汽輪機靜葉柵變沖角性能的實驗研究

王祥鋒，顏培剛，黃洪雁，韓萬金

（哈爾濱工業大學能源科學與工程學院，哈爾濱 150001）

汽輪機靜葉柵變沖角性能的實驗研究

王祥鋒，顏培剛，黃洪雁，韓萬金

（哈爾濱工業大學能源科學與工程學院，哈爾濱 150001）

為了研究亞臨界600MW汽輪機高壓第九級靜葉葉柵的變沖角氣動特性，為高壓靜葉葉片設計提供依據，對原型和改型兩套環形葉柵在低速風洞中進行了不同沖角工況下的吹風實驗研究。實驗結果表明：改型葉柵降低了葉柵的流動損失，具有更好的變沖角特性。

汽輪機靜葉柵；彎葉片；沖角；氣動性能；風洞實驗

0 引 言

沖角變化不僅影響到汽輪機葉柵的葉型損失［1］，而且對葉柵流道內二次流損失有很大影響［2］。眾所周知，汽輪機葉柵不可能始終工作于設計工況，在實際運行中沖角會經常改變，因此對不同沖角條件下的汽輪機葉柵的氣動性能進行研究，將會更全面認識葉柵內的流動損失機理，為汽輪機葉柵的重新設計提供必要的理論依據。

透平葉柵“后部加載”的概念是20世紀80年代國外首先提出的［3］，與傳統的透平葉柵速度分布規律相比，“后部加載”葉型葉柵的最大氣動力負荷位置明顯移往下游方向，從而推遲了根、頂部端壁二次流的生成和發展，而且葉柵氣流在流道后半段膨脹加速，減小了根頂部邊界層氣流的堆積，使二次流損失降低。Hesketh［4］研究表明，后部加載葉型在比均勻加載葉型大一倍的沖角范圍內能保持較高的流動效率。Singh［5］所進行的實驗結果證明，具有后部加載葉型的葉柵中存在良好的三維壓力場，在葉型吸力側與壓力側大部分區域為順壓梯度、流道的前部與中部端壁橫向壓力梯度較小、徑向壓力分布均勻，因此二次流較弱，可以提高流動效率1.5%。Weiss［6］給出的結論是均勻加載的二次流損失比后部加載的高25%，采用后部加載葉型，可以提高效率，而且較大范圍沖角適應性使之適應現代汽輪機變工況要求。馮子明等人［7］在環形葉柵低速風洞中，對調節級導向葉柵進行了風洞實驗。實驗結果表明：采用吸力側最低壓力點位于90%軸向弦長的后部加載葉型，顯著降低了流道內的橫向壓力梯度，使端壁橫向二次流損失明顯下降。王定標等人［8］對汽輪機葉型進行了數值分析及優化，結果表明：后部加載葉型的靜壓系數分布最佳，有效推遲了轉捩點位置，葉柵內流場流動狀況較好，明顯提高了氣動性能，降低了葉型能量損失。

后部加載葉型作為一種先進的技術，如何將其與葉片的彎扭相結合，使葉片既可以保持后部加載葉型的良好性能，又能發揮葉片彎扭的作用，在降低葉型損失、提高變工況性能的同時，更進一步降低二次流損失，是一項值得深入研究的課題。本文對亞臨界600MW汽輪機高壓第9級靜葉片進行了重新設計，改型葉片采用了后部加載葉型，并在葉片根部進行了彎扭聯合氣動成型設計。

在哈爾濱工業大學大尺度低速扇形葉柵風洞內，對靜葉柵原型和改型兩套葉柵進行了變沖角氣動性能的實驗研究，驗證原型及重新設計的靜葉的氣動特性，考察兩套實驗葉柵是否能夠應用于實際有工況變化的汽輪機中。

1 實驗模型

1.1 實驗設備

實驗是在哈爾濱工業大學能源科學與工程學院推進理論與技術研究所的低速環形葉柵風洞內進行。圖1為實驗風洞簡圖。實驗數據的采集主要是由風洞的自動測試系統完成。

圖1 環形葉柵風洞及其葉柵裝置簡圖Fig.1 Schematic of wind tunnel and cascade

流場參數測量使用的是五孔球頭探針，實驗中采用非對向測量法，該方法在實際測量時操作簡單，在保證測量精度的同時可以大大縮短測量時間，只是探針的校正與數據處理相對復雜。實驗中采用的壓力變送器型號為PM10－1－2－S－O，非線性精度0.1%，在溫度為－10℃～＋50℃工作環境下，誤差≤±2%；采用型號為DBW－2－B的二線制溫度傳感器，在0℃～＋50℃內儀器精度為0.25℃。

1.2 誤差分析

實驗數據是否準確取決于測量誤差的大小。在實驗過程中，產生測量誤差的因素很多，可歸納為：儀器誤差、使用誤差、人員誤差、環境誤差和方法誤差等。

對于在實驗過程中采用的風洞自動測試系統，五孔探針的定位角度誤差小于1°，測點的定位誤差為0.5mm。實驗采用的位移機構產生的位移誤差為0.02mm，角度誤差為0.1°。實驗過程中壓力傳感器對每個測點測量若干次，記錄平均值，測量時壓力波動不大，誤差主要來源于校準系數的誤差。應用誤差合成定律對各種可能考慮的誤差因素進行綜合分析，近似地給出各個實驗測量物理量的綜合極限誤差估算結果：壓力為0.4%、速度為0.8%、氣流角為0.25°。

1.3 實驗模型

實驗模型采用的是亞臨界600MW汽輪機高壓第9級靜葉片原型和改型兩套葉柵。原型葉柵為常規直葉柵，改型與原型比較變化之處在于，葉片進行了重新設計，采用了先進的后部加載葉型，并在葉片根部進行了彎扭聯合氣動成型設計。

實驗使用的五孔球頭探針頭部直徑為Φ5mm，為滿足測量技術的要求，將實際渦輪靜葉柵幾何相似地放大2倍，作為實驗模型。兩套實驗模型的子午流道相同。為消除邊界條件對實驗結果的影響，實驗模型做成扇形葉柵并采用盡可能多的葉片數，8片葉片，7個流道，測量中心流道。圖2和圖3分別給出了兩套葉柵的實驗葉片和葉片型線。

圖2 原型葉柵實驗葉片及葉片型線Fig.2 Test blade and blade profile of original design

圖3 改型葉柵實驗葉片及葉片型線Fig.3 Test blade and blade profile of modified design

原型葉柵的實驗模型的主要幾何與氣動參數見表1。改型與原型不同的幾何與氣動參數列于表2。

實驗詳細地測量了葉片表面靜壓場，在葉片表面上由0.1～0.9相對葉高每隔0.1相對葉高布置一排沿流向的靜壓測孔，共布置了9排。每排37孔，其中吸力面21孔，壓力面16孔。使用五孔探針測量了兩套葉柵柵前及柵后的氣動參數沿葉高和節距的分布，兩套葉柵的測量站相同，柵前和柵后測量站位置分別位于－0.11和1.1相對軸向弦長。

表1 原型葉片幾何與氣動參數Table 1 Original blade geometry and aerodynamic parameters

表2 改型葉片幾何與氣動參數Table 2 Modified blade geometry and aerodynamic parameters

在實驗中，由壓力傳感器和溫度傳感器等測量儀器采集得到原始數據，根據探針的校準系數以及氣動方程對實驗數據進行處理，得到研究所需要的實驗結果。

2 實驗結果分析

2.1 葉柵實際來流沖角

實驗中葉柵來流沖角的變化采用前置可調導葉來實現，可調導葉設計成導葉的前1／3位置固定不動，導葉的后2／3可轉動10°、－10°，再加上設計位置共有3種幾何出氣角。經過導葉葉柵氣流沿葉高的出氣角分布不同，從而獲得氣流對實驗葉柵不同的沿葉高沖角分布。在敘述中稱導葉在設計位置為0°沖角，在±10°位置為 ±10°沖角，以區分3種不同來流條件。

前置可調導向葉柵的下游氣流將進入實驗模型葉柵，因此可調導葉為實驗葉柵提供了進口流場。為了使進口流場均勻化，可調導葉與實驗葉柵必須拉開一定的距離。本實驗兩葉柵相距300mm，測量截面則設置在距可調導葉尾緣291.2mm，在實驗葉柵上游－0.11相對軸向弦長處。導向葉片的幾何進氣角沿整個葉高為90°，這與來流相符。幾何出氣角沿葉高按上一級（即高壓第8級）動葉出氣角設計，該出氣角對應設計工況。然后導葉的尾部分別轉動±10°，實現沖角的變化。由于沿導葉的壓力面與吸力面存在邊界層，在不同的沖角下引起不同的落后角，因此可調導葉的實際出氣角由測量決定，而實驗葉柵的沖角就等于其幾何進氣角與可調導葉實際出氣角之差，導葉所處3個角度位置時實驗葉柵所對應的實際沖角沿葉高的分布在圖4給出。

圖4 3個安裝位置下的沖角沿葉高的分布Fig.4 Incidence distributions along spanwise at three installation positions

2.2 葉片表面靜壓系數等值線分布

靜壓系數的定義為：

圖5～7給出了3個沖角下原型和改型葉柵葉片表面的靜壓系數等值線分布。0°沖角時，由壓力面上的靜壓等值線可以看到，氣流由前駐點向后先是膨脹較快，然后在10%～20%至80%～90%相對軸向弦長的廣大區域緩慢膨脹，最后在尾緣附近迅速膨脹流出葉柵。在整個壓力面上靜壓等值線差不多是彼此平行并垂直上、下端壁，說明在壓力面上的流動幾乎全部是層流。原型與改型葉柵除了在前緣很小的局部區域外沒有大的差別。吸力面上的靜壓等值線表明，在吸力面上的流動分為兩大區域：在吸力面前部，氣流均勻膨脹，靜壓等值線彼此平行并與端壁正交，為二維流動區；在吸力面的后部，氣流進入擴壓流動區，靜壓等值線自身或與端壁呈封閉狀態，形成三維分離區。端壁邊界層在橫向壓力梯度的驅動下向該區域端壁角隅集聚，并在逆壓梯度的作用下迅速增厚、轉捩甚至分離，形成通道渦，渦心對應該區的最低壓力點。最低壓力點距尾緣與端壁的遠近表征通道渦的強弱。原型葉柵的二維流動區占據吸力面面積的1／2不到，改型葉柵的二維流動區的面積幾乎是吸力面面積的2／3。由靜壓等值線還可以看到，原型葉柵三維分離區中的低壓點位于距尾緣0.25軸向弦長，距端壁0.1相對葉高。改型葉柵的三維分離區幾乎見不到最低壓力點。顯而易見，改型葉柵采用負沖角、后部加載葉型及葉片正彎推遲并削弱了吸力面上的三維分離。

將3種沖角下葉片表面靜壓系數等值線對比可知，在＋10°沖角條件下，在兩套葉柵壓力面進口段都出現靜壓急劇下降接著又急劇升高。在－10°沖角條件下，在兩套葉柵的壓力側進口段也能發現類似的壓力變化現象。在兩套葉柵壓力面的其余部分，沒有看到靜壓等值線隨沖角的變化。在改型葉柵的吸力面上，除進口段外該面上的靜壓等值線在3種沖角條件下幾乎沒有差別。對于原型葉柵，其吸力面尾緣的三維分離區皆隨沖角的增加而向上游擴展，其中＋10°沖角條件下三維分離區向上游擴展的面積最大，這說明改型葉柵相對原型對沖角的變化更不敏感。

2.3 出口截面總壓損失等值線

定義總壓損失系數為：

圖8給出了零沖角下原型和改型葉柵橫截面總壓損失等值線。兩套葉柵下游測量站的總壓損失系數等值線給出了典型的環形葉柵下游流動圖譜：高損失區都集聚在上、下端壁及葉片尾流區，只不過改型葉柵與原型葉柵相比較，輪轂區的高損失區明顯降低，這是葉片在輪轂區附近采用正彎的結果。此外在葉柵下半葉展，改型的尾跡區明顯變瘦，等值線上的損失值減少。在外殼附近，兩套葉柵的流動損失大抵相當。

圖9與圖10表示在±10°沖角條件下兩套葉柵的總壓損失系數等值線。與圖8對比可知兩套葉柵具有類似的下游流場：上通道渦的位置、尺度與其核心的損失值的大小相差不大，僅下通道渦改型葉柵比原型遠離輪轂，其核心對應的損失值減小，這說明兩套葉柵在3種沖角條件下低能流體的徑向傳輸沒有大的差別。比較兩套葉柵下游流場的尾流區可以清楚地看到在±10°沖角條件下，改型葉柵的尾流區面積都明顯小于原型，特別是在輪轂區，這表明由于改型葉片在輪轂區采用了正彎，形成了局部負徑向壓力梯度，強化了輪轂區低能流體向主流的消散。

2.4 節距平均總壓損失系數沿葉高的分布

圖11（a）表示在零沖角條件下兩套實驗葉柵出口截面節距平均總壓損失系數沿葉高的分布。沿葉高的損失分布曲線均為“C”型，沿著整個葉高，原型的葉型損失始終大于改型。為了改善變工況特性，原型葉片選擇較大前緣圓。此外，在零沖角條件下，原型葉柵實際在正沖角范圍內工作，來流與更大尺度的前緣相互作用，產生較大的沖擊損失，并且在葉片吸力側進口形成擴壓段。原型葉柵為均勻加載，最低壓力點距尾緣較遠，氣流由前緣至最低壓力點加速較急劇，葉型損失增加緩慢。由最低壓力點至尾緣，是氣流遭遇的第2個擴壓段，雖然逆壓梯度較小，但擴壓路徑較長，流經第一擴壓段已增厚的邊界層可能發生轉捩與分離。在改型葉柵中情況則相反，葉型后部加載，前緣圓直徑較小，在零沖角條件下整個葉高在負沖角范圍工作，吸力側僅有一段較短的擴壓段，在該段內邊界層有可能增厚，但流動馬上進入葉柵下游。

圖11 出口截面節距平均總壓損失系數沿葉高分布Fig.11 Pitch－averaged total pressure loss coefficient distribution along span of blade cascade outlet section

圖11（b）和（c）表示在±10°沖角條件下原型與改型葉柵出口截面節距平均總壓損失系數沿葉高的分布。在3種沖角下兩套葉柵節距平均總壓損失系數（以下簡稱損失系數）沿葉高的分布曲線都基本成“C”型。渦動力學理論認為，以脹量場為主的流場節距平均損失沿葉高的分布曲線為“C”型。隨著沖角的增大，通道渦的強度、尺度增加，其核心位置離開端壁，葉柵流場中的脹量下降，渦量升高。但是，由于本實驗葉柵是靜葉柵，氣流折轉角較小，大約為73°，在＋10°沖角下大約為83°，流場仍以脹量為主導。

在分析葉柵中的流動損失時常常把葉展中部的流動損失看作是葉型損失。由圖11可見，沖角按0°、－10°和＋10°排列，葉型損失依次增大。在兩套葉柵的頂部，損失系數在相同的沖角下大小差不多相等。在不同的沖角下，損失系數值按－10°、0°、＋10°的沖角順序由小到大排列，這是因為上端壁橫向二次流的強度就是按此順序由弱到強排列的。在輪轂區附近，由于原型葉柵在前半流道有較強的橫向壓力梯度并且沿整個流程差不多作用的都是正徑向壓力梯度，邊界層低能流體在輪轂區聚集比較嚴重，而改型葉柵在流道的前半部分有較小的橫向壓力梯度，在輪轂區附近采用正彎葉片積迭線，形成沿葉高的負徑向壓力梯度，驅動輪轂區邊界層進入主流，被主流帶走。因此在相同沖角下，改型葉柵在輪轂區附近的損失系數小于原型。

在圖12中給出質量流量平均總壓損失系數隨沖角的變化，證實了改型葉柵比原型葉柵具有更良好的變沖角特性。如圖所表明的改型葉柵在－10°、0°和＋10°沖角條件下，分別將原型葉柵的流動總損失降低8.7%、15.4%和19%。在原型葉柵中，沖角由0°變化至－10°或＋10°，總損失分別下降2.9%和增高13.7%，而在改型葉柵中，隨著沖角變化到－10°或＋10°，總損失分別增高4.8%和8.8%。顯而易見，改型設計不僅降低了總流動損失，而且大大改善了葉柵的變沖角特性。

圖12 葉柵總損失隨沖角的變化Fig.12 Total loss change with incidence

3 結 論

在低速風洞內對原型和改型靜葉柵進行了變沖角實驗研究，得到了以下結論：

（1）改型設計不僅降低了總流動損失，而且大大改善了葉柵的變沖角特性。

（2）改型葉柵葉片表面靜壓系數分布隨著沖角的改變變化不明顯，相對原型來說改型葉柵對沖角的變化不敏感。

（3）改型葉柵輪轂區采用的正彎葉片積迭線，形成沿葉高的負徑向壓力梯度，在相同沖角條件下，改型葉柵在輪轂區域的葉型損失小于原型。

（4）葉柵尾流形狀隨著葉片積迭線形狀改變，改型葉柵尾流較原型葉柵尾流“瘦”，相應的損失也小于原型。

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王祥鋒（1979－），男，黑龍江雙鴨山人，博士，講師。研究方向：葉輪機械氣體動力學。通信地址：哈爾濱工業大學458信箱（150001），聯 系 電 話：045186413243；13836017128；E－mail： wxf6046516 ＠gmail.com

Experimental investigation of aerodynamic performance of a turbine static cascade at different incidence

WANG Xiang－feng，YAN Pei－gang，HUANG Hong－yan，HAN Wan－jin
（School of Energy Science and Engineering，Harbin Institute of Technology，Harbin 150001，China）

To investigate the aerodynamic performance at different incidences of the high pressure static blade cascade used in the 9th stage of the 600MW sub－critical steam turbine，experiments in a low speed wind tunnel were carried out for the two sets of annular turbine cascades（the original and modified ones）under three different incidences，which is to provide basis for the design of high pressure static blade.The experimental results show that the modified stator cascade can reduce the flow loss and has better incidence performance compared with the original one.

turbine static cascade；curved blade；incidence；aerodynamic performance；wind tunnel test

TK26；V211.7

A

1672－9897（2011）06－0066－06

2010－11－10；

2011－08－30

國家自然科學基金（50706009）