跨声速压气机轴承腔封严泄漏影响机理_廖虹宇.pdf
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1、收稿日期:2023-01-12基金项目:航空动力基础研究项目资助作者简介:廖虹宇(1991),男,工程师。引用格式:廖虹宇,刘军和,赵家毅,等.跨声速压气机轴承腔封严泄漏影响机理J.航空发动机,2023,49(3):61-65.LIAO Hongyu,LIU Junhe,ZHAO Jiayi,et al.Mechanisms of a transonic compressor bearing cavity seal leakage flowJ.Aeroengine,2023,49(3):61-65.跨声速压气机轴承腔封严泄漏影响机理廖虹宇1,刘军和2,赵家毅3,陆庆飞4(1.中国航发四川燃气涡
2、轮研究院,成都 610599;2.空军装备部驻沈阳地区第二军事代表室,沈阳 110043;3.航空工业成都飞机工业(集团)有限责任公司,成都 610073;4.西华大学 智能空地融合载具及管控教育部工程研究中心,成都 610039)摘要:目前,针对跨声速压气机轴承腔封严泄漏的相关分析尚不充分,泄漏流与主流相互作用的形式尚存在争议。为解决该问题,基于某跨声速压气机与轴承泄漏腔模型,采用3维N-S方程组及k-湍流模型,边界条件与试验环境保持一致,对变工况下轴承腔封严泄漏流发展特性及其对压气机性能的影响机理进行了研究,重点分析了一种显著影响压气机主流稳定性的掺混涡结构。结果表明:当封严篦齿泄漏流进入
3、右封严腔时,空腔效应会在篦齿出口区诱发大尺度回流涡,从而对齿端间隙泄漏流起到阻碍作用;当泄漏流量由0.72%进口流量增大至1.9%进口流量时,转子通道激波由约55%弦长位置移动至65%弦长位置。轴承腔泄漏流对压气机转子性能的不利影响主要在于转子通道激波后移以及2股掺混涡的产生。关键词:跨声速压气机;泄漏流;掺混作用;轴承腔;航空发动机中图分类号:V211.3文献标识码:Adoi:10.13477/ki.aeroengine.2023.03.008Mechanisms of a Transonic Compressor Bearing Cavity Seal Leakage FlowLIAO H
4、ong-yu1,LIU Jun-he2,ZHAO Jia-yi3,LU Qing-fei4(1.AECC Sichuan Gas Turbine Establishment,Chengdu 610599,China;2.Air Force Equipment Department Second MilitaryRepresentative Office in Shenyang,Shenyang 110043,China;3.AVIC Chengdu Aircraft Industrial(Group)Co.,Ltd.Chengdu 610073,China;4.Engineering Rese
5、arch Center of Intelligent Air-ground Integrated Vehicle and Traffic Control,Xihua University,Chengdu 610039,China)Abstract:Up to now,the analysis of Bearing Cavity Leakage Flow(BCLF)within a transonic compressor is not sufficient,and the characteristics of the interaction between BCLF and mainstrea
6、m are still controversial.In order to solve the problem,based on the models of atransonic compressor and its bearing cavity leakage flow,adopting 3D N-S equations and k-turbulence model,with boundary conditionsconsistent with the experimental environment,the development characteristics of BCLF under
7、 different conditions and their effects on compressor performance were investigated,focusing on the analysis of a mixing vortex structure that significantly affects the mainstream stability of the compressor.The results show that when the BCLF enters the seal cavity on the right side,the cavity effe
8、ct will induce large-scalereverse flow vortexes in the outlet of the labyrinth seal,thereby blocking the leakage flow within the teeth gap.When the leakage flow rateincreases from 0.72%to 1.9%inlet flow,the rotor passage shock wave moves from about 55%to 65%chord length.The adverse effects ofthe BCL
9、F on compressor performance mainly lie in the backward displacement of shock waves in the rotor passage and the generation oftwo mixing vortexes.Key words:transonic compressor;leakage flow;mixing effect;bearing cavity;aeroengine第 49 卷 第 3 期2023 年 6 月Vol.49 No.3Jun.2023航空发动机Aeroengine0引言在航空发动机压气机设计中,
10、静子内环与转子鼓筒间隙泄漏流对压气机的真实性能影响显著。在使用篦齿封严的情况下,压气机真实性能的预测及相关机理分析成为工程界亟需解决的问题。轴承腔封严泄漏是压气机封严泄漏因素中十分重要的一种,其泄漏流主要由轴承腔经转子前端轮毂侧安装间隙射入主流并与之发生掺混,从而诱发显著的主流损失,最终导致压气机效率与稳定性大幅降低。航空发动机第 49 卷国内外学者针对压气机主流泄漏问题开展了一系列研究。Schramm等1针对不同封严几何参数下封严篦齿内部流动特征进行了研究;陈雷2和陈美宁等3采用数值计算方法对封严容腔内复杂旋涡结构进行了分析,表明封严腔内涡流以及由容腔旋转壁面带来的风阻热会导致显著的容腔损失
11、,由此引发压气机效率进一步降低;Wellborn等4-5指出,封严泄漏流主要作用区域集中于压气机叶片吸力面侧,其聚集效应会增大角区分离范围,并引发静叶根部的流动阻塞和总压损失;Demargne等6发现压气机静子叶片气动性能在封严泄漏流的作用下略有提升;Kato 等7发现考虑容腔泄漏的影响,某多级压气机的实际计算效率降低1.7%,此外,容腔泄漏流的主要作用区域位于静叶角区;孟德君等8研究表明,封严泄漏流会强化端壁二次流动,由此诱发严重的叶片角区分离,最终影响压气机性能;Sohn9和Kim等10发现,随着封严泄漏旋流的增强,压气机端壁二次流偏转效应减弱,使静子角区分离强度明显减弱,展向高度明显减小
12、;Heidegger等11研究发现,当旋流强度显著增强时,封严泄漏流会携带端壁二次流在叶栅压力面侧堆积,其展向范围显著扩大,从而导致压气机性能显著降低;孔晓治12对压气机级间封严流动特性进行了详细分析,表明级间盘腔的存在使封严泄漏流量显著减小;Paolillo等13通过试验表明,提升篦齿封严腔内流动的周向速度可以显著抑制泄漏流量;Yoon等14研究了基于级间泄漏腔结构参数的泄漏流损失模型;孙丹等15提出了一种可以有效减小封严泄漏量的高低齿篦齿封严结构。相比于静子端泄漏流(重点影响区域多集中在转子尾缘至静子前缘区间),压气机轴承腔封严泄漏流的作用区域更多集中在转子前缘,这就导致其对转子性能的影响
13、更为显著。然而,目前的相关研究较为有限,导致轴承泄漏流与主流相互作用的形式以及泄漏流与主流掺混损失机理尚存在争议,还无法合理地评估该泄漏流对压气机性能的影响程度。为此,本文开展了基于多种封严篦齿以及封严空腔压力模型的轴承腔泄漏流机理分析。1数值模拟方法本文的研究对象为某1.5级跨声速压气机及近转子前缘轮毂侧泄漏腔的组合体,其模型如图1所示。压气机设计转速为11000 r/min。3维数值模拟基于定常雷诺平均方程(Reynolds Average Navier Stokes,RANS)并采用湍流模型。计算网格拓扑采用OH型,叶片单通道网格数取值区间为3540万。在该网格数条件下,各级壁面网格Y+
14、值控制不大于1。早期研究结果表明,k-湍流模型在该Y+取值范围内均可较好地模拟叶轮机械固壁附面层流动。数值计算基于工作站80核并行计算。在定常计算中,动静交界面选取混合平面法。由于轴承腔内气压周向分布较为均匀,使封严泄漏流沿泄漏孔周向分布不均匀度较小。因此,使用混合交界面不会对泄漏流与主流掺混特性的模拟精度产生显著影响。进口边界条件采用总温总压边界法,出口边界条件采用平均静压边界法。定常计算收敛准则采用总残差不大于10-6标准。轴承腔供气端压力分别取80047(该供气压力下篦齿封严两端压力差几乎为 0,泄漏流量几乎为 0)、101325、151988、202650 Pa。研究发现,当供气端压力
15、大于202650 Pa时,篦齿齿端间隙流极易超过声速,进而引发篦齿泄漏流不稳定情况。因此,文中轴承腔供气端压力最大值取202650 Pa。为了验证本文选取的数值计算方法的准确性,对某压气机性能试验测量与数值计算结果进行了对比,对比结果如图2所示。从图中可见,除局部流量偏差外,数值计算结果与试验测量结果的量值整体偏差低于 2%。在试验测量中,压比测量最大误差约为0.057%,效率测量最大误差约为0.43%,各工况下试验测量误差见表1。对于绝热效率曲线,试验与数值模拟结果最大偏差约为2.15%(位于近阻塞区)。在图1 某1.5级跨声速压气机及其泄漏腔模型(a)压气机(b)封严结构长度/mm长度/m
16、m(a)总压比曲线对比04590泄漏侧04590封严腔轴承腔进气端封严腔封严篦齿xzzxy总压比2.22.01.834.534.033.533.032.532.031.531.0质量流量/(kg/s)数值计算试验结果62廖虹宇等:跨声速压气机轴承腔封严泄漏影响机理第 3 期设计点下,绝热效率的试验测量结果为88.6%,数值计算结果为88.86%,二者之间的误差约为0.29%。2结果与讨论2.1泄漏腔流动机理首先,通过对比不同工况下篦齿数为5、齿端间隙为1 mm的封严模型计算结果,说明轴承腔篦齿封严基本泄漏特性。当轴承腔气压为101325 Pa时,封严模型流场绝对速度分布及速度矢量分布局部放大分
17、别如图3、4所示。从图中可见,泄漏流由轴承腔进气端移动至压气机近轮毂侧主流的过程中保持下述传播发展途径:(1)在篦齿封严中诱发涡系结构;(2)篦齿端间隙射流泄漏;(3)齿端间隙射流受封严腔空腔效应影响,产生回流涡系结构,使一部分射流泄漏由封严泄漏侧进入压气机近轮毂侧主流,另一部分维持在封严腔内。当轴承腔气压变化至202650 Pa时,封严腔流场速度分布以及篦齿腔速度矢量分布局部放大分别如图5、6所示。上述封严泄漏流特性主要变化在于右封严腔内回流涡强度以及篦齿出口齿端间隙射流状态:(1)当轴承腔气压上升时,篦齿出口齿端间隙射流泄漏增强;(2)当轴承腔气压上升时,篦齿出口大尺度回流涡强度下降,其对
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