蔡 毅 李 靜

(中國航發(fā)上海商用航空發(fā)動機制造有限責任公司試驗驗證中心 上海 201306)

篦齒迷宮式封嚴在很長時間是航空發(fā)動機空氣系統密封的標準技術，這種封嚴方式可靠性強，應用廣泛，但泄漏量較大，作為替代結構，出現了刷式封嚴結構。研究和應用結果表明，同樣0.7 mm封嚴間隙，刷式封嚴能將泄漏量降低至迷宮式封嚴的10%；裝機試驗顯示使用刷式封嚴后推力增加3%。因此，刷式封嚴因被認為是最有可能替代迷宮式封嚴的結構[1-2]。多年以來，國外主要的發(fā)動機制造商和一些大學進行了金屬刷式封嚴的理論和試驗研究，建立了基于各向異性的軸對稱多孔介質模型，試驗測試了泄漏特性，并用試驗數據修正了仿真計算模型[3-5]。HENDRICKS等[6]在多孔介質模型的基礎上發(fā)展了體積計算模型。CARLILE等[7]以空氣、氦氣和二氧化碳為介質，試驗獲取了刷式密封靜態(tài)的、轉動的流量特性。BAYLEY和LONG[8]用試驗和理論方式分別研究了刷式封嚴內部的流動和壓力分布。

國內研究人員也采用試驗和仿真的方式研究了刷式封嚴的性能，通過搭建試驗裝置測量了單級和多級刷式封嚴的泄漏量，并發(fā)展了多孔介質數值模型對試驗結果進行了修正[9-12]。同時，還應用建模技術，研究了溫度場分布和內部流場分布，建立了三維模型，研究了刷式封嚴在航空發(fā)動機和汽輪機上的應用[13-17]。

刷式封嚴使用的刷絲，通常用不銹鋼等金屬絲材制成，實際應用中發(fā)現，刷絲與軸過盈配合，高速轉軸不斷磨損刷絲，易產生金屬碎屑，進入和堵塞滑油系統，容易造成系統故障。本文作者使用碳基纖維材料制備刷絲，密度約是金屬材質的1/5，摩擦因數約是金屬材質的1/10，且剛度小，過盈配合時摩擦應力小，磨損碎屑少，預期能顯著降低對滑油系統的潛在破壞。文中采用仿真和試驗的方法，研究改進后的刷式封嚴泄漏和流動特性，為碳基纖維材料刷絲的開發(fā)及應用提供依據。

1 試驗部分

如圖1所示，試驗裝置由驅動系統、空氣系統和試驗件等組成，驅動電機最大輸出功率110 kW，通過干式聯軸器連接齒輪箱，齒輪箱最高工作轉速25 000 r/min。連接軸通過聯軸器連接一對轉盤，轉盤跑道外徑181 mm，2個跑道分別與2個刷式封嚴刷絲束過盈配合。刷式封嚴內環(huán)直徑182 mm，刷絲束寬度0.8 mm，間隙0.5 mm，安裝2個封嚴件進行對照。供氣氣源表壓0.85 MPa，經一臺Fisher高精度調壓閥調節(jié)后，高壓腔壓力控制在105～140 kPa，低壓腔連通大氣。在壓差作用下，封嚴出現泄漏，空氣從高壓側泄漏至低壓腔，泄漏空氣分別經過左擋板、刷絲束、右擋板后流入低壓腔和出口，出口連接質量流量計，測量泄漏流量。

圖1 刷式密封試驗裝置

要模擬轉動工況時，開啟齒輪箱驅動轉盤跑道，模擬軸轉動，而刷式封嚴試驗件則保持靜態(tài)，動態(tài)耐久試驗時，試驗轉速范圍0～4 000 r/min，調節(jié)入口試驗溫度達到100～300 ℃，試驗前后分別進行靜態(tài)泄漏試驗。圖2所示是試驗進行前的安裝狀態(tài)圖。

圖2 試驗狀態(tài)

表1是試驗和計算的刷式封嚴主要的幾何參數。

表1 刷式封嚴參數

2 仿真計算

2.1 幾何模型與網格

圖3所示是簡化后的計算模型，選取5°扇形區(qū)域作為計算域，采用旋轉軸對稱三維模型，進口總壓、出口靜壓。在刷絲束前后給定足夠整流距離，減少進、出口邊界影響。計算模型與文獻[1]采用的模型尺寸相當，網格數目178萬，是后者的6倍，刷絲束區(qū)域、前擋板間隙、后擋板間隙采用高密度，其他區(qū)域采用相對稀疏的網格密度。同樣網格密度，與文獻[2]的試驗結果對比，壓差0.07 MPa時，計算流量為14 g/s，試驗流量為18 g/s。計算和試驗結果符合性可以接受，認為網格密度適用。

圖3 計算模型

2.2 求解模型

表2給出了計算邊界條件，設置無滑移壁面邊界條件，出口壓力為大氣壓，入口壓力為105～140 kPa，入口常溫300 K，設置旋轉周期性邊界條件。計算域劃分為空氣流動域和刷絲束流動域，空氣流動域采用理想空氣及k-ε湍流模型，刷絲束內采用多孔介質模型。多孔介質模型相是內部帶體積力的N-S方程，增加要求解動量方程：

表2 邊界條件

Fr=-Auμ-Bρ|u|u

(1)

式中:F是單位體積上的阻力;A是黏性阻力張量；B是內部阻力張量；u是名義流速；μ是動力黏性系數；ρ是流體密度。

阻力張量有3個方向，分別是沿著流體泄漏方向、垂直流體泄漏方向和沿著刷絲高度方向。此次計算取各向同性，即3個方向阻力當量一致。根據具體結構參數和試驗數據確定多孔介質模型的滲透率，CFX內部轉換為阻力張量，從而完成求解。根據最初試驗數據測算，試驗件初始滲透率設置為0.28Darcy。

3 結果及分析

3.1 壓差影響

圖4所示是初始的不同壓差下的泄漏量計算和試驗結果。

圖4 不同壓差下初始靜態(tài)泄漏量計算和試驗結果對比

常溫靜態(tài)情況下的泄漏量處于較低水平，隨著壓差增大，計算值從5 kPa下的0.05 g/s增加到40 kPa下的0.33 g/s，試驗值從15 kPa下的0.04 g/s增加到40 kPa下的0.25 g/s。即隨著壓差增大，計算和試驗的泄漏量接近線性增加，計算值略低于試驗值。封嚴泄漏量微小，當前模型的結果符合性良好，采用多孔介質模型，經過試驗修正參數后，能夠相對準確地預測刷式封嚴的泄漏特性。

3.2 動態(tài)耐久性

圖5所示是3個階段動態(tài)耐久性試驗泄漏特性對比，第一階段動態(tài)試驗溫度105 ℃，試驗轉速2 199 r/min，試驗壓差7.5 kPa，10 h后靜態(tài)壓差試驗顯示，泄漏量從0.14 g/s(25 kPa)增加到0.51 g/s(25 kPa)，較初始值大幅增大；第二階段動態(tài)試驗溫度150 ℃，轉速1 800 r/min，試驗壓差10 kPa，30 h試驗過程泄漏量基本保持不變，這與文獻[10]的結論一致。初始泄漏量增大的原因，分析認為轉軸表面線速度高達300 m/s，初始動態(tài)試驗磨損嚴重，過盈配合導致刷絲磨損，長期試驗導致刷絲容易變形、分叉、彎折,導致滲透率增加，最終泄漏量增大;初始磨合過后，刷式封嚴性能較穩(wěn)定。但此次后期更長時間的耐久性試驗后，刷式封嚴性能嚴重下降，則表明該型刷式封嚴用的非金屬材料耐久性仍有待提高。

圖5 耐久性試驗后泄漏特性

3.3 轉速影響

動態(tài)試驗后的靜態(tài)試驗顯示，停止轉動后，泄漏量幾乎保持不變。仿真計算時，轉速4 600 r/min工況下，計算得到流量值0.22 g/s(29 kPa)，與靜態(tài)工況一樣。兩者顯示，當前的轉速范圍內(4 600 r/min)，轉動似乎對泄漏量無明顯影響，文獻[7]顯示近似的結論。分析認為，密封效果關鍵取決于流通的間隙和壓差，在壓差一定的情況下，轉軸的高速轉動并沒有明顯增加或減少泄漏流動的間隙，因而泄漏量未明顯變化。

3.4 流場分布

圖6所示是不同壓差下的流線圖，壓差(5 kPa)很小時，氣流從入口徑直流入封嚴泄漏，壓差增大到16 kPa后，在封嚴前擋板形成渦流后，沿著擋板向下流動泄漏。圖7所示是壓差40 kPa下的速度矢量圖，可以看到，由于旋渦的作用，大部分流體貼著前擋板縫隙上端泄漏。結果表明，壓差的作用下，在后腔內形成射流和渦流結構，壓差越大，渦流強度越大。

圖6 流線圖

圖7 速度矢量圖(壓差40 kPa)

3.5 壓力分布

圖8所示是刷絲束內部壓力分布，可以看到壓力梯度主要發(fā)生在封嚴刷內部。出口壓力保持大氣壓的情況下，入口壓力越大，壓力梯度越大；泄漏流方向上壓力接近等距離漸變。結果表明，壓差絕大部分發(fā)生在刷絲束內部區(qū)域，刷絲的存在造成了壓力損失。

圖8 總壓分布

4 結論

(1)研究表明，隨著壓差增加，碳基纖維刷絲刷式封嚴泄漏量增加，壓差從15 kPa增加40 kPa，泄漏從0.04 g/s增加到0.25 g/s，未發(fā)現轉速對泄漏量的顯著影響。

(2)采用多孔介質模型模擬刷式封嚴，得到的結果數據與試驗符合性良好。

(3)動態(tài)耐久性試驗表明，隨著試驗時間增加，刷式封嚴的滲透率逐漸增加，泄漏量顯著增加后保持穩(wěn)定；但經過更長時間的耐久性試驗后，碳基纖維刷絲刷式封嚴性能出現嚴重下降，表明該型刷式封嚴采用的非金屬材料耐久性仍有待提高。