逆滯流迷宮密封氣流激振特性研究

王佳蓉， 張萬福，2， 姜廣政， 楊興辰， 李 春，2

（1.上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093；2.上海理工大學(xué) 上海市動力工程多相流動與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093；3.西安熱工研究院有限公司，西安 710054）

非接觸式迷宮密封具有結(jié)構(gòu)簡單、壽命長、摩擦損耗小等優(yōu)勢，被廣泛應(yīng)用于汽輪機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)、航空發(fā)動機(jī)及壓縮機(jī)等葉輪機(jī)械中，以減小流體由高壓向低壓部分泄漏[1]。然而，其周向貫通的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)易引發(fā)流體激振問題，對機(jī)組安全與穩(wěn)定運(yùn)行形成嚴(yán)峻挑戰(zhàn)[2]。特別是隨機(jī)組參數(shù)與容量不斷提高，密封引起的失穩(wěn)問題將愈加突出。因此，提高密封抗氣流激振特性亟待解決。

近年，國內(nèi)外學(xué)者對密封引起的失穩(wěn)問題及流體激振機(jī)理展開了大量研究。當(dāng)壓力高點(diǎn)相對滯后于最小密封間隙，腔內(nèi)氣流會形成一個(gè)垂直轉(zhuǎn)子位移方向的力，促進(jìn)轉(zhuǎn)子渦動[3]。引起密封流體激振的因素主要有:①Lomakin效應(yīng)；②Alford效應(yīng)[4]；③ 螺旋形流動效應(yīng)[5]；④ 二次流效應(yīng)[6]等。理論與試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，抑制流體周向流動是提高密封系統(tǒng)穩(wěn)定性的有效手段之一。為此，學(xué)者們提出兩種方法:① 阻旋柵阻旋；②射流阻旋。

阻旋柵是Benckert等[6]于1980年首次提出。通過在密封進(jìn)口設(shè)置一系列徑向分布的柵板來降低進(jìn)口預(yù)旋速度，改善周向流動，提高穩(wěn)定性。Childs等[7]對比了傳統(tǒng)阻旋柵與逆阻旋柵迷宮密封的動力特性，表明逆阻旋柵能更好地抑制轉(zhuǎn)子系統(tǒng)不穩(wěn)定振動，減小流動損失。Sun等[8]結(jié)合數(shù)值模擬與試驗(yàn)方法研究阻旋柵密度、長度、壓比、轉(zhuǎn)速等對迷宮密封氣流激振特性的影響，指出阻旋柵可有效抑制密封不穩(wěn)定振動。Baldassarre等[9]及Alexandrina等[10]引入阻旋柵有效長度研究迷宮密封動力特性及泄漏特性，得出周向柵距與長度比存在最佳值。

射流阻旋迷宮密封開始被應(yīng)用到離心壓縮機(jī)[11]。Soto等[12]通過離心壓縮機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證進(jìn)口射流的有效性，指出逆向射流可以獲得更大有效阻尼。壓比小于0.45時(shí)，逆向射流迷宮密封穩(wěn)定性甚至大于蜂窩密封。Kim等[13]沿迷宮密封周向布置12個(gè)逆向射流孔顯著降低了交叉剛度，使密封結(jié)構(gòu)渦動頻率比提升至阻尼密封的2倍。Kim等[14]結(jié)合試驗(yàn)與計(jì)算流體力學(xué)方法分析迷宮密封軸向射流位置對密封動力特性系數(shù)的影響。表明射流位置越靠近高壓端，交叉剛度與直接阻尼越小，但有效阻尼變化不顯著。

上述兩種方法通過抑制周向流動提高系統(tǒng)穩(wěn)定性，取得良好的效果。但均存在空間利用率低、系統(tǒng)復(fù)雜性高等缺點(diǎn)，很大程度限制其推廣使用。Zhang等[15]提出一種新型貫通式與間隔式逆滯流迷宮密封，通過在密封齒上布置射流孔，利用射流對密封腔內(nèi)流動形成被動控制。但逆滯流噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)與位置對密封流體激振的影響還缺乏研究數(shù)據(jù)。

本文針對逆滯流迷宮密封，在迷宮密封進(jìn)口第一個(gè)齒布置逆滯流噴嘴，研究其抗氣流激振機(jī)理及影響因素。應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)與多頻渦動密封動力特性系數(shù)識別方法分析腔室周向速度及壓力分布規(guī)律，研究逆滯流噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)與位置對密封動力特性及泄漏特性的影響。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 密封結(jié)構(gòu)幾何模型

Zhang等指出在密封第一個(gè)齒布置逆滯流噴嘴效果最佳，其他齒效果較小，且加工難度較大。因此，本文在迷宮密封第一個(gè)（#1）齒上布置一系列逆轉(zhuǎn)動方向的微型噴嘴，使部分泄漏流體在進(jìn)口高壓作用下形成高速射流。圖1、圖2為逆滯流迷宮密封幾何結(jié)構(gòu)示意圖，表1給出了具體幾何參數(shù)，共包含10個(gè)梯形齒（#1～#10）。

圖1 逆滯流迷宮密封二維幾何示意圖Fig.1 Two-dimensional structure of the anti-stagnant labyrinth seal

圖2 密封-轉(zhuǎn)子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 The structure diagram of the seal-rotor system

表1 逆滯流迷宮密封幾何參數(shù)Tab.1 Geometric parameters of the anti-stagnant labyrinth seal

圖3為逆滯流噴嘴流域示意圖，Ain，Aout為噴嘴進(jìn)口與出口。在#1齒周向布置20個(gè)逆滯流噴嘴，單噴嘴周向掃略角度6°，逆轉(zhuǎn)動方向偏轉(zhuǎn)45°。

圖3 逆滯流噴嘴流域示意圖Fig.3 Schematic diagram of the anti-stagnant nozzle

1.2 數(shù)值模型

采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分流動區(qū)域，對噴嘴、密封間隙等局部小尺寸、復(fù)雜流域進(jìn)行單獨(dú)加密處理。噴嘴掃略路徑網(wǎng)格層數(shù)為12，端壁第一層網(wǎng)格高度為0.005 mm，Y+值在30～300。表2為網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果，其中Fij指i激勵(lì)方向時(shí)j方向受力。240萬網(wǎng)格與400萬網(wǎng)格泄漏量相差0.35%。因此，綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算資源，本文采用240萬網(wǎng)格，圖4為逆滯流迷宮密封網(wǎng)格分布情況。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Tab.2 Grid independence verification

圖4 密封網(wǎng)格示意圖Fig.4 Grid distribution of the seal

1.3 邊界條件

應(yīng)用ANSYS-CFX對密封流場進(jìn)行求解，表3為主要工況參數(shù)。工質(zhì)為空氣（理想氣體），湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型（5%湍流強(qiáng)度），壁面絕熱光滑，近壁面采用壁面函數(shù)處理。給定進(jìn)口總壓Pin=500 kPa、總溫Tin=298 K及出口靜壓Pout=100 kPa。以高精度離散格式完成迭代計(jì)算，收斂條件為能量、動量、連續(xù)性方程殘差值均低于10-6，進(jìn)出口流量差低于0.1%。瞬態(tài)計(jì)算氣流力呈現(xiàn)周期性且相鄰計(jì)算周期對應(yīng)受力值相差低于0.001 N。

表3 計(jì)算工況Tab.3 Calculation conditions

1.4 動力特性系數(shù)識別方法

本文采用多頻渦動方法來識別密封動力特性系數(shù)[16]，圖5為單頻下X方向激勵(lì)（長軸位于X軸）與Y方向激勵(lì)（長軸位于Y軸）轉(zhuǎn)子渦動軌跡示意圖。多頻情況下，X，Y激勵(lì)方向位移:

圖5 轉(zhuǎn)子渦動軌跡示意圖Fig.5 Schematic diagram of the rotor whirling orbit

X激勵(lì)方向

Y激勵(lì)方向

式中:X，Y分別為轉(zhuǎn)子X，Y方向位移；a，b分別為橢圓軌跡長短軸；Ωi為渦動速度。

當(dāng)轉(zhuǎn)子進(jìn)行小位移渦動時(shí)，忽略質(zhì)量慣性力，氣流激振力（FX，F(xiàn)Y）可表示為

將位移、渦動速度等時(shí)域信號通過快速傅里葉變換轉(zhuǎn)換為頻域信號，X，Y激勵(lì)方向式（3）化為:X激勵(lì)方向

Y激勵(lì)方向

定義阻抗系數(shù)Hij=Kij+j（ΩCij），Hii，Hjj為直接阻抗系數(shù)，Hij，Hji為交叉阻抗系數(shù)。將阻抗系數(shù)Hij代入式得

應(yīng)用計(jì)算流體動力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）方法得到Fij，Dij，進(jìn)而通過求解式（6）可得密封動力特性系數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果與分析

有效阻尼Ceff是衡量密封系統(tǒng)穩(wěn)定性的重要[17]

式中:C為平均直接阻尼，C=（CXX+CYY）/2；k為平均交叉剛度，k=（KXY-KYX）/2；Ω為渦動頻率。

2.1 有效性驗(yàn)證

本文基于計(jì)算流體力學(xué)與多頻渦動密封動力特性系數(shù)識別方法研究逆滯流迷宮密封氣流激振特性。為驗(yàn)證其有效性，圖6給出了傳統(tǒng)迷宮密封有效阻尼系數(shù)的CFD計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對比?？梢钥闯?，CFD計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在數(shù)值和變化趨勢上均具有較好的吻合性。

圖6 CFD計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.6 Comparison of CFD calculation and experimental results

2.2 噴嘴進(jìn)口高度對氣流激振特性的影響

噴嘴進(jìn)口高度不同直接影響進(jìn)入#1腔射流強(qiáng)度，導(dǎo)致其對周向流動抑制效果改變。為此，計(jì)算了hin=1.00 mm，hin=0.34 mm，hin=0.25 mm，hin=0.17 mm下密封動力特性系數(shù)、周向速度及壓力分布。

2.2.1 動力特性系數(shù)

圖7～圖9分別為不同噴嘴進(jìn)口高度hin（hc=1.65 mm，hout/hin=0.5）下密封直接阻尼C、交叉剛度k、有效阻尼Ceff隨渦動頻率的變化情況?？梢钥闯?①不同進(jìn)口高度hin逆滯流噴嘴均可增大直接阻尼C、減小交叉剛度k、增加有效阻尼Ceff；②隨噴嘴進(jìn)口高度hin增加，直接阻尼C增加，交叉剛度k減小，有效阻尼Ceff增加，均利于提高系統(tǒng)穩(wěn)定性；③直接阻尼C在各頻率下均為正，且在高頻下表現(xiàn)出較低頻率依賴性；交叉剛度k在各頻率下均為負(fù)，頻率依賴性較低；有效阻尼Ceff在各頻率下均為正，低頻下隨渦動頻率增加而減小，高頻下趨于定值；在低頻下（＜100 Hz），直接阻尼C增幅與交叉剛度k減幅均較大，因此逆滯流噴嘴在低頻下效果更顯著。

圖7 不同噴嘴進(jìn)口高度下直接阻尼C隨渦動頻率變化Fig.7 Direct damping vs.whirling frequency for different inlet heights of the nozzle

圖8 不同噴嘴進(jìn)口高度下交叉剛度k隨渦動頻率變化Fig.8 Cross-coupled stiffness vs.whirling frequency for different inlet heights of the nozzle

圖9 不同噴嘴進(jìn)口高度下有效阻尼C eff隨渦動頻率變化Fig.9 Effective damping vs.whirling frequency for different inlet heights of the nozzle

2.2.2 周向流動

圖10為不同噴嘴進(jìn)口高度hin下#1密封腔周向速度沿徑向分布，D，U分別對應(yīng)噴嘴下端與上端。逆滯流有效降低了密封腔周向速度，在遠(yuǎn)轉(zhuǎn)子壁面處，周向速度反向。hin=1.00 mm，hin=0.34 mm，hin=0.25 mm，hin=0.17 mm對應(yīng)的平均周向流速分別為-9.53 m/s，-10.21 m/s，-12.01 m/s，-12.72 m/s。 可見，隨噴嘴進(jìn)口高度增加，平均周向速度降低，絕對幅值增大，逆滯流作用效果越顯著。在噴嘴附近，逆滯流對周向流動引導(dǎo)作用強(qiáng)，遠(yuǎn)離噴嘴后周向速度逐漸回升。進(jìn)口高度較小時(shí)（hin=0.17 mm，hin=0.25 mm）噴嘴上下端之間存在明顯極大值點(diǎn)，進(jìn)口高度較大時(shí)（hin=0.353 mm，hin=1.000 mm）周向速度沿徑向呈駝峰狀。

圖10 不同噴嘴進(jìn)口高度下周向速度分布Fig.10 Circumferential velocity distribution for different inlet heights of the nozzle

圖11為不同噴嘴進(jìn)口高度下#1密封腔周向速度及噴嘴型心Ⅰ-Ⅰ處周向剖切面的速度分布，Ⅱ-Ⅱ?qū)?yīng)噴嘴出口，z軸為旋轉(zhuǎn)軸。逆滯流噴嘴使局部區(qū)域氣流發(fā)生逆轉(zhuǎn)，噴嘴附近出現(xiàn)一個(gè)低速區(qū)，周向速度最低達(dá)-30.480 m/s，顯著抑制了#1腔周向流動。噴嘴進(jìn)口高度對逆滯流量影響顯著，hin=0.17 mm，hin=0.25 mm，hin=0.34 mm對應(yīng)的逆滯噴嘴流量分別為9.051×10-5kg/s，1.346×10-4kg/s，1.718×10-4kg/s，而對流速影響較小，約107 m/s。隨噴嘴進(jìn)口高度增加，逆滯流量增加，噴嘴作用范圍增大。

圖11 不同噴嘴進(jìn)出口高度下速度分布Fig.11 Velocity distribution for different inlet heights of the nozzle

圖12為不同噴嘴進(jìn)口高度下（y方向激勵(lì)，t=0.1 s）#1密封腔平均周向壓力。各進(jìn)口高度下#1腔周向壓力均呈正弦分布，且由于噴嘴作用，局部壓力出現(xiàn)不同幅值波動。隨密封進(jìn)口高度增加，逆滯流量增加，#1腔壓力絕對幅值增大。原密封結(jié)構(gòu)壓力高點(diǎn)約171°，設(shè)置逆滯流噴嘴后前移至144°～162°，有效減小了壓力高點(diǎn)相對于最小密封間隙的偏移。

圖12 不同噴嘴進(jìn)口高度下周向壓力分布Fig.12 Circumferential pressure distribution for different inlet heights of the nozzle

2.3 噴嘴進(jìn)出口比例對氣流激振特性的影響

上述結(jié)果表明:增加噴嘴進(jìn)口高度可提高其抑制氣流激振效果。下文進(jìn)一步研究噴嘴進(jìn)出口比例對氣流激振特性的影響，計(jì)算分析hout/hin=0.25，hout/hin=0.50，hout/hin=0.75時(shí)密封動力特性系數(shù)及周向壓力與速度分布。

2.3.1 動力特性系數(shù)

圖13～圖15分別為不同噴嘴進(jìn)出口比例hout/hin（hin=1.00 mm，hc=165 mm）下密封直接阻尼C、交叉剛度k、有效阻尼Ceff隨渦動頻率的情況。可以看出:①不同進(jìn)出口比例hout/hin逆滯流噴嘴均使直接阻尼C增加、交叉剛度k減小，有效阻尼Ceff增加；②在各頻率下隨噴嘴進(jìn)出口比例hout/hin增加，交叉剛度k增加，有效阻尼Ceff減小，直接阻尼C變化不顯著；③直接阻尼C在各進(jìn)出口比例下均為正，低頻下頻率依賴性較高；交叉剛度k在各進(jìn)出口比例下均為負(fù)，噴嘴增加了其頻率依賴性，隨渦動頻率增加而增加；有效阻尼Ceff在各進(jìn)出口比例下均為正，高頻下頻率依賴性較低；交叉剛度k對有效阻尼Ceff的貢獻(xiàn)隨渦動頻率增加而減小，因此，低頻下（＜150 Hz）hout/hin越小，有效阻尼Ceff越大，逆滯流作用越顯著。

圖13 不同進(jìn)出口比例下直接阻尼C隨渦動頻率變化Fig.13 Direct damping vs.whirling frequency for different ratios of inlet/outlet height

圖14 不同進(jìn)出口比例下交叉剛度k隨渦動頻率變化Fig.14 Cross-coupled stiffness vs.whirling frequency for different ratios of inlet/outlet height

圖15 不同進(jìn)出口比例下有效阻尼C eff隨渦動頻率變化Fig.15 Effective damping vs.whirling frequency for different ratios of inlet/outlet height

2.3.2 周向流動

圖16為不同噴嘴進(jìn)口比例hout/hin下#1密封腔周向速度沿徑向分布，D，U分別對應(yīng)噴嘴下端與上端。逆滯流有效降低了#1腔周向速度，除轉(zhuǎn)子、靜子附近周向速度反向。hout/hin=0.25，hout/hin=0.50，hout/hin=0.75對應(yīng)的平均周向速度分別為-15.08 m/s，-12.72 m/s，-9.24 m/s。可見，隨噴嘴進(jìn)出口比例hout/hin增加，平均周向速度增加，絕對幅值減小。各hout/hin周向速度沿徑向呈駝峰狀，噴嘴上下端之間存在明顯極大值點(diǎn)。hout/hin=0.50周向速度在半徑32.0～33.2 mm低于hout/hin=0.25，但hout/hin=0.25除轉(zhuǎn)子附近均為負(fù)，對周向流動控制范圍更廣。

圖16 不同進(jìn)出口比例下周向速度分布Fig.16 Circumferential velocity distribution for different ratios of inlet/outlet height

圖17為不同噴嘴進(jìn)出口比例下#1密封腔周向速度及噴嘴型心Ⅰ-Ⅰ處周向剖切面的速度分布云圖，Ⅱ-Ⅱ?qū)?yīng)噴嘴出口，z軸為旋轉(zhuǎn)軸。逆滯流能有效抑制#1腔周向流動，使腔內(nèi)大部分區(qū)域氣流周向速度反向，腔內(nèi)出現(xiàn)兩個(gè)低速區(qū)，最低周向速度達(dá)-25.613 m/s。進(jìn)出口比例對逆滯流參數(shù)影響顯著，hout/hin=0.25，hout/hin=0.50，hout/hin=0.75對應(yīng)的逆滯流速分別為:47.867 9 m/s，54.894 6 m/s，68.700 6 m/s，流量分別為:2.850×10-4kg/s，4.264×10-4kg/s，5.100×10-4kg/s。

圖17 不同進(jìn)出口比例下速度分布Fig.17 Velocity distribution for different ratios of inlet/outlet height

可見，隨進(jìn)出口比例hout/hin增大，逆滯流量增加，流速減小。據(jù)3.1節(jié)逆滯流量越大對周向流動抑制效果越佳，但腔內(nèi)周向流速減小，低速區(qū)斂縮。因此，噴嘴進(jìn)出口比例變化時(shí)逆滯流速對腔內(nèi)周向流動的控制占主導(dǎo)。

圖18為不同進(jìn)出口比例下（y方向激勵(lì)，t=0.1 s）#1腔平均周向壓力。各進(jìn)出口比例下#1腔周向壓力均呈正弦分布，逆滯流匯入使其局部出現(xiàn)不同幅值波動。隨進(jìn)出口比例hout/hin增加，逆滯流量增大、流速減小，增大了#1腔壓力絕對幅值，削弱了噴嘴局部作用效果，壓力波動弱化。原密封結(jié)構(gòu)壓力高點(diǎn)約171°，設(shè)置逆滯流噴嘴后前移至135°～153°，有效減小了壓力高點(diǎn)相對于最小密封間隙的偏移。

圖18 不同進(jìn)出口比例下周向壓力分布Fig.18 Circumferential pressure distribution for different ratios of inlet/outlet height

2.4 噴嘴型心高度對氣流激振特性的影響

上述結(jié)果表明:減小噴嘴進(jìn)出口比例hout/hin可提高其抑制氣流激振效果。下文將進(jìn)一步研究噴嘴型心高度對氣流激振特性的影響，計(jì)算分析hc=0.70 mm，hc=1.65 mm，hc=2.10 mm密封動力特性系數(shù)及周向壓力與速度分布。

2.4.1 動力特性系數(shù)

圖19～圖21分別為不同噴嘴型心高度hc（hin=1.00 mm，hout/hin=0.25）下密封直接阻尼C、交叉剛度k、有效阻尼Ceff隨渦動頻率的變化情況。可以看出:①不同型心高度hc逆滯流噴嘴均使直接阻尼C增加，交叉剛度k減小，有效阻尼Ceff增加；②在各頻率下噴嘴型心高度hc=1.65 mm（徑向中心）時(shí)交叉剛度k最小，直接阻尼C相當(dāng)，有效阻尼Ceff最大；③直接阻尼C在各型心高度下均為正，大于40 Hz頻率依賴性較低；交叉剛度k在各型心高度下均為負(fù)，設(shè)置逆滯流噴嘴增加了其頻率賴性，隨渦動頻率增加而增加；有效阻尼Ceff在各型心高度下均為正，大于150 Hz頻率依賴性較低；低頻下hc=1.65 mm直接剛度k減幅較大，因此對氣流激振抑制效果更顯著。

圖19 不同型心高度下直接阻尼C隨渦動頻率變化Fig.19 Direct damping vs.whirling frequency for different centroid heights

圖21 不同型心高度下有效阻尼C eff隨渦動頻率變化Fig.21 Effective damping vs.whirling frequency for different centroid height

2.4.2 周向流動

圖22為不同噴嘴型心高度下#1密封腔周向速度沿徑向分布。D1，U1，D2，U2，D3，U3分別對應(yīng)hc=2.10 mm，hc=1.65 mm，hc=0.70 mm噴嘴上端與下端。逆滯流有效改善了#1腔周向流動，除壁面附近周向速度反向。hc=0.70 mm，hc=1.65 mm，hc=2.10 mm對應(yīng)的平均周向速度分別為-13.11 m/s，-15.08 m/s，-17.55 m/s?？梢姡S噴嘴型心高度增加，平均周向速度降低，絕對幅值增大。hc=2.10 mm周向速度除轉(zhuǎn)子附近均為負(fù)，對周向流動控制范圍更廣。

圖22 不同型心高度下周向速度分布Fig.22 Circumferential velocity distribution for different centroid heights

圖20 不同型心高度下交叉剛度k隨渦動頻率變化Fig.20 Cross-coupled stiffness vs.whirling frequency for different centroid heights

圖23為不同噴嘴型心高度下#1密封腔周向速度分布及噴嘴型心Ⅰ-Ⅰ處周向剖切面速度分布云圖，Ⅱ-Ⅱ?qū)?yīng)流噴嘴出口，z軸為旋轉(zhuǎn)軸。逆滯流噴嘴顯著降低了#1腔周向速度，使腔內(nèi)出現(xiàn)數(shù)目不等的低速區(qū)。逆滯流參數(shù)對型心高度不敏感，三種型心高度下逆滯流量約2.84×10-4kg/s，流速約68.32 m/s。hc=2.10 mm低速區(qū)效果最明顯，腔內(nèi)出現(xiàn)兩個(gè)低速區(qū)，最低周向速度達(dá)-30.842 m/s。hc=1.65 mm對腔內(nèi)周向流動控制范圍更廣，絕大部分區(qū)域?yàn)橹芟蛩俣确聪颉?/p>

圖23 不同噴嘴型心高度下速度分布Fig.23 Velocity distribution for different centroid heights

圖24為噴嘴型心高度下（y方向激勵(lì)，t=0.1 s）#1密封腔平均周向壓力。各型心高度下#1腔周向壓力均呈正弦分布，逆滯流匯入使其局部出現(xiàn)不同幅值波動。隨噴嘴型心高度增加，#1腔壓力絕對幅值下降。原密封結(jié)構(gòu)壓力高點(diǎn)約171°，設(shè)置逆滯流噴嘴后前移至144°～153°，有效減小了壓力高點(diǎn)相對于最小密封間隙的偏移。

圖24 不同噴嘴型心高度下周向壓力分布Fig.24 Circumferential pressure distribution for different centroid heights

2.5 泄漏量

表4為逆滯流迷宮密封泄漏量對比，相比原結(jié)構(gòu)，逆滯流迷宮密封泄漏量略有上升，增幅小于4%；隨噴嘴進(jìn)口高度hin增大、噴嘴進(jìn)出口比例hout/hin增大、噴嘴型心高度hc增大，逆滯流迷宮密封泄漏量上升。

表4 逆滯流迷宮密封泄漏量Tab.4 Leakage flowrate of anti-stagnant labyrinth seals

3 結(jié) 論

本文針對逆滯流迷宮密封，采用計(jì)算流體力學(xué)與多頻渦動密封動力特性系數(shù)識別方法研究噴嘴進(jìn)口高度、進(jìn)出口比例、型心高度等參數(shù)對密封動靜特性的影響，結(jié)果表明:

（1）逆滯流噴嘴能有效抑制周向流動，改善腔內(nèi)壓力分布，提高密封抗氣流激振特性。較之于傳統(tǒng)迷宮密封，逆滯流迷宮密封直接阻尼增加、交叉剛度減小、有效阻尼增加，且低頻下效果更顯著；逆滯流作用下#1密封腔周向速度大幅降低。

（2）相同結(jié)構(gòu)參數(shù)逆滯流噴嘴的徑向位置存在最佳值，當(dāng)型心高度hc=1.65 mm（徑向中心）時(shí)密封有效阻尼最大；增加逆滯流噴嘴進(jìn)口高度、減小進(jìn)出口比例均有利于提高密封穩(wěn)定性；進(jìn)口高度hin=1.00 mm、進(jìn)出口比例hout/hin=0.25、型心高度hc=1.65 mm為計(jì)算工況下的最佳結(jié)構(gòu)。

（3）隨噴嘴進(jìn)口高度hin增大、噴嘴進(jìn)出口比例hout/hin增大、噴嘴型心高度hc增大，逆滯流迷宮密封泄漏量上升。因此，逆滯噴嘴的位置與射流方向還有待進(jìn)一步研究。