靳志鴻,胡錦華,李志剛,李軍

(1. 西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,710049,西安; 2. 西安航天動(dòng)力研究所,710100,西安)

作為液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)核心部件之一,渦輪泵主要用于推進(jìn)劑的輸送及增壓[1-2], 其關(guān)鍵增壓部件離心葉輪處的前、后凸肩泄漏通道面臨著極高的進(jìn)出口壓差、轉(zhuǎn)速以及旋流速度,這對(duì)葉輪凸肩密封的高效設(shè)計(jì)和轉(zhuǎn)子抑振是重大挑戰(zhàn)。隨著我國(guó)大推力補(bǔ)燃循環(huán)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的研制以及發(fā)動(dòng)機(jī)性能提升的迫切需求,液體火箭運(yùn)載能力不斷發(fā)展,其渦輪泵向著高壓比、高轉(zhuǎn)速和高效率的方向發(fā)展。隨著液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和壓力的不斷提高,密封流體激振成為影響渦輪泵轉(zhuǎn)子穩(wěn)定運(yùn)行的主要因素之一。在小間隙動(dòng)密封環(huán)境中,高速轉(zhuǎn)動(dòng)離心輪前后動(dòng)靜間隙泄漏量控制和渦輪泵轉(zhuǎn)子振動(dòng)抑制是發(fā)展大功率液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)需要解決的問(wèn)題之一[3-6]。

通常渦輪泵的水力設(shè)計(jì)是針對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)在額定運(yùn)行工況下進(jìn)行的,此時(shí)的氧泵效率達(dá)到最高。在載人航天登月、火星探測(cè)工程中,為保證宇航員和探測(cè)器的安全,實(shí)現(xiàn)著陸器在月球和火星表面軟著陸,發(fā)動(dòng)機(jī)需具備10%～100% 深度變推力調(diào)節(jié)能力。在重復(fù)可回收火箭研制中,垂直起降的航天運(yùn)載器在返回過(guò)程中,由于推進(jìn)劑剩余量逐漸減少,運(yùn)載器質(zhì)量越來(lái)越小,需要發(fā)動(dòng)機(jī)具備大范圍推力調(diào)節(jié)能力,才能實(shí)現(xiàn)減速或地面軟著陸[7-8]。大范圍深度變推力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪泵等工作適應(yīng)能力提出了很高要求。氧渦輪泵作為發(fā)動(dòng)機(jī)的核心組件,葉輪凸肩密封的變工況動(dòng)力學(xué)適應(yīng)性會(huì)直接影響到渦輪泵工作的安全性和可靠性。在發(fā)動(dòng)機(jī)變推力過(guò)程中,渦輪泵凸肩密封的密封性能隨轉(zhuǎn)速、壓力和旋流速度而改變,對(duì)渦輪泵的整體安全運(yùn)行有著不可忽視的影響。因此,對(duì)渦輪泵凸肩密封在深度變推力工況下的密封性能研究是一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題。

Childs等研究發(fā)現(xiàn),級(jí)間密封氣流激振力引起了美國(guó)航天飛機(jī)主發(fā)動(dòng)機(jī)高壓液氧泵中亞同步振動(dòng)失穩(wěn),采用蜂窩阻尼密封代替?zhèn)鹘y(tǒng)迷宮密封顯著減小了渦輪泵轉(zhuǎn)子亞同步振動(dòng),但無(wú)法消除;最終通過(guò)在蜂窩阻尼密封上游安裝防旋板,成功解決了轉(zhuǎn)子亞同步問(wèn)題[9-10]。Childs和Vance等多年的研究表明,動(dòng)密封內(nèi)動(dòng)壓效應(yīng)誘發(fā)的氣流激振力對(duì)軸系穩(wěn)定性的影響與密封氣流激振動(dòng)力特性有關(guān),傳統(tǒng)的迷宮密封產(chǎn)生的氣流激振力可能誘發(fā)轉(zhuǎn)子系統(tǒng)失穩(wěn),而阻尼動(dòng)密封可以抑制轉(zhuǎn)子振動(dòng)(如蜂窩/孔型阻尼密封和袋型阻尼密封)[11-12]。靳志鴻等針對(duì)渦輪泵凸肩密封提出了一種新型螺旋阻尼密封,并驗(yàn)證了該新型阻尼密封優(yōu)于傳統(tǒng)迷宮密封的封嚴(yán)性能和對(duì)周向旋流的抑制效果[13]。為改善密封對(duì)軸系穩(wěn)定的影響,除了通過(guò)增大動(dòng)靜間隙、安裝進(jìn)口止旋裝置改善密封來(lái)流條件等措施外,研發(fā)和應(yīng)用先進(jìn)阻尼軸承和阻尼密封結(jié)構(gòu)也是高效抑振的重要手段[14-16]。

孔型密封是一種典型的阻尼密封形式,其原理是,利用流體在泄漏通道內(nèi)流入圓形孔腔中產(chǎn)生劇烈的渦流以及壁面摩擦作用來(lái)耗散高速泄漏工質(zhì)的動(dòng)能,從而降低壓差兩端的泄漏量。盡管原理上與迷宮密封相似,但由于其周向間隔布置的孔腔結(jié)構(gòu)阻斷了周向旋流的流動(dòng),可以有效降低交叉剛度,改善轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性,并且封嚴(yán)性能也優(yōu)于傳統(tǒng)迷宮密封。方志等數(shù)值研究了孔深、孔徑對(duì)孔型密封泄漏特性的影響,結(jié)果發(fā)現(xiàn),深徑比(孔深與孔徑之比)是影響孔型密封泄漏量的關(guān)鍵參數(shù),氣體孔型密封,最佳深徑比為0.15～0.25;液體孔型密封最佳深徑比為0.5～0.6,該研究對(duì)氣、液工質(zhì)孔型密封的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了可靠參考[17-18]。Jolly等實(shí)驗(yàn)測(cè)量了不同轉(zhuǎn)速下水工質(zhì)孔型阻尼密封的泄漏特性和轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性,并與光滑密封進(jìn)行了比較,結(jié)果表明,相比于光滑面密封,孔型阻尼密封具有優(yōu)良的封嚴(yán)性能和轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性[19]。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于孔型阻尼密封在液氧渦輪泵中的應(yīng)用研究較少。趙經(jīng)明研究了孔型密封在某個(gè)實(shí)際工況下的泄漏特性和同步振動(dòng)頻率下的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性,驗(yàn)證了孔腔結(jié)構(gòu)相比無(wú)孔腔間隙密封可以降低泄漏量并提高轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性[6]。毛凱等針對(duì)某型液氧渦輪泵的前、后凸肩密封不同密封方案的研究表明,相比于原始迷宮密封方案,優(yōu)化設(shè)計(jì)的孔型/蜂窩阻尼密封使液氧渦輪泵離心輪前、后凸肩動(dòng)密封泄漏量分別減小了約19%和21%[19]。李志剛等研究了液氫渦輪泵中孔型阻尼密封的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則與密封性能,得出了孔徑和孔深對(duì)液氫孔型阻尼密封泄漏特性和頻率相關(guān)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)的影響規(guī)律[20-21]。然而,對(duì)于大密度、高黏性的液氧工質(zhì),在液氧渦輪泵實(shí)際深度變工況下的孔型阻尼密封的泄漏特性、寬頻域下的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性及適應(yīng)性研究還需要深入探索。

本文針對(duì)某型液氧渦輪泵葉輪前凸肩動(dòng)密封,開(kāi)展了迷宮密封、蜂窩和孔型阻尼密封的方案設(shè)計(jì)、性能比較以及深度變推力下的動(dòng)力學(xué)適應(yīng)性研究。采用“虛擬旁路邊界”數(shù)值計(jì)算模型,同時(shí)模擬密封進(jìn)口的壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)。在6種發(fā)動(dòng)機(jī)變推力負(fù)荷(10%～100%)、高進(jìn)口預(yù)旋(預(yù)旋比為0.77)條件下,計(jì)算了前凸肩孔型阻尼密封的泄漏量和轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù),分析了在發(fā)動(dòng)機(jī)10%～100%深度變推力工況下的密封性能和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)適應(yīng)性。

1 液氧阻尼密封方案設(shè)計(jì)

圖1給出了某型液氧渦輪泵離心輪前凸肩密封方案的幾何結(jié)構(gòu)(迷宮密封),表1給出了前凸肩密封的具體幾何參數(shù)和裝配尺寸。

表1 前凸肩密封幾何尺寸

圖1 液氧渦輪泵離心輪凸肩密封結(jié)構(gòu)Fig.1 Shoulder seal for liquid oxygen turbopump centrifugal wheel

保持密封間隙和密封長(zhǎng)度的幾何尺寸不變,設(shè)計(jì)了迷宮密封、蜂窩和孔型阻尼密封3種密封方案,其中蜂窩和孔型阻尼密封的方案設(shè)計(jì)依據(jù)文獻(xiàn)[19]提供的優(yōu)化結(jié)果。圖2給出了某型液氧渦輪泵葉輪前凸肩密封的三維結(jié)構(gòu)示意圖,密封流道由密封間隙和靜子面迷宮腔、蜂窩孔或孔腔構(gòu)成。最優(yōu)的孔型/蜂窩阻尼密封方案的結(jié)構(gòu)尺寸為:孔徑D=1.4 mm、孔深H=0.7 mm,周向孔數(shù)為128(周期弧度為5.625°)。蜂窩密封的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則與孔型阻尼密封相同,因此幾何參數(shù)與孔型阻尼密封保持一致。

圖2 前凸肩(孔型)密封結(jié)構(gòu)示意圖 Fig.2 The structure diagram of front shoulder hole-pattern damper seal

表2給出了3種動(dòng)密封方案詳細(xì)的齒、孔幾何參數(shù)和密封尺寸。圖3、圖4分別給出了迷宮密封和(孔型)阻尼密封的幾何結(jié)構(gòu),包括密封靜子件上迷宮齒槽的尺寸參數(shù)和孔腔展開(kāi)示意圖,其中N為迷宮齒數(shù)。常見(jiàn)孔型阻尼密封的孔腔采用了軸向順序排列、周向錯(cuò)序排列的排布方式。蜂窩密封的蜂窩芯格幾何尺寸和排布與孔型密封一致。

表2 3種動(dòng)密封幾何參數(shù)

圖3 迷宮密封幾何結(jié)構(gòu)Fig.3 The structure diagram of labyrinth seal

圖4 (孔型)阻尼密封幾何結(jié)構(gòu)Fig.4 The structure diagram of damper seal (hole-pattern)

2 數(shù)值方法

2.1 計(jì)算模型與網(wǎng)格

根據(jù)第1節(jié)3種密封設(shè)計(jì)方案,圖5、圖6分別給出了前凸肩迷宮密封和(孔型)阻尼密封的三維360°整周計(jì)算模型和計(jì)算網(wǎng)格。由于液體工質(zhì)密度大,密封進(jìn)口的周向速度分量對(duì)密封進(jìn)口的總壓和靜壓分布影響顯著,文獻(xiàn)[22-23](氣體工質(zhì)密封)通過(guò)進(jìn)口壓力邊界給定氣流角來(lái)確定進(jìn)口預(yù)旋速度的方法,不能準(zhǔn)確設(shè)定密封進(jìn)口的靜壓和周向旋流速度。本文通過(guò)在密封進(jìn)口延伸段增設(shè)“虛擬旁路”的方法,提出具有“虛擬旁路邊界”的動(dòng)密封計(jì)算模型,可以分別準(zhǔn)確模擬密封進(jìn)口位置的高速周向旋流(進(jìn)口)和高靜壓力(旁路)邊界條件,從而實(shí)現(xiàn)密封進(jìn)口的壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)雙邊界條件的準(zhǔn)確設(shè)定?！疤摂M旁路邊界”數(shù)值模型已經(jīng)過(guò)多次驗(yàn)證,具體可見(jiàn)參考文獻(xiàn)[13,28]。

圖5 迷宮密封計(jì)算模型和網(wǎng)格Fig.5 The numerical model and meshes of labyrinth seal

圖6 (孔型)阻尼密封計(jì)算模型和網(wǎng)格 Fig.6 The numerical model and meshes of damper seal (hole-pattern)

本文采用三維造型軟件UG進(jìn)行密封流體計(jì)算域幾何建模,基于商業(yè)軟件ANSYS ICEM對(duì)計(jì)算域進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。由于在密封動(dòng)力特性計(jì)算時(shí),需要利用網(wǎng)格變形技術(shù)在轉(zhuǎn)子面上模擬轉(zhuǎn)子特定軌跡下的渦動(dòng),導(dǎo)致整個(gè)流體計(jì)算域和計(jì)算網(wǎng)格產(chǎn)生非定常變化,因此必須采用全三維的360°整周計(jì)算模型?？紤]到蜂窩和孔型密封周向錯(cuò)排具有周向旋轉(zhuǎn)周期性,可以對(duì)單個(gè)周期的計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分后,通過(guò)旋轉(zhuǎn)復(fù)制獲得360°整周的計(jì)算網(wǎng)格,大幅減少網(wǎng)格劃分難度。以圖4中孔型阻尼密封結(jié)構(gòu)為例,每?jī)膳趴诪橐粋€(gè)周期,因此周期性模型的周向周期角度為5.625°。采用“O”形網(wǎng)格對(duì)迷宮、蜂窩和孔型腔室進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分和邊界層加密,能夠獲得高質(zhì)量的網(wǎng)格和近壁面邊界層。經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,后續(xù)數(shù)值計(jì)算中迷宮密封、蜂窩和孔型阻尼密封模型的網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)最終設(shè)置為8.48×106、1.01×107、1.05×107個(gè),其中密封間隙內(nèi)設(shè)有12個(gè)節(jié)點(diǎn)以滿足微小間隙內(nèi)劇烈湍流的捕捉。最終主體計(jì)算域網(wǎng)格y+值在300以?xún)?nèi),滿足湍流模型計(jì)算要求。

2.2 數(shù)值預(yù)測(cè)方法

基于商業(yè)軟件ANSYS CFX,本文采用轉(zhuǎn)子無(wú)渦動(dòng)的定常數(shù)值方法和轉(zhuǎn)子多頻渦動(dòng)的非定常數(shù)值方法,分別獲得3種動(dòng)密封方案的穩(wěn)態(tài)泄漏量和小位移渦動(dòng)下的動(dòng)力特性系數(shù),分析額定推力下的密封性能,并進(jìn)一步評(píng)估阻尼密封在深度變推力負(fù)荷下的動(dòng)力學(xué)適應(yīng)性,詳細(xì)的數(shù)值方法見(jiàn)表3。定常計(jì)算時(shí),對(duì)于光滑轉(zhuǎn)子面的3種動(dòng)密封,通過(guò)對(duì)轉(zhuǎn)子面設(shè)置壁面轉(zhuǎn)速模擬轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn),所有壁面均無(wú)位移;非定常計(jì)算時(shí),基于網(wǎng)格變形的動(dòng)網(wǎng)格方法和多頻轉(zhuǎn)子渦動(dòng)模型,對(duì)轉(zhuǎn)子面施加隨時(shí)間變化的渦動(dòng)位移和自轉(zhuǎn)旋轉(zhuǎn)速度。文獻(xiàn)[24-27]對(duì)轉(zhuǎn)子多頻渦動(dòng)模型的參數(shù)選取方法和基于網(wǎng)格變形的動(dòng)網(wǎng)格方法進(jìn)行了詳細(xì)介紹。

表3 動(dòng)密封泄漏量與動(dòng)力特性數(shù)值預(yù)測(cè)方法

表4給出了某型液氧渦輪泵在6種真實(shí)深度變推力負(fù)荷(10%～100%)下的前凸肩密封壓力、預(yù)旋和轉(zhuǎn)速工況參數(shù),在無(wú)止旋措施情況下,所有工況的進(jìn)口旋流比(密封進(jìn)口旋流速度與轉(zhuǎn)子面線速度的比值)約為0.77。

表4 前凸肩密封變工況邊界條件

圖7給出了本文非定常數(shù)值方法中的轉(zhuǎn)子橢圓單頻渦動(dòng)模型示意圖。假設(shè)轉(zhuǎn)子在繞自旋中心C自轉(zhuǎn)的同時(shí),轉(zhuǎn)子中心繞著無(wú)渦動(dòng)位置O(即靜子中心)以某個(gè)頻率角速度的橢圓軌跡發(fā)生以X方向或Y方向?yàn)殚L(zhǎng)軸的單頻渦動(dòng)。當(dāng)多個(gè)單頻率角速度位移疊加則為多頻橢圓渦動(dòng),其中轉(zhuǎn)子多頻渦動(dòng)在X、Y方向的疊加位移可以表示為

(a)X方向激勵(lì)

(1)

式中:a、b分別為X、Y方向上每個(gè)頻率下的渦動(dòng)位移幅值;N為渦動(dòng)頻率個(gè)數(shù);Ωi=2πfi=i2πf0為每個(gè)頻率對(duì)應(yīng)的渦動(dòng)角頻率,f0為選取的基頻。

表5給出了非定常數(shù)值方法中6個(gè)變推力運(yùn)行工況點(diǎn)的轉(zhuǎn)子多頻橢圓渦動(dòng)模型參數(shù),位移幅值取a=0.01S,b=0.005S,S為密封間隙。由于深度變推力下的葉輪轉(zhuǎn)速變化范圍較大,轉(zhuǎn)子同步振動(dòng)頻率在160.31～756.68 Hz之間。對(duì)于低推力負(fù)荷的低轉(zhuǎn)速工況,其在遠(yuǎn)高于同步振動(dòng)頻率時(shí)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)求解會(huì)產(chǎn)生失真,不具有頻率相關(guān)性。本文關(guān)注的是更容易引起轉(zhuǎn)子失穩(wěn)的同步振動(dòng)頻率及次同步振動(dòng)頻率下的密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性,因此本文針對(duì)不同轉(zhuǎn)速工況點(diǎn)采用了不同的渦動(dòng)參數(shù),從而更準(zhǔn)確、有效地求解目標(biāo)頻域下的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)。

表5 變工況下轉(zhuǎn)子多頻橢圓渦動(dòng)參數(shù)

根據(jù)轉(zhuǎn)子小位移渦動(dòng)理論求解力-位移方程,對(duì)于液體動(dòng)密封,由于液體密度較大,因此不可忽略虛擬質(zhì)量項(xiàng)。若假設(shè)密封轉(zhuǎn)子渦動(dòng)軌跡為圓形,渦動(dòng)角頻率為Ω,圓形軌道幅值為e,則作用在密封定子上的流體響應(yīng)力可分解為徑向力Fr和周向力Ft,力與位移的比值可表示為關(guān)于渦動(dòng)角頻率Ω的二次函數(shù),各項(xiàng)系數(shù)可通過(guò)最小二乘法擬合求解,文獻(xiàn)[27-28]給出了具體擬合求解方法

-Fr/e=-Ω2M+Ωc+K=Re(Hxx)+Im(Hxy)

(2)

-Ft/e=Ω2m+ΩC-k=-Re(Hxy)+Im(Hxx)

(3)

式中:徑向力Fr是阻止轉(zhuǎn)子徑向偏心的中心恢復(fù)力;Keff為有效剛度系數(shù);周向力Ft是抑制轉(zhuǎn)子周向進(jìn)動(dòng),表征密封穩(wěn)定性能力;Ceff為有效阻尼系數(shù);K、C和M分別為密封的直接剛度、直接阻尼系數(shù)和直接虛擬質(zhì)量;k、c和m分別為密封的交叉剛度、交叉阻尼系數(shù)和交叉虛擬質(zhì)量;Hxx、Hxy為x方向的直接阻抗系數(shù)和交叉阻抗系數(shù)。有效剛度和有效阻尼為

Keff=-Fr/e=Re(Hxx)+Im(Hxy)

(4)

Ceff=(-Ft/e)/Ω=(-Re(Hxy)+Im(Hxx))/Ω

(5)

3 數(shù)值方法驗(yàn)證

本文利用Jolly等的孔型阻尼密封實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[21],以水為工質(zhì),驗(yàn)證了本文動(dòng)密封泄漏量和轉(zhuǎn)子動(dòng)力系數(shù)的數(shù)值預(yù)測(cè)方法準(zhǔn)確性。由于液氧和水具有相近的密度和較強(qiáng)的不可壓縮性,液氧渦輪泵常采用水壓實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證泵的水力性能,因此用水工質(zhì)孔型密封實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證液氧孔型密封的數(shù)值方法是可行的。為了保證驗(yàn)證的可靠性,數(shù)值驗(yàn)證的孔型密封計(jì)算模型幾何參數(shù)和運(yùn)行條件與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)完全一致。

圖8給出了孔型密封泄漏量隨轉(zhuǎn)速變化的數(shù)值預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。結(jié)果表明,孔型密封的數(shù)值預(yù)測(cè)結(jié)果相對(duì)誤差小于9%,變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果完全吻合,全工況條件下都能獲得較好的泄漏量預(yù)測(cè)結(jié)果。因此,本文的CFD穩(wěn)態(tài)泄漏量數(shù)值預(yù)測(cè)方法對(duì)液體孔型密封封嚴(yán)性能具有可靠的預(yù)測(cè)精度。

圖8 孔型密封泄漏量預(yù)測(cè)值和實(shí)驗(yàn)值隨轉(zhuǎn)速變化曲線Fig.8 Predicted leakage and experimental results versus rotational speed for hole-pattern seal

圖9給出了非定常數(shù)值方法預(yù)測(cè)的孔型密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力系數(shù)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比曲線,表明預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好,趨勢(shì)一致。因此,目前基于瞬態(tài)CFD的攝動(dòng)求解方法對(duì)液體孔型密封的轉(zhuǎn)子動(dòng)力系數(shù)預(yù)測(cè)是可靠的。

(a)無(wú)量綱剛度系數(shù)

4 結(jié)果與討論

4.1 動(dòng)密封方案比較

泄漏特性上,迷宮密封在額定工況下的泄漏量為1.477 kg/s,而蜂窩和孔型阻尼密封由于芯格尺寸和排布相近,泄漏量相差不大,分別為1.212 kg/s和1.218 kg/s。在額定工況下,相比迷宮密封方案,葉輪前凸肩蜂窩和孔型阻尼密封的泄漏量分別降低了17.9%和17.5%。

表6和表7分別給出了某型液氧渦輪泵額定工況下3種前凸肩密封隨頻率變化的有效剛度和有效阻尼。圖10和圖11分別給出了3種密封方案有效剛度和有效阻尼隨頻率的變化曲線。由圖可見(jiàn),迷宮密封的有效剛度隨著向高頻段發(fā)展明顯降低,有效剛度為較小的正值,而蜂窩和孔型阻尼密封在向高頻段發(fā)展時(shí)是增大趨勢(shì),在高頻段處變化不明顯,為一個(gè)較大的正值,且整體由大到小依次為孔型密封、蜂窩密封、迷宮密封。

表6 3種密封方案的有效剛度

表7 3種密封方案的有效阻尼

圖10 3種密封的有效剛度隨頻率變化曲線Fig.10 Effective stiffness versus frequency for three seals

圖11 3種密封的有效阻尼隨頻率變化曲線Fig.11 Effective damping versus frequency for three seals

蜂窩和孔型阻尼密封的有效阻尼曲線在低頻區(qū)域極為接近,在高頻區(qū)域蜂窩阻尼密封的有效阻尼要高于孔型阻尼密封。蜂窩和孔型阻尼密封在由負(fù)阻尼向正阻尼變化的穿越頻率fco分別為287 Hz和275 Hz,均遠(yuǎn)低于迷宮密封的661 Hz,能夠提供較大的正阻尼抑振頻率區(qū)間。蜂窩和孔型阻尼密封方案的有效阻尼在全頻域下較迷宮密封均有明顯增大(同步頻率下有效阻尼分別增大了180%和87%),有利于額定工況下的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行。由此,對(duì)于額定運(yùn)行下的液氧渦輪泵轉(zhuǎn)子系統(tǒng),兩種阻尼密封方案均可為系統(tǒng)提供更大的剛度、阻尼以及更寬的抑振頻率區(qū)間。

4.2 深度變推力下密封動(dòng)力學(xué)適應(yīng)性

在額定運(yùn)行工況下的阻尼密封方案,能夠?yàn)橐貉鯗u輪泵凸肩密封提供更低的泄漏量和更優(yōu)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性,但并不代表深度變推力工況下的阻尼密封性能能夠滿足高效、安全運(yùn)行的要求。為進(jìn)一步評(píng)估渦輪泵葉輪前凸肩阻尼密封方案在火箭變推力過(guò)程中的密封性能,針對(duì)深度變推力負(fù)荷下(10%～100%)液氧渦輪泵葉輪前凸肩孔型阻尼密封,開(kāi)展泄漏特性和轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)適應(yīng)性研究。

圖12給出了前凸肩孔型阻尼密封泄漏量隨工況推力負(fù)荷的變化曲線。由圖可見(jiàn),隨著工況推力的增大,孔型阻尼密封的泄漏量呈線性增大趨勢(shì),主要是由于推力增大,密封進(jìn)出口壓差也近似線性增大?？仔妥枘崦芊庵饕ㄟ^(guò)密封間隙內(nèi)高速射流在孔型腔室內(nèi)的渦流耗散達(dá)到降低流速和泄漏量的效果,泄漏量主要決定于進(jìn)出口壓差的大小。

圖12 孔型密封泄漏量隨工況變化曲線 Fig.12 Leakage rates versus operating conditions for hole-pattern seal

為進(jìn)一步研究液氧渦輪泵前凸肩孔型阻尼密封的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性,對(duì)6種深度變推力工況下的密封轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)進(jìn)行求解。圖13給出了3個(gè)與頻率無(wú)關(guān)的轉(zhuǎn)子動(dòng)力特性系數(shù)隨工況推力的變化曲線。

(a)直接剛度

由圖13可見(jiàn),直接剛度、直接阻尼和交叉剛度均隨著工況推力的增大而增大,這主要是由于進(jìn)出口壓力、壓差和轉(zhuǎn)速顯著增大。

圖14給出了變工況下孔型阻尼密封的有效剛度隨渦動(dòng)頻率的變化曲線,可見(jiàn),在6種深度變推力工況下,孔型阻尼密封的有效剛度隨頻率變化不大,接近與頻率無(wú)關(guān)。對(duì)于大部分的轉(zhuǎn)子不平衡力,都是與轉(zhuǎn)速同步的,因此同步振動(dòng)頻率下的有效剛度可以直接反映密封的剛度屬性。取各工況對(duì)應(yīng)的同步振動(dòng)頻率下的有效剛度,得到圖15中同步有效剛度隨工況的變化曲線。由圖可見(jiàn),同步渦動(dòng)頻率下的有效剛度隨著工況推力的增大而增大,并且在大推力工況下增幅更大。從10%～100%深度變推力負(fù)荷過(guò)程中,有效剛度值從0.76 MN/m增大到了21.68 MN/m,增大了28.5倍。密封的剛度系數(shù)決定了發(fā)生振動(dòng)時(shí)的振動(dòng)幅值,同時(shí)與轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的固有頻率和振動(dòng)模態(tài)有關(guān),這會(huì)直接影響到整體的轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)性能。若過(guò)大的剛度系數(shù)達(dá)到與系統(tǒng)相當(dāng)?shù)臄?shù)量級(jí),這種影響可能被放大并直接影響到轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)工況下的穩(wěn)定性表現(xiàn),因此要在設(shè)計(jì)階段進(jìn)行綜合考慮。

圖14 深度變工況下孔型密封有效剛度隨頻率變化曲線Fig.14 Effective stiffness versus frequency for hole-pattern seal under variable conditions

圖15 同步振動(dòng)頻率下的有效剛度隨工況變化曲線Fig.15 Synchronous effective stiffness versus operating conditions

圖16給出了變推力工況下孔型阻尼密封的有效阻尼隨渦動(dòng)頻率的變化曲線,可見(jiàn),隨著渦動(dòng)頻率增大,有效阻尼也增大。有效阻尼在高頻區(qū)為正值且對(duì)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的變化不敏感,在低頻區(qū)為負(fù)值且隨工況推力增大而顯著降低。這主要是由于密封進(jìn)出口壓差增大,尤其是進(jìn)口壓力顯著增大,導(dǎo)致轉(zhuǎn)子渦動(dòng)誘發(fā)的流體激振力顯著增大。在深度變推力過(guò)程中,同步頻率下的有效阻尼隨著推力負(fù)荷的增大而增大,從0.63 kN·s/m增大到2.97 kN·s/m,表明在全推力負(fù)荷下均具有較大的正有效阻尼。

圖16 深度變工況下孔型密封有效阻尼隨頻率變化曲線Fig.16 Effective damping of hole-pattern seal versus frequency under variable conditions

圖17給出了變工況下孔型阻尼密封有效阻尼穿越頻率曲線,可見(jiàn),隨著工況推力的增大,有效阻尼由負(fù)值向正值轉(zhuǎn)化的穿越頻率也增大。在10%～100%深度變推力工況范圍內(nèi),穿越頻率由50 Hz增大到430 Hz。在大推力負(fù)荷工況下的穿越頻率接近1/2同步振動(dòng)頻率,存在較大的不穩(wěn)定頻率區(qū),不利于轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性。這主要是由于隨著工況推力增大,葉輪轉(zhuǎn)速顯著提高,密封流道內(nèi)周向旋流速度也顯著提高,產(chǎn)生較大的交叉剛度,易引起大頻率范圍內(nèi)的轉(zhuǎn)子失穩(wěn)。在小推力負(fù)荷工況下,穿越頻率約為同步渦動(dòng)頻率的1/3,相對(duì)于大推力負(fù)荷工況具有更大的增穩(wěn)抑振頻率區(qū)間,其阻尼性能也較大推力工況好?？傮w而言,在接近同步振動(dòng)頻率的高頻區(qū)域,孔型阻尼密封能為液氧渦輪泵凸肩提供較大的有效阻尼,起到抑振增穩(wěn)的效果。

圖17 深度變工況下孔型密封穿越頻率Fig.17 Crossover frequency for hole-pattern seal under variable conditions

為進(jìn)一步分析泄漏流道內(nèi)周向旋流速度對(duì)密封動(dòng)力特性的影響,圖18給出了孔型阻尼密封間隙內(nèi)周向旋流速度沿軸向位置變化曲線。由圖可見(jiàn),隨著推力負(fù)荷的增大,間隙內(nèi)周向旋流速度也增大,這主要是由于轉(zhuǎn)速的增大以及更高的進(jìn)口預(yù)旋速度。但在70%～100%工況下,在密封前半軸段的旋流速度明顯遠(yuǎn)高于后半軸段的間隙內(nèi)旋流速度,這主要是在高轉(zhuǎn)速工況下極高的進(jìn)口預(yù)旋速度引起的。因此,在設(shè)計(jì)階段,可以通過(guò)在密封進(jìn)口增設(shè)防旋板等止旋裝置降低密封進(jìn)口旋流速度,可以有效地改善在大推力負(fù)荷工況(70%～100%),尤其是穩(wěn)定運(yùn)行的額定工況下,靠近密封進(jìn)口處過(guò)高的周向旋流速度引起的轉(zhuǎn)子失穩(wěn)問(wèn)題。

圖18 深度變工況下孔型密封間隙內(nèi)旋流速度沿軸向變化Fig.18 Circumferential velocity in seal clearance along axial position for hole-pattern seal under variable conditions

5 結(jié) 論

本文針對(duì)某型液氧渦輪泵的葉輪前凸肩密封,設(shè)計(jì)了迷宮密封、蜂窩和孔型阻尼密封3種密封方案,并驗(yàn)證了兩種阻尼密封在額定工況下更優(yōu)的密封性能。以孔型阻尼密封方案為研究對(duì)象,采用“虛擬旁路邊界”模型來(lái)模擬高壓力和高預(yù)旋速度邊界條件,利用已知水工質(zhì)下的孔型密封實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了本文數(shù)值計(jì)算方法。主要結(jié)論如下。

(1)在某型液氧渦輪泵的額定工況下,相比于迷宮密封,蜂窩和孔型阻尼密封均具有更優(yōu)的封嚴(yán)性能(泄漏流量分別減小了17.9%和17.5%)和動(dòng)力學(xué)性能(同步頻率下有效阻尼分別增大了180%和87%,穿越頻率從661 Hz分別減小到287 Hz和275 Hz)。

(2)隨著發(fā)動(dòng)機(jī)推力負(fù)荷的增大,孔型密封泄漏量也線性增大,直接剛度、直接阻尼和交叉剛度均顯著增大,且直接剛度和交叉剛度在大推力負(fù)荷工況下的增幅更明顯。

(3)孔型密封的有效剛度隨頻率變化不大,在10%～100%推力負(fù)荷變化中,有效剛度從0.76 MN/m增大到了21.68 MN/m。若剛度系數(shù)過(guò)大甚至達(dá)到與系統(tǒng)相當(dāng)?shù)臄?shù)量級(jí),可能直接影響到轉(zhuǎn)子設(shè)計(jì)工況下的穩(wěn)定性,因此要在設(shè)計(jì)階段進(jìn)行綜合考慮。

(4)在發(fā)動(dòng)機(jī)深度變推力工況下,孔型阻尼密封具有較大的同步頻率有效阻尼(從0.63 kN·s/m增大到2.97 kN·s/m)。受高進(jìn)口預(yù)旋的影響,有效阻尼的穿越頻率隨推力負(fù)荷的增大而顯著增大(從50 Hz增大到430 Hz),減小了密封提供正阻尼的抑振頻率區(qū)間。

(5)在發(fā)動(dòng)機(jī)70%～100%推力負(fù)荷下,密封前半軸段旋流速度明顯遠(yuǎn)高于后半軸段旋流速度。在大推力工況下,可以通過(guò)在密封入口增設(shè)防旋板等止旋裝置降低密封進(jìn)口旋流速度,從而改善密封進(jìn)口處過(guò)高的旋流速度引起的轉(zhuǎn)子失穩(wěn)問(wèn)題。