楊 建, 竺曉程, 杜朝輝

(上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院,上海 200240)

目前,我國發(fā)電量的80%來源于火力發(fā)電.基于對環(huán)境、能源前景以及發(fā)電效率等因素的綜合考慮,國際能源界普遍認(rèn)為:超超臨界燃煤火力發(fā)電將是今后世界能源工業(yè)的主要發(fā)展方向之一[1].上海汽輪機(jī)有限公司引進(jìn)西門子的超超臨界汽輪機(jī)技術(shù)并結(jié)合自身的設(shè)計體系,在消化吸收引進(jìn)技術(shù)的基礎(chǔ)上,建立了超超臨界汽輪機(jī)的自主設(shè)計體系[2].

在某引進(jìn)的超超臨界汽輪機(jī)組中,為了使機(jī)組的整體結(jié)構(gòu)更加緊湊合理,上海汽輪機(jī)有限公司在高、中壓缸第一級中配置了一種獨特的斜置靜葉[3].筆者認(rèn)為:在分析中壓缸進(jìn)汽腔體引導(dǎo)流動工質(zhì)進(jìn)入通流部分時,不僅要考慮流動損失的大小,而且還要考慮進(jìn)入通流區(qū)時氣流周向的對稱性.為此,本文對中壓缸進(jìn)汽腔體和斜置靜葉的流動特征分別進(jìn)行了數(shù)值研究[4-5],發(fā)現(xiàn)中壓缸進(jìn)汽腔體出口存在明顯的周向不對稱性,因此需分析該不對稱性對下游斜置靜葉流動的影響.為此,對中壓缸進(jìn)汽腔體和整圈斜置靜葉進(jìn)行了數(shù)值模擬,研究了進(jìn)汽腔體的周向不對稱性對下游葉片流動的影響,為葉片設(shè)計和安裝提供了基礎(chǔ)數(shù)據(jù),并進(jìn)一步提高了通流設(shè)計水平.

1 數(shù)值方法

本文研究的中壓缸為雙流型.圖1為中壓缸進(jìn)汽腔體和斜置靜葉的示意圖.從圖1可知:腔體出口為帶整圈的斜置靜葉.為了深入研究進(jìn)汽不對稱性對下游葉片的影響,在腔體出口周向沿45°選取8個葉片進(jìn)行詳細(xì)分析:A 1為進(jìn)汽腔體出口處的圓周面,表示在進(jìn)入葉片前腔體內(nèi)的流動角分布;B1為靜葉后的一個環(huán)面,表示氣流通過葉片后的恢復(fù)情況.

圖1 中壓缸進(jìn)汽腔體和斜置靜葉示意圖Fig.1 IP inlet annlus and skew stator

通過Icem軟件,采用六面體網(wǎng)格生成腔體的整體網(wǎng)格.為了保證貼體網(wǎng)格質(zhì)量,在壁面處添加棱柱網(wǎng)格,對葉片則利用Turbo-Grid軟件生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.對腔體和葉片的交界面采用GGI連接,并利用CFX求解器對帶SST湍流模型的雷諾時均N-S方程進(jìn)行計算,進(jìn)口給定流量和靜溫,出口給定背壓.采用基于IAPWS-IF97數(shù)據(jù)庫的蒸汽作為流動工質(zhì)[6],計算的收斂標(biāo)準(zhǔn)為最大殘差小于1×10-3,能基本滿足工程應(yīng)用的需要.

2 結(jié)果與分析

2.1 進(jìn)汽腔內(nèi)的流動

圖2為中壓缸進(jìn)汽腔中分面的壓力云圖.從圖2可了解到進(jìn)汽腔體的內(nèi)部流動特征以及流動的周向不對稱性.在進(jìn)氣管道和腔體相連的彎管附近,類似彎管流動,R2的曲率導(dǎo)致速度增大、壓力降低,在拐角處存在低壓區(qū).在進(jìn)氣腔體出口下方存在2個低壓區(qū),這是由于繞旋轉(zhuǎn)軸的周向速度分量在R1曲率下產(chǎn)生的離心力造成的.由于R1和R2曲率導(dǎo)致的離心力梯度不同,因此在氣腔的內(nèi)外壁面出現(xiàn)壓力梯度的交替情況.在腔體的頂部和底部存在高壓區(qū)域,根據(jù)伯努利公式,對應(yīng)的區(qū)域均為低速區(qū).在該區(qū)域存在多個旋渦,在文獻(xiàn)[3]中有詳細(xì)的描述.

圖2 進(jìn)氣腔中分面上的壓力云圖Fig.2 Pressure contour on association plane of mlet annlus

圖3為圓周面A 1平面上的周向流動角度分布,該圖更直觀地顯示出進(jìn)汽腔出口流動的周向不對稱性.從圖3可知:周向流動角度由周向速度分量和徑向速度分量決定,可表征偏離軸向流動的程度.進(jìn)汽腔體左右兩側(cè)的流動角度大小基本相等,方向相反,呈鏡面對稱狀,在水平面附近最大周向流動角約為40°,意味著流動角度約有80°的變化,存在明顯的周向不對稱性,這會導(dǎo)致下游斜置靜葉沖角的變化范圍很大.

圖3 A1平面上的流動角度分布圖Fig.3 Flow angle distribution on plane A1

上述研究直觀地說明了進(jìn)汽腔出口流動的周向不對稱性,具有明顯的周向流動角度.但在實際中,中壓缸第一級葉片的設(shè)計一般只考慮軸向流動的不同,而不考慮周向,這會影響第一級的氣動性能.為了進(jìn)一步研究其具體的影響,本文將結(jié)合葉片內(nèi)部的流動進(jìn)行分析.

2.2 葉片上的流動

為了更好地說明進(jìn)汽腔內(nèi)流動對出口葉片的影響,沿進(jìn)汽腔周向選取了8個位置的葉片.圖4給出了該8個不同周向位置葉片在50%葉高處的葉片表面壓力分布.從圖3可以得到該8個不同位置的流動角度范圍為-40°～40°.由于在計算中各周向葉片安裝角度一致,所以會導(dǎo)致不同的沖角,而不同沖角使葉片頭部的壓力分布存在較大差異.當(dāng)沖角為正時,滯止點在吸力面?zhèn)?頭部壓差較小,呈尖頭狀(如葉片1);當(dāng)沖角為負(fù)時,由于滯止點在壓力面?zhèn)?滯止點和葉片進(jìn)汽邊(頭部)存在較大壓降(如葉片3的表面壓力分布).不同周向位置葉片尾部的壓力分布基本一致,說明該透平葉片對來流的流動角度相對不敏感,適用于進(jìn)口流動角度變化較大的地方.

從圖4可知:不同周向位置葉片由于沖角的不同,導(dǎo)致葉片表面的壓力分布存在較大差異.為進(jìn)一步考察葉片內(nèi)部流動的差異性,沿周向選取了4個位置(1、3、5、7)的斜置葉片,并給出了不同周向位置斜置導(dǎo)葉在50%葉高處S1流面的速度矢量和壓力云圖(圖5).結(jié)合圖3的流動角度分布,在周向位置1和5,流動角度接近于軸向流動.

圖4 不同周向位置葉片50%葉高位置的表面壓力分布Fig.4 Profile pressure distribution at 50%span-wise for blades at different circumference positions

圖5 不同周向位置斜置導(dǎo)葉在50%葉高處S1流面的速度矢量和壓力云圖Fig.5 Velocity vector and pressure contour at 50%span-wise on stream surface S1 for skew guide blade at different circumference positions

從圖5的速度矢量看:在葉片進(jìn)氣邊之前的流動以軸向流動為主,葉片頭部的滯止點位于進(jìn)氣邊附近;周向位置3和7的流動角度分別約為40°和-40°,頭部的滯止點分別位于葉片的壓力面?zhèn)群臀γ鎮(zhèn)?但從壓力分布和速度矢量圖看都沒有明顯的流動分離,說明翼型對于來流角度不敏感.從周向位置3的頭部壓力分布可發(fā)現(xiàn):相對于壓力面滯止點相同的流線位置,吸力面?zhèn)鹊膲毫γ黠@下降,在圖4中也可清楚地看到這種現(xiàn)象.

為考察上游周向不對稱性經(jīng)過斜置靜葉后是否弱化,圖6給出了靜葉出口B1(B1位于靜葉出口1/4弦長處)處周向切面的壓力和流動角度分布.從圖6可清晰地看到:由于受到靜葉的影響,上游靜葉的尾跡在葉頂附近還十分明顯,但在輪轂附近由于距離上游靜葉較遠(yuǎn),尾跡區(qū)的影響基本消失,周向比較對稱,因此可以認(rèn)為上游進(jìn)汽腔體的周向不對稱性在經(jīng)過斜置靜葉后基本消除.這對于機(jī)組通流部分高效、安全可靠的運行是有益的.

圖6 靜葉出口B1處周向切面的壓力和流動角分布Fig.6 Pressure contour and flow angle on circumference section of B1 at outlet of stator blade

3 結(jié) 論

進(jìn)汽腔體出口截面周向流動的不對稱性使汽輪機(jī)第一級的工作條件偏離設(shè)計條件,進(jìn)汽腔周向進(jìn)氣的不對稱性使周向進(jìn)氣角存在偏差,導(dǎo)致沖角沿周向存在較大波動;但氣流流過靜葉之后,周向的不均勻性會減弱.因此,在設(shè)計第一級靜葉時,應(yīng)選擇對來流進(jìn)氣角度不敏感的翼型.斜置靜葉可使來流角度在較大范圍內(nèi)保持不分離,并能基本消除上游進(jìn)汽腔的周向不對稱性,從而保證下游動葉的工況.

[1] 史進(jìn)淵,楊宇,孫慶,等.超臨界和超超臨界空冷汽輪機(jī)的技術(shù)方案及設(shè)計準(zhǔn)則[J].動力工程,2007,27(6):825-830,855.SHI Jinyuan,YANG Yu,SUN Qing,et al.Technical versions and criteria concerning the design of air coo led supercritical and ultra-supercritical steam turbines[J].Power Engineering,2007,27(6):825-830,855.

[2] 李成勤,陽虹,楊建道,等.1 000MW超超臨界汽輪機(jī)中壓缸第一級斜置靜葉的數(shù)值模擬研究[J].汽輪機(jī)技術(shù),2009,51(1):42-44.LI Chengqin,YANG Hong,YANG Jiandao,et a l.Numerical simulation on the first stage oblique stator in the intermediate pressure cylinder o f 1 000 MW ultra supercritical steam turbine[J].Turbine Technology,2009,51(1):42-44.

[3] 何阿平,彭澤瑛.上汽-西門子型百萬千瓦超超臨界汽輪機(jī)[J].熱力透平,2006,35(1):1-13.HE Aping,PENG Zeying.ultra supercritical 1 000 MW steam turbine with the“HMN” modules designed by STC and siemens[J].Thermal Turbine,2006,35(1):1-13.

[4] 楊建,竺曉程,閆懷喜.中壓進(jìn)汽系統(tǒng)的數(shù)值計算(一):進(jìn)汽腔體的流動[C]∥中國動力工程學(xué)會透平專業(yè)委員會2009年學(xué)術(shù)研討會論文集.北京:北京全四維動力科技有限公司,2009:107-112.

[5] 竺曉程,楊建,閆懷喜.中壓進(jìn)汽系統(tǒng)的數(shù)值計算(二):斜置導(dǎo)葉[C]∥中國動力工程學(xué)會透平專業(yè)委員會2009年學(xué)術(shù)研討會論文集.北京:北京全四維動力科技有限公司,2009:113-118.