帶緣板修型的靜盤深腔型復合封嚴試驗

張慶才，劉松，王欽欽，譚曉茗，*，張靖周，郭文

1．南京航空航天大學 能源與動力學院，南京 210016

2．中國航發四川燃氣渦輪研究院，成都 610500

3．北京航空航天大學 航空發動機研究院，北京 102206

航空發動機渦輪盤腔間隙的存在容易引起燃氣入侵，造成盤腔內的燒蝕損傷，通常在渦輪盤腔內設置封嚴結構，并引入壓氣機側的冷空氣，用于提高盤腔內壓力，防止燃氣入侵。然而過多的冷氣用量會造成主流壓力能、熱能等能量損失，降低渦輪效率。因此，封嚴結構設計顯得尤為重要，采用高效的封嚴結構既可以有效抑制高溫燃氣入侵盤腔，防止渦輪盤燒蝕；又可以顯著減少冷氣用量，這對渦輪性能乃至發動機的整體設計都具有重要意義［1-3］。

國內外研究人員在盤緣封嚴特性和結構研究方面開展了大量的工作。Phadke 和Owen［4］較早地開展了無外流條件下基礎盤緣封嚴（軸向封嚴和徑向封嚴）燃氣入侵特性的試驗研究，探討了轉速對封嚴效率和最小封嚴流量的影響規律。考慮到存在外流的影響，Sangan 等［5-6］根據單級渦輪的試驗結果研究了基礎盤緣封嚴的外部誘導入侵特性［7］和旋轉誘導入侵特性［8］。吳康等［9］結合試驗和數值方法研究了渦輪級環境下基礎盤緣封嚴的燃氣入侵特性，得出了入侵氣體和封嚴氣體主要在盤腔高半徑處發生摻混，并在動盤旋轉夾帶作用下深入盤腔的結論。

陶加銀［10-11］和Jia［12］等在雙重封嚴的數值研究中發現相比基礎盤緣封嚴，雙重軸向封嚴和徑向-軸向封嚴確實具有較佳的封嚴表現。Sangan等［13］試驗研究了基礎盤緣封嚴和雙重封嚴的燃氣入侵特性。結果表明雙重封嚴比結構單一的軸向封嚴和徑向封嚴能更好地保證低半徑盤腔的 封 嚴 效 率。Popovíc 和Hodson［14］通 過 試 驗 和數值手段詳細對比了疊覆封嚴和一系列疊覆封嚴改進型的密封性能，對比結果表明，疊覆封嚴本身具有較高的封嚴效率，疊覆封嚴的靜盤腔滯留了入侵的高溫燃氣，阻止了燃氣繼續下侵低半徑盤腔。Da Soghe 等［15］提出了一種靜盤側設置深腔的封嚴結構，并對比研究了容腔結構幾何參數對封嚴效率的影響。Scobie 等［16］提出了一種復雜的“天使翼”（Angel Wing）封嚴結構。研究發現盤腔復雜腔室的設計能通過增加燃氣的流動阻力來阻止燃氣入侵，從而具有較高的封嚴效率。

Popovíc 和Hodson［14］、Schuler 等［17-18］不僅對疊覆封嚴腔內結構進行了研究，而且對疊覆封嚴的緣板結構進行了端面設計，研究結果表明，采用改進后的緣板端面能改善葉片葉根區域的溫度，降低氣動損失，但對疊覆封嚴的封嚴性能沒有提升作用。Erickson 等［19］提出了2 種仿生學的緣板結構（“海豚鼻”緣板結構和“鯊魚鼻”緣板結構），并重點研究了2 種封嚴結構的燃氣入侵特性，研究表明“海豚鼻”封嚴結構的燃氣入侵情況低于“鯊魚鼻”封嚴結構。Zhang 等［20］基于鯊魚鼻封嚴結構，對海豚鼻緣板造型和增加容腔的封嚴結構進行了試驗和數值研究，研究結果表明，海豚鼻緣板結構及其鉤式造型使得封嚴流在封嚴腔中產生回轉渦，從而使海豚鼻緣板封嚴結構取得了較高的封嚴效率。

綜上所述，針對封嚴腔內靜盤側設置深腔與封嚴緣板造型改進的封嚴結構的封嚴特性研究內容較少，缺乏深入細致的分析，基于此，本文提出了一種帶緣板修型的靜盤深腔型復合封嚴結構，開展了典型工況影響下的盤腔封嚴特性試驗研究，在此基礎上通過數值模擬揭示了封嚴腔內流場的詳細信息和封嚴特性。

1 試驗裝置和測量方法

1.1 試驗裝置

本試驗在設計轉速為4 000 r/min 的全環試驗臺上完成，試驗臺整體結構見圖1。試驗臺主體系統主要由動力系統、供氣系統、試驗段和數據采集系統等幾部分構成。

圖1 試驗設施整體示意圖Fig.1 Schematic diagram of overall layout of experimental system

供氣系統可分為主流供氣系統和封嚴流供氣系統。主流供氣系統為試驗段主流通道提供所需的穩定氣源，其最大供氣量為19 770 m3/h。封嚴流供氣系統為試驗件轉靜盤腔提供含有一定二氧化碳氣體體積分數的穩定氣流。試驗時將干燥無雜質的壓縮空氣和二氧化碳氣體（示蹤氣體）一同通入穩壓箱，經摻混并穩定后形成所需的封嚴用氣，封嚴流最大供氣量為3.5 kg/min。

圖2給出了含軸向封嚴結構的試驗段截面示意，試驗段主流通道高度H為10 mm，靜盤上安裝靜葉32 片，動盤上安裝動葉64 片，動盤半徑b為220 mm，盤腔軸向間隙S為18 mm。本試驗選用盤緣封嚴結構共3種，軸向封嚴結構、疊覆封嚴結構和帶緣板修型的靜盤深腔型復合封嚴結構，分別用Seal A、Seal B 和Seal C 表示，結構示意如圖3所示。相比Seal A 封嚴結構，Seal B 封嚴結構在靜盤上安裝了靜盤封嚴環，而Seal C 封嚴結構在Seal B 封嚴結構的基礎上采用靜盤深腔造型和動盤修型緣板。

圖2 試驗段截面Fig.2 Cross-section of overall configuration

圖3 試驗選用的3 種盤緣封嚴結構Fig.3 Three rim seal structures in experiment

1.2 數據采集

本試驗要求采集的數據包括主流流量、封嚴流量、試驗段總/靜壓、盤腔二氧化碳氣體體積分數等。主流流量通過主流通道入口處的靜壓和總壓計算得到，主流通道入口處的靜壓測點Mp1 和總壓測點Mp2 如圖4 所示。封嚴流量由質量流量控制計測量可得。

圖4 壁面壓力和體積分數測點Fig.4 Pressure and volume fraction measuring points on wall

為分析靜葉和動葉所引起的主流通道周向壓力不均勻性影響，試驗中在距離靜葉4 mm 處沿周向均勻布置7 個靜壓測點［21］，在距離動葉4 mm 處沿周向均勻布置6 個靜壓測點，以獲取靜葉尾緣下游和動葉前緣上游靜壓值。圖5 給出了靜壓測點位置，測點剛好能覆蓋1 個葉片通道。其中靜葉尾緣下游靜壓和主流總靜壓的獲取途徑一致，均是通過測壓管連接到壓力掃描閥測量獲取。而動盤具有旋轉特性，本試驗在動葉前緣設置6 枚庫利特壓力傳感器（傳感器的測量量程為0～7×104Pa），并選用旋轉采集儀來儲存并獲取動葉前緣壓力。為確保數據的準確性，試驗開展前對測壓管和旋轉狀態下的庫利特壓力傳感器進行了標定，旋轉狀態下的標定方法參見文獻［22］。校準后，壓力測量的不確定度在±2%范圍內。

圖5 主流通道內靜壓測點布置Fig.5 Arrangement of static pressure measuring points in main flow channel

腔內不同半徑處（r/b=0.92， 0.93， 0.94， 0.97， 0.98）的二氧化碳氣體體積分數測點如圖4 所示，測點在周向共設置3 組（組間間隔5.6°）。二氧化碳氣體體積分數采用GXH-3010H 紅外線分析儀來測量，儀器測量誤差低于測量值的1%。試驗時調節二氧化碳氣源閥門開度，使穩壓箱內二氧化碳氣體體積分數維持在3%左右［23-24］。而主流中二氧化碳氣體體積分數接近于0，故盤腔內二氧化碳氣體體積分數的變化就可以反映主流氣體入侵盤腔的程度。

1.3 試驗工況和參數定義

下面給出本試驗涉及的參數定義。

旋轉雷諾數

式中：ρ和μ分別為氣流的參考密度和動力黏度；b為渦輪盤半徑；ω為轉盤角速度；下標“φ”表示周向。

主流雷諾數

式中：v為主流軸向速度；下標“w”表示軸向。

無量綱角度定義為

式中：θ0為計算模型的起始角度；θ1為計算模型的終止角度；θ為測點角度。計算模型中起始和終止角度分布如圖6 所示。

圖6 周向角度示意圖Fig.6 Schematic diagram of circumferential angle

切向速度比

式中：vφ為周向速度；r為對應的半徑。

封嚴效率

式中：c表示某處的二氧化碳體積分數；c0代表冷氣入口處二氧化碳體積分數；c∞為主流二氧化碳體積分數。本文用封嚴效率ε的大小來描述盤緣封嚴的封嚴特性，封嚴效率ε=100%表示該處無主流入侵，完全封嚴；封嚴效率ε=0 表示該處主流完全入侵。按照上述儀器測量最大誤差，式（5）求得的封嚴效率最大相對誤差為2%。

根據上述參數定義，試驗工況范圍為主流雷諾 數0.75×105≤Rew≤9.36×105，旋 轉 雷 諾 數1.6×105≤Reφ≤8.1×105，流量比（封嚴流量/主流流量，用FR 表示）為0.2%～2.5%。

2 結果與分析

試驗通過分析各封嚴結構下的靜壓分布和示蹤氣體體積分數分布，獲得了主流流量、封嚴流量、轉速對主流通道內壓力和盤腔封嚴效率的影響規律，并結合數值計算結果對比分析了3 種封嚴結構的盤腔流場結構和封嚴效率。

2.1 主流雷諾數的影響

在保證封嚴流量為定值，旋轉雷諾數Reφ=4.8×105時，試驗研究了不同主流雷諾數Rew對主流通道內壓力和封嚴性能的影響，圖7 給出了主流雷諾數對靜葉尾緣下游靜壓的影響情況，圖中縱坐標P為測點靜壓，Pin為主流雷諾數Rew=4.68×105時主流通道進口處靜壓。主流雷諾數的改變對靜葉尾緣下游區域的壓力影響較大，主流雷諾數增加，靜葉尾緣下游區域的壓力增加。靜葉的存在使得靜葉尾緣下游靜壓在周向上具有不均勻性，靠近靜葉尾緣區域（θ*≈0.8）的靜壓高于其他區域，而增加主流雷諾數也會讓靜葉尾緣下游區域的周向壓力不均勻性變大，可見主流通道內靜葉尾緣下游周向壓力不均勻性與主流雷諾數的大小密切相關。

圖7 靜葉下游靜壓分布（Reφ=4.8×105）Fig.7 Distribution of static pressure downstream of vane（Reφ=4.8×105）

比較Seal A、Seal B 以及Seal C 封嚴結構的壓力曲線可知，主流雷諾數在（1.56 ～ 4.68）×105范圍內，靜葉尾緣周向壓力不均勻性：Seal C＞Seal B＞Seal A，即Seal C、Seal B 封嚴結構會加劇靜葉尾緣周向壓力不均勻性，其中Seal C 封嚴結構最為明顯。而在其余主流雷諾數下，三者引起的尾緣周向壓力不均勻性又趨于一致。

從圖8 可以發現主流雷諾數的改變對動葉前緣的壓力影響也很大，主流雷諾數增加，動葉前緣測點區域的壓力不斷增加，這說明主流通道內動葉前緣處壓力變化與主流雷諾數的大小也密切相關。比較3 種封嚴結構的壓力曲線，三者的壓力曲線變化大致相同，在動葉葉間流通區域內的流體速度高，對應的前緣區域（θ*≈0.45）靜壓值較小；動葉前緣區域的氣體沖擊動葉前緣，速度降低，靜壓值增加。此外，相比于低主流雷諾數（Rew=0.75×105），高主流雷諾數（Rew=9.36×105）下的動葉前緣周向壓力分布不均勻性減小。

圖8 動葉上游靜壓分布（Reφ=4.8×105）Fig.8 Distribution of static pressure upstream of blade （Reφ=4.8×105）

不同半徑處盤腔封嚴效率分布如圖9 所示，主流雷諾數的改變對盤腔封嚴效率影響較大，主流雷諾數增加，腔內的封嚴效率不斷減小。結合靜葉下游和動葉上游壓力分布曲線可知，主流雷諾數增加，主流通道內壓力增加，主流與腔內的壓差變大，主流氣體入侵加劇，封嚴效率降低。由圖9（a）和圖9（b）可知，在不同主流雷諾數下，Seal B 封嚴結構低半徑盤腔（r/b≤0.94）的封嚴效率高于80%，而Seal A 封嚴結構只有在主流雷諾數為0.75×105時才能達到。由此可見Seal A 封嚴結構內部沒有設置靜盤封嚴環，主流氣體直接入侵到內部盤腔，低半徑盤腔與高半徑封嚴容腔的封嚴效率基本一致。而疊覆封嚴能將大部分主流氣體阻隔在高半徑封嚴容腔（r/b≥0.96）中，有效阻止了主流氣體下侵，保證了低半徑盤腔較高的封嚴效率。但Seal B 封嚴結構高半徑封嚴容腔因為滯留了大部分主流氣體，并沒有讓主流氣體直接與封嚴冷氣進行大規模地摻混，所以從圖9（a）和圖9（b）可以看出，主流雷諾數在（1.05～4.68）×105范圍內，高半徑封嚴容腔內Seal B 封嚴結構的封嚴效率低于Seal A 封嚴結構。

比較圖9（b）和圖9（c）可知，在同一主流雷諾數下，Seal C 封嚴結構的低半徑盤腔（r/b≤0.94）的封嚴效率明顯高于Seal B 封嚴結構，即使在不同主流雷諾數下其封嚴效率值都處于85%以上。比較圖9（a）～圖9（c）可以發現：同一主流雷諾數下，Seal C 封嚴結構在高半徑封嚴容腔內（r/b≥0.96）的封嚴效率高于其他2 種封嚴結構，由此可知，Seal C 封嚴結構特殊的靜盤深腔和緣板造型，在保證低半徑盤腔高封嚴效率的同時，還能提高盤腔高半徑封嚴容腔內的封嚴效率，進而使得Seal C封嚴結構的密封性能在3種封嚴結構中脫穎而出。

2.2 封嚴流量的影響

在保證主流雷諾數為Rew=4.68×105，旋轉雷諾數Reφ=4.8×105時，研究了不同封嚴流量（圖中用流量比FR 表示）對主流通道內壓力和封嚴性能的影響。如圖10 所示，研究不同封嚴流量下靜葉尾緣下游靜壓的變化規律。從圖中可以發現封嚴流量增加，靜葉尾緣下游靜壓值會有一定增加但并不大，這是因為封嚴流量增加使得封嚴出流流量增加，流經封嚴出口上部區域的主流會受到封嚴出流帶來的阻塞作用，靜葉尾緣下游靜壓值會發生上升的情況。但封嚴流量的改變并沒有影響靜葉尾緣壓力的不均勻性。在比較3 種封嚴結構的壓力曲線過程中，可以發現3 種封嚴結構的靜葉尾緣周向壓力曲線并沒有較大區別，因此，3 種封嚴結構在試驗工況下并沒有明顯地對靜葉尾緣下游靜壓分布造成較大影響。

圖11 給出了3 種封嚴結構的動葉前緣周向壓力曲線。從曲線中可以發現：在本文研究的試驗工況下，封嚴流量的增加對動葉前緣區域的壓力增幅較小，對葉間通道前緣區域的壓力存在影響。這是因為動葉前緣區域因壓力勢場的存在，該區域壓力較高，封嚴出流對此區域造成的壓力變化較小。而在葉間通道前緣區域，壓力相對較小，封嚴出流對該區域影響較大。對比3 種封嚴結構的壓力曲線可知，封嚴結構的改變并沒有影響動葉前緣區域的壓力分布，但會對葉間通道前緣區域的壓力造成影響。

圖12給出了不同封嚴流量下盤腔封嚴效率分布，封嚴流量的增加提高了腔內的封嚴效率。結合圖10和圖11試驗數據可知封嚴流量增加對主流通道內壓力影響較小，但增加封嚴流量提高了盤腔內壓力，有利于提高盤腔封嚴效率。對比圖12（a）～圖12（c）可知，要保證低半徑盤腔（r/b≤0.94）的封嚴效率高達90%，Seal A、Seal B 和Seal C 封嚴結構所需要的流量比分別為2.5%、0.6%和0.4%。而要保證高半徑封嚴容腔（r/b≥0.96）的封嚴效率高達90%，其所需要的封嚴冷氣量：Seal A＞Seal B＞Seal C。因此，Seal B 封嚴結構的封嚴特性優于Seal A 封嚴結構，Seal C 封嚴結構的封嚴特性優于Seal B 封嚴結構。即在達到同等封嚴要求的前提下，Seal C 封嚴結構所需要的封嚴冷氣最少。

圖12 不同半徑處封嚴效率分布 （Rew=4.68×105， Reφ=4.8×105）Fig.12 Distribution of sealing efficiency at different radii （Rew=4.68×105， Reφ=4.8×105）

2.3 旋轉雷諾數的影響

在保證主流雷諾數為Rew=4.68×105，流量比FR=0.4%時，研究不同旋轉雷諾數Reφ對主流通道內壓力和封嚴性能的影響。圖13 為不同旋轉雷諾數工況下靜葉尾緣下游靜壓的分布，從中可以發現旋轉雷諾數增加，3 種封嚴結構靜葉尾緣下游靜壓值均會增加，其中Seal B 和Seal C封嚴結構的靜葉尾緣壓力在周向上的增值基本一致，Seal A 封嚴結構的靜葉尾緣壓力在周向上的增值有較大差別。即Seal B 和Seal C 封嚴結構的靜葉尾緣周向壓力不均勻性隨旋轉雷諾數改變而不發生明顯改變，Seal A 封嚴結構靜葉尾緣周向壓力不均勻性隨旋轉雷諾數增加而增大。

圖13 靜葉下游靜壓分布（Rew=4.68×105， FR=0.4%）Fig.13 Distribution of static pressure downstream of vane （Rew=4.68×105， FR=0.4%）

旋轉雷諾數增加引起葉間通道前緣壓力增加的現象從圖14 中可以發現，旋轉雷諾數增加沒有對動葉前緣高壓區產生較大影響，而對葉間通道前緣區域的壓力產生較大影響。旋轉雷諾數越大，葉間通道前緣區域的壓力越大且越接近動葉前緣區域壓力，即周向壓力不均勻性下降。比較3 種封嚴結構的壓力曲線，發現封嚴結構改變沒有對動葉前緣區域的壓力產生明顯影響，只會讓葉間通道前緣區域壓力產生微小變化。

圖14 動葉上游靜壓分布 （Rew=4.68×105， FR=0.4%）Fig.14 Distribution of static pressure upstream of blade （Rew=4.68×105， FR=0.4%）

由靜葉尾緣和動葉前緣壓力分布可知，旋轉雷諾數增加，封嚴出口外部區域壓力呈現增加的趨勢，而盤腔外部壓力增加會導致主流氣體入侵加劇。結合圖15 給出的不同半徑處盤腔封嚴效率可以看出，旋轉雷諾數增加，3 種封嚴結構盤腔封嚴效率都會下降。對比3 種封嚴結構的封嚴效率可知，無論是低半徑盤腔（r/b≤0.94），還是高半徑封嚴容腔（r/b≥0.96），Seal B 封嚴結構和Seal C 封嚴結構的密封性能優于Seal A 封嚴結構，而Seal C 封嚴結構的密封性能比Seal B 封嚴結構又更勝一籌。

圖15 不同半徑處封嚴效率分布（Rew=4.68×105， FR=0.4%）Fig.15 Distribution of sealing efficiency at different radii （Rew=4.68×105， FR=0.4%）

2.4 盤緣封嚴特性的數值研究

為了更詳細地研究盤緣封嚴結構的封嚴特性，并獲得封嚴腔內詳細的流場信息。接下來對試驗段流體流通區域開展相應的數值仿真研究。選取試驗模型的1/32 個圓周（11.25°）作為數值計算模型，其模型結構如圖16所示（以疊覆封嚴為例）。

圖16 計算模型Fig.16 Computational model

計算模型的網格采用ICEM-CFD 軟件進行結構化網格劃分，在輪轂、動葉、靜葉等固體壁面處均劃分了附面層網格，采用SST（Shear Stress Transport）k-ω湍流模型時滿足壁面y+值在1 附近。針對計算模型具有的旋轉特性，本文采用商用軟件ANSYS CFX 進行數值求解。數值模擬研究工況根據試驗工況確定，主流進口和封嚴入口都為質量流量進口，進口氣體溫度均設為300 K，主流出口為壓力出口，出口壓力為環境大氣壓。葉片、輪轂和封嚴固體壁面設置為光滑、絕熱、無滑移壁面，周向邊界設置為旋轉周期面。靜止域和旋轉域之間的動靜交界面類型設置為Frozen Rotor。靜葉所處區域為靜止域，轉靜盤腔和動葉所處區域為旋轉域，盤腔內靜盤側壁面為靜止壁面，動盤側壁面為旋轉壁面，此計算域設置方法能夠較為準確地模擬腔室內部的流動［25-26］。數值計算差分格式采用High Resolution 格式，選擇Scalable 函數壁面處理方法。各變量的殘差收斂標準為10-5，且各監測面的參數不再發生變化時認為計算收斂。

為驗證相關數值計算中所選取的計算方法和計算結果的可靠性，以疊覆封嚴結構為例，在主流雷諾數Rew=4.68×105，旋轉雷諾數Reφ=4.8×105工況條件下，選取典型參數（FR=0.4%，0.6%，1.2%）開展CFD 計算并將結果與試驗結果（EXP）進行對比驗證。圖17和圖18分別為靜葉下游靜壓和動葉上游靜壓的數值與試驗結果對比，從圖中可以看出：數值計算結果與試驗結果在變化規律上趨于一致，靠近靜葉尾緣區域（θ*≈0.8）的靜壓高于其他區域，靠近動葉前緣區域（θ*≈0.7）的靜壓高于其他區域。在圖17 和圖18 所示范圍內，兩者的相對誤差低于2%。圖19為盤腔封嚴效率的數值與試驗結果對比，圖中橫坐標為不同盤腔測點所處的半徑值，縱坐標為封嚴效率。從圖中可以看出：數值結果與試驗結果具有很好的吻合性，封嚴效率隨著盤腔半徑的增加而不斷下降的變化趨勢是一致的。且封嚴流量對封嚴效率的影響規律也具有一致性，隨著封嚴流量的增加，封嚴效率增加。在圖19 所示范圍內，兩者的最大相對誤差為4.98%，故數值計算結果可以很好地反映試驗結果。

圖17 靜葉下游靜壓數值與試驗結果對比Fig.17 Comparison of numerical and experimental results of static pressure downstream of vane

圖18 動葉上游靜壓數值與試驗結果對比Fig.18 Comparison of numerical and experimental results of static pressure upstream of blade

圖19 盤腔封嚴效率的數值與試驗結果對比Fig.19 Comparison of numerical and experimental results of sealing efficiency of disc cavity

為了分析盤緣封嚴結構的封嚴特性對流場分布和流動特性的影響。選擇流量比為0.4%時的3 種封嚴結構進行剖析，盤腔子午面的流場結構和封嚴效率分布情況如圖20 所示。從Seal A 封嚴結構的流場結構中可以看出，主流氣體沖擊動盤緣板并沿著動盤緣板上端面流入盤腔。而封嚴冷氣在旋轉泵效應的影響下沿著動盤流動，流入盤腔的主流氣體將繼續沿著靜盤下侵，與封嚴冷氣摻混后流入動盤側。故封嚴冷氣不能有效地組織起來去抵抗主流氣體的入侵。從封嚴效率云圖可以看出，Seal A 封嚴結構的盤腔封嚴效率非常低。

圖20 盤腔子午面流場結構與封嚴效率分布Fig.20 Flow field structure and sealing efficiency distribution of disc cavity meridional plane

而Seal B 封嚴結構和Seal C 封嚴結構內部設有靜盤封嚴環，在盤腔高半徑處形成了封嚴容腔。在Seal B 封嚴結構中，沿動盤緣板上端面下侵的主流氣體在封嚴容腔中聚集并形成渦系結構，該渦系結構消耗著入侵的主流氣體，并配合沿動盤端面流動的封嚴冷氣，將主流氣體阻隔在封嚴容腔內。從封嚴效率云圖可以看出，Seal B 封嚴結構低半徑盤腔的封嚴效率較高，但高半徑封嚴容腔處的封嚴效率卻低于Seal A 封嚴結構，因此Seal B 封嚴結構犧牲了高半徑封嚴容腔的封嚴效率，保護了低半徑盤腔。

在Seal C 封嚴結構中，一方面采用靜盤深腔，有利于緩沖主流高壓氣體。另一方面，采用修型的緣板結構，能夠改變沿緣板上端面下侵的主流氣體的流動方向，減少流入靜盤深腔的主流氣體流量。此外，動盤緣板與靜盤封嚴環之間形成的狹窄流通通道，能夠引導沿動盤流動的封嚴冷氣吹入靜盤深腔，封嚴冷氣能更多地與主流氣體在靜盤深腔內發生摻混，從而更好地抵御主流氣體。結合封嚴效率云圖可知，Seal C 封嚴結構不僅保證了低半徑盤腔高的封嚴效率，而且提高了高半徑封嚴容腔處的封嚴效率（相比于Seal A封嚴結構和Seal B 封嚴結構），故Seal C 封嚴結構在密封性能上具有更好的表現。

盤腔內部切向速度比β分布如圖21 所示，盤腔切向速度的變化一方面反映了渦輪盤的氣流夾帶情況，另一方面反映了主流與封嚴氣流的摻混情況。圖中盤腔靜盤側流體的切向速度比明顯低于動盤側，這是因為動盤旋轉夾帶作用，使得動盤側流體具有較高的切向速度。從云圖中亦可發現封嚴出口區域具有非常高的切向速度，這是主流入侵所致，具有高切向速度的主流氣體通過封嚴間隙入侵盤腔，并與腔內封嚴冷氣進行摻混且加速腔內氣流旋轉。比較3 種封嚴結構的切向速度比β分布可知，Seal B 和Seal C 封嚴結構由于靜盤封嚴環對主流存在一定的阻隔作用，主流影響的徑向深度隨之變淺。Seal C 封嚴結構具有的靜盤深腔和緣板造型進一步減輕了主流的影響。

圖21 切向速度比β 分布Fig.21 Distribution of tangential velocity ratio β

圖22給出了該工況下盤腔不同半徑處的封嚴效率分布，封嚴效率沿盤腔半徑增大的方向是降低的。對于Seal A 封嚴結構，主流氣體沿靜盤直接入侵盤腔深處，無法對盤腔進行有效地密封，在很大范圍內封嚴效率較低且沒有變化。靜盤安裝封嚴環后，盤腔下部封嚴效率得到了較大提升，封嚴效率由30% 左右提升至90% 左右。而在高半徑封嚴容腔區域，Seal C 封嚴結構的封嚴效率相比其他2 種封嚴結構具有較好的表現。在保證下部盤腔高封嚴效率的同時，封嚴容腔區域的封嚴效率提升了10%左右。

圖22 不同半徑處封嚴效率分布 （Rew=4.68×105， Reφ=4.8×105， FR=0.4%）Fig.22 Distribution of sealing efficiency at different radii （Rew=4.68×105， Reφ=4.8×105， FR=0.4%）

3 結 論

本文研究了主流流量、封嚴流量、轉速對軸向封嚴結構、疊覆封嚴結構和帶緣板修型的靜盤深腔型復合封嚴結構的主流通道內壓力和盤腔封嚴效率的影響規律，并對比分析了3 種封嚴結構的封嚴性能，研究結論如下：

1）對于3 種封嚴結構來說，主流雷諾數的增加會使靜葉尾緣和動葉前緣區域周向壓力上升。主流雷諾數在（1.56～4.68）×105范圍內，靜葉尾緣周向壓力不均勻性：Seal C＞Seal B＞Seal A。3 種結構對動葉前緣周向壓力不均勻性影響較小。主流雷諾數增加使得主流通道內壓力增加，外部誘導入侵加重，盤腔封嚴效率降低。

2）封嚴流量的改變對靜葉尾緣周向壓力和周向壓力不均勻性影響較小，其僅對動葉葉間通道前緣區域存在影響。封嚴流量增加使盤腔更好地抵御主流氣體入侵，繼而提高盤腔封嚴效率。

3）旋轉雷諾數增加，靜葉尾緣周向壓力和動葉葉間通道前緣壓力隨之增加，主流氣體入侵盤腔加劇，盤腔封嚴效率降低。此外，旋轉雷諾數增加會加劇軸向封嚴結構靜葉尾緣周向壓力不均勻性，并降低3 種封嚴結構的動葉前緣周向壓力不均勻性。

4）通過試驗與數值仿真研究發現，相比軸向封嚴結構，疊覆封嚴結構由于高半徑封嚴容腔的設置，改變了盤腔流場結構，犧牲了高半徑封嚴容腔處的封嚴效率，保證了低半徑盤腔的封嚴效率。而帶緣板修型的靜盤深腔型復合封嚴結構在疊覆封嚴結構基礎上采用靜盤深腔和緣板修型，不僅能保證低半徑盤腔的封嚴效率，還能有效組織封嚴冷氣將主流氣體阻隔在靜盤深腔之外，提高了高半徑處封嚴容腔的封嚴效率。