閆懷喜, 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)

隨著化石能源的減少與環(huán)境污染的加劇,節(jié)能減排越來越受到各國重視,超超臨界汽輪機組作為節(jié)能減排的最佳選擇之一,也是未來能源技術(shù)研究發(fā)展的重點.為了提高汽輪機蒸汽的利用效率與經(jīng)濟性,超超臨界汽輪機廣泛采用了回?zé)岢槠夹g(shù).抽汽技術(shù)在提高經(jīng)濟性的同時,也帶來抽汽口附近汽流參數(shù)分布不均、各種壓力損失等問題[1-4].汽流參數(shù)不均可能引起低頻激振力,對葉片結(jié)構(gòu)強度產(chǎn)生不利影響[5-6].另外,抽汽管道的流動損失將影響機組的整體熱效率,因此有必要分析研究汽輪機抽汽管道的流動及其流動損失分布[7].

筆者采用數(shù)值模擬的方法對某型號超超臨界汽輪機中壓缸的抽汽管道系統(tǒng)進行了研究分析,獲得了抽汽管道系統(tǒng)內(nèi)部流動的相關(guān)速度場與壓力場,給出不同位置抽汽小管的流量與壓力,結(jié)合流場對抽汽管道系統(tǒng)的流動損失進行計算和分析.采用工程流動損失手冊中的模型方法,計算總壓損失情況,并將結(jié)果與CFD的計算結(jié)果進行了對比.

1 計算模型及參數(shù)設(shè)置

1.1 計算模型

按照實際尺寸與形狀對研究對象進行建模(圖1),主流通道最小直徑為1 145 mm.為了更符合實際情況,將抽汽進口處前兩級葉片(第9級和第10級葉片)與后兩級葉片(第11級和第12級葉片)也加入模擬計算.為了減少出口邊界條件對主流的影響,延長抽汽管道系統(tǒng)的出口段.該抽汽系統(tǒng)采用20個直徑為156 mm、高為112 mm的小管從主流通道中抽取蒸汽,蒸汽在蝸殼腔體中匯集后從直徑為650mm的抽汽大管流出.為了便于分析各小管中蒸汽的流動情況,將抽汽小管依次進行編號(見圖1),左半部分按照逆時針順序,依次從“左1號管(LH 1)”到“左10號管(LH 10)”;右半部分按照順時針方向,依次編號為RH 1至RH 10.為了便于分析典型截面的相關(guān)流場參數(shù),圖1同時給出了抽汽小管間的典型軸向平面截面,其中 LP1為LH 1對應(yīng)的軸向截面,左半部分依次編號到LP7截面.同樣,右半部分軸向截面與小管編號依次對應(yīng),從RP1截面依次編號到RP10截面.圖1同時給出了徑向截面與出口截面等典型截面.

圖1 抽汽管道系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the ex traction line

1.2 網(wǎng)格及邊界條件設(shè)置

采用ANSYS ICEM軟件對抽汽管道系統(tǒng)進行分塊操作,進一步生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.在CFX前處理中將各部分網(wǎng)格連接成整體網(wǎng)格文件,網(wǎng)格節(jié)點總數(shù)約200萬,最小角度17°.控制方程采用 k-ε兩方程湍流模型的雷諾時均N-S方程組.計算邊界條件根據(jù)實際運行參數(shù)設(shè)定為:主流通道第9級靜葉進口處總溫418.5℃,總壓1.168 MPa;出口有兩處,邊界條件都給定流量,主流通道第12級動葉葉柵通道出口流量為311.72 kg/s,抽汽管匯流出口流量為62.99 kg/s.計算采用高精度離散格式,當(dāng)連續(xù)方程和動量方程的最大殘差小于0.001時,就認為計算收斂.

2 計算結(jié)果及分析

圖2 抽汽管道系統(tǒng)內(nèi)部流線圖Fig.2 Stream lines inside the ex traction system

抽汽管道系統(tǒng)形狀復(fù)雜,蒸汽在流動過程中,方向變化較大,所以內(nèi)部流動存在折轉(zhuǎn)和摻混,是非常復(fù)雜的三維流動.圖2給出了抽汽管道系統(tǒng)的局部三維流線圖.由圖中流線可知,流線回旋偏轉(zhuǎn),在抽汽腔體內(nèi)形成眾多旋渦.另外,從圖2還可以看出,抽汽小管LH 1和RH 1流線分別從左右兩個方向匯集流出,形成明顯的左右對稱式分流.根據(jù)抽汽口進口處(第10級動葉后)平均總壓為1.133 MPa,抽汽管出口平均總壓為1.097 MPa,計算得出抽汽管道系統(tǒng)的整體總壓損失系數(shù)為0.033.按照模型結(jié)構(gòu)的特點以及蒸汽流動的路徑,將總壓損失分為三部分討論:(1)主流通道抽汽口處至各抽汽小管的端部總壓損失系數(shù)為0.019;(2)各小管出口沿蝸殼左右兩側(cè)匯流到LP7截面和RP10截面的總壓損失系數(shù)為0.01;(3)LP7與RP10截面到抽汽出口截面的總壓損失系數(shù)為0.004.比較上述三部分總壓損失,可知主流通道進口端部損失約占總壓損失的2/3,占主要地位.下面結(jié)合各平面的流場數(shù)據(jù)進一步明確損失源.

2.1 徑向平面的流動

圖3為過小管中心的徑向截面總壓云圖與局部速度矢量放大圖.從圖3中可以看出,抽汽管與蝸殼在形狀尺寸上差異較大,蒸汽從每個抽汽小管突擴進入寬闊的蝸殼腔體空間,沖擊蝸殼壁面,方向發(fā)生轉(zhuǎn)折,形成流動分離,并在蝸殼內(nèi)形成旋渦,旋渦進一步與其他流體摻混,導(dǎo)致流場變化,造成較大的流動損失.

圖3 徑向截面總壓云圖與局部速度矢量放大圖Fig.3 Total pressure distribution on radial section and the partial enlarged detail of velocity vector

2.2 軸向平面的流動

為了更好地研究蝸殼內(nèi)旋渦的特點,選取二維軸向截面(位置見圖1)流線.圖4給出了該平面的二維流線圖與總壓云圖.

圖4 抽汽蝸殼軸向平面流線圖與總壓云圖Fig.4 2-D stream line and total pressure distribution on axial section

從圖4的流線圖可知,蒸汽在進入抽汽小管時,由于方向的變化,抽汽小管內(nèi)產(chǎn)生流動分離,形成旋渦,造成進口端部損失;另外,蒸汽在流入蝸殼后,沖擊壁面,流動方向發(fā)生改變,在抽汽腔體內(nèi)部形成以蝸殼的幾何中心為渦心的巨大旋渦.由圖4還可知,在抽汽小管內(nèi)的旋渦處,由于進口端部損失及渦流損失,總壓降低明顯;蝸殼內(nèi)的大旋渦處,沿著旋渦由外緣向渦心方向,其流動速度逐漸減小,總壓也逐漸降低.進口端部損失是造成蝸殼內(nèi)總壓損失的主要原因之一.

2.3 抽汽管出口截面的流動

圖5給出了抽汽管出口截面的二維流線圖與總壓云圖.從速度流線圖可知,蒸汽在抽汽管的混合過程中形成兩束螺旋流動即圖5中的旋渦型流線,兩旋渦各占出汽管道約一半的區(qū)域,在靠近壁面處速度較大,旋渦中心速度比壁面處速度小30%左右.抽汽管出口平均總壓為1.097 MPa,總壓分布差別不是特別明顯,但總體上也是靠近壁面處總壓大約比兩個旋渦中心的總壓大0.36%.出口管內(nèi)形成兩個旋渦流動的原因可認為是由于汽流從左、右兩邊蝸殼匯流,在抽汽管內(nèi)螺旋流動,兩部分汽流沒有完全混合.

圖5 抽汽管出口截面二維流線圖與總壓云圖Fig.5 2D stream line and total pressure distribution at extraction outlet

2.4 抽汽小管流動參數(shù)分布

在分析抽汽腔體內(nèi)部流動狀況時,由于各抽汽小管的周向位置不同,對應(yīng)的流量也有所差別.圖6給出了各管對應(yīng)的流量和平均總壓分布,從圖中可以看出,從LH 1管至LH 9管,隨著流量的增加,總壓依次降低;RH 1管至RH 10管具有同樣的變化規(guī)律,其中RH 1管流量最小(2.2 kg/s),LH10管流量最大(4.7 kg/s).結(jié)合流線圖與模型結(jié)構(gòu)分析,RH1管所處的位置是抽汽蝸殼內(nèi)部流動氣流方向的分界處,也是離抽汽出口最遠的抽汽管,從而導(dǎo)致RH1管總壓最低,流量最小.與之相反,LH 10接近抽汽管出口,小管抽汽汽流不經(jīng)過蝸殼,直接進入抽汽管出口,從而導(dǎo)致最大的抽汽流量,對應(yīng)的總壓損失較小.

圖6 各抽汽小管流量和平均總壓圖Fig.6 Mass flow and average total pressure in different extraction pipes

2.5 工程總壓損失計算方法與CFD對比

根據(jù)工質(zhì)流動的路徑,首先對比第1部分抽汽小管進汽的端部損失,參照工程流動損失手冊[8]的分流集管模型,計算各小管的平均速度和密度,代入相應(yīng)的數(shù)值進行計算,對應(yīng)進口的總壓損失系數(shù)為0.018 7,與CFD計算結(jié)果0.019 0比較,兩者基本吻合.

第2部分總壓損失定義為從各小管出口處流至LP7與RP10這兩截面的總壓損失.該流動損失可以認為是匯流集管的流動損失,查工程流動損失手冊對應(yīng)模型,代入相應(yīng)數(shù)值進行計算,對應(yīng)進口的總壓損失系數(shù)為0.009 6,與CFD計算結(jié)果0.010 0比較,兩者基本吻合.

第3部分總壓損失定義為從LP7與RP10截面至出口截面之間的總壓損失.根據(jù)模型特點分析,這一部分汽流主要由4個抽汽小管與兩個方向的蝸殼匯流汽流組成,這部分流動可以看作匯流三通管,相應(yīng)的損失為匯流流動損失,查工程流動損失手冊,代入數(shù)據(jù)進行計算,對應(yīng)的總壓損失系數(shù)為0.004 3,與CFD計算得到的總壓損失系數(shù)0.004 0比較,兩者基本吻合.

上述三部分的工程流動損失計算結(jié)果與CFD的計算結(jié)果都基本吻合,從而說明流動模型的選取與計算結(jié)果都是可信的,可以指導(dǎo)實際流動損失的工程計算.

3 結(jié) 論

對某超超臨界汽輪機中壓缸的抽汽管道系統(tǒng)內(nèi)部流場進行了數(shù)值研究,獲得了各抽汽小管的流量和總壓分布.研究發(fā)現(xiàn),其內(nèi)部流動復(fù)雜,存在多個三維旋渦,導(dǎo)致總壓損失較大.計算得到抽汽管道系統(tǒng)的整體總壓損失系數(shù)為0.033,其中,主流通道至各抽汽小管的端部損失系數(shù)為0.019;各小管出口沿兩側(cè)匯流到LP7截面和RP10截面的總壓損失系數(shù)為0.01;LP7截面與RP10截面到抽汽出口截面的總壓損失系數(shù)均為0.004.抽汽進口端損失約占總壓損失的2/3,占主要地位.結(jié)合相應(yīng)的流動模型,查找工程流動損失手冊,計算得到的各部分流動損失均與對應(yīng)的CFD計算結(jié)果非常接近,從而說明計算結(jié)果的可靠性,有助于工程算法在實際中的應(yīng)用.

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