耦合末級葉片的汽輪機排汽缸氣動數值模擬

史立群, 楊建道, 楊 銳, 彭澤瑛

(上海電氣電站設備有限公司,上海 201108)

汽輪機的排汽損失占到整個汽輪機損失的15%左右[1],設計一個具有良好氣動性能的低壓排汽缸是有效降低排汽損失的主要辦法.排汽缸可以對汽輪機的余速進行一定程度的回收利用,降低末級動葉出口的壓力、增加末級焓降從而增加汽輪機的出力,提高機組效率.對排汽缸內蒸汽的流動機理和現象進行研究分析,有助于進一步提高排汽缸的氣動性能.

近年來,許多學者對排汽缸氣動性能進行了數值模擬計算[2-4]和吹風試驗研究,但大部分研究僅僅對排汽缸進行單獨分析[5-6],忽略了末級葉片出口流場徑向的不均勻性對排汽缸氣動性能的影響.最近,部分研究人員注意到了這點,如李欣等[5]對汽輪機排汽缸和葉片進行了耦合計算分析,發現是否考慮末級葉片對于數值模擬的結果有非常明顯的影響.隨著計算流體力學(CFD)和計算機技術的發展,使對汽輪機排汽缸進行大規模的數值模擬計算成為可能.利用CFD方法可以快速準確地了解排汽缸內蒸汽的流動情況,分析不同邊界條件對其氣動性能的影響.

筆者利用CFD方法對某600 MW汽輪機的末級葉片和排汽缸進行了耦合計算,對比了是否考慮末級葉片的排汽缸氣動性能的計算差別,并重點分析了動葉葉頂漏氣對排汽缸氣動性能的影響.

1 研究方法

在研究排汽缸氣動性能時采用試驗的方法是非常困難的,將耗費大量的人力、財力和物力.使用CFD方法來解決這個問題可以節省大量的時間和資金.筆者采用商業CFD軟件進行了排汽缸氣動性能的數值模擬計算.

1.1 幾何模型與邊界條件

整個計算區域從末級葉片進口到排汽缸出口,其中靜葉高度為845 mm,動葉高度為905 mm,動葉葉頂間隙為6.1 mm,排汽缸的三維尺寸分別為3772 mm、6680 mm和6860 mm.計算中忽略了排汽缸內撐管和筋板結構,而把考察計算條件中有無末級葉片作為研究重點.圖1為葉片和排汽缸三維模型.其中計算區域進口為末級靜葉進口,進口條件為質量流量、靜溫和干度;出口為排汽管道;邊界給定為靜壓.

圖1 葉片和排汽缸三維模型Fig.1 3D Model of blade and ex haust hood

1.2 幾何模型的網格劃分

筆者針對不同的幾何結構采用不同的網格類型.葉片級中采用結構化的網格,可以保證前緣和尾緣處的網格質量,而在排汽缸中則應用非結構化網格,以便更好地適應復雜的幾何細節.葉片級的網格總數為50萬,排汽缸的為100萬.圖2為網格劃分情況.

圖2 網格情況示意圖Fig.2 Grid division of blade and exhaust hood

1.3 控制方程的求解

為了更細致地分析排汽缸內的三元流動,筆者利用數值模擬方法來求解,控制方程為穩態的三維N-S方程、能量方程以及連續性方程.

離散偏微分方程方法為有限控制容積法,差分格式為混合差分.為使控制方程封閉,采用了標準k-ε模型,對于雷諾數較低的近壁面,采用壁面函數法.動靜網格交接面(動葉出口和排汽缸進口、靜葉出口和動葉進口)采用混合平面法進行數值傳遞.

1.4 排汽缸氣動性能的評價指標

根據所得的排汽缸進出口總壓和靜壓等參數,計算出排汽缸的靜壓損失系數ζs和總壓損失系數ζt等數據,以比較分析排汽缸的氣動性能.

式中:pin、pt,in、ρin、Vin分別為排汽缸進口汽流的平均靜壓、總壓、密度和速度;pout、pt,out為排汽缸出口汽流的平均靜壓和總壓.

2 計算結果分析

2.1 不同計算條件下的靜壓力恢復系數

表1為在不同計算條件下計算得出的靜壓恢復系數和總壓損失系數.葉片耦合計算條件下的ζs要略大于排汽缸單獨計算時的ζs.在考慮動葉葉頂間隙的計算結果中,其靜壓恢復系數ζs要明顯大于不考慮間隙時的情況.但不能就此說明葉頂間隙漏氣是有利于機組效率的,因為葉頂漏氣減少了末級葉片的做功,通過排汽缸回收的余速動能不一定可以抵消末級葉片做功的減少.但在設計優化工作中,不能忽略這一間隙漏氣的影響,如果不考慮該漏氣會導致計算絕對值上的較大誤差和優化方向選擇時的錯誤.

表1 不同計算條件下氣動性能的計算結果Tab.1 Calculated results of aerodynamic performance under different conditions

耦合整圈末級葉片計算時可以考察排汽缸進口周向不均勻性對其氣動性能的影響.在與西安交通大學的排汽缸氣動性能合作項目中,筆者對整圈末級葉片進行了建模計算,發現在小容積流量區域排汽缸進口的周向不均勻性較強;而在設計容積流量附近周向不均勻性并不明顯.本文主要計算設計工況的排汽缸性能,故采用單通道末級葉片進行計算.

2.2 葉片耦合對于排汽缸計算影響

圖3為排汽缸的進口、水平中分面及出口的壓力分布云圖.圖4為排汽缸水平中分面的速度矢量圖.從圖3和圖4可以看出,是否耦合葉片進行計算對于排汽缸進出口以及缸內的流場分布有著非常顯著的影響.在進出口處不考慮葉片時,壓力沿垂直中分面對稱分布;而在耦合計算時,由于葉片的旋轉,流場會呈現明顯的不對稱.在實際情況中,排汽缸內部的流動也是明顯不對稱的.在圖4中,耦合末級葉片進行計算時,由于葉片的旋轉作用使排汽缸進口有一定的切向速度,而不是單獨計算時純粹的軸向進汽.切向的流動可以使氣流更為順暢地通過擴壓段,減少導流環處的流動分離,提高流動效率,這樣計算得出的排汽缸氣動性能更為準確,優于單獨計算時的情況.

2.3 葉頂漏氣對于排汽缸氣動計算的影響

圖3 排汽缸進口、水平中分面、出口壓力分布云圖Fig.3 Pressure contours at inlet,horizon split and outlet of ex haust hood

圖4 排汽缸水平中分面速度矢量圖Fig.4 Velocity vector at horizon split of ex haust hood

動葉葉頂存在一定的間隙,會有部分蒸汽通過該間隙流向排汽缸.間隙漏氣量約占整個流量的3%左右,間隙漏氣會對排汽缸的氣動性能產生一定的影響.圖5為葉頂處絕對速度矢量對比圖.由圖5可以看出,不考慮葉片頂部間隙時,動葉出口的蒸汽大致為軸向流動,切向速度較小;而在考慮葉頂間隙的情況下,從葉頂間隙處通過的蒸汽由于沒有流經動葉做功,其動葉出口的流動方向與靜葉出口的流動方向大致相同,且速度具有很大的切向分量.所以,是否考慮這一間隙,排汽缸氣動計算時進口的邊界條件會有較大的區別.從流動機理上來講,間隙處較大切向速度產生的離心力可以使葉頂處的氣流更好地沿著導流環流動,減少了導流環處的流動分離區,蒸汽能夠更為順暢地通過擴壓段,而使擴壓段的擴壓效率明顯提高.在該情況下,靜壓恢復系數有所增加.

圖5 葉頂處絕對速度矢量對比圖Fig.5 Comparison of absolute velocity vector at blade tip with and without tip clearance

3 結 論

(1)在進行汽輪機排汽缸氣動數值模擬時,是否帶末級葉片進行耦合計算改變了計算的邊界條件,從而對排汽缸的流場產生明顯的影響,模擬結果也有較大的不同.

(2)動葉葉頂漏氣射流對排汽缸內的流動結構有很大影響,會使得計算得出的靜壓恢復系數有所增加.

(3)在以后的低壓排汽缸設計優化工作中,需要考慮末級動葉對其氣動計算的影響,末級動葉葉頂的漏氣也不可忽略.

(4)排汽缸進口條件對于其氣動性能有著決定性的影響.就本次模擬的計算條件來說,進口氣流的旋轉速度,即周向速度的存在有利于排汽缸氣動性能的提高,而進口流場的徑向分布對靜壓恢復系數影響不大.

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