Диссертация (785882), страница 40
Текст из файла (страница 40)
Определениевыходной кромки далее вниз по потоку, где исчезает рециркуляционнаязона, должно улучшить сходимость, но в то же время приведёт к значительному увеличению размера расчётной сетки.Эффект увеличенной по сравнению со стандартной моделью выходной области на расчётные значения динамических коэффициентовприведены во втором блоке табл. 5.4. Длина выходной области в стандартной модели составляет = 0.03 м. Данное значение использовалось при моделировании уплотнения SSS-1, при этом полученные результаты показали хорошее согласование с экспериментальными значениями [297] (см.
главу 6).При проведении расчётов на стенках дополнительной выходной области использовались граничные условия без прилипания. Силы, возникающие в дополнительной выходной области, не используются приопределении глобальных динамических коэффициентов.Полученные результаты показывают, что увеличение длины выходной области не оказывает влияние на значения локальных коэффициен2385.3. Анализ ВГД-моделейтов жёсткости и глобальной перекрёстной жёсткости. Длина выходнойобласти заметно меняет глобальный прямой коэффициент жёсткости:абсолютное значение , уменьшается вдвое при удлинении выходной области в 2 или 4 раза.
Влияние на коэффициенты демпфирования,несмотря на их малые значения, остаётся также относительно малым.Влияние модели турбулентностиМодель турбулентности SST с опцией автоматических пристеночных функций и коррекцией кривизны потока используется в стандартной ВГД-модели газового уплотнения.Расчёты для лабиринтного уплотнения SSS-3 показали, что неиспользование коррекции кривизны в двухпараметрической модели турбулентности приводит к увеличенным перекрёстным коэффициентамжёсткости по сравнение с экспериментальными данными (см. [303]) ис результатами расчётов с включённой коррекцией.Также была протестирована одна из моделей рейнольдсовских напряжений, состоящей из шести транспортных уравнений. Результаты,полученные при проведении нестационарного расчёта в отсутствии прецессии ротора, сведены в последней строке табл.
5.4. Использованнаямодель рейнольдсовских напряжений RSM BSL замыкается по аналогии с более простой двухпараметрической ( − ) моделью BSL.Приведённые результаты показывают, что использование двух моделей турбулентности приводит к сопоставимым перекрёстным коэффициентам жёсткости. Однако значение глобального прямого коэффициента жёсткости заметно увеличилось при использовании модели рейнольдсовых напряжений (увеличение на около 140% по сравнению созначением, полученным с помощью стандартной модели SST).Также можно отметить, что нестационарный расчёт в данном случае не приводит к адекватным результатам для коэффициентов демпфирования. Это может быть связано с возникновением нестационарныхэффектов в уплотнении при использовании модели рейнольдсовых напряжений RSM BSL, а также с малым уровнем демпфирования в рассматриваемом уплотнении SSS-3.
Нестационарный расчёт в данном слу-2395.3. Анализ ВГД-моделейчае выполнялся с целью получения приемлемой сходимости решения.5.3.3. Сравнение методов расчёта динамическихкоэффициентовЛабиринтное уплотнение SSS-1Результаты влияния частоты возбуждения на расчётные динамические коэффициенты при использовании частного метода круговой прецессии представлены для короткого лабиринтного уплотнения SSS-1 втабл. 5.5. Показаны глобальные динамические коэффициенты жёсткости и демпфирования, полученные для следующих рабочих параметров: = 0.056 мм, 0 = 4.5 бар, 0 = 145 м/с, = 750 об/мин.Полученные результаты демонстрируют практическое отсутствиезависимости динамических коэффициентов жёсткости от частоты возбуждения для данного уплотнения, заданного диапазона частоты возбуждения и выбранных рабочих параметров. Динамические коэффициенты демпфирования малы и не зависят от частоты возбуждения.
Этоговорит о выполнении допущений линейной динамической модели бесконтактного уплотнения.Поведение SSS-1, подобное показанному в табл. 5.5, было также получено для других значений давления и начальной закрутки потока.При более высоких частотах может наблюдаться расхождение отлинейной модели. Однако для данного уплотнения использование частот до ±12000 об/мин не привело к заметным отличиям в расчётныхТаблица 5.5.
Влияние частоты возбуждения на расчётные динамическиекоэффициенты для уплотнения SSS-1Ω [об/мин] [Н/мм] [Н/мм] [Н·с/мм] [Н·с/мм]0−21.51196.80——0; 750−21.51196.800.130.060; ±750−21.40196.990.140.06±750−21.35197.090.140.060; −750−21.51196.800.140.062405.3. Анализ ВГД-моделейзначениях динамических коэффициентов (см. рис. 5.13, на котором показаны расчётные компоненты аэродинамической силы для значенийчастоты прецессии 0 и ±12000 об/мин).Рис. 5.13.
Расчётные силы в зависимости от частоты прецессии (SSS-1)Лабиринтное уплотнение SSS-3Результаты сравнения методов расчёта динамических коэффициентов жёсткости и демпфирования для лабиринтного уплотнения SSS-3сведены в табл. 5.6.Стандартный подход для определения динамических коэффициентов соответствует частотному методу круговой прецессии с использованием трёх частот возбуждения (нулевая, прямая синхронная, обратная синхронная): Ω = 0, ±78 рад/с.
Второй вариант частотного методавключает пять частот: Ω = 0, ±78, ±210 рад/c.Метод конечных возмущений используется в двух вариантах, отличающихся эксцентриситетом вала и величиной возмущения: ¯ = 0.0,Δ̄ = 0.2 (концентричное положение вала, обозначение МКВ 1) и ¯ = 0.2,Δ̄ = 0.02 (эксцентричное положение вала, обозначение МКВ 2). Результаты метода конечных возмущений, представленные в табл. 5.6, состоятиз четырёх коэффициентов жёсткости: [ ; ].В методе траекторий моделировалась круговая орбита вала вокругцентра уплотнения для двух значений частоты прецессии (прямая и обратная синхронные прецессии): Ω = ±78 рад/с.
При использовании ча-2415.3. Анализ ВГД-моделейТаблица 5.6. Сравнение методов расчёта динамических коэффициентовдля уплотнения SSS-3Глобальные коэффициенты,,[Н/мм], ,[Н·с/мм]Локальные коэффициентыℓℓ[Н/мм]ℓℓ[Н·с/мм]1) Стандарт−87.2102.60.120.11 −42.776.20.090.102) Пять частот−88.8103.90.120.09 −44.577.60.100.091) МКВ 1:−91.7103.6−43.776.4−89.1−103.3−43.5−76.8−66.2101.0−22.677.4−80.1−118.2−32.9−94.6−92.0106.80.09 −28.576.30.380.082) МКВ 2:Методтраекторий0.12стотного метода круговой прецессии и метода траекторий эксцентриситет вала составляет 0.1 мм (Δ̄ = 0.02).Полученные результаты показывают, что рассмотренные методыприводят к согласующимся значениям коэффициентов жёсткости. Парные коэффициенты, определяемые в методе конечных возмущений, демонстрируют хорошее совпадение для случая концентричного положения вала (подход МКВ 1). Данные результаты подтверждают адекватность допущений, сделанных в частотном методе круговой прецессии.В случае эксцентричного вала метод конечных возмущений (подходМКВ 2) приводит к расхождениям в значениях парных коэффициентов.Причиной расхождений может являться относительно малая величинавозмущения (Δ̄ = 0.02), а также тот факт, что используемое эксцентричное положение вала не является точкой равновесия.Как отмечалось в разделе 4.4.2, при использовании метода конечных возмущений в стационарных расчётах методами ВГД является затруднительным наложение возмущений по двум направлениям на компоненты скорости поверхности вала для определения коэффициентовдемпфирования.
В частности в пакете CFX имеется возможность задатьнормальную и тангенциальную компоненты скорости в качестве граничных условий на стенке. Однако в алгоритме решателя все заданные2425.3. Анализ ВГД-моделейкомпоненты скорости будут спроецированы на поверхность стенки. Этоприводит к некорректным граничным условиям при использовании метода конечных возмущений.
Поэтому в табл. 5.6 отсутствуют значениякоэффициентов демпфирования для подходов МКВ 1 и МКВ 2.Тем не менее, описанный подход, основанный на методе конечныхвозмущений, может в частных случаях привести к удовлетворительнымрезультатам по коэффициентам демпфирования, например, при использовании более высоких значений возмущения и наличия уплотняемойсреды более высокой плотности (см.
работу по жидкостным гладкимуплотнениям в [295]).Сравнение результатов, полученных частотным методом круговойпрецессии с использованием трёх или пяти частот, показывает, что частота в данном случае не оказывает значительное влияние на коэффициенты жёсткости и демпфирования. Применение квадратичной динамической модели выдает практически нулевые динамические коэффициенты массы.Метод траекторий в данном случае включает в себя два нестационарных расчёта, моделирующих прямую и обратную синхронные прецессии.
На выполнение нестационарных расчётов требуется значительно больше времени по сравнению с другими методами. Заметным отличием в результатах метода траектории является локальный прямойкоэффициент демпфирования, который принимает заметно более высокое значение.Как отмечалось выше, при высоких частотах возбуждения пренебрежение динамическими коэффициентами инерции может отрицательно влиять на результаты расчётов. Для исследования квадратичной динамической модели был проведён анализ для конфигурации SSS-3, но супрощённой геометрией гребешков (см. раздел 6.1.1).Моделирование для скорости вращения вала 9557 об/мин показало,что динамические коэффициенты, полученные с помощью линейной модели динамики ротора (содержащей только коэффициенты жёсткостии демпфирования) и квадратичной модели из ур.
![](https://s.studizba.com/z.php?f=/templates/si/i/noavatar.png&w=100&h=100&t=1"){kind=avatar}
