高壓液氧渦輪泵孔型/蜂窩阻尼密封的設計

毛 凱，李昌奐，張 聃，安 康

(西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

離心輪前、后凸肩泄漏量占泵內泄漏量的主要部分，目前國內外常用的密封方法有兩種，一種是采用浮動環密封方案，此種方案可通過設置較小的密封間隙來獲取較低的泄漏量，但研究中發現此種結構對泵運轉穩定性要求較高；另外一種為固定的密封方案，在密封環或者葉輪凸肩表面設置多個迷宮型密封齒來降低泄漏量，但此種結構間隙較大，泵容積效率一般較低。因此，為了提高封嚴性能，必須采用更先進的密封形式。

孔型/蜂窩阻尼密封由于具有優良的封嚴性能和阻尼性能，已廣泛應用于壓氣機、燃氣渦輪、汽輪機等氣體工質旋轉機械中。國內外學者對其進行了大量的試驗和數值研究，研究了不同結構參數、轉速、進出口壓力和進口預旋等不同因素對密封泄漏特性的影響規律。結果表明氣體工質孔型阻尼密封和蜂窩阻尼密封具有相近的、優于傳統迷宮密封的封嚴性能和阻尼穩定性能。但通過查閱文獻發現，對于液體介質，尤其是高壓力差結構中，蜂窩密封的應用非常少，也無成熟的研究結論可以直接采用。可查到的昆明理工大學王文全以兩平行平板間的蜂窩密封結構為研究對象，采用數值方法得到了不同蜂窩半徑和深度下蜂窩結構與之相對應的梳齒密封結構的泄漏量，結果表明：蜂窩結構比傳統的梳齒結構具有更好的密封性能；流體從間隙進入蜂窩內腔后產生了很強的漩渦而耗散部分動能，這種作用對降壓節流起到主要作用。在液體泵的領域，僅有上海凱士比泵有限公司付子龍將蜂窩式密封環應用于大功率、高轉速鍋爐給水泵上，并對其加工制造方法進行了研究探索，采用特殊的電火花腐蝕工藝實現。最終相比于光滑式表面，蜂窩式密封結構將其泄漏量從2.5%降低至1%，試驗測得泵效率能夠提供1.1個百分點。Jolly等實驗測量了不同轉速下，水工質孔型阻尼密封的泄漏特性和轉子動力特性，并與光滑密封進行了比較。研究表明相比于光滑面密封，孔型阻尼密封具有優良的封嚴性能和轉子穩定性。

本文針對某火箭發動機中高壓液氧渦輪泵離心輪的前、后凸肩動密封，采用孔型/蜂窩阻尼密封代替原始迷宮密封方案，并開展密封結構參數優化設計和封嚴性能分析研究。研究了孔深、孔徑對液氧孔型/蜂窩阻尼密封泄漏特性的影響規律，并與迷宮密封的封嚴性能進行了比較。

1 孔型/蜂窩阻尼密封設計方案

圖1給出了某型火箭發動機高壓液氧渦輪泵局部結構示意圖。其為典型帶誘導輪的單級、高壓離心泵結構。工作過程中為了減小離心輪前、后凸肩處液氧泄漏量，以獲取較高的泵容積效率，在離心輪前、后密封環上設計了傳統的固定式迷宮密封結構。表1給出了離心輪前、后凸肩動密封的主要尺寸。原始迷宮密封結構是在離心輪前、后密封環內孔表面設置了6排迷宮密封齒結構。渦輪泵全三維流場分析表明該迷宮密封存在泄漏量偏大、氣流激振顯著的問題。

本文針對圖1所示渦輪泵離心輪前、后凸肩原始迷宮密封結構進行優化改進，采用先進的孔型/蜂窩阻尼密封進行代替原始迷宮密封，達到減小離心輪前、后凸肩處動靜間隙泄漏量和抑制液流激振的目的。

圖1 液氧渦輪泵局部結構圖Fig.1 Schematic of the liquid oxygen turbine pump

表1 前、后凸肩動密封裝配尺寸

為了保證與原迷宮密封方案的可比性，以及符合動密封裝配尺寸要求，孔型/蜂窩阻尼方案設計保證表1所示的密封裝配尺寸不變。為了保證密封環的加工工藝性及其在液氧環境中的安全性，結構尺寸進行了一定的約束限制。孔型密封尺寸滿足：孔徑

D

≥0.3 mm、深徑比

H

/

D

≤5、最小壁厚

B

≥0.5 mm；蜂窩密封尺寸應滿足內切圓直徑

D

≥0.4 mm，深徑比

H

/

D

≤4、最小壁厚

B

≥0.5 mm。

圖2給出了孔型阻尼密封和蜂窩阻尼密封三維結構圖。受前、后凸肩動密封軸向和周向裝配尺寸的限制，隨孔型/蜂窩阻尼密封孔徑的增大，軸向和周向能夠布置的孔排數目減小?？讖經Q定了孔型/蜂窩阻尼密封的耗散空腔數目，而孔徑和孔深共同決定了耗散空腔的形狀，進而影響密封的封嚴性能。已有研究結果表明孔徑和孔深是孔型/蜂窩阻尼密封泄漏特性的關鍵影響因素。因此，本文選取孔徑和孔深作為密封設計的關鍵參數。表2給出了不同孔型/蜂窩密封方案的孔徑、孔深和孔數目等結構參數。前、后凸肩密封具有相同的軸向長度和不同的周向長度(半徑不同)，因此相同孔徑下，二者具有相同的軸向孔排數和不同的周向孔排數。

圖2 孔型/蜂窩阻尼密封Fig.2 Hole-pattern/honeycomb seal

表2 孔型密封孔腔結構參數

2 計算模型和數值方法

2.1 計算模型

圖3給出了迷宮密封、孔型阻尼密封和蜂窩阻尼密封3種密封方案的網格模型。采用三維造型軟件UG生成3種密封流體域的三維計算模型，然后采用ICEM軟件生成密封流體域的多塊結構化網格。考慮到密封結構的旋轉周期性，為減小計算量，迷宮密封計算域選取5°的弧段，孔型密封和蜂窩密封選取兩排孔腔弧段，周向2個側面采用周期性邊界條件。為保證進出口均勻邊界條件，密封計算域增加了進出口延伸段。采用O型網格對每個密封環形腔(迷宮密封)、圓柱孔腔(孔型密封)和六面體孔腔(蜂窩密封)進行結構化網格剖分，并對近壁面邊界層(>15)加密，滿足y的要求，密封間隙沿徑向布置了20～25個節點。不同孔徑、孔深下的孔型/蜂窩密封采用了72萬～175萬的網格節點數。

圖3 迷宮、孔型和蜂窩密封三維計算網格Fig.3 Computational meshes of labyrinth seal, hole-pattern seal and honeycomb seal

2.2 數值計算方法

基于商用軟件ANSYS CFX，采用定常求解RANS方程的數值方法，計算分析了孔徑、孔深對孔型/蜂窩密封的泄漏特性的影響規律，并與迷宮密封進行了比較。表3給出了具體的數值計算方法和邊界條件。工質采為低溫液態氧；進口給定總壓，流動方向垂直進口邊界，湍流度取5%；出口給定平均靜壓。湍流模型選用

k

-

ε

兩方程模型，近壁面采用壁面函數法求解。連續方程、動量方程的均方根殘差小于10數量級，進出口流量不平衡度小于0.1%時，認為計算收斂。進出口壓力邊界條件通過液氧渦輪泵額定工況下全三維流場數值計算獲得。

表3 數值方法和邊界條件

3 結果與討論

3.1 數值方法驗證

目前文獻中缺少針對液氧工質孔型/蜂窩阻尼密封泄漏量的實驗數據，本文選用Jolly等的不同轉速下，水工質(水和液氧均為不可壓縮流體，具有相近的流動特性)孔型阻尼密封泄漏量的實驗數據對數值方法進行校核。圖4給出了不同轉速下，水工質孔型阻尼密封泄漏量的實驗值和數值預測結果。各轉速下，密封泄漏量數值預測誤差小于5%，與實驗結果吻合良好。因此本文數值方法能夠可靠預測液相孔型/蜂窩密封的泄漏特性。

圖4 不同轉速下，水工質孔型密封泄漏量Fig.4 Leakage flow rates of water-fed hole-pattern seal at different rotational speeds

3.2 孔深對孔型密封泄漏特性的影響

圖5給出了不同孔徑下，前凸肩孔型密封的泄漏量隨孔深的變化曲線。

圖5 不同孔徑下前凸肩孔型密封泄漏量隨孔深變化曲線Fig.5 Leakage flow rate versus hole depth for the front shoulder seal at different hole diameter

如圖5所示，在孔徑

D

=0.3～1.4范圍內，孔徑越大，孔型密封的泄漏量越小。不同孔徑下，孔型密封泄漏量隨孔深變化呈現相同趨勢：隨孔深增加，孔型密封泄漏量先逐漸減小，并在深徑比

H

/

D

= 0.5附近達到泄漏量最小值，然后再增加最后逐漸下降并趨于恒定值。圖5中，孔徑1.4 mm的A和B孔型密封周向孔數目分別為120個和128個，其中B孔型密封泄漏量更小。可見，增加周向孔排數能夠提高孔型密封封嚴性能。因此，可以得出結論：不同孔徑下，液氧孔型阻尼密封均具有最優的深徑比

H

/

D

=0.5使泄漏量最?。幌嗤讖较?，周向孔排數越多，孔型密封封嚴性能越好。后凸肩計算結果與前凸肩結果基本一致，文中不再贅述。圖6給出了孔徑

D

=1.4 mm時，不同孔深下，孔型密封孔腔子午面速度流線分布。如圖6所示，隨孔深增加，腔室內的渦流結構從單渦核結構逐漸轉變為耗散作用更強的多渦核結構，隨著孔深進一步增加，又重新變為單渦核結構，導致孔型密封泄漏量隨孔深增加呈現先降低后增加的趨勢。

圖6 不同孔深下，孔型密封孔腔子午面流線分布Fig.6 Streamline distributions on the meridian plane of the hole cavity at different hole depths

3.3 孔徑對孔型密封泄漏特性的影響

圖7給出了最佳徑深比

H

/

D

=0.5下，前凸肩孔型密封的泄漏量隨孔徑的變化曲線。如圖7所示，隨孔徑增大，孔型密封泄漏量先減小，并在孔徑

D

=1.4附近達到泄漏量最小值，然后再增大。需要說明的是：隨孔徑

D

的增大，軸向和周向孔排數均減小，即孔型密封的耗散腔數目減小，總體密封腔耗散作用減弱；同時，隨孔徑

D

的增大，孔腔上下游間隙距離增大，流體動能輸運系數減小，單個密封腔耗散作用增強。增大孔徑

D

使單個密封腔的耗散作用增強，但減少了密封腔數目，進而導致泄漏量先減小后增大。因此，可以得出結論：有限的動密封軸向尺寸下，液氧孔型阻尼密封存在最佳孔徑

D

(本文中最佳孔徑

D

=1.4 mm)使泄漏量最小。后凸肩計算結果與前凸肩結果基本一致，文中不再贅述。

圖7 最佳深徑比H/D=0.5下，前凸肩孔型密封泄漏量隨孔徑的變化曲線Fig.7 Leakage flow rate versus hole diameter of the font shoulder hole-pattern seal with the optimum ratio of hole-depth to diameter

3.4 迷宮、孔型和蜂窩密封性能比較

根據孔型密封的孔徑、孔深對泄漏量的影響規律，可知孔型密封最佳孔腔尺寸為

D

=1.4 mm，

H

/

D

=0.5。據此，本文設計了六面體芯格內切圓直徑

D

=1.2 mm、芯格深度

H

=0.6 mm和

D

=1.4 mm，

H

=0.7 mm的兩種蜂窩密封方案，并與迷宮密封、孔型密封進行了封嚴性能對比。表4給出了最佳孔型密封方案和蜂窩密封方案的孔腔尺寸。

表4 孔型和蜂窩密封方案孔腔尺寸

圖8和圖9分別給出了前、后凸肩動密封的3種密封方案泄漏量計算結果。所設計的孔型密封和蜂窩密封方案具有相近的封嚴性能，均能顯著減小原始迷宮密封的泄漏量；相比于原始迷宮密封，所設計的孔型/蜂窩阻尼密封使前、后凸肩動密封泄漏量分別減小了約19%和21%。

圖8 前凸肩動密封的迷宮、孔型和蜂窩密封方案泄漏量比較Fig.8 Leakage flow rates of labyrinth seal, hole-pattern seal and honeycomb seal for the front shoulder seal

圖9 后凸肩動密封的迷宮、孔型和蜂窩密封方案泄漏量比較Fig.9 Leakage flow rates of labyrinth seal, hole-pattern seal and honeycomb seal for the rear shoulder seal

圖10給出了不同密封方案孔腔子午面的速度流線分布。由圖可以看出，相對于迷宮密封的單渦核結構，孔型密封、蜂窩型密封均是雙渦核渦流結構，渦流耗散作用更強，因此泄漏量更低。

圖10 迷宮、孔型和蜂窩密封孔腔子午面流線分布Fig.10 Streamline distributions on the meridian plane of the labyrinth seal, hole-pattern seal and honeycomb seal

4 結論

針對某型火箭發動機高壓液氧渦輪泵離心輪的前、后凸肩動密封，設計了孔型/蜂窩阻尼密封代替原始迷宮密封方案，并對孔徑、孔深等密封結構參數進行優化設計，數值分析了孔深、孔徑對液氧孔型阻尼密封、蜂窩阻尼密封泄漏特性的影響規律，并與迷宮密封的封嚴性能進行了比較。綜合以上數值計算結果可以得到以下結論：

1)不同孔徑下，液氧孔型/蜂窩阻尼密封均具有最優的深徑比

H

/

D

=0.5、

H

/

D

=0.5使泄漏量最?。幌嗤讖较?，周向孔排數越多，孔型/蜂窩密封封嚴性能越好。2)有限的動密封軸向尺寸下，液氧孔型/孔型阻尼密封泄漏量隨孔徑先增大后減小，存在最佳孔徑

D

(本文中最佳孔徑

D

=1.4 mm)使泄漏量最小。

3)相比于原始迷宮密封，優化設計的孔型/蜂窩密封使渦輪泵離心輪前、后凸肩密封泄漏量分別減小了約19%和21%。