汽輪機低壓排汽缸內(nèi)導(dǎo)流擋板對其性能影響的分析

謝偉亮, 王紅濤, 竺曉程, 周代偉, 杜朝輝

(1.上海交通大學(xué) 機械與動力工程學(xué)院,上海 200240;2.上海電氣電站設(shè)備有限公司汽輪機廠,上海 200240)

汽輪機低壓排汽缸是連接末級透平和凝汽器的 通道,其擴壓能力的優(yōu)劣直接影響汽輪機組整機的性能.在凝汽器喉部真空度一定的情況下,低壓排汽缸的擴壓能力越強,汽輪機透平末級出口處的靜壓就越低,機組的可配置焓降就越高.研究表明:汽輪機的排汽損失在整機損失中占有相當(dāng)大的比重[1].因此,改進排汽缸的氣動設(shè)計,提高排汽缸擴壓能力并降低其能量損失具有重要意義.

汽輪機的低壓排汽缸主要由擴壓器和蝸殼組成.根據(jù)以往的研究可知,氣流流經(jīng)擴壓器和蝸殼時,在不同部位發(fā)生折轉(zhuǎn),其內(nèi)部流動呈現(xiàn)出復(fù)雜的三維旋渦結(jié)構(gòu).圖1為汽輪機低壓排汽缸的三維流線圖.從圖1可以清楚地觀察到從排汽缸蝸殼頂部產(chǎn)生的端部渦、分離渦和擴壓器出口的流動結(jié)合,共同形成了排汽缸蝸殼出口內(nèi)的通道渦.旋渦結(jié)構(gòu)不但造成了能量的耗散,使排汽損失增加,效率降低,而且旋渦的存在使流動發(fā)生擁堵,減少了排氣通道的有效通流面積,進而降低了排汽缸的擴壓能力.因此,改變汽輪機低壓排汽缸的旋渦結(jié)構(gòu),使旋渦減弱,就能有效提高排汽缸的整體性能.

圖1 汽輪機低壓排汽缸的三維流線圖Fig.1 3D stream line in the exhaust hood

以往有關(guān)排汽缸的研究主要集中在排汽缸內(nèi)部流場的分析[2-3]和通過優(yōu)化排汽缸結(jié)構(gòu)來改善其性能方面[4-5],但通過在排汽缸內(nèi)部安裝擾流部件以改變內(nèi)部旋渦來提高其性能的研究并不多.在排汽缸內(nèi)安裝導(dǎo)流擋板作為一種有效改善排汽缸內(nèi)部流動的方法,國外的學(xué)者也曾開展過類似的研究,如俄羅斯的學(xué)者V.F.Kasilov[6]和A.E.Zaryankin[7-8]分別提出了在排汽缸內(nèi)安裝不同形式的長隔板和繞流柱以及在排汽缸下部安裝短柵格的方法,以加強對流動的引導(dǎo),從而達到減弱分離和形成渦流的效果.V.F.Kasilov以壓力損失為參考對象,通過實驗考察了2種不同形式的長隔板,認(rèn)為在實驗中所采取的安裝隔板達到打碎旋渦結(jié)構(gòu)的方式并不可取;而A.E.Zaryankin對安裝柵格后的排汽缸進行了測試,認(rèn)為安裝柵格使大渦破碎成為小渦,更容易通流,這種方式不僅大幅降低了機組振動(60%～80%),而且使總損失降低了 2%～5%.A.S.Leǐzerovich[9]在其專著里也對這2種不同的方式進行了描述.在國內(nèi),竺曉程等[10]也進行過安裝擋板來提高排汽缸性能方面的數(shù)值研究,但對于如何安裝擋板才能獲得較好的效果以及安裝擋板效果的試驗和數(shù)值模擬的對比驗證方面,國內(nèi)外的研究均缺乏具體數(shù)據(jù).

筆者借助模型試驗和CFD軟件,采用在排汽缸下部不同位置安裝導(dǎo)流擋板以改變內(nèi)部旋渦的方法,研究和分析了導(dǎo)流擋板對排汽缸內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)和氣動性能的影響.

1 吹風(fēng)實驗臺介紹

圖2為排汽缸模型實驗臺示意圖,實驗?zāi)Ｐ蜑閹в谐隹诙窝由斓哪吵R界機組的低壓排汽缸1∶10縮小比例模型.風(fēng)機作為連續(xù)工作的氣源,通過調(diào)節(jié)變頻器控制氣源的風(fēng)量.在送風(fēng)管道中部裝有整流部件以保證排汽缸入口流場的均勻和穩(wěn)定.在試驗中,使用皮托管壓力計測量流道動壓變化,并調(diào)節(jié)變頻儀以保證每次測量進口流量的一致性.圖3為擋板安裝示意圖.在排汽缸模型下部加擋板區(qū)的不同位置分別安裝了1～7號單塊橫向擋板和8～12號雙塊縱向擋板(圖3),用于進行對比研究.擋板安裝的具體位置示于圖3(b),圖中所示的擋板間距及擋板與壁面之間的距離均以無量綱形式給出,其中橫向間距以所示平面區(qū)域的長為基準(zhǔn),縱向間距以此平面區(qū)域的寬為基準(zhǔn).排汽缸進口參數(shù)在A-A截面測得,出口參數(shù)測量位置即為排汽缸出口處.在A-A截面,使用壓力計測量無隔板和分別安裝1～12號擋板時的進口平均總壓和靜壓值,在出口平面測量平均靜壓值.在每次測量后,僅安裝1塊橫向擋板或1對縱向擋板.試驗使用的壓力計為16通道的DSA 3017壓力掃描閥,其量程為2.5 kPa,精度為±1.25 Pa,可滿足測量需求.在試驗過程中,使用采集卡直接讀取壓力值,以避免人工讀數(shù)所造成的誤差.

圖2 排氣缸實驗臺示意圖Fig.2 Schematic diagram of the ex perimental setup for the exhaust hood

2 數(shù)值計算

建立了帶有進出口段延伸的排汽缸計算模型,并使用Ansys網(wǎng)格劃分軟件Icem對排汽缸計算模型進行了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分(圖4),其網(wǎng)格總數(shù)約為810 944個,最小角度為36°,對壁面網(wǎng)格進行了適當(dāng)加密.計算軟件使用CFX,以理想氣體為工質(zhì),湍流模型采用k-ε模型.邊界條件:進口給定流量為2.0 kg/s,出口給定平均靜壓為101 325 Pa.在正式計算之前,采用以靜壓恢復(fù)系數(shù)和總壓損失系數(shù)為判定依據(jù)的網(wǎng)格無關(guān)性驗證,認(rèn)為810 944個網(wǎng)格數(shù)能夠兼顧精度和計算效率,本文的數(shù)值計算都是基于此網(wǎng)格進行的.

圖3 擋板安裝示意圖Fig.3 Schem atic diag ram of the baffle arrangemen t

圖4 排氣缸計算模型的網(wǎng)格Fig.4 Grid division of the exhaust hood model

3 結(jié)果與分析

3.1 性能計算

分別采用靜壓恢復(fù)系數(shù)和總壓損失系數(shù)來衡量擴壓能力和流動損失,其計算公式為:

靜壓恢復(fù)系數(shù)

總壓損失系數(shù)

當(dāng)計算排汽缸整體靜壓恢復(fù)系數(shù)與總壓損失系數(shù)時,對于試驗結(jié)果,僅計算靜壓恢復(fù)系數(shù)Cp的值;對于數(shù)值計算結(jié)果,在獲取進出口總壓和靜壓后,直接使用式(1)、式(2)來求取C t,p和Cp.計算部件靜壓恢復(fù)系數(shù)時,采用各個部件進出口平面上的平均靜壓來代替p in和p ou t.

3.2 不同位置導(dǎo)流擋板對排汽缸性能的影響

圖5為無導(dǎo)流擋板時擴壓器進口處外環(huán)壁面靜壓的試驗與計算結(jié)果(其中角θ的定義在圖3(a)中已經(jīng)給出,且順時針方向為正,逆時針方向為負(fù)).從圖5可以看出擴壓器進口靜壓沿θ=0°～±180°呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢,且數(shù)值模擬與試驗測量結(jié)果基本吻合,初步驗證了數(shù)值計算的準(zhǔn)確性.

圖5 無導(dǎo)流擋板時擴壓器進口處外環(huán)壁面靜壓的試驗與計算結(jié)果Fig.5 Experimental and calculated resu ltsof static pressu reon ou ter w all of diffuser at inlet area,w ithout baffle arrangement

圖6為靜壓恢復(fù)系數(shù)的試驗與計算結(jié)果的對比.從圖6可以看出:無論從試驗結(jié)果還是從數(shù)值計算結(jié)果看,安裝導(dǎo)流擋板對于提高排汽缸的擴壓能力總是有利的.總體上,橫向?qū)Я鲹醢宓男Ч麅?yōu)于縱向?qū)Я鲹醢?對于橫向?qū)Я鲹醢?安裝4號和5號導(dǎo)流擋板的效果最明顯,分別使靜壓恢復(fù)系數(shù)相比無導(dǎo)流擋板時提高了0.033和0.029;對于縱向?qū)Я鲹醢?安裝10號導(dǎo)流擋板使靜壓恢復(fù)系數(shù)達到最大,與無導(dǎo)流擋板時相比,其試驗值約提高了0.004.

圖6 靜壓恢復(fù)系數(shù)的試驗與計算結(jié)果的對比Fig.6 Comparison of static pressure recovery coefficient betw een experimen tal and calculated resu lts

圖7為總壓損失系數(shù)的計算結(jié)果.從圖7可知:并非所有導(dǎo)流擋板的安裝均能起到降低總壓損失的效果.橫向?qū)Я鲹醢宓陌惭b能夠降低排汽缸內(nèi)的損失,特別是5號和6號橫向?qū)Я鲹醢宓男Ч蠲黠@,與無導(dǎo)流擋板相比,5號和6號橫向?qū)Я鲹醢迨箍倝簱p失系數(shù)降低了約0.025,而縱向位置安裝的導(dǎo)流擋板則使排汽損失增加.

圖7 總壓損失系數(shù)的計算結(jié)果Fig.7 Calculated results of total pressu re loss coefficient

因此,從擴壓能力和流動損失的影響看,總體上橫向單導(dǎo)流擋板的效果優(yōu)于縱向雙導(dǎo)流擋板,安裝5號導(dǎo)流擋板及其附近橫向?qū)Я鲹醢宓男Ч^佳.

安裝導(dǎo)流擋板對于提高排汽缸流道靜壓恢復(fù)能力的效果主要體現(xiàn)在導(dǎo)流擋板下游的區(qū)域.圖8為不同部件靜壓恢復(fù)系數(shù)計算值的比較.從圖8可知:安裝導(dǎo)流擋板并未對導(dǎo)流擋板區(qū)上游的流動造成明顯影響,其影響主要體現(xiàn)在導(dǎo)流擋板區(qū)及出口段,出口段擴壓能力的提高正是排汽缸整體擴壓性能改善的首要因素.

圖8 不同部件靜壓恢復(fù)系數(shù)計算值的比較Fig.8 Com parison of calculated static p ressure coefficient among various components

3.3 安裝導(dǎo)流擋板對排汽缸性能影響的流場分析

由于安裝5號導(dǎo)流擋板能帶來排汽缸最優(yōu)的性能,因此筆者僅以無導(dǎo)流擋板和安裝5號導(dǎo)流擋板時的對比為例分析了安裝導(dǎo)流擋板對排汽缸內(nèi)部流場的影響.

圖9為導(dǎo)流擋板區(qū)底部的平面流線圖.從圖9可知:導(dǎo)流擋板的安裝使通道渦受到一定程度的破壞,因而減弱了非主流方向的輸運,提高了有效通流面積,使擴壓能力得到增強,并使能量損失降低.

圖9 導(dǎo)流擋板區(qū)底部的平面流線圖Fig.9 Stream line on bottom plane of baffle zone

圖10為導(dǎo)流擋板區(qū)的豎直平面流線圖.從圖10可以明顯地看到安裝導(dǎo)流擋板對流場的阻隔效果.圖10(b)加粗的黑色豎直線條表示5號導(dǎo)流擋板所在的位置.

圖10 導(dǎo)流擋板區(qū)的豎直平面流線圖Fig.10 Stream line on longitudinal section of baffle zone

圖11為導(dǎo)流擋板區(qū)的出口平面速度分布.從圖11可知:安裝導(dǎo)流擋板時的速度變化比無導(dǎo)流擋板時更快.無導(dǎo)流擋板時,計算得到出口平面的速度不均勻度(即排汽缸出口平面的動能與同樣進口流量下假設(shè)排汽缸出口平面為均勻流場時的動能之比)為1.70,而安裝5號導(dǎo)流擋板時的值則為1.19,比無導(dǎo)流擋板時約降低了30.0%,使出口流場更為均勻.因此,安裝導(dǎo)流擋板可削弱通道渦的影響,使出口平面的速度不均勻度明顯降低,這對于安裝在排汽缸下游的凝汽器十分有益.

3.4 導(dǎo)流擋板效果的影響因素分析

圖12為安裝1～7號導(dǎo)流擋板時擋板兩側(cè)流量比的計算結(jié)果.從圖12可知:能使性能達到最優(yōu)的5號導(dǎo)流擋板兩側(cè)的流量之比約為1∶1.因此,對于安裝單塊橫向?qū)Я鲹醢宓那闆r,應(yīng)盡量遵循使導(dǎo)流擋板兩側(cè)流量平均分配的原則,使通道渦被破壞的程度達到最大,從而使排汽缸的性能獲得最優(yōu).

圖11 導(dǎo)流擋板區(qū)的出口平面速度分布Fig.11 Velocity contou r on outlet plane of baffle zone

圖12 安裝1～7號擋板時擋板兩側(cè)流量比的計算結(jié)果Fig.12 Calculated flow ratio for both sides of baffles No.1-7

4 結(jié) 論

(1)從無導(dǎo)流擋板時擴壓器進口外環(huán)壁面靜壓周向分布的試驗與計算結(jié)果的對比可看出,兩者基本吻合,初步驗證了數(shù)值計算的準(zhǔn)確性,而通過排汽缸靜壓恢復(fù)系數(shù)的試驗與計算結(jié)果的對比則進一步驗證了數(shù)值計算的準(zhǔn)確性.

(2)在排汽缸蝸殼下部合適位置安裝導(dǎo)流擋板能顯著提高排汽缸的擴壓能力、降低排汽缸的流動損失,而且改善了出口流場.安裝橫向?qū)Я鲹醢宓男Ч麅?yōu)于縱向?qū)Я鲹醢?在安裝導(dǎo)流擋板時,要考慮盡可能多地提高下游流道的有效通流面積和減弱旋渦所造成的能量耗散.

(3)試驗和數(shù)值模擬均證明了使流量在導(dǎo)流擋板兩側(cè)平均分配的5號導(dǎo)流擋板的效果最佳,分別使靜壓恢復(fù)系數(shù)提高了約0.029,使總壓損失系數(shù)降低了約0.025,使出口不均勻度降低了約30.0%.

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