離心壓縮機(jī)蜂窩阻尼密封動力特性及轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性*

姚 潔 孟繼綱 胡 永 張忠偉

(沈陽鼓風(fēng)機(jī)集團(tuán)股份有限公司 遼寧沈陽 110869)

隨著現(xiàn)代離心壓縮機(jī)向高速化、大型化方向發(fā)展，機(jī)組在運轉(zhuǎn)過程中受到傳統(tǒng)迷宮密封氣流激振力的作用，面臨的轉(zhuǎn)子失穩(wěn)而導(dǎo)致停機(jī)或碰磨事故的風(fēng)險大大上升。1985年，蜂窩阻尼密封首次用于解決航天飛機(jī)高壓氧渦輪泵的流體激振問題[1]，因其獨特的阻尼特性，可明顯提高旋轉(zhuǎn)機(jī)械轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的穩(wěn)定性，此后在透平機(jī)械中得到大量應(yīng)用。ZEIDAN等[2]介紹了在背靠背和直通型2種離心壓縮機(jī)平衡盤密封處改造蜂窩密封，從而成功解決壓縮機(jī)失穩(wěn)問題的案例。JAY和FRANCK[3]介紹了蜂窩密封成功應(yīng)用于解決汽輪機(jī)次同步振動的案例。NORONHA等[4]介紹了蜂窩組合式密封應(yīng)用于一臺高壓直通壓縮機(jī)中解決振動的問題。

蜂窩密封動特性的快速準(zhǔn)確計算是保障轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性預(yù)測的關(guān)鍵基礎(chǔ)，目前蜂窩密封動力特性的研究方法主要包括數(shù)值方法和實驗方法。實驗方法[5-7]成本較高，耗時較長。數(shù)值方法中傳統(tǒng)的單控體[8]和雙控體模型[9-10]雖然計算效率高，但在結(jié)構(gòu)和工況復(fù)雜情況下誤差較大[11]，均不適合快速工程應(yīng)用。隨著CFD技術(shù)發(fā)展，近年來國內(nèi)外學(xué)者開始采用該方法研究密封動特性，并形成了一套比較成熟的理論和計算方法。國外學(xué)者M(jìn)OORE[12]給出了偏心穩(wěn)態(tài)計算模型，其計算方法簡便，但適用面窄；CHOCHUA和SOULAS[13]提出了基于動網(wǎng)格技術(shù)的單頻渦動模型，可計算單個渦動頻率下的動特性系數(shù)。國內(nèi)學(xué)者李軍團(tuán)隊[14-15]和孫丹團(tuán)隊[16-17]研究了多頻橢圓渦動模型，通過少量計算可獲得多個頻率下的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)，且計算精度高，對復(fù)雜結(jié)構(gòu)和運行工況有良好的適應(yīng)性。但關(guān)于蜂窩密封及轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性的研究較少。

本文作者從蜂窩密封動特性分析入手，采用CFD非定常動網(wǎng)格技術(shù)和多頻渦動求解模型，研究了蜂窩密封動特性系數(shù)，并與同條件下的迷宮密封進(jìn)行對比，分析了蜂窩密封在實際壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子上的穩(wěn)定性效果。研究成果為蜂窩密封工程應(yīng)用提供了依據(jù)。

1 密封動力特性理論求解模型

1.1 密封氣流力線性化模型

(1)

式中：K為直接剛度；k為交叉剛度；C為直接阻尼；c為交叉阻尼。

其中交叉剛度為轉(zhuǎn)子失穩(wěn)力的主要來源，該值越大，轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性越差。

1.2 轉(zhuǎn)子多頻橢圓渦動模型

為求解8個動力特性系數(shù)，需要在轉(zhuǎn)子上施加2組渦動激勵，多頻橢圓渦動激勵方程[17]為

(2)

式中：Ωi為轉(zhuǎn)子渦動頻率；a、b為轉(zhuǎn)子渦動幅值；N為轉(zhuǎn)子渦動所包含的頻率數(shù)。

將式(2)進(jìn)行快速傅里葉變換(FFT)，可得頻域內(nèi)氣流激振力與動力特性系數(shù)和小擾動量的關(guān)系式為

(3)

通過求解式(3)可得：

(4)

(5)

則蜂窩阻尼密封動力特性系數(shù)求解公式為

K(Ω)=Re(D(jΩ))

(6)

k(Ω)=Re(E(jΩ))

(7)

(8)

(9)

為了綜合反映蜂窩阻尼密封對轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性的影響，定義有效剛度和有效阻尼：

Keff=K+Ω·c

(10)

Ceff=C-k/Ω

(11)

2 密封動力特性數(shù)值求解

2.1 求解模型

圖1所示為蜂窩密封。文中研究的蜂窩密封結(jié)構(gòu)如圖2所示，蜂窩芯格關(guān)鍵尺寸為對邊距B，蜂窩壁厚b，蜂窩孔深h。蜂窩密封的詳細(xì)結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

圖1 蜂窩密封

圖2 蜂窩密封結(jié)構(gòu)示意

表1 蜂窩密封結(jié)構(gòu)參數(shù) 單位：mm

2.2 網(wǎng)格劃分

考慮到蜂窩密封流場結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，將密封間隙和密封腔網(wǎng)格分別處理。密封間隙部分由于尺寸小，流動變化大，對其徑向網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，保障網(wǎng)格密度。整體網(wǎng)格為360°全三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證后，單元數(shù)量控制在300萬。圖3所示為蜂窩密封網(wǎng)格示意。

圖3 蜂窩密封網(wǎng)格示意

2.3 載荷和邊界條件

文中蜂窩密封計算域流體為理想空氣，進(jìn)出口邊界為壓力邊界，轉(zhuǎn)子外表面為旋轉(zhuǎn)壁面，蜂窩腔室壁為靜子面，設(shè)為無滑移固體壁面。圖4所示為密封模型的邊界條件示意，表2給出了密封計算工況。

圖4 蜂窩密封計算模型

表2 密封運行工況

采用多頻渦動模型，選取基頻40 Hz，頻率個數(shù)N=7，求解渦動頻率f在40、80、120、160、200、240、280 Hz下的密封動特性系數(shù)。為使渦動滿足小位移渦動理論，文中將轉(zhuǎn)子渦動振幅取為a=0.01C，b=0.005C，C為密封半徑間隙。計算時間步長0.000 1 s。

3 計算結(jié)果及分析

3.1 渦動位移與氣流力分析

圖5和圖6分別給出了CFD計算得出的轉(zhuǎn)子面渦動位移(Y方向激勵)時域圖和經(jīng)過快速傅里葉變換后得到的位移頻域圖。圖7和圖8分別給出了密封氣流力時域圖和經(jīng)過快速傅里葉變換后的氣流力頻域圖(Y方向激勵)。

圖5 轉(zhuǎn)子渦動位移時域

圖6 轉(zhuǎn)子渦動位移頻域

圖7 氣流激振力時域

由圖6所示的位移頻域圖可看出，在一些頻率處，渦動幅值與公式設(shè)定值有偏差，考慮是動網(wǎng)格變形和FFT計算誤差引起。因此，密封動特性系數(shù)求解中，不能采用公式計算獲得的渦動位移，而應(yīng)采用CFD計算獲得的實際渦動位移。

由圖8所示的氣流激振力頻域圖可以看出，密封氣流力對應(yīng)的頻率成分與施加在轉(zhuǎn)子上的渦動頻率相同，證明多頻法可準(zhǔn)確捕捉對應(yīng)渦動頻率下的氣流力。

圖8 氣流激振力頻域

隨著轉(zhuǎn)子渦動頻率的增加，在同一渦動幅值下，x方向和y方向的氣流力均隨渦動頻率的增加而增大。

3.2 蜂窩密封動力特性分析

蜂窩密封和迷宮密封模型動力特性系數(shù)隨頻率的變化曲線如圖9所示。可以看出，轉(zhuǎn)子渦動頻率對蜂窩密封動力特性系數(shù)影響較大。在工況范圍內(nèi)，隨著頻率的增加，蜂窩密封的直接剛度系數(shù)隨之增加，交叉剛度和直接阻尼均減小，交叉阻尼系數(shù)呈上升趨勢；有效阻尼系數(shù)隨渦動頻率增加而減小，有效剛度系數(shù)隨渦動頻率增加而增加。

如圖9所示，轉(zhuǎn)子渦動頻率對迷宮密封動力特性系數(shù)影響不是十分明顯，除迷宮密封主剛度隨渦動頻率增加呈現(xiàn)絕對值增大之外，其余參數(shù)變化較小。

圖9 蜂窩密封與迷宮密封動力特性系數(shù)隨渦動頻率的變化

對比蜂窩密封和迷宮密封動特性參數(shù)結(jié)果可知，蜂窩密封的直接剛度系數(shù)、直接阻尼系數(shù)和交叉剛度系數(shù)均明顯大于迷宮密封；在低頻率區(qū)(f<80 Hz)，蜂窩阻尼密封的有效阻尼系數(shù)是迷宮密封的10倍以上，可極大增加渦動阻力，增強(qiáng)轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性。

4 蜂窩密封轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性分析

針對某型高壓空氣離心壓縮機(jī)機(jī)組，進(jìn)行蜂窩密封結(jié)構(gòu)設(shè)計。轉(zhuǎn)子模型如圖10所示，圖中B1處為軸承，序號1-7為口圈密封，序號8為平衡盤密封。機(jī)組轉(zhuǎn)子總長1 800 mm，跨距1 200 mm，額定轉(zhuǎn)速10 500 r/min，進(jìn)口壓力11 MPa，出口壓力20 MPa。機(jī)組平衡盤密封直徑200 mm，軸向長度90 mm。

圖10 離心壓縮機(jī)組轉(zhuǎn)子模型

對平衡盤密封處進(jìn)行蜂窩阻尼密封結(jié)構(gòu)設(shè)計，采用前述CFD方法對蜂窩密封動特性參數(shù)進(jìn)行計算，同參數(shù)下迷宮密封和蜂窩密封的動特性參數(shù)如表3所示?？煽闯觯啾扔诿詫m密封結(jié)構(gòu)，平衡盤應(yīng)用蜂窩密封后，密封主阻尼大幅上升，雖然交叉剛度高于迷宮密封，但蜂窩密封的有效阻尼實現(xiàn)了大幅提升。

表3 密封動特性參數(shù)對比

對不同機(jī)組布置形式下的轉(zhuǎn)子系統(tǒng)進(jìn)行動力穩(wěn)定性分析，結(jié)果如表4所示?？梢钥闯觯诳紤]密封動力特性參數(shù)后，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的動力穩(wěn)定性都有降低，尤其是平衡盤密封采用常規(guī)迷宮密封設(shè)計時，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的對數(shù)衰減率為-0.02，遠(yuǎn)低于行業(yè)通用標(biāo)準(zhǔn)的要求，而采用蜂窩密封的轉(zhuǎn)子動力系統(tǒng)穩(wěn)定性明顯更優(yōu)。

表4 轉(zhuǎn)子穩(wěn)定性分析結(jié)果

采用常規(guī)迷宮密封設(shè)計時，實際機(jī)組在開車運行后，隨著壓力負(fù)荷提高，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)表現(xiàn)出明顯的密封激振導(dǎo)致轉(zhuǎn)子失穩(wěn)現(xiàn)象，無法達(dá)到額定設(shè)計工況點運行。將平衡盤密封由原來的迷宮型變?yōu)榉涓C密封后，通過機(jī)組現(xiàn)場的運行檢驗，機(jī)組各項運行指標(biāo)完全達(dá)到設(shè)計要求，轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力穩(wěn)定性得到明顯改善。

5 結(jié)論

(1)蜂窩密封動力特性系數(shù)隨轉(zhuǎn)子渦動頻率變化比較明顯，直接剛度系數(shù)和交叉阻尼系數(shù)隨渦動頻率增大而增大，交叉剛度和直接阻尼系數(shù)隨渦動頻率增大而減小。而迷宮密封動特性系數(shù)隨渦動頻率變化特征不明顯，僅主剛度絕對值隨頻率增加而增大，其余參數(shù)變化較小。

(2)不同渦動頻率下，蜂窩密封的直接剛度系數(shù)、直接阻尼系數(shù)和交叉剛度系數(shù)均明顯大于迷宮密封，交叉阻尼系數(shù)小于迷宮密封；此外，有效阻尼系數(shù)高于迷宮密封，特別在低頻率區(qū)，蜂窩阻尼密封的有效阻尼系數(shù)是迷宮密封的10倍以上。

(3)蜂窩密封在實際壓縮機(jī)轉(zhuǎn)子上的應(yīng)用表明，相比傳統(tǒng)迷宮密封，蜂窩密封能夠顯著提升轉(zhuǎn)子對數(shù)衰減率，增加轉(zhuǎn)子動力穩(wěn)定性，解決密封激振導(dǎo)致的機(jī)組振動問題。