(1.中國民航大學(xué)航空工程學(xué)院 天津 300300；2.中國民航大學(xué)天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300300；3.中國民航大學(xué)中歐航空工程師學(xué)院 天津 300300)

現(xiàn)代航空發(fā)動機(jī)封嚴(yán)的密封特性對發(fā)動機(jī)性能具有極其重要的影響，尤其是氣路密封，將直接影響發(fā)動機(jī)增壓比和渦輪效率的提高。因此，如何設(shè)計與優(yōu)化氣路密封來提高發(fā)動機(jī)效率，降低航空公司運(yùn)營成本，成為目前航空發(fā)動機(jī)的研究熱點(diǎn)。篦齒封嚴(yán)憑借著結(jié)構(gòu)簡單、密封效果好、易于維護(hù)、成本低、維修方便、使用方便、在高溫和高轉(zhuǎn)速下可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，成為了航空發(fā)動機(jī)中廣泛使用的一種封嚴(yán)結(jié)構(gòu)，主要應(yīng)用于壓氣機(jī)和渦輪的級間氣路封嚴(yán)、渦輪葉尖氣路封嚴(yán)、輪緣燃?xì)夥鈬?yán)、內(nèi)流空氣封嚴(yán)以及軸承腔的滑油封嚴(yán)等。與改進(jìn)發(fā)動機(jī)部件結(jié)構(gòu)相比，改進(jìn)封嚴(yán)技術(shù)是一種收益大而耗資少的提高發(fā)動機(jī)性能效率的方式。

臺階篦齒封嚴(yán)是一種非接觸式封嚴(yán)結(jié)構(gòu)，氣體先通關(guān)過篦齒齒尖節(jié)流，被多次加速將壓力能轉(zhuǎn)化為動能，再通過齒腔的渦流作用和黏性耗散作用，將動能轉(zhuǎn)化為熱能耗散掉，以此來增加流動阻力進(jìn)而控制流量，達(dá)到封嚴(yán)的目的。

有關(guān)臺階篦齒封嚴(yán)的研究，國內(nèi)外學(xué)者都做了很多工作。國外方面，DENECKE等[1-2]在不同的封嚴(yán)間隙下研究了不同深度的磨損槽對泄漏系數(shù)的影響，并研究了旋轉(zhuǎn)狀態(tài)下進(jìn)口旋流對篦齒段的溫升特性和旋流特性的影響；NAYAK等[3]研究了磨損后的不同齒形和篦齒在磨損槽中的軸向位置對泄漏系數(shù)的影響；PAOLILLO等[4]研究了轉(zhuǎn)速對臺階篦齒泄漏特性的影響；RAPISARDA等[5]研究了靜止與轉(zhuǎn)動狀態(tài)下半圓形篦齒尖和臺階位置對蜂窩篦齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)的性能影響；WILLENBORG等[6]研究了雷諾數(shù)和壓比對臺階篦齒泄漏損失和換熱特性的影響。國內(nèi)方面，紀(jì)國劍和吉洪湖[7-8]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真的方法研究了轉(zhuǎn)速和壓比對直通和臺階篦齒封嚴(yán)的封嚴(yán)特性；吳丁毅[9]通過實(shí)驗(yàn)研究了靜止?fàn)顟B(tài)下不同結(jié)構(gòu)和幾何參數(shù)對篦齒封嚴(yán)泄漏特性的影響；杜發(fā)青等[10-11]結(jié)合正交試驗(yàn)從靜態(tài)、旋轉(zhuǎn)、熱邊界以及結(jié)構(gòu)等角度研究了封嚴(yán)篦齒的密封機(jī)制，研究了間隙、齒高、齒寬、齒間距和齒傾角等幾何參數(shù)對直通篦齒泄漏特性和換熱特性的綜合影響權(quán)重；楊淋麟等[12]研究了篦齒結(jié)構(gòu)參數(shù)對封嚴(yán)性能影響。

針對三臺階式篦齒封嚴(yán)的研究，雷昭等人[13]對航空發(fā)動機(jī)壓氣機(jī)級間三臺階篦齒封嚴(yán)在不同壓比和轉(zhuǎn)速下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)與計算研究，研究結(jié)果表明隨轉(zhuǎn)速的增大，工作間隙減小，泄漏流量降低，較小壓比時流量系數(shù)微弱降低，較大壓比時流量系數(shù)微弱增大。孟德軍等[14]研究了工程中廣泛采用的三平齒型篦齒封嚴(yán)泄漏流動，結(jié)果表明：篦齒封嚴(yán)間隙與泄漏流量成線性正比關(guān)系，并提出將篦齒封嚴(yán)間隙控制在1%葉高左右的建議。紀(jì)國劍等[15]運(yùn)用數(shù)值方法研究三臺階篦齒盤旋轉(zhuǎn)速度、篦齒與光滑襯套相對軸向位置等對上、下臺階斜齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)的泄漏特性的影響。結(jié)果表明，齒形結(jié)構(gòu)參數(shù)相同時，上、下臺階篦齒的封嚴(yán)特性相當(dāng),在不考慮轉(zhuǎn)速和溫度變化引起的間隙變化時, 臺階篦齒的泄漏系數(shù)在高轉(zhuǎn)速下隨轉(zhuǎn)速的增加線性下降;篦齒與襯套軸向位置的改變對泄漏特性基本沒有影響。

本文作者以壓氣機(jī)級間三臺階式篦齒封嚴(yán)為研究對象，根據(jù)參考文獻(xiàn)[13]，利用Soildworks軟件建立相同尺寸的封嚴(yán)模型，并在此基礎(chǔ)上設(shè)計了不同封嚴(yán)間隙、不同篦齒齒腔深度、不同篦齒前后傾角、不同篦齒襯套開槽深度的臺階篦齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)；利用Fluent進(jìn)行數(shù)值計算，研究了不同的結(jié)構(gòu)對封嚴(yán)腔內(nèi)流體基本流動特性的影響，并分析了不同結(jié)構(gòu)對封嚴(yán)件的泄漏特性、溫升特性和旋流特性的影響。

1 壓氣機(jī)級間臺階篦齒封嚴(yán)計算域模型

1.1 臺階篦齒封嚴(yán)物理模型及計算模型

圖1示出了篦齒封嚴(yán)在實(shí)際發(fā)動機(jī)壓氣機(jī)中的整體分布圖和局部放大圖，圖中方框標(biāo)注的部分是直通式三篦齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)位于靜子葉片根部，該封嚴(yán)結(jié)構(gòu)可以阻礙氣體從靜子葉片根部流入下一級壓氣機(jī)，能夠提高壓氣機(jī)效率。由于封嚴(yán)裝置具有周向?qū)ΨQ性，并且為了降低計算量，文中選擇二維軸對稱模型模擬三維模型。

圖1 實(shí)際壓氣機(jī)中篦齒封嚴(yán)分布圖Fig 1 Labyrinth seal distribution in the actual compressor (a) global distribution of labyrinth seal;(b) local distribution of labyrinth seal

臺階篦齒封嚴(yán)計算域結(jié)構(gòu)如圖2所示，虛線代表轉(zhuǎn)子壁面，實(shí)線代表靜子壁面。

圖2 臺階篦齒封嚴(yán)計算域結(jié)構(gòu)Fig 2 Simplified model of stepped labyrinth seal in a compressor (mm)

圖中，c表示封嚴(yán)間隙，h表示篦齒齒腔深度，a表示篦齒前傾角，b表示篦齒后傾角，d表示篦齒襯套開槽深度。文中研究了31種結(jié)構(gòu)，具體尺寸如表1所示。

表1 臺階篦齒封嚴(yán)尺寸Table 1 Size of stepped labyrinth seals

1.2 臺階篦齒封嚴(yán)計算模型網(wǎng)格劃分

二維軸對稱計算域模型利用ICEM-CFD進(jìn)行網(wǎng)格劃分，首先對整個計算域分塊，然后逐一進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，如圖3所示。在篦齒齒尖部分，即速度場、壓力場、溫度場梯度較大的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，如圖4所示。轉(zhuǎn)子壁面和靜子壁面設(shè)置10層邊界層網(wǎng)格，第一層網(wǎng)格厚度為0.003 mm,比例系數(shù)設(shè)置為1.1，如圖5所示。網(wǎng)格劃分總數(shù)分別為5萬、10萬、15萬、20萬、25萬，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證后將網(wǎng)格總數(shù)確定在15萬左右。

圖3 計算域模型整體網(wǎng)格劃分Fig 3 Global grid of computational model

圖4 臺階篦齒齒尖處網(wǎng)格Fig 4 Grid at the tip of stepped labyrinth

圖5 邊界層網(wǎng)格Fig 5 Grid of boundary layer

2 計算方法、邊界條件及參數(shù)定義

利用 Fluent18.0進(jìn)行求解，求解器選擇基于壓力的、穩(wěn)態(tài)的二維軸對稱旋流模型；湍流模型選擇Realizablek-ε模型，近壁面選擇增強(qiáng)壁面函數(shù)；流體介質(zhì)為理想氣體，黏性隨溫度變化選擇Sutherland方程；邊界條件選擇壓力進(jìn)口和壓力出口，進(jìn)口給定總溫總壓，出口給定總溫靜壓，轉(zhuǎn)子壁面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)壁面并設(shè)定轉(zhuǎn)速，靜子壁面設(shè)置為靜子壁面；求解方法選擇Simple算法，離散格式選擇二階迎風(fēng)格式。進(jìn)口總壓為143.7 kPa，進(jìn)口總溫為311.7 K，出口靜壓為130.7 kPa，轉(zhuǎn)子壁面轉(zhuǎn)速為7 200 r/min。后續(xù)的數(shù)據(jù)處理時，數(shù)據(jù)采集點(diǎn)的分布區(qū)域如圖6所示。

圖6 數(shù)據(jù)采集點(diǎn)分布Fig 6 Data collection area

文中利用流量系數(shù)CL表征封嚴(yán)裝置的泄漏特性，流量系數(shù)的定義如下：

(1)

其中，理想質(zhì)量流量mideal定義如下：

(2)

其中，篦齒齒尖的最小流通面積A的定義如下：

A=2πRc

(3)

利用溫升系數(shù)表征封嚴(yán)裝置的溫升特性，溫升系數(shù)ΔT定義如下：

(4)

(5)

利用旋轉(zhuǎn)比來表征旋流特征，旋轉(zhuǎn)比β的定義如下：

(6)

(7)

式中:Vφ,n表示截面n處的氣流的周向速度，Rn表示截面n處的旋轉(zhuǎn)半徑,其中n=1,2,3;ω表示轉(zhuǎn)盤旋轉(zhuǎn)角速度;Vφ,4表示截面4處的氣流的周向速度;R4表示截面4處的旋轉(zhuǎn)半徑。

3 數(shù)值計算結(jié)果與分析

3.1 壓氣機(jī)級間臺階篦齒封嚴(yán)的基本流動特性

以封嚴(yán)間隙c=1 mm，篦齒齒腔深度h=6.35，篦齒前傾角a=15°，篦齒后傾角b=30°為例，建立篦齒襯套開槽深度d=0和d=4 mm的臺階篦齒封嚴(yán)模型，分析進(jìn)口總壓為143.7 kPa，進(jìn)口總溫為311.7 K，出口靜壓為130.7 kPa，轉(zhuǎn)子壁面轉(zhuǎn)速為7 200 r/min時臺階篦齒封嚴(yán)的基本流動特性。

圖7給出了臺階篦齒封嚴(yán)計算域的流線圖。可以看出，在7 200 r/min恒定轉(zhuǎn)速下，當(dāng)氣流進(jìn)入進(jìn)口盤腔(左側(cè)盤腔)，氣流沖擊進(jìn)口盤腔底部壁面，氣流發(fā)生分離，一部分氣流向下游流動，另一部分氣流沿轉(zhuǎn)子壁面徑向外流，而進(jìn)入進(jìn)口盤腔的氣體徑向內(nèi)流，兩股氣體相互作用并在進(jìn)口盤腔中形成了一個較大的順時針方向的旋渦，迫使剛剛進(jìn)入盤腔的氣體沿靜子壁面徑向內(nèi)流，阻礙氣流進(jìn)入盤腔。

圖7 篦齒腔中的流線Fig 7 Streamlines in labyrinth cavities

當(dāng)氣流流經(jīng)篦齒部件時，氣流首先流經(jīng)篦齒迎風(fēng)面被壓縮，然后膨脹，由于臺階襯套的阻擋，氣流的流向發(fā)生改變，氣流沖擊到篦齒背風(fēng)面時，流動發(fā)生分離，形成一對反向漩渦，阻礙氣流向下游流。

氣流進(jìn)入出口盤腔(右側(cè)盤腔)后，氣流沖擊到出口盤腔右側(cè)壁面，氣流發(fā)生分離，一部分氣流沿轉(zhuǎn)子壁面徑向內(nèi)流，在出口盤腔的底部形成一個順時針方向的旋渦，阻礙氣體進(jìn)入出口盤腔；另一部分氣流沿轉(zhuǎn)子壁面流出盤腔，由于出口的狹小并不足以使得所有氣流全部流出，一部分氣流會沿靜子壁面徑向內(nèi)流，形成一個逆時針方向的旋渦，促進(jìn)氣體的流出。

圖8所示為不同篦齒襯套開槽深度的2種臺階篦齒封嚴(yán)計算域的靜壓云圖。研究結(jié)果表明，由于轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動，盤腔內(nèi)的氣流會產(chǎn)生旋流，氣流會產(chǎn)生周向速度；由于離心力的作用，氣流離心升壓，導(dǎo)致低半徑處壓力較低，高半徑處壓力較大。離心升壓作用在進(jìn)出口盤腔內(nèi)尤為明顯，使得進(jìn)出口附近分別形成了一個高壓區(qū)，進(jìn)口高壓區(qū)阻礙氣流流入，出口高壓區(qū)促進(jìn)氣流流出。篦齒襯套添加槽后，對進(jìn)口盤腔的靜壓分布沒有影響；出口盤腔的低壓區(qū)更貼近盤腔底部，說明襯套開槽利于出口盤腔的離心升壓。

圖8 不同篦齒襯套開槽深度臺階篦齒封嚴(yán)篦齒腔中靜壓分布云圖Fig 8 Contours of static pressure in labyrinth cavities of the stepped labyrinth with different bushing grooving depth

圖9給出了臺階篦齒封嚴(yán)計算域的總溫云圖?？梢钥闯?，沿氣體流動方向，由于轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動對氣體做功，氣流總溫明顯升高。尤其是靠近轉(zhuǎn)子壁面的氣流總溫明顯高于臨近氣流，溫度的升高會導(dǎo)致壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和靜子的變形，進(jìn)而會影響封嚴(yán)間隙的大小，從而影響封嚴(yán)效果。篦齒襯套添加槽后，利于低溫氣體沿進(jìn)氣盤腔靜子壁面流入封嚴(yán)腔，而且有利于降低出口盤腔的風(fēng)阻溫升。

圖9 不同篦齒襯套開槽深度臺階篦齒封嚴(yán)篦齒腔總溫分布云圖Fig 9 Contours of total temperature in labyrinth cavities of the stepped labyrinth with different bushing grooving depth

圖10給出了臺階篦齒封嚴(yán)計算域的軸向速度、徑向速度和周向速度云圖。

圖10 不同篦齒襯套開槽深度臺階篦齒封嚴(yán)篦齒腔中軸向、徑向和周向速度云圖Fig 10 Contours of velocity in labyrinth cavities of the stepped labyrinth with different bushing grooving depth (a) axial velocity at d=0;(b)axial velocity at d=4 mm;(c)radial velocity at d=0; (d)radial velocity at d=4 mm;(e)swirl velocity at d=0;(f)swirl velocity at d=4 mm

觀察軸向速度云圖可以看出，迎風(fēng)面與靜子壁面形成了一個面積收縮的流道，軸向流動的亞音速氣流在此流道中被加速，因而在篦齒齒尖處軸向速度較大；由于篦齒和壁面的阻擋作用，在進(jìn)出口盤腔底部及篦齒齒腔頂部產(chǎn)生回流區(qū)。篦齒襯套添加槽后，降低了封嚴(yán)腔內(nèi)氣流的軸向速度，而且篦齒腔內(nèi)的高速氣流向齒尖轉(zhuǎn)移。

觀察徑向速度云圖可以看出，由于轉(zhuǎn)子壁面轉(zhuǎn)動對氣流做功，增大了周向速度，在離心力的作用下，增大了速度的徑向分量，因而進(jìn)出口盤腔靠近轉(zhuǎn)子壁面的氣流徑向速度較大；迎風(fēng)面與靜子壁面形成了一個面積收縮的流道，徑向流動的亞音速氣流在此流道中被加速，因而篦齒迎風(fēng)面附近氣流徑向速度較大，背風(fēng)面相反。篦齒襯套添加槽后，降低了封嚴(yán)腔內(nèi)的徑向速度，篦齒迎風(fēng)面和背風(fēng)面的速度差異也減小。

觀察周向速度云圖可以看出，由于轉(zhuǎn)子壁面對氣流的做功，靠近轉(zhuǎn)子壁面的氣流的周向速度明顯大于靠近靜子壁面的氣流，并且經(jīng)過篦齒結(jié)構(gòu)之后，氣流的周向速度明顯增大。篦齒襯套添加槽后，減弱了進(jìn)氣盤腔內(nèi)的旋流速度，然而增加了出氣盤腔的旋流速度。

3.2 臺階篦齒封嚴(yán)的泄漏特性

圖11給出了不同封嚴(yán)間隙、篦齒齒腔深度、篦齒前傾角、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度的篦齒封嚴(yán)的實(shí)際泄漏流量?？梢园l(fā)現(xiàn)：實(shí)際泄漏流量隨封嚴(yán)間隙的增大而明顯增大，封嚴(yán)間隙從0.2 mm增大到1 mm，實(shí)際泄漏流量從31.2 g/s增大到114.2 g/s，增大幅度為266%；篦齒齒腔深度對泄漏流量影響不大，齒腔深度從4.35 mm增大到7.35 mm，實(shí)際泄漏流量維持在115 g/s左右；實(shí)際泄漏流量隨篦齒前傾角的增大而微弱減小，前傾角從0°增大到30°，實(shí)際泄漏流量從127.3 g/s減小到102.4 g/s，降幅為20%；篦齒后傾角對泄漏流量影響不大，后傾角從15°增大到45°，實(shí)際泄漏流量維持在115 g/s左右；篦齒襯套開槽深度對泄漏流量的影響不大，開縫深度從0增大到6 mm，實(shí)際泄漏流量維持在122 g/s左右。

圖11 篦齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)對實(shí)際泄漏流量的影響Fig 11 Effects of labyrinth structure on leakage mass flow (a)effects of labyrinth gaps;(b)effects of labyrinth depth; (c)effects of front inclined angle;(d)effects of rear inclined angle;(e)effects of slot depth of the bushing

圖12給出了不同封嚴(yán)間隙、篦齒齒腔深度、篦齒前傾角、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度的篦齒封嚴(yán)的泄漏系數(shù)?？梢园l(fā)現(xiàn)：泄漏系數(shù)隨封嚴(yán)間隙的增大而明顯減小，封嚴(yán)間隙從0.2 mm增大到1 mm，泄漏系數(shù)從0.49減小到0.36；篦齒齒腔深度對泄漏系數(shù)影響不大，齒腔深度從4.35 mm增大到7.35 mm，泄漏系數(shù)維持在0.37左右；泄漏系數(shù)隨前傾角的增大而明顯減小，前傾角從0°增大到30°，泄漏系數(shù)從0.40減小到0.32；篦齒后傾角對泄漏系數(shù)的影響不大，不同后傾角下，泄漏系數(shù)維持在0.36左右；篦齒襯套開縫深度對泄漏系數(shù)的影響不大，不同開縫深度下，泄漏系數(shù)維持在0.38左右。

圖12 篦齒結(jié)構(gòu)對篦齒封嚴(yán)泄漏系數(shù)的影響Fig 12 Effects of labyrinth structure on discharge coefficient (a)effects of labyrinth gaps;(b)effects of labyrinth depth; (c)effects of front inclined angle;(d)effects of rear inclined angle;(e)effects of slot depth of the bushing

3.3 臺階篦齒封嚴(yán)的溫升特性

圖13給出了不同封嚴(yán)間隙、篦齒齒腔深度、篦齒前傾角、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度的篦齒封嚴(yán)的系統(tǒng)和3個篦齒的風(fēng)阻溫升?？梢园l(fā)現(xiàn)：系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升隨封嚴(yán)間隙的增大而明顯減小，封嚴(yán)間隙從0.2 mm增大到1 mm，系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升從114 K增大到36 K，3個篦齒的風(fēng)阻溫升隨封嚴(yán)間隙的增大而微弱減小，第一個篦齒風(fēng)阻溫升從8 K減小到3 K，第二個篦齒風(fēng)阻溫升從6 K減小到2 K，第三個篦齒風(fēng)阻溫升從21 K減小到4 K；篦齒齒腔深度對系統(tǒng)和3個篦齒的風(fēng)阻溫升影響不大，齒腔深度從4.35 mm增大到7.35 mm，系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升維持在35 K左右，3個篦齒的風(fēng)阻溫升維持在4 K左右；系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升隨前傾角的增大而微弱增大，前傾角對3個篦齒的風(fēng)阻溫升影響不大，前傾角從0°增大到30°，系統(tǒng)風(fēng)阻溫升從33 K增大到40 K，3個篦齒的風(fēng)阻溫升維持在4 K左右；篦齒后傾角對系統(tǒng)和3個篦齒的風(fēng)阻溫升影響不大，后傾角從15°增大到45°，系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升維持在36 K左右，3個篦齒的風(fēng)阻溫升維持在4 K左右；篦齒襯套開縫深度對系統(tǒng)和3個篦齒的風(fēng)阻溫升影響不大，不同開縫深度下，系統(tǒng)風(fēng)阻溫升維持在35 K左右，3個篦齒的風(fēng)阻溫升維持在4 K左右。

圖13 篦齒結(jié)構(gòu)對篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升的影響Fig 13 Effects of labyrinth structure on windage heating (a)effects of labyrinth gaps;(b)effects of labyrinth depth; (c)effects of front inclined angle;(d)effects of rear inclined angle;(e)effects of slot depth of the bushing

3.4 臺階篦齒封嚴(yán)的旋流特性

圖14給出了不同封嚴(yán)間隙、篦齒齒腔深度、篦齒前傾角、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度的不同篦齒封的系統(tǒng)和3個篦齒的旋轉(zhuǎn)比。

圖14 篦齒結(jié)構(gòu)對篦齒封旋轉(zhuǎn)比的影響Fig 14 Effects of labyrinth structure on swirl ratio (a)effects of labyrinth gaps;(b)effects of labyrinth depth;(c) effects of front inclined angle;(d)effects of rear inclined angle;(e)effects of slot depth of the bushing

可以發(fā)現(xiàn)：系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)比隨封嚴(yán)間隙的增大而增大，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比隨封嚴(yán)間隙的增大而減小，封嚴(yán)間隙從0.2 mm增大到1 mm，系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)比從0.27增大到0.33，第一個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比從0.40減小到0.34，第二個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比從0.54減小到0.42，第三個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比從0.64減小到0.48；篦齒齒腔深度對旋轉(zhuǎn)比影響不大，齒腔深度從4.35 mm增大到7.35 mm，系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)比維持在0.30左右，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比分別維持在0.35、0.42、0.5左右；篦齒前傾角對系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)比影響不大，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比隨前傾角的增大而微弱增大，前傾角從0°增大到30°，系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)比維持在0.33左右，第一個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比從0.34增大到0.40，第二個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比從0.42增大到0.49，第三個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比從0.47增大到0.54；篦齒后傾角對旋轉(zhuǎn)比的影響不大，后傾角從15°增大到45°，系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)比維持在0.32左右，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比分別維持在0.36、0.45、0.51左右；篦齒襯套開縫深度對旋轉(zhuǎn)比的影響不大，開縫深度從0增大到6 mm，系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)比維持在0.30左右，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比分別維持在0.36、0.43、0.45左右。

4 數(shù)值計算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比分析

數(shù)值仿真過程中，邊界條件按實(shí)際工況來設(shè)定，將進(jìn)口總壓設(shè)置為143.7 kPa，進(jìn)口總溫為311.7 K，出口靜壓為130.7 kPa，轉(zhuǎn)子壁面轉(zhuǎn)速為7 200 r/min。模型尺寸為c=1 mm，h=6.35，a=15°，b=30°，d=0。仿真計算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比如表2所示。

表2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果對比Table 2 Comparison of experimental results with simulation results

從表2可以看出，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)值相差不大。由于溫度升高會引起封嚴(yán)件的變形，實(shí)驗(yàn)過程中不能保證封嚴(yán)間隙不變，因此會導(dǎo)致泄漏流量與泄漏系數(shù)與計算值有所差距；實(shí)驗(yàn)過程不能保證實(shí)驗(yàn)的完全絕熱，因此實(shí)驗(yàn)的系統(tǒng)溫升會略低于仿真結(jié)果；旋流特性與泄漏特性和溫升特性密切相關(guān)，旋轉(zhuǎn)比較大時，氣流的周向速度較大，對軸向流動的流體有阻礙作用，使得泄漏流量減小，而且旋轉(zhuǎn)比較大時，氣流與轉(zhuǎn)子壁面的相對速度較小，轉(zhuǎn)子對氣流做功較小，風(fēng)阻溫升也較小。

5 結(jié)論

(1) 實(shí)際泄漏流量隨封嚴(yán)間隙的減小而明顯減小，封嚴(yán)間隙從1.0 mm減小到0.2 mm，實(shí)際泄漏流量從114.2 g/s減小到31.2 g/s，降幅為73%；實(shí)際泄漏流量隨篦齒前傾角的增大而微弱減小，前傾角從0°增大到30°，實(shí)際泄漏流量從127.3 g/s減小到102.4 g/s，降幅為20%；篦齒齒腔深度、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度對泄漏流量的影響不大。

(2)泄漏系數(shù)隨封嚴(yán)間隙的增大而明顯減小，封嚴(yán)間隙從0.2 mm增大到1 mm，泄漏系數(shù)從0.49減小到0.36；泄漏系數(shù)隨前傾角的增大而明顯減小，前傾角從0°增大到30°，泄漏系數(shù)從0.40減小到0.32；篦齒齒腔深度、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度對泄漏系數(shù)的影響不大。

(3)系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升隨封嚴(yán)間隙的減小而明顯增大，封嚴(yán)間隙從1 mm減小到0.2 mm，系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升從36 K增大到114 K，3個篦齒的風(fēng)阻溫升隨封嚴(yán)間隙的減小而微弱增大，第一個篦齒風(fēng)阻溫升從3 K增大到8 K，第二個篦齒風(fēng)阻溫升從2 K增大到6 K，第三個篦齒風(fēng)阻溫升從4 K增大到21 K；系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升隨前傾角的增大而微弱增大，篦齒前傾角、齒腔深度、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度對3個篦齒的風(fēng)阻溫升影響不大。

(4)系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)比隨封嚴(yán)間隙的增大而增大，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比隨封嚴(yán)間隙的增大而減小，封嚴(yán)間隙從0.2 mm增大到1 mm，系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)比增大0.1左右，3個篦齒齒尖處的旋轉(zhuǎn)比減小0.1左右；篦齒齒腔深度、篦齒前傾角、篦齒后傾角和篦齒襯套開槽深度對旋轉(zhuǎn)比影響不大。

(5)根據(jù)文中研究結(jié)果，可以通過適當(dāng)減小封嚴(yán)間隙來減小泄漏流量，但實(shí)際安裝技術(shù)存在限制，封嚴(yán)間隙不可能無限小。隨著封嚴(yán)間隙的減小，系統(tǒng)的風(fēng)阻溫升增大，影響封嚴(yán)結(jié)構(gòu)的變形，影響封嚴(yán)效果。因此對封嚴(yán)結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱機(jī)耦合的研究，可以更準(zhǔn)確地研究封嚴(yán)腔內(nèi)的流場特性。