王世柱,李志剛,李軍,冀大偉,肖高繪,葛慶

(1.西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安;2.上海電氣電站設(shè)備有限公司,200240,上海)

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補(bǔ)汽對透平級氣動性能和靜葉汽封轉(zhuǎn)子動力特性影響的數(shù)值模擬

王世柱1,李志剛1,李軍1,冀大偉2,肖高繪2,葛慶2

(1.西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安;2.上海電氣電站設(shè)備有限公司,200240,上海)

為了研究補(bǔ)汽對汽輪機(jī)通流部分氣動性能和轉(zhuǎn)子動力特性的影響,首先采用數(shù)值求解三維RANS方程和k-ε湍流模型的方法,研究了無補(bǔ)汽和2種補(bǔ)汽工況下補(bǔ)汽對透平級氣動性能的影響。在此基礎(chǔ)上,以不同補(bǔ)汽工況獲得的透平級靜葉汽封的進(jìn)出口氣動參數(shù)為邊界條件,采用多頻橢圓渦動模型和動網(wǎng)格技術(shù)計算了靜葉汽封的非定常氣流激振轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)。研究結(jié)果表明:補(bǔ)汽射流沖擊下游靜葉柵的葉根區(qū)域會造成旋渦流動,導(dǎo)致下游靜葉柵的進(jìn)口氣動參數(shù)沿周向出現(xiàn)不均勻分布,透平級的氣動性能隨著補(bǔ)汽量的增加而下降;補(bǔ)汽射流改變了的下游靜葉汽封的氣動參數(shù),使得預(yù)旋比由0.02逐漸增大為0.06、0.16,進(jìn)而導(dǎo)致汽封的轉(zhuǎn)子動力特性發(fā)生改變。該結(jié)果可為補(bǔ)汽對機(jī)組氣動性能和轉(zhuǎn)子動力特性影響的研究提供參考。

透平級;靜葉汽封;氣動性能;轉(zhuǎn)子動力特性;數(shù)值模擬

目前,超超臨界百萬等級汽輪機(jī)一般采用補(bǔ)汽來提高機(jī)組的輸出功率,采用抽汽回?zé)岱绞教岣邫C(jī)組循環(huán)效率[1]。有關(guān)抽汽對汽輪機(jī)通流效率的影響,國內(nèi)外學(xué)者采用實(shí)驗(yàn)測量和數(shù)值模擬的方法進(jìn)行了研究。毛研偉等通過數(shù)值研究指出,汽輪機(jī)抽汽改變了抽汽口上下游氣動參數(shù),進(jìn)而改變了汽輪機(jī)的通流效率[2]。高俊鵬等計算了抽汽對汽輪機(jī)下游透平級氣動性能的影響[3]。Rosic等揭示了抽汽導(dǎo)致抽汽口上下游流場的不均勻性,抽汽量可改變下游靜葉柵進(jìn)口汽流角和損失的分布,由此提出了改進(jìn)的抽汽結(jié)構(gòu),以提高汽輪機(jī)的通流效率[4]。節(jié)流配氣大功率汽輪機(jī)在增加機(jī)組出力時采用了補(bǔ)汽結(jié)構(gòu),且通過增加流量來提高機(jī)組輸出功率[1]?；粑暮频炔捎脭?shù)值模擬方法研究了補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)對高壓缸氣動性能的影響[5]。補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)會影響補(bǔ)汽口下游靜葉柵的進(jìn)氣參數(shù)在周向的分布,可以改變下游靜葉柵汽封處的進(jìn)口預(yù)旋,從而導(dǎo)致下游靜葉柵汽封內(nèi)非定常氣流激振的轉(zhuǎn)子動力特性發(fā)生變化,使得機(jī)組運(yùn)行的穩(wěn)定性受到影響。李志剛等實(shí)驗(yàn)研究了迷宮密封的泄漏特性及其影響機(jī)制[6]。Yan等針對汽封的偏心渦動導(dǎo)致的非定常氣流激振特性的變化,發(fā)展了三維數(shù)值方法,以計算分析汽封系統(tǒng)的氣流激振和轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)的變化規(guī)律[7-8]。

本文采用數(shù)值方法研究了補(bǔ)汽對上下游透平級氣動性能的影響,

在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步研究了補(bǔ)汽對

下游靜葉汽封非定常氣流激振轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)的影響規(guī)律,以期為汽輪機(jī)的高效安全運(yùn)行和補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考。

1 計算模型與數(shù)值方法

1.1 計算模型

補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)在機(jī)組通流的第5級和第6級之間水平布置。補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)包括主進(jìn)氣管路、混合腔室和10個進(jìn)氣管路。補(bǔ)汽量的大小由調(diào)節(jié)閥在主進(jìn)氣管路進(jìn)口處進(jìn)行調(diào)節(jié)。

1.2 數(shù)值方法

圖1為補(bǔ)汽腔室和前后兩級葉柵通道的通流模型和計算網(wǎng)格。葉柵通道為多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,由IGG/AutoGrid軟件生成;補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,由ANSYS-ICEM生成。采用六面體網(wǎng)格和三棱柱網(wǎng)格對壁面進(jìn)行局部加密處理,以保證k-ε湍流模型的y+>11.06。表1給出了計算區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)。

圖1 補(bǔ)汽腔室和前后兩級葉柵通道的通流模型和計算網(wǎng)格

計算域補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)第5級靜葉第5級動葉第6級靜葉第6級動葉第5級靜葉汽封第5級動葉汽封第6級靜葉汽封第6級動葉汽封計算區(qū)域網(wǎng)格數(shù)/10417703868312029293841344643683683435731382

采用商用CFD軟件ANSYS-CFX數(shù)值求解了三維RANS方程,求解方法為時間推進(jìn)法,對流項(xiàng)的離散采用高精度格式(二階),工質(zhì)采用真實(shí)水蒸氣模型中的Steam.3vl,該模型是基于IAPWS IF97工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的。湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型。進(jìn)口給定總溫、總壓和速度方向,出口給定平均靜壓。為了保證動、靜葉交接面的速度場連續(xù),動、靜葉交接面的處理采用“Stage”方法,其中動葉通道、葉頂密封、隔板密封區(qū)域設(shè)為旋轉(zhuǎn)域,靜止域與旋轉(zhuǎn)域之間的交接面設(shè)為“Stage”。

圖2為用于非定常轉(zhuǎn)子動力特性計算的補(bǔ)汽管道下游第6級靜葉汽封剖面圖,表2給出了第6級靜葉汽封的幾何尺寸。圖3為靜葉汽封質(zhì)量流量與周向節(jié)點(diǎn)數(shù)的關(guān)系。可以看出,當(dāng)周向節(jié)點(diǎn)數(shù)由360增加到480時,計算得到的質(zhì)量流量差別很小,對此迷宮密封而言,周向節(jié)點(diǎn)數(shù)為480時已滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。

圖2 第6級靜葉汽封剖面圖

表2 第6級靜葉汽封幾何參數(shù)

圖3 靜葉汽封質(zhì)量流量與周向節(jié)點(diǎn)數(shù)的關(guān)系

(1)

-Fx=(Kxx+jΩCxx)Dx+(Kxy+jΩCxy)Dy

(2)

-Fy=(Kyy+jΩCyy)Dy+(Kyx+jΩCyx)Dx

(3)

式中:Dx和Dy為轉(zhuǎn)子在x和y兩個方向渦動位移的頻域信號。

多頻橢圓渦動模型假設(shè)轉(zhuǎn)子在單頻下做橢圓渦動(見圖4),利用FFT將時域信號轉(zhuǎn)化為頻域信號,可以從一次計算結(jié)果中提取出多種渦動頻率下的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù),由此大大加快了計算效率。采用ANSYS-CFX數(shù)值求解了非定常RANS方程和k-ε湍流模型,數(shù)值模擬了不同預(yù)旋比和渦動頻率下的密封內(nèi)非定常流場,計算了在不同預(yù)旋比和頻率下密封的轉(zhuǎn)子動力特性系數(shù)。

迷宮密封的實(shí)驗(yàn)研究[10]表明:迷宮密封一般具有負(fù)的阻尼系數(shù),不利于削弱振動,影響轉(zhuǎn)子穩(wěn)定;環(huán)形腔室內(nèi)的周向旋流使得交叉剛度增大,轉(zhuǎn)子振動趨勢增大。交叉剛度是轉(zhuǎn)子非同步低頻渦動激振力的來源,直接阻尼則表示系統(tǒng)阻尼對轉(zhuǎn)子渦動的抑制作用,2個參數(shù)對氣流激振力的影響較大。因此,定義有效阻尼以考慮二者的綜合作用,即

Ceff=Cxx-Kxy/Ω

(4)

式中:Cxx為直接阻尼;Kxy為交叉剛度。

圖4 汽封轉(zhuǎn)子非穩(wěn)態(tài)橢圓渦動模型[8]

在24核80 GB內(nèi)存的工作站上,對帶有補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)的全流場進(jìn)行了定常計算,收斂周期為60～80 h(不同的邊界條件和初始條件會引起收斂時間出現(xiàn)差異)。非定常計算時汽封入口給定總溫、總壓,出口給定靜壓,具體計算邊界條件見表2。計算中,當(dāng)連續(xù)方程、動量方程、能量方程和湍流方程的均方根殘差小于10-5,相鄰周期轉(zhuǎn)子面受力Fx和Fy周期性振蕩,且相鄰周期受力波動小于0.2%時,認(rèn)為非定常計算收斂。

2 結(jié)果分析

2.1 補(bǔ)汽對透平級氣動性能的影響

表3給出了不同補(bǔ)汽率下第5、第6級相對總總等熵效率(以第5級0補(bǔ)汽的總總等熵效率為1)的比較。總總等熵效率

(5)

表3 不同補(bǔ)汽率下第5、第6級相對

圖5為補(bǔ)汽率=23%時通過第6級靜葉的72個葉片通道的質(zhì)量流量分布?？梢钥闯?未補(bǔ)汽側(cè)(垂直方向)質(zhì)量流量分布均勻,通過各個葉柵通道的質(zhì)量流量基本相等;補(bǔ)汽側(cè)(水平方向)的工質(zhì)分布沿周向差異較大,呈鋸齒狀,這種周向不均勻可能會引起一部分葉柵通道內(nèi)無足夠的蒸汽流過,葉片做功能力不能充分發(fā)揮,另一部分葉柵通道內(nèi)流過的工質(zhì)過多,導(dǎo)致壅塞。

內(nèi)圓周數(shù)字為葉片通道編號圖5 第6級靜葉質(zhì)量流量的周向分布

圖6為補(bǔ)汽口下游第6級靜葉進(jìn)口速度分布云圖。靜葉進(jìn)口速度沿周向也存在不均勻性。補(bǔ)汽管道噴出的蒸汽會撞擊葉柵通道的葉根面,形成局部滯止區(qū)域。補(bǔ)汽管附近的速度矢量分布雜亂,且有很多旋渦存在,隨著工質(zhì)向未補(bǔ)汽區(qū)域的轉(zhuǎn)移,流動逐漸趨于平穩(wěn)。

圖6 第6級靜葉進(jìn)口速度分布

圖7為第6級靜葉進(jìn)口截面(0-0)、靜葉與動葉之間截面(1-1)和第6級動葉出口截面(2-2)的溫度分布。比較不同補(bǔ)汽工況可以發(fā)現(xiàn):隨著補(bǔ)汽量的增加,第6級葉柵進(jìn)口處溫度的周向不均勻性逐漸增大,每個與補(bǔ)汽管臨近的葉柵前方溫度較高,由此導(dǎo)致一部分葉柵通道焓降大,另一部分進(jìn)口溫度低的葉柵通道焓降小,這種周向分布的不均勻性隨著工質(zhì)在葉柵通道內(nèi)的流動而逐漸減弱。定義工質(zhì)周向速度與軸向速度的比值為氣流角的正切值。

(a)補(bǔ)汽率=0%

(b)補(bǔ)汽率=9%

(c)補(bǔ)汽率=23%圖7 補(bǔ)汽口下游第6級透平級3個截面的溫度分布云圖

圖8為第6級靜葉進(jìn)口氣流角的分布,圖中給出了幾處氣流角惡化的分布?？梢钥闯?受補(bǔ)汽的影響,補(bǔ)汽管處的工質(zhì)流速的周向分量較大,部分工質(zhì)甚至直接沿周向流動,這會導(dǎo)致工質(zhì)垂直沖擊葉片表面,造成葉柵損失增大、效率降低。

圖8 第6級靜葉進(jìn)口汽流角分布云圖

2.2 補(bǔ)汽對隔板汽封轉(zhuǎn)子動力特性的影響

表4給出了不同補(bǔ)汽獲得的第6級靜葉汽封的進(jìn)出口邊界條件(周向質(zhì)量平均)。補(bǔ)汽率的增加對密封進(jìn)口預(yù)旋比影響較大,而進(jìn)口預(yù)旋比λ影響密封腔室內(nèi)的周向流動,引起密封轉(zhuǎn)子動力特性發(fā)生變化。

表4 第6級靜葉汽封進(jìn)出口邊界條件

預(yù)旋比

(6)

圖9為3種補(bǔ)汽率下第6級靜葉汽封的直接剛度Kxx、Kyy隨轉(zhuǎn)子渦動頻率的變化?？梢钥闯?Kxx與Kyy近似相等;3種補(bǔ)汽率下直接剛度均為正值,且受渦動頻率影響不大;過載補(bǔ)汽對直接剛度有明顯影響,隨著補(bǔ)汽量的增加,直接剛度不斷增大。

圖9 第6級靜葉汽封的直接剛度隨渦動頻率的變化

圖10為3種補(bǔ)汽率下第6級靜葉汽封的交叉剛度Kxy、Kyx隨轉(zhuǎn)子渦動頻率的變化?？梢钥闯?每種工況下交叉剛度的絕對值近似相等,但值的符號發(fā)生了轉(zhuǎn)變。

圖10 第6級靜葉汽封交叉剛度隨渦動頻率的變化

隨著補(bǔ)汽率的增加,Kxy由未補(bǔ)汽時的正值逐漸減小為負(fù)值,而Kyx由未補(bǔ)汽時的負(fù)值變?yōu)榱苏?。對于?shù)值計算給定的轉(zhuǎn)子渦動軌跡,Kxy<0、Kyx>0時,流體激振力對轉(zhuǎn)子產(chǎn)生的阻尼為正,有利于轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定;相反,當(dāng)Kxy>0、Kyx<0時,阻尼為負(fù),不利于轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定[9]。

圖11為3種補(bǔ)汽率下第6級靜葉汽封的直接阻尼Cxx、Cyy隨轉(zhuǎn)子渦動頻率的變化?？梢钥闯?3種工況下Cxx=Cyy,且隨渦動頻率的增加不斷增大;在90 Hz附近,直接阻尼的值由負(fù)變正,正阻尼有利于轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定;在所計算的頻域內(nèi),補(bǔ)汽量越大,直接阻尼越小,從阻尼方面考慮,補(bǔ)汽降低了轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定性;補(bǔ)汽引起的直接阻尼之間的差異隨著渦動頻率的增加而減小。

圖11 第6級靜葉汽封直接阻尼隨渦動頻率的變化

圖12為3種補(bǔ)汽率下第6級靜葉汽封的交叉阻尼Cxy、Cyx隨轉(zhuǎn)子渦動頻率的變化?？梢钥闯?3種工況下的交叉阻尼系數(shù)近似相等;交叉阻尼的絕對值隨渦動頻率的增加而不斷減小;隨著補(bǔ)汽量的增加,交叉阻尼的符號發(fā)生了變化,Cxy從未補(bǔ)汽時的正值減小為負(fù)值,Cyx從未補(bǔ)汽時的負(fù)值增大為正值;補(bǔ)汽引起的交叉阻尼之間的差異隨著渦動頻率的增加而減小。

圖12 第6級靜葉汽封交叉阻尼隨渦動頻率的變化

圖13為3種補(bǔ)汽率下第6級靜葉汽封的有效阻尼Ce隨轉(zhuǎn)子渦動頻率的變化。對于低頻區(qū),補(bǔ)汽量越大,同頻率下的有效阻尼越小,即補(bǔ)汽會降低轉(zhuǎn)子運(yùn)行的穩(wěn)定性;隨著渦動頻率的增加,補(bǔ)汽引起的有效阻尼之間的差異逐漸減小;在90 Hz時,有效阻尼由負(fù)變正,正阻尼有利于轉(zhuǎn)子的穩(wěn)定。

圖13 第6級靜葉汽封有效阻尼隨渦動頻率的變化

3 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬的方法研究了補(bǔ)汽對大型汽輪機(jī)上下游透平級氣動性能和下游靜葉汽封非定常氣流激振轉(zhuǎn)子動力特性的影響,獲得以下結(jié)論。

補(bǔ)汽量的增加導(dǎo)致補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)上下游透平級的氣動效率下降,特別是下游透平級的氣動效率下降值大于上游透平級。補(bǔ)汽導(dǎo)致下游透平級靜葉進(jìn)口參數(shù)周向分布不均勻,造成下游透平級部分靜葉進(jìn)口氣流角攻角變化較大,引起較大的葉柵攻角損失,由此降低了氣動效率。

補(bǔ)汽改變了機(jī)組通流部分補(bǔ)汽結(jié)構(gòu)下游靜葉汽封進(jìn)口的氣動參數(shù)和預(yù)旋比。補(bǔ)汽量的增加導(dǎo)致下游靜葉汽封的進(jìn)口預(yù)旋比增加,引起下游靜葉汽封的直接剛度系數(shù)增大。低頻區(qū)內(nèi),補(bǔ)汽量增加導(dǎo)致下游靜葉汽封的有效阻尼減小,補(bǔ)汽量變化所引起的下游靜葉汽封有效阻尼的差異隨著渦動頻率的增加而減小。

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(編輯 苗凌)

Numerical Investigations for Effect of Supplementary Steam on Aerodynamic Performance of Turbine Stage and Rotordynamics of Stator Seal

WANG Shizhu1, LI Zhigang1, LI Jun1, JI Dawei2, XIAO Gaohui2, GE Qing2

(1. Institute of Turbomachinery, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Shanghai Electric Power Generation Co., Ltd., Shanghai 200240, China)

To investigate the influence of supplementary steam on the aerodynamic performance of turbine through flow and rotordynamic characteristics of diaphragm seal, three-dimensional Reynolds-Averaged Navier-Stokes (RANS) andk-εturbulent model are used to analyze the aerodynamic performance of turbine stage without supplementary steam and with two kinds of supplementary steam. The inlet and outlet boundary conditions of the turbine stage stator seal at three kinds of supplementary steam operating conditions were specified according to flow field calculations. The unsteady fluid excitation rotordynamic characteristics of the stator seal were numerical calculated using multi-frequency elliptical whirling orbit model and dynamic grids. The numerical results show that the supplementary steam jets impacts on the hub regions of the downstream stator blade and results in the vortex flow. This flow behavior leads to the non-uniform inlet aerodynamic parameters at the entrance of the stator blade. The aerodynamic performance decreases with the increase of the mass flow rate of the supplementary steam. The supplementary steam jet changes the inlet preswirl and aerodynamic parameters of the downstream stator seal. The unsteady fluid excitation force and rotordynamic coefficients of the stator seal also change with the variation of the inlet flow parameters.

turbine stage; stator seal; aerodynamic performance; rotordynamics; numerical simulation

2014-09-22

王世柱(1990—),男,碩士生;李軍(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51376144)。

時間:2015-02-27

10.7652/xjtuxb201505009

TK474.7

A

0253-987X(2015)05-0056-06

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150227.0845.001.html