。吳康等[14-15]采用實驗測量和數值模擬結合的方法研究了整級透平中入侵與封嚴變化機理，發現靜葉尾緣的壓力分布是造成燃氣入侵的主要原因，復雜的封嚴結構能夠避免主流和腔室內部氣體的直接接觸，增大主流入侵的沿程阻力和削弱主流的切向速度分量的影響。程舒嫻等[16]通過數值模擬的方式研究了整周透平輪緣密封模型的流動與封嚴特性，發現盤腔內部封嚴效率存在周向波動但無明顯周期性規律，靜葉下游壓力波動周期數等于靜葉數，動葉上游與盤腔內部壓力波動周期數等于動葉數。

以上關于渦輪端區輪緣密封封嚴氣流與主流的相互作用的研究，分析了封嚴氣流與主流相互作用機制及端區氣動損失的具體形式。對于動葉通道內流動的非定常性及損失隨時間的變化關注較少，沒有把流動過程與氣動損失統一起來。為了更加深入地了解受輪緣密封氣流影響下動葉通道內的流動特性，本文采用1.5 級渦輪模型，在實驗數據的支持下，以非定常數值模擬方法分析輪緣封嚴氣流在動葉通道內與主流的交互作用。

1 研究對象和研究方法

1.1 研究對象

選取瑞士聯邦理工學院葉輪機械實驗室LISA 1.5 級渦輪為研究對象，詳細的設計過程及氣動參數參見文獻[17]。圖1 給出了本文使用模型的子午流道圖，封嚴腔結構及與渦輪主流通道相對位置如圖所示。

圖1 帶有前后腔的1.5級渦輪子午面Fig.1 Meridian channel of 1.5-stage turbine with front and aft seal cavity

數值模擬采用ANSYS CFX 18.0，求解三維URANS 方程，湍流模型采用SST?？臻g離散采用二階迎風格式，時間離散采用二階后差歐拉格式，工質為理想氣體。為節省計算資源并滿足轉靜交界面模型要求，渦輪葉片數由36∶54∶36 約化為2∶3∶2，為保證與實驗數據的一致性，本文不改變整體葉型結構。渦輪主流通道和輪緣密封結構網格均由AutoGrid5 生成。為了減小插值計算所帶來的誤差，封嚴腔體與渦輪主流通道交界面處采用了軸向和周向節點完全匹配的網格，并在壁面附近加密，如圖2 所示。壁面第1 層網格距離為1μm，保證y+≈1滿足湍流模型的要求。計算網格總數約為937 萬，其中，靜子網格數約為195 萬，轉子網格數約為400 萬，封嚴腔體網格數約為110 萬。

圖2 1.5級渦輪計算網格Fig.2 Computation mesh of 1.5-stage turbine

1.2 邊界條件

數值模擬中，主流進口為壓力進口邊界條件，給定總溫328.15K 和總壓1 4 0 kPa，進氣方式為軸向進氣。出口為壓力出口邊界條件，給定靜壓。動葉轉速為2700 r/m in，固體壁面為光滑、絕熱、無滑移壁面。封嚴腔體進口為流量進口邊界條件，給定總溫323.15 K 和封嚴流量。封嚴流量以封嚴流量占主流流量之比(IR)的形式給出，所選用封嚴流量比IR 分別為0，0.5%，0.9%，1.3%和1.7%，IR=0 表示封嚴腔存在不施加封嚴流量的工況，Endwall 表示無封嚴腔體工況。詳細的邊界條件見文獻[18]。轉靜交界面設置在封嚴腔出口下游，靠靜葉側封嚴腔壁面設置為靜止壁面，靠動葉側封嚴腔壁面設置為轉動壁面。定常計算轉靜交界面采用Frozen Rotor模型，非定常計算采用Transient Rotor Stator 模型。定常計算完成后，結果作為非定常計算初場。時間步長設置為1.03×10?5s，即動葉經過2 個靜葉通道的一個周期時間設為120 個物理時間步，每一個物理時間步內迭代步數為10，殘差設置為10?6。當監測點關鍵參數呈現出隨時間周期性變化保持2 個周期以上時認為計算收斂。

圖3 為IR=1.3%時非定常計算中動葉監測點靜壓的變化?？芍?，當計算到800 個時間步左右時，靜壓出現明顯的周期性變化，非定常計算收斂。

圖3 監測點靜壓變化Fig.3 Static pressure changes at monitoring points

1.3 計算驗證

圖4 給出了無封嚴腔體(Endwall)時，動葉出口周向質量平均相對流動角沿徑向分布的定常和非定常時均結果與實驗測量結果[17]對比。定常與非定常計算結果基本一致，與實驗測量結果相比，由于LISA 1.5 級渦輪實驗臺在動葉與第2 列靜葉間存在輪緣間隙，實驗中部分主流氣體入侵后封嚴腔，影響了葉根位置氣流偏轉角。另外，實驗中為防止傳感器探針與轉子發生碰磨，探針無法貼近葉根低半徑位置，無法獲得準確的實驗數據；同時，輪轂低半徑位置貼近轉靜間隙，誤差受實驗件加工與裝配精度的影響也較為顯著。鑒于以上原因，在進行數值模擬仿真時，當所得測量值與實驗值相差小于5%時，認為結果數值結果與實驗測量的相對誤差在可接受的范圍。

圖4 動葉出口周向質量平均相對流動角Fig.4 circumferential mass-averaged relative flow angle at rotor exit

圖5 給出了設計工況下（IR=0.9%）轉子出口相對總壓系數云圖實驗[18]和非定常時均結果的對比。相對總壓系數Cpt定義如下：

圖5 IR=0.9%時相對總壓系數云圖Fig.5 Contour of relative total pressure coefficient when IR=0.9%

式中：Pt,rel為相對總壓；Pinletl為入口位置總壓。

由圖5 對比可知，在轉子出口存在輪轂二次流、葉尖通道渦及葉尖泄漏渦3 個低壓區，其相應位置和形狀都較為相似。數值模擬與實驗測量的輪轂二次流相對總壓系數最大不超過5%，認為數值結果與實驗測量的相對誤差在可接受的范圍。

綜合圖4 和圖5 數值模擬和實驗測量的結果對比，可以認為本文所采用的數值方法能夠準確模擬帶有輪緣密封的1.5 級渦輪內部流場的流動結構。

2 結果分析

2.1 動葉入口

圖6 給出了IR=0.5%和IR=0.9%封嚴腔出口徑向速度與總壓云圖。圖中：Tr表示整周周期的1/54，即動葉通過一個轉子通道的時間，Tavg表示Tr時間內的平均結果。徑向速度為負，代表燃氣入侵；徑向速度為正，代表封嚴出流。觀察圖6(a)、(b)中時均徑向速度分布，IR=0.5%時，燃氣入侵位置集中于靜葉尾跡下游，封嚴出流位置集中于靜葉吸力面下游，2 處位置分布于靜葉尾跡兩側，表明前封嚴腔出口處流場受到上游靜葉尾跡影響較大。封嚴流量增加至IR=0.9%，封嚴出流和燃氣入侵強弱較IR=0.5%明顯不同，此時封嚴氣流基本阻隔了燃氣對于盤腔的入侵，封嚴出流明顯。

圖6 封嚴腔出口徑向速度與總壓云圖Fig.6 Contours of radial velocity and total pressure at seal cavity exit

在各時刻徑向速度云圖中，用2 條線分別標示了燃氣入侵和封嚴出流位置?？偟膩砜?，靜葉與動葉相對位置的變化整體上并未使得燃氣入侵和封嚴出流位置在Tr周期內發生大的周向偏移，僅出現一定程度的相位滯后。封嚴腔出口氣流的徑向速度隨燃氣入侵與封嚴出流的變化在Tr周期內發生劇烈波動。以圖中編號為2 的動葉運動為切入點，Tr時刻，2 號動葉前緣接近靜葉尾跡區域，動葉勢場和靜葉尾跡的相互作用造成該位置壓力波動，由圖6 中實線可以看出隨著時間變化燃氣入侵逐漸增強。同時，由于受到2 號動葉壓力面側高壓區域的影響，靜葉吸力面下游壓力升高，圖中虛線標示的封嚴出流較弱。和時刻，2 號動葉旋轉運動逐漸遠離靜葉，在靜葉尾跡的作用下，封嚴腔出口燃氣入侵范圍擴大且強度增強。2 號動葉壓力面側高壓區域遠離靜葉吸力面，以及1 號動葉吸力面的靠近，使得靜葉吸力面下游壓力恢復至原先的低壓，由圖6 中虛線可以看出，隨著時間變化封嚴出流逐漸減弱。Tr時刻，2 號動葉前緣與上游靜葉相對距離較遠，對于封嚴腔出口氣流影響較小。1 號動葉接近靜葉尾緣，受其勢場及壓力面側高壓影響，封嚴腔出口燃氣入侵和封嚴出流位置周向偏移且范圍縮小。在下一個Tr周期時刻，1、2 號動葉將出現在此周期時刻2、3 號動葉的位置并與該靜葉重復上述過程?？梢钥闯?，靜葉與動葉相對位置的變化所導致封嚴腔出口氣流變化仍與動葉的運動周期一致，封嚴出流與燃氣入侵隨時間的變化與主流通道內的壓力隨時間變化相關。

為了觀察動葉入口位置非定常效應隨封嚴流量的變化情況，使用均方差值來量化非定常行為[19]。圖7 給出了動葉進口相對總壓Tr周期內均方差分布。圖中用10%～50%標注出了相應的葉高，下文標示方法與此相同。無封嚴結構（Endwall）時，由于受到動葉前緣勢場影響，輪轂10%葉高位置存在總壓高波動區域。IR=0 時，此時存在封嚴結構，但無封嚴氣流，輪轂附近的部分氣體入侵盤腔，在10%葉高以下徑向范圍內形成了又一總壓波動區域。同時，通道內氣體的損失使得無封嚴結構時壓力波動區域范圍縮小。IR=1.3%時，封嚴氣體出流與主流的摻混使得輪轂附近壓力波動增強，高波動徑向位置降低至5%葉高，表明動葉入口位置非定常波動主要受動葉前緣勢場影響轉變為受輪緣封嚴氣流與動葉前緣勢場共同作用。10%葉高以上區域由于受到封嚴流的堵塞，主流道內徑向壓力梯度增加，沿半徑氣流分布改變，相對總壓波動稍有減小。

圖7 動葉進口相對總壓Tr周期內均方差分布Fig.7 Relative total pressure RMS in Tr cycle at rotor inlet

圖8 和圖9 給出了動葉進口時均徑向速度及均方差徑向分布。IR=0 無封嚴氣流時，徑向速度相較于無封嚴結構時有所增加，且在約5%葉高位置出現極值。這意味著主流道氣流侵入盤腔后隨盤腔旋轉再次進入了主流道，使得主流徑向動量在摻混后增加，5%葉高位置封嚴出流所形成的堵塞效應最為強烈。封嚴流出現后，動葉入口全葉高位置氣流徑向動量大幅增加，5%葉高處的速度極值增加最為顯著。觀察圖9 可以發現，在封嚴結構與封嚴氣流在10%葉高以下區域形成最為強烈的徑向速度波動。對比圖8，在徑向速度極值出現的相同葉高位置徑向速度波動最為強烈，意味著封嚴出流堵塞作用強烈的位置非定常效應也最為明顯。

圖8 動葉進口時均徑向速度徑向分布Fig.8 Radial distribution of time-averaged radial velocity at rotor inlet

圖9 動葉進口時均徑向速度均方差徑向分布Fig.9 Radial distribution of time-averaged radial velocity RMS at rotor inlet

圖10 給出了時均結果下動葉入口周向質量平均相對流動角。圖中曲線從右至左封嚴流量依次減小，IR=0 無封嚴氣流時，主流道近壁面氣流侵入盤腔減小了3%葉高以下氣流方向對軸向的偏轉。IR=0.5%時，10%葉高以下氣流方向偏轉角減小。IR=0.9%，IR=1.3%和IR=1.7%時，輪轂附近氣流出現相反方向的偏轉，此時輪轂端區氣流在受到動葉前緣勢場與壓力面側高壓區域作用后偏轉至動葉吸力面。

圖10 動葉入口周向質量平均相對流動角Fig.10 Radial distribution of circumferential mass-averaged relative flow angle at rotor inlet

2.2 動葉通道

圖11 給出了時均結果下動葉輪轂位置相對總壓云圖。觀察圖11(a)、(b)可以發現，IR=0 封嚴結構的存在雖然使得主流道近端壁附面層流體部分損失，但在動葉前緣勢場作用下形成馬蹄渦的區域壓力變化并不明顯，如圖11 中區域A 所示。IR=0.9%和IR=1.7%時，結合圖10 分析可知，動葉入口輪轂位置氣流方向受封嚴氣流影響發生偏轉，動葉前緣馬蹄渦滯止點位置也隨之向吸力面側的移動。還可以觀察到，動葉通道內壓力面側高壓區范圍擴張，吸力面相對低壓區軸向后移的同時向相鄰動葉壓力面側移動，呈現出偏離吸力面的態勢。吸力面側擴壓區位置軸向后移，整體范圍收縮絕對值增加，如圖11 中區域B 所示。

圖11 動葉輪轂位置相對總壓云圖Fig.11 Relative total pressure contours at rotor hub

圖12 給出了不同封嚴流量時均結果下的動葉通道端區三維流線分布。相較于無封嚴結構，IR=0 時輪轂近壁面氣體部分入侵盤腔對于動葉前緣流場影響并不明顯。IR=0.9%時，低速流體大量增加，馬蹄渦滯止點位置變化，壓力面分支明顯增強，在與相鄰動葉馬蹄渦吸力面分支匯合后更加貼近吸力面壁面。IR=1.3%時，封嚴流量進一步增加上述變化更加明顯。結合圖10 分析可知，封嚴流量的加入使得動葉輪轂端區氣流量增加，馬蹄渦滯止點位置向動葉吸力面側移動也造成更多的氣流匯入馬蹄渦壓力面分支，馬蹄渦壓力面分支增強，通道內橫向壓力梯度增加，動葉前緣壓力面高壓區域擴張，吸力面相對低壓區減弱。

圖12 動葉通道端區三維流線分布Fig.12 3D streamline at rotor passage endwall

圖13 給出了不同封嚴流量下動葉前緣三維旋渦結構示意圖，渦結構使用Q 準則識別，取Q=8.15×107等值面并用軸向渦量進行著色。無封嚴結構時，動葉前緣存在馬蹄渦壓力面分支(horse vortex pressure s i de l eg,HV-PSL)與吸力面分支(ho r se vortex suction sideleg,HV-SSL)。IR=0.5%時封嚴氣流出現，少量封嚴氣流出氣流與主流發生摻混，圖13(b)可以觀察到，因封嚴出流氣體與主流存在周向動量差剪切作用，在吸力面側形成剪切誘導渦結構(shear induced vortex,SIV)，其在向后的發展過程中與馬蹄渦壓力面分支和吸力面分支交匯形成輪轂通道渦(passage vortex,PV)。IR=0.9%時，封嚴流量進一步增加，剪切誘導渦結構增強。結合圖11 可知，封嚴氣流影響形成的剪切誘導渦及其在動葉通道內的發展在輪轂位置表現為相對低壓區位置向動葉通道中間移動。

圖13 動葉前緣三維旋渦結構示意圖Fig.13 Schematic diagram of 3D vortex structure at the leading edge of blade

圖14 給出了時均結果下45%、60%和80%動葉通道軸向渦量云圖。相較于無封嚴結構，IR=0.9%時，45%動葉通道軸向位置處靠近吸力面側輪轂通道渦結構已經出現，由圖13 分析可知，這是由于封嚴出流形成的剪切誘導渦參與了通道渦的形成過程，同時橫向壓力梯度的增強使得通道內氣流更加貼近吸力面，該軸向位置低半徑處通道渦結構提前出現。60%動葉通道軸向位置處，IR=0.9%通道渦結構范圍擴張，渦核徑向位置更高。在80%動葉通道軸向位置處，IR=0.9%通道渦范圍的擴張使得壁面渦在形成的過程中徑向位置也隨之提高。對比圖11，可以判斷通道渦形成過程的變化與渦量結構的增強導致了吸力面側擴壓區的變化。

圖14 動葉通道軸向渦量云圖Fig.14 Axial vorticity contours of blade passage

圖15 給出了動葉10%葉高位置Tr周期內各時刻熵增云圖，用虛線標示了Tr周期內動葉位置的變化。熵增的定義如下：

式中：Tt,in和Pt,in分別為主流進口總溫和總壓；cp為定比壓熱容；Rg為氣體常數；Ts和Ps分別為當地靜溫和靜壓。

對比圖15(a)、(b)中有無封嚴氣流時均結果可知，封嚴氣流在動葉通道內產生了又一高熵增區域，為了明確其產生與在動葉通道內的發展變化，選取各時刻內的熵增變化進行詳細分析。

圖15 動葉10%葉高位置Tr周期內各時刻熵增云圖Fig.15 Contour of entropy increase at every moment of Tr cycle at 10% blade height position

無封嚴流量時，因靜葉與動葉數目比為2∶3，相鄰動葉通道內熵增變化并不相同。動葉前緣靠近靜葉尾跡因其前緣勢場的存在引起尾跡周向變形壓縮，而后動葉繼續旋轉前緣將尾跡向吸力面與壓力面分開為2 支，吸力面一支軸向運動向后匯入通道渦，壓力面一支持續有尾跡匯入直至受到下一動葉吸力面擠壓而被動葉前緣分開。IR=1.3%時，靜葉尾跡形成過程中受到封嚴出流堵塞作用而減弱，但在隨后的發展過程中有了封嚴氣流的匯入而增強。當有封嚴氣流匯入的尾跡流受到動葉前緣的擠壓與分割時，吸力面側尾跡熵增區域更大。除尾跡流形成的熵增區域外，動葉通道內吸力面側出現隨時間軸向運動的高熵增區域。對比IR=0 與IR=1.3%在10%葉高位置時均熵增分布可以發現由封嚴氣流所造成的吸力面側高熵增區域。由圖13、圖14分析可知，封嚴氣流作用下輪轂通道渦的形成過程與無封嚴氣流時不同，吸力面側高熵增區域即為剪切誘導渦出現后參與通道渦的形成過程所導致。

綜上可知，封嚴氣流一方面增強了原靜葉尾跡在動葉前緣的損失，另一方面以剪切誘導渦的形式參與通道渦結構的形成過程造成額外的損失。

圖16 給出了時均結果下動葉吸力面剪切應力云圖與極限流線圖。相較于無封嚴結構時，IR=0、IR=0.9%、IR=1.7%封嚴氣流的出現對于主流道形成堵塞作用使得徑向壓力梯度增加，動葉輪轂位置前緣至30%軸向弦長位置端壁極限流線變化。結合圖11、圖12 可知，封嚴氣流的出現使得動葉通道內壓力面向相鄰動葉吸力面橫向壓力梯度增加，輪轂端區氣流向吸力面側集聚。結合圖13、圖14 分析可知，輪轂附面層流體的增加與剪切誘導渦參與通道渦形成，使得輪轂二次流在動葉通道內徑向位置較無封嚴結構時更高。在以上因素的共同作用下，吸力面壁面極限流線折轉角度增加，壁面高摩擦力區域擴大，葉片載荷增加。

圖16 動葉吸力面剪切應力與極限流線圖Fig.16 Contours of wall shear stress and limited streamlines near rotor suction side

圖17 給出了動葉5%葉高和40%葉高處葉片表面靜壓系數Cps非定常時均值分布。選取無封嚴時的非定常結果作對比。圖中橫坐標用動葉軸向弦長無量綱化，縱坐標為無量綱靜壓系數，該系數Cps_R可表示為

圖17 動葉表面靜壓系數分布Fig.17 Static pressure coefficient distribution on blade surface

式中：Pt為動葉通道進口總壓；P為葉片表面當地靜壓；Pr為動葉通道出口靜壓?？偟膩砜?，封嚴氣流的出現增加了動葉吸力面負荷，降低了動葉壓力面負荷，對動葉吸力面影響明顯要大于動葉壓力面。

5%葉高位置處，動葉整個吸力面幾乎都受到了封嚴流量造成的加載，自動葉前緣開始沿吸力面載荷逐漸趨于一致。結合圖13、圖14 分析可知，封嚴氣流改變了馬蹄渦滯止點且通道內氣流向吸力面側集聚，使得動葉前緣與吸力面側負荷增加，壓力面負荷降低。吸力面1%動葉弦長位置出現最大載荷，與無封嚴腔時相比，IR=0.5%、IR=0.9%、IR=1.3%、IR=1.7%最大靜壓系數分別降低了0.11、0.23、0.33、0.404。動葉壓力面從0 至80%軸向弦長靜壓系數都有所升高，最大位置出現于10%動葉軸向弦長處。

40%葉高位置處，動葉吸力面受影響區域分為2 個部分，分別為0～30%軸向弦長和50%～90%軸向弦長，幅度變化明顯低于5%葉高位置，該徑向位置主要受到封嚴流徑向動量堵塞作用影響。0～30%軸向弦長封嚴流量造成的加載較大，同5%葉高位置變化類似，自動葉前緣開始沿吸力面逐漸減弱。與無封嚴結構時相比，IR=0.5%、IR=0.9%、IR=1.3%、IR=1.7%最大靜壓系數分別降低了0.023、0.046、0.062、0.129。50%～90%軸向弦長雖然也出現了靜壓系數的波動，但變化微弱。40%葉高位置動葉壓力面受封嚴氣流影響不大，不同封嚴流量下靜壓系數曲線基本重合。

2.3 動葉出口

圖18 給出了時均結果下動葉出口熵增云圖。相較于無封嚴結構，IR=0 無封嚴氣流時出口位置熵增變化并不明顯。IR=0.9%和IR=1.3%時，封嚴氣流增加了輪轂附面層，同時改變了通道渦的形成機制，使得動葉出口位置二次流結構徑向位置抬升損失加劇。

圖18 動葉出口熵增云圖Fig.18 Entropy increase contours at rotor outlet

為了量化封嚴氣流在動葉通道出口損失情況，圖19 給出了Endwall、IR=0.5%、IR=0.9%、IR=1.3%、IR=1.7%動葉出口時均周向質量平均熵增徑向分布。對比無封嚴結構，IR=0 封嚴結構出現加劇了熵增損失。封嚴氣流出現后，主流熵增損失徑向位置擴展至60%葉高。3%～5%葉高熵增極小值對應動葉出口角渦徑向位置，熵增減小表明其受封嚴氣流影響減弱。10%～40%葉高，熵增極大值隨封嚴流量增加不斷增加的同時徑向位置升高，對應于動葉出口通道渦與尾緣脫落渦，變化趨勢與圖18 一致。動葉出口位置二次流損失相較于無封嚴結構時，IR=0、IR=0.5%、IR=0.9%、IR=1.3%、IR=1.7%分別增加了6.78%、21.29%、28.11%、36.8%、42.92%。

圖19 動葉出口周向質量平均熵增徑向分布Fig.19 Radial distribution of entropy increase at the blade outlet

3 結 論

采用三維URANS 方法和SST 模型，分析了輪緣封嚴氣流對于高壓渦輪轉子通道內流場的影響及所產生的損失，得出如下結論：

1）封嚴腔出口氣流受靜葉與動葉相對位置變化的影響呈現較強的非定常特性，變化周期仍與動葉的運動周期保持一致。燃氣入侵與封嚴出流現象的出現與主流通道內的壓力隨時間變化一致。

2）封嚴氣流出現后，動葉入口位置非定常波動由主要受動葉前緣勢場影響轉變為受輪緣封嚴氣流與前緣勢場共同作用。封嚴氣流減小了動葉入口的周向速度，輪轂端區氣流出現反方向偏轉，在受到動葉前緣勢場與壓力面側高壓區域作用時偏轉至動葉吸力面。封嚴氣流增大了動葉入口處徑向速度的同時也在封嚴出流堵塞作用最強的位置造成了強烈的非定常效應。

3）封嚴氣流改變了動葉前緣馬蹄渦滯止點位置，增強了馬蹄渦壓力面分支。封嚴氣流與主流在動葉通道內摻混形成剪切誘導渦改變了原通道渦的形成機制和吸力面側相對低壓區的位置。

4）封嚴氣流一方面增強了原靜葉尾跡在動葉前緣的損失，另一方面以剪切誘導渦的形式參與通道渦形成過程造成額外損失。封嚴氣流增加了動葉吸力面負荷，降低了動葉壓力面負荷，對動葉吸力面影響明顯要大于動葉壓力面。動葉出口輪轂二次流結構受封嚴氣流影響徑向位置抬升且損失增加。