篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性研究

孫丹，盧江，劉永泉，戰(zhàn)鵬，信琦

1. 沈陽(yáng)航空航天大學(xué) 航空發(fā)動(dòng)機(jī)學(xué)院 遼寧省航空推進(jìn)系統(tǒng)先進(jìn)測(cè)試技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110136 2. 中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng) 110015 3. 中國(guó)航發(fā)航空發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力傳輸航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，沈陽(yáng) 110015

篦齒封嚴(yán)作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)流道和空氣系統(tǒng)中的節(jié)流部件，起著減少冷卻氣體泄漏，阻止高溫燃?xì)馇秩肜鋮s系統(tǒng)等重要作用[1-3]。隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)不斷地向高溫、高壓、高轉(zhuǎn)速等方向發(fā)展，篦齒封嚴(yán)的風(fēng)阻溫升效應(yīng)越來(lái)越突出，加重了篦齒封嚴(yán)的熱負(fù)荷以及冷卻氣體的損耗。因此，篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性的研究對(duì)于提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)效率起著至關(guān)重要的作用[4-6]。

目前，國(guó)內(nèi)外篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性研究主要包括理論分析、數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)試。理論分析方面，McGreehan和Ko[7]采用熱力學(xué)定律的功熱轉(zhuǎn)化提出氣流溫升熱量的來(lái)源，建立了風(fēng)阻溫升的經(jīng)驗(yàn)公式。數(shù)值計(jì)算方面，宴鑫等[8]研究了預(yù)旋和蜂窩孔深等參數(shù)對(duì)風(fēng)阻溫升特性的影響。吉洪湖等[9-10]研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下直通式篦齒蜂窩和臺(tái)階齒蜂窩風(fēng)阻溫升特性規(guī)律。張達(dá)等[11]分析了不同雷諾數(shù)及密封間隙下轉(zhuǎn)盤各半徑處的壁面溫升。Denecke等[12]研究了轉(zhuǎn)子軸向偏移和徑向伸長(zhǎng)對(duì)蜂窩篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性的影響規(guī)律，得出轉(zhuǎn)子軸向偏移和徑向伸長(zhǎng)與風(fēng)阻溫升系數(shù)的關(guān)系。Nayak等[13-14]計(jì)算了蜂窩孔徑和密封間隙對(duì)蜂窩篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性的影響規(guī)律，分析了風(fēng)阻溫升隨蜂窩密封間隙和孔徑的變化趨勢(shì)。Willenborg等[15]研究了雷諾數(shù)和壓比對(duì)臺(tái)階篦齒封嚴(yán)泄漏損失和換熱特性的影響。Tao等[16-17]對(duì)封嚴(yán)轉(zhuǎn)靜系轉(zhuǎn)盤扭矩以及壁面溫升做了詳細(xì)研究，并結(jié)合流動(dòng)特點(diǎn)分析了風(fēng)阻損失的作用規(guī)律。實(shí)驗(yàn)測(cè)試方面，呼艷麗等[18]測(cè)量了臺(tái)階型封嚴(yán)篦齒風(fēng)阻溫升特性的影響因素，分析了篦齒風(fēng)阻溫升隨預(yù)旋的變化關(guān)系。楊軍[19]研究了壓比、轉(zhuǎn)速、封嚴(yán)間隙對(duì)氣流溫升的影響，并歸納了風(fēng)阻溫升經(jīng)驗(yàn)公式。孔曉治等[20-21]對(duì)壓氣機(jī)級(jí)間篦齒封嚴(yán)進(jìn)行了不同壓比、轉(zhuǎn)速、齒位置的風(fēng)阻溫升特性實(shí)驗(yàn)研究。王鵬飛等[22-23]采用數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)相互對(duì)比的方法分析了雷諾數(shù)和轉(zhuǎn)速對(duì)臺(tái)階型封嚴(yán)篦齒風(fēng)阻溫升特性的影響。上述文獻(xiàn)分別從數(shù)值或?qū)嶒?yàn)方面在篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性上取得了相關(guān)的成果，但是研究方法比較單一，將理論、數(shù)值與實(shí)驗(yàn)三者相結(jié)合系統(tǒng)研究篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性的論文較少，鮮有關(guān)于篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)理的成果報(bào)道。

本文采用理論分析、數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法系統(tǒng)地研究了篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性。首先對(duì)篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性進(jìn)行了理論分析，設(shè)計(jì)搭建了篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性實(shí)驗(yàn)臺(tái)，實(shí)驗(yàn)研究了進(jìn)出口壓比、轉(zhuǎn)速等因素對(duì)篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性的影響，并采用RNG (Re-Normalization Group)k-ε湍流模型對(duì)實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，將理論分析、數(shù)值計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)試相互對(duì)比，揭示了篦齒封嚴(yán)的風(fēng)阻溫升效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)理。

1 理論分析

篦齒封嚴(yán)內(nèi)氣流在進(jìn)出口壓差的作用下從高壓處流向低壓處，如圖1所示，pin、T1為高壓入口處壓力和溫度，pout、T2為低壓出口處壓力和溫度，W為摩擦熱功率。當(dāng)氣流通過(guò)高速旋轉(zhuǎn)的篦齒封嚴(yán)間隙時(shí)，由于氣體具有黏性，氣流與篦齒封嚴(yán)的轉(zhuǎn)子和靜子壁面相接觸而發(fā)生摩擦，會(huì)產(chǎn)生空氣摩擦熱，稱之為風(fēng)阻溫升效應(yīng)。

圖1 篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升分析
Fig.1 Analysis of windage heating of labyrinth seals

在篦齒封嚴(yán)齒與襯套不發(fā)生接觸摩擦的情況下，摩擦熱產(chǎn)生的阻力功率為[24]

(1)

式中：n為密封齒數(shù)；ω為旋轉(zhuǎn)角速度；Cm為篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻力矩系數(shù);Cf為篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻摩擦系數(shù)；rui為第i齒齒頂半徑；rni為第i齒齒根半徑；R為氣體常數(shù)；Tin為入口總溫；B為密封齒間距。

Cm和Cf的表達(dá)式為

Cm=0.491(lgReω)-2.58

(2)

(3)

(4)

式中：Reω為周向雷諾數(shù)；r為轉(zhuǎn)子直徑；L為篦齒封嚴(yán)軸向長(zhǎng)度；μ為氣體黏性系數(shù)。

假設(shè)轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)克服這個(gè)阻力所需要的功率全部被氣流吸收，由能量守恒有

(5)

(6)

2 實(shí)驗(yàn)

2.1 篦齒封嚴(yán)實(shí)驗(yàn)件

本文研究對(duì)象為高低齒篦齒封嚴(yán)，其封嚴(yán)結(jié)構(gòu)如圖2所示，為了便于解決篦齒封嚴(yán)高低齒相互干涉的安裝問(wèn)題，篦齒封嚴(yán)靜子部分制做成分半結(jié)構(gòu)。實(shí)驗(yàn)段密封轉(zhuǎn)子直徑為180 mm，包含6組高低齒結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)子共帶有30個(gè)高低直齒，其中高齒12個(gè)，低齒18個(gè)。

圖2 高低齒篦齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)
Fig.2 Structure of high and low teeth staggered labyrinth seals

2.2 實(shí)驗(yàn)裝置

設(shè)計(jì)搭建了篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性實(shí)驗(yàn)臺(tái)，如圖3所示。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由壓氣機(jī)、儲(chǔ)氣罐、流量調(diào)節(jié)閥、高精度渦街流量計(jì)、篦齒實(shí)驗(yàn)件以及數(shù)采系統(tǒng)等設(shè)備組成。空氣由壓縮機(jī)供應(yīng)，供氣最大壓力為1 MPa。利用油潤(rùn)滑系統(tǒng)對(duì)實(shí)驗(yàn)臺(tái)的軸承進(jìn)行潤(rùn)滑，驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)由電機(jī)和增速器組成，直流電動(dòng)機(jī)功率為15 kW，選用傳動(dòng)比為1∶4.5的齒輪增速器增速之后，增速器輸出端的最高轉(zhuǎn)速可達(dá)到6 000 r/min，可在0～6 000 r/min的轉(zhuǎn)速下進(jìn)行篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性實(shí)驗(yàn)研究。

篦齒封嚴(yán)實(shí)驗(yàn)臺(tái)如圖4所示。為了消除加氣時(shí)產(chǎn)生的較大軸向力，采用中間進(jìn)氣的方法，使兩側(cè)軸向力相互抵消，同時(shí)采用軸向?qū)ΨQ的篦齒，保證兩側(cè)工況一致。由儲(chǔ)氣罐流出的高壓氣體在進(jìn)入氣缸前通過(guò)分流裝置分為兩股氣流，分別從氣缸中部的上下兩個(gè)方向同時(shí)進(jìn)氣，使得高壓氣流作用在氣缸的軸向推力相互抵消，同時(shí)保證了氣流全部流經(jīng)的通道是密封的，便于密封泄漏量的實(shí)驗(yàn)測(cè)量。

圖3 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖
Fig.3 Diagram of experimental system

圖4 實(shí)驗(yàn)臺(tái)實(shí)物圖
Fig.4 Picture of experimental setup

2.3 實(shí)驗(yàn)原理

在實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)出口分別布置一個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，每個(gè)腔室沿周向分別布置2個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，如圖5所示。壓力傳感器測(cè)量進(jìn)出口壓力，溫度傳感器測(cè)量溫度，測(cè)量精度為0.001 ℃，具有溫壓補(bǔ)償?shù)母呔戎悄軠u街流量計(jì)測(cè)量高低齒篦齒封嚴(yán)的泄漏量，測(cè)量精度為1%，實(shí)驗(yàn)測(cè)量的泄漏量為體積流量，而數(shù)值仿真得出的泄漏量為質(zhì)量流量，為了便于和數(shù)值仿真結(jié)果相互對(duì)比，本文將實(shí)驗(yàn)測(cè)量的體積流量轉(zhuǎn)換為質(zhì)量流量。實(shí)驗(yàn)主要測(cè)量壓比為1.1～1.3、轉(zhuǎn)速為0～6 000 r/min時(shí)高低齒篦齒封嚴(yán)的泄漏量和風(fēng)阻溫升值。實(shí)驗(yàn)時(shí)先給儲(chǔ)氣罐供氣至0.7 MPa，調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)速至6 000 r/min，然后打開(kāi)流量閥，控制初始進(jìn)口壓力為0.16 MPa左右，持續(xù)放氣使進(jìn)口壓力緩慢降低至0.1 MPa左右，同時(shí)數(shù)采系統(tǒng)持續(xù)記錄進(jìn)出口壓力值以及各個(gè)腔室的溫度。測(cè)量完成后關(guān)閉電機(jī)，每組實(shí)驗(yàn)測(cè)量?jī)纱危瑴p小系統(tǒng)帶來(lái)的誤差。待系統(tǒng)恢復(fù)到室溫再重復(fù)以上步驟，測(cè)量0～6 000 r/min的高低齒篦齒封嚴(yán)系統(tǒng)泄漏量和溫升值。

圖5 實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)分布圖
Fig.5 Arrangement of experimental measuring points

3 篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性求解模型

3.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

本文以實(shí)驗(yàn)件篦齒密封為研究對(duì)象，以便仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較，由于實(shí)驗(yàn)件軸向具有對(duì)稱性，取一半實(shí)驗(yàn)件進(jìn)行建模，具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖6所示。轉(zhuǎn)子帶有15個(gè)高低直齒，其中高齒6個(gè)，齒長(zhǎng)為5.3 mm，低齒9個(gè)，齒長(zhǎng)為2.2 mm，齒厚度均為1 mm，兩齒間相鄰8 mm，密封平均間隙為0.2 mm。轉(zhuǎn)子表面光滑，沿流動(dòng)方向密封腔室結(jié)構(gòu)呈周期性排列。

圖7為該模型的網(wǎng)格劃分示意圖。高低齒篦齒封嚴(yán)流場(chǎng)復(fù)雜，因此需考慮網(wǎng)格質(zhì)量對(duì)數(shù)值計(jì)算精度的影響。本次研究將高低齒篦齒封嚴(yán)網(wǎng)格模型分為高齒和低齒兩部分，高低齒均采用高質(zhì)量六面體網(wǎng)格，由于低齒尺寸較小，為準(zhǔn)確捕捉氣流通過(guò)密封間隙時(shí)產(chǎn)生的高速射流，對(duì)低齒部分進(jìn)行加密處理，提高網(wǎng)格密度，同時(shí)對(duì)不同網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)密封模型進(jìn)行了計(jì)算。由圖8可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于4 200萬(wàn)時(shí)，此時(shí)繼續(xù)提高節(jié)點(diǎn)數(shù)，泄漏量相對(duì)偏差小于0.1%，可以認(rèn)為繼續(xù)增加節(jié)點(diǎn)數(shù)對(duì)泄漏量的計(jì)算結(jié)果影響不大。

圖6 篦齒封嚴(yán)結(jié)構(gòu)尺寸
Fig.6 Structure size of labyrinth seals

圖7 網(wǎng)格劃分方法
Fig.7 Mesh generation method

圖8 網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)對(duì)泄漏量的影響
Fig.8 Influences of number of grid nodes on leakage flow

3.2 邊界條件及數(shù)值方法

本文的計(jì)算工質(zhì)為理想空氣，研究了不同壓比、轉(zhuǎn)速下篦齒封嚴(yán)泄漏特性和風(fēng)阻溫升的影響規(guī)律。表1給出了篦齒封嚴(yán)模型邊界條件。

采用數(shù)值求解三維、穩(wěn)態(tài)、RNGk-ε湍流模型，進(jìn)口給定總溫、總壓，出口給定平均靜壓。近壁區(qū)采用壁面函數(shù)法，固體壁面設(shè)置為絕熱、光滑無(wú)滑移邊界，氣流方向與進(jìn)口截面垂直。當(dāng)連續(xù)方程、動(dòng)量方程和湍流方程的均方根殘差下降到10-6，進(jìn)出口質(zhì)量流量差值小于0.1%時(shí)，認(rèn)為計(jì)算收斂。

表1 篦齒封嚴(yán)邊界條件Table 1 Boundary conditions of labyrinth seal

3.3 準(zhǔn)確性驗(yàn)證

圖9給出了轉(zhuǎn)換為6 000 r/min時(shí)高低齒篦齒封嚴(yán)泄漏特性數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的對(duì)比，由圖可知，相同轉(zhuǎn)速下，隨著壓比的增大，密封泄漏量逐漸增大，兩者近似呈線性關(guān)系，壓比從1.1升高到1.3時(shí)，篦齒封嚴(yán)泄漏量實(shí)驗(yàn)測(cè)量值由0.002 777 kg/s升高到0.009 494 kg/s，增加了241.8%，壓比的增大會(huì)降低篦齒封嚴(yán)密封性能。

圖9 篦齒封嚴(yán)泄漏特性數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)量對(duì)比
Fig.9 Comparison of leakage characteristics of labyrinth seals between numerical simulation and experimental measurement

此外可以看出，篦齒封嚴(yán)泄漏量的數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的最大誤差不超過(guò)5%。驗(yàn)證了本文密封數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

圖10給出了轉(zhuǎn)速為6 000 r/min，壓比為1.1時(shí)，篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)量的對(duì)比圖。由圖可知黏性氣流通過(guò)高速旋轉(zhuǎn)的高低齒時(shí)，沿軸向氣流溫度整體呈升高趨勢(shì)，數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果趨勢(shì)一致，驗(yàn)證了本文的準(zhǔn)確性。此外還可以看出，氣流通過(guò)篦齒封嚴(yán)時(shí)，氣流溫度在齒尖前略微下降，當(dāng)氣流通過(guò)齒尖進(jìn)入環(huán)形腔室后溫度回升。這是由于氣流在齒尖前發(fā)生流束收縮效應(yīng)，壓力能轉(zhuǎn)化為動(dòng)能、速度增大，溫度下降，隨后氣流以一定角度射入環(huán)形空腔，體積膨脹形成旋渦，氣流的絕大部分動(dòng)能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮芏纳ⅲ送鈿饬魑崭咚傩D(zhuǎn)轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的摩擦熱，使得腔室中的氣流溫度升高。

圖10 篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)量對(duì)比
Fig.10 Comparison of windage heating of labyrinth seals between numerical simulation and experimental measurement

4 結(jié)果分析

4.1 流場(chǎng)特性

4.1.1 壓力流場(chǎng)

圖11給出了篦齒封嚴(yán)軸向壓力變化圖。由圖可知篦齒封嚴(yán)內(nèi)部氣體壓力沿軸向逐級(jí)降低，高、低齒尖壓降基本相同，其中高齒齒尖壓降約為2 kPa，低齒齒尖壓降約為1 kPa，壓力在出口處接近大氣壓值。篦齒封嚴(yán)壓降主要體現(xiàn)在密封齒尖與齒腔這兩個(gè)部分，其中齒尖壓降遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于齒腔中壓降，齒尖壓降是由于氣體的流束收縮效應(yīng)引起的，齒腔壓降是由于氣體熱力學(xué)效應(yīng)引起的。

圖11 篦齒封嚴(yán)軸向壓力分布
Fig.11 Distribution of axial pressure of labyrinth seals

4.1.2 速度流場(chǎng)

圖12給出了篦齒封嚴(yán)的速度矢量分布圖。由圖可知各個(gè)齒腔中氣流速度分布類似，齒尖處氣體由于流束收縮效應(yīng)而增速，到了腔室中形成旋渦，動(dòng)能轉(zhuǎn)化為熱能而耗散速度降低。此外還可以看出，高低齒的存在增強(qiáng)了篦齒封嚴(yán)內(nèi)氣流旋渦的形成，有效地降低了篦齒封嚴(yán)的透氣效應(yīng)，有利于降低篦齒封嚴(yán)的泄漏量，相對(duì)于傳統(tǒng)直通式篦齒封嚴(yán)提高了密封性能。

圖12 篦齒封嚴(yán)速度矢量圖
Fig.12 Speed vectors of labyrinth seals

4.1.3 溫度流場(chǎng)

圖13給出了壓比為1.1、1.3，轉(zhuǎn)速為3 000、6 000 r/min時(shí)，篦齒封嚴(yán)總溫云圖。從圖中可以看出，沿流動(dòng)方向，由于轉(zhuǎn)子對(duì)氣流做功，總溫升高。靠近轉(zhuǎn)子壁面氣流的總溫較高，經(jīng)過(guò)封嚴(yán)篦齒后，氣流的總溫升高明顯。從圖13(a)、圖13(b)可以看出轉(zhuǎn)速?gòu)? 000 r/min升高到6 000 r/min時(shí)，氣流經(jīng)過(guò)篦齒封嚴(yán)后的總溫升從4 K升高到16 K，這說(shuō)明轉(zhuǎn)速對(duì)篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升影響較大。實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中，溫度的升高會(huì)加重發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子和靜子的熱負(fù)荷以及渦輪葉片冷氣的損耗，從而降低航空發(fā)動(dòng)機(jī)工作效率。

此外通過(guò)圖13(b)、圖13(c)可以看出壓比從1.1升高到1.3時(shí)，氣流經(jīng)過(guò)篦齒封嚴(yán)后的總溫升從16 K下降到10 K，說(shuō)明氣流溫升會(huì)隨壓比的增大而減小。主要原因是隨著壓比的增大，泄漏氣流速度增大，流量增加，加快了泄漏氣流與篦齒封嚴(yán)對(duì)流換熱，使得氣流溫升降低。

圖13 篦齒封嚴(yán)總溫云圖
Fig.13 Contours of total temperature of labyrinth seals

4.2 壓比和轉(zhuǎn)速對(duì)泄漏特性的影響

圖14給出了篦齒封嚴(yán)泄漏量隨壓比的變化曲線。由圖可知，隨著壓比的增大，密封泄漏量逐漸增大，兩者近似呈線性關(guān)系，壓比從1.1升高到1.3時(shí)，密封泄漏量由0.002 52 kg/s增加到0.010 21 kg/s，壓比的增大會(huì)降低篦齒封嚴(yán)密封性能。此外還可以看出，轉(zhuǎn)速?gòu)? r/min升高到6 000 r/min后，泄漏量從0.010 21 kg/s降低到0.009 69 kg/s，降幅為5.0%，轉(zhuǎn)速的增加對(duì)篦齒封嚴(yán)泄漏量影響變化不大。

圖14 泄漏量隨壓比的變化
Fig.14 Variation of leakage flow with pressure ratio

4.3 轉(zhuǎn)速對(duì)風(fēng)阻溫升特性的影響

圖15給出了壓比為1.1和1.3時(shí)，篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升理論計(jì)算、實(shí)驗(yàn)測(cè)量與數(shù)值仿真結(jié)果隨轉(zhuǎn)速的變化曲線。由圖可知，轉(zhuǎn)速在2 000 r/min以下時(shí)，轉(zhuǎn)速對(duì)篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升值的影響變化不大，轉(zhuǎn)速在2 000～6 000 r/min時(shí)，隨著轉(zhuǎn)速的增大，進(jìn)出口溫升值逐漸增加，壓比為1.1時(shí)溫升值最高達(dá)到12.87 K。此外可以看出，在低轉(zhuǎn)速下，理論計(jì)算、數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果相差較小，隨著轉(zhuǎn)速的增加，篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升升高，三者差值逐漸增大。這是由于低轉(zhuǎn)速下，風(fēng)阻摩擦生熱量小，對(duì)流換熱弱。隨著轉(zhuǎn)速的增加，泄漏氣流與環(huán)境溫差增大，對(duì)流換熱加快，損失了部分熱量，使得實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果比理論溫升值偏小。

圖15 風(fēng)阻溫升隨轉(zhuǎn)速的變化
Fig.15 Variation of windage heating with rotational speed

4.4 壓比對(duì)風(fēng)阻溫升特性的影響

圖16給出了轉(zhuǎn)速為3 000和6 000 r/min時(shí)，篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升理論計(jì)算、實(shí)驗(yàn)測(cè)量與數(shù)值仿真結(jié)果隨壓比的變化曲線。由圖可知理論計(jì)算得到的篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升與數(shù)值仿真結(jié)果更吻合，風(fēng)阻溫升隨著壓比的增大而減小。此外可以看出，轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí)，壓比從1.1升高到1.3時(shí)，平均溫升從15.60 K變化到7.85 K，下降了7.75 K，主要原因是隨著壓比的增大，篦齒封嚴(yán)泄漏量增加，同時(shí)密封內(nèi)泄漏氣流速度增大，氣體與氣缸及密封件之間的對(duì)流換熱加快，導(dǎo)致溫升值降低。此外還可以看出，理論計(jì)算、數(shù)值仿真與實(shí)驗(yàn)測(cè)量溫升百分比的差異隨著壓比的增大而減小。這是由于壓比為1.1時(shí)，風(fēng)阻摩擦生熱量大，泄漏氣流與環(huán)境溫差大，對(duì)流換熱強(qiáng)，當(dāng)壓比增加到1.3時(shí)，風(fēng)阻摩擦生熱量小，泄漏氣流與環(huán)境溫差降低，實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果更為貼近理論溫升值。

圖16 風(fēng)阻溫升隨壓比的變化
Fig.16 Variation of windage heating with pressure ratio

4.5 風(fēng)阻溫升效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)理

由以上分析可以得出，在篦齒封嚴(yán)與襯套不發(fā)生接觸以及絕熱的情況下。氣流在流經(jīng)高速旋轉(zhuǎn)的篦齒封嚴(yán)時(shí)，由于高低齒的存在，減弱了篦齒封嚴(yán)的透氣效應(yīng)，降低了泄漏量，但增加了氣流與篦齒的摩擦，這部分摩擦產(chǎn)生的阻力功率將會(huì)被流經(jīng)的黏性氣流所吸收。隨著壓比的增大，篦齒封嚴(yán)間隙氣流速度增大，氣流與氣缸及密封件之間的對(duì)流換熱速度加快，風(fēng)阻溫升效應(yīng)減弱。而轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的增加，會(huì)增強(qiáng)轉(zhuǎn)子與封嚴(yán)間隙氣流的摩擦，風(fēng)阻溫升效應(yīng)增強(qiáng)。因此風(fēng)阻溫升產(chǎn)生的主要原因是高速旋轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)子對(duì)氣流做功，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速越高，氣流吸收摩擦熱越多，風(fēng)阻溫升效應(yīng)越強(qiáng)。

5 結(jié) 論

本文對(duì)篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性進(jìn)行了理論與實(shí)驗(yàn)研究。設(shè)計(jì)搭建了篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升特性實(shí)驗(yàn)臺(tái)，建立了篦齒封嚴(yán)風(fēng)阻溫升數(shù)值求解模型，分析了不同壓比、轉(zhuǎn)速對(duì)篦齒封嚴(yán)泄漏特性和風(fēng)阻溫升特性的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論：

1) 高低齒篦齒封嚴(yán)相比于傳統(tǒng)直通式篦齒封嚴(yán)降低了透氣效應(yīng)，有利于降低篦齒封嚴(yán)泄漏量。

2) 轉(zhuǎn)速低于2 000 r/min時(shí)，風(fēng)阻溫升隨轉(zhuǎn)速變化不大，轉(zhuǎn)速在2 000～6 000 r/min時(shí)，風(fēng)阻溫升隨轉(zhuǎn)速的升高而增大，最高溫升可達(dá)12.87 K。

3) 風(fēng)阻溫升值隨壓比的增大而減小，轉(zhuǎn)速為6 000 r/min時(shí),壓比從1.1增加到1.3，溫升值下降了7 K左右。

4) 風(fēng)阻溫升效應(yīng)產(chǎn)生的主要原因是流經(jīng)封嚴(yán)間隙的氣流與高速旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)子相互摩擦，氣流吸收這部分摩擦熱導(dǎo)致溫度升高，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速越高，風(fēng)阻溫升效應(yīng)越強(qiáng)。