姚宏,周遜,王仲奇

(哈爾濱工業(yè)大學能源科學與工程學院,150001,哈爾濱)

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工業(yè)汽輪機補汽結構對壓力損失的影響及優(yōu)化

姚宏,周遜,王仲奇

(哈爾濱工業(yè)大學能源科學與工程學院,150001,哈爾濱)

為改進工業(yè)汽輪機補汽結構的性能,應用ANSYS-CFX軟件、以SST-RM湍流模型對流體混合產生的總壓損失進行了詳細研究,分析了結構參數對總壓損失的影響,得出在不同流量比下,支流以60°夾角進入主流,或者過渡段為圓角時,T型通道具有較低的總壓損失。在此基礎上,優(yōu)化設計了一種截面為橢圓形且沿周向截面面積漸縮的補汽結構,優(yōu)化后的補汽結構能夠有效控制補汽沿周向的密流分布及混合蒸汽的流動方向,由此提高了整機性能。研究結果表明:補汽流動方向與主流方向的夾角對流場有較大影響,優(yōu)化結構的總壓損失系數在各工況下至少降低30%;截面形狀與截面面積變化對補汽的周向擴散有較大影響,截面為橢圓形且截面面積沿周向漸縮時補汽結構能夠提高密流周向分布的均勻度;采用混合總壓損失系數和標準偏差能夠有效評估補汽性能。

補汽結構;流動混合;壓力損失;工業(yè)汽輪機

工業(yè)汽輪機是工業(yè)生產中重要的動力設備,典型特征在于轉速高、結構緊湊、運行靈活。帶有補汽裝置的工業(yè)汽輪機(帶有一次補汽也稱為雙壓汽輪機)可充分利用工業(yè)生產中不同參數等級的蒸汽,實現(xiàn)能源的綜合梯級利用[1-2],相應的研究已經開展[3-5]。

在補汽流動損失方面,Engelmann認為級與級間發(fā)生的附加二次流損失缺乏相關研究[6],并為此建立了一種通過壁面摩擦應力、壓強及接觸面積來計算壓損的方法,研究補汽通過周向槽進入主流時對流場的影響[7]。王世柱等研究了補汽對透平級氣動性能的影響[8]。

在損失機理方面,賈惟等研究了葉頂泄漏的損失來源和損失機理[17]。LI等研究了通過主動控制渦輪葉尖泄漏來提高效率的方法[18]。一般來說,葉頂漏汽會在葉頂形成泄漏渦,改變附近的壓力分布,與無泄漏相比流體靜壓沿周向分布無論是變化幅度還是變化趨勢,都發(fā)生了很大的變化,這對提高級的性能是不利的[19-20]。此外,馮嬌龍等研究了低溫余熱發(fā)電技術的雙壓系統(tǒng)參數優(yōu)化,指出主蒸汽與補汽的工作壓力在各自的約束范圍內存在最佳匹配值[21]。

綜上所述,在主蒸汽與補汽工作壓力成最佳匹配的條件下,補汽結構形式引起的蒸汽沿周向不均勻分布是造成級性能降低的主要因素。本文對T型通道的主要結構參數進行了研究,并將研究結果應用于工業(yè)汽輪機補汽結構的優(yōu)化設計。

1 數值方法及驗證

本文用ANSYS-CFX軟件進行了數值研究,計算中采用了雙方程SST-RM湍流模型,網格劃分時壁面網格Y+<3,且具有較好的正交性和長寬比。

1.1 損失計算方法

為便于比較且與實驗數據一致,研究中流動損失采用文獻[6]中定義的總壓損失系數,即

(1)

式中:pt,In為進口總壓;pt,Out為出口總壓;pOut為出口靜壓。計算主流總壓損失系數時pt,In為主流進口總壓,計算支流總壓損失系數時為支流進口總壓。進、出口壓力均取質量加權平均值。

式(1)僅考慮了基于進、出口的總壓損失,未考慮支流進入主流后與主流的混合損失。在主流流量較小時,計算出的主流總壓損失系數因進口動壓較小、流速增大而升高,相應的總壓損失系數會出現(xiàn)負值;同理,在支流流量較小時,支流總壓損失系數也會出現(xiàn)負值。為此,參照燃氣渦輪中冷氣摻混損失計算方法來計算支流與主流摻混后的混合總壓損失系數,即

(2)

式中:mm為主流質量流量;mb為支流質量流量;ζm為主流總壓損失系數;ζb為支流總壓損失系數。

采用標準偏差S來評估各參數沿周向分布的均勻度,此方法能夠定量分析數據點的分散程度,計算式為

通過對通道下經肌間隙入路聯(lián)合固定并椎間融合術學習曲線的研究及其影響因素的分析探索，遵循學習曲線的規(guī)律，在學習曲線的上升期利用更多的時間掌握手術技巧，不斷總結經驗，降低并發(fā)癥發(fā)生率，對于該術式的順利開展和廣泛推廣具有重要意義。

(3)

1.2 實驗驗證

由于T型通道的流動混合與補汽流動混合具有類似的流動性質,所以本文首先完成T型通道流動混合的數值模擬。在實驗方面,Miller以水為工質完成了通道截面為圓形的流動混合實驗[22],Idelchik以水為工質完成了通道截面為矩形的流動混合實驗[23]。通道截面如圖1所示?？紤]到工業(yè)汽輪機實際補汽結構,在進行數值研究時將兩側面設置為周期性邊界,見圖1c。

(a)Miller實驗通道(b)Idelchik實驗通道(c)本文實驗通道圖1 流動混合通道示意圖

數值研究中支流截面面積與主流截面面積相同,網格數量為100萬左右,在壁面及流體混合處進行了加密處理。依據實驗中所采用的數據,給定主流與支流進口流量,出口靜壓給定為105Pa,雷諾數為21萬左右。

數值計算中支流流量mb與出口流量mo之比(簡稱流量比)從0%至100%變化,每增加5%計算一個工況。主流和支流的總壓損失系數分別按式(1)計算,混合總壓損失系數按式(2)計算,結果對比如圖2所示。由圖2可見:流量比較小時,主流總壓損失系數與實驗結果具有較好的一致性,流量比較大時略有不同;流量比較大時,Miller與Idelchik的實驗數據也有所差異,這是Miller采用了圓柱截面的管道,支流與主流管道連接處無圓角過渡(見圖1a),而Idelchik采用了矩形截面的管道,支流與主流管道連接處有圓角過渡(見圖1b)的緣故。因壁面摩擦作用使得矩形截面的流動損失要高于圓形截面,圓角過渡則有助于降低流動損失。另外,在數值計算中管道兩側設置了周期性邊界條件,這也是數值計算與實驗中主流總壓損失系數存在差異的原因之一。

A:主流總壓損失;B:支流總壓損失;C:混合總壓損失圖2 總壓損失系數計算值與實驗值比較

值得注意的是,支流的總壓損失系數在流量比小于27%時是負值,此時支流進口總壓低于混合后的出口總壓,但由于主流的流量較大、流速較高,支流的流量較小、流速較低,使得支流靜壓仍高于主流靜壓,這類似于射流抽吸現(xiàn)象,即支流在進入主流后流速提高、總壓升高。所以,按式(1)計算的總壓損失系數出現(xiàn)了負值,這意味著在流量較小時,即使總壓低于主流總壓,支流也能順利進入主流。這一點在工業(yè)汽輪機設計中選擇補汽壓力與主汽壓力時尤為重要。由圖2還可見:主流通道流動方向不變,基于主流進口的總壓損失系數隨流量比的變化也較為平緩;支流通道中流動存在90°折轉,總壓損失系數比較大,基于支流進口的總壓損失系數隨流量比的變化較為劇烈;流量比小于60%時,混合總壓損失系數略低于主流總壓損失系數,高于支流總壓損失系數;流量比大于60%時,混合總壓損失系數高于主流總壓損失系數,低于支流總壓損失系數,3條曲線相交于流量比為60%左右。這一點與實際情況相符。

由數值計算與實驗對比可知,流量比在0%至60%范圍內兩者具有非常好的一致性;流量比在60%至100%范圍內兩者略有偏差,但趨勢相同。這表明本文數值方法是可靠的。

2 參數化研究

圖3 不同結構下主流總壓損失系數比較

為進一步研究影響流動混合損失的幾何因素,依據支流與主流連接段有/無圓角過渡,支流以90°、75°、60°和45°夾角進入主流,設計了8種方案。流量比由0%至100%變化,每增加5%計算一個工況,每個方案計算21種工況。主流總壓損失系數隨流量比的變化如圖3所示。圖中R表示過渡段為圓角,圓角半徑為10%主流通道當量水力直徑。由圖3可見:支流通道與主流通道連接處以圓角過渡時,總壓損失大幅度降低;支流以小于90°的夾角進入主流時,總壓損失也有所降低,但對總壓損失的影響要小于圓角過渡;在各工況下,支流以60°的夾角進入主流且?guī)в袌A角過渡時,總壓損失系數最小;當流量比大于50%、支流以小于60°夾角進入主流,或支流與主流連接段以圓角過渡時,主流總壓損失系數為負值,這意味著主流由進口至出口段是一逆壓流動過程。類似現(xiàn)象在圖2中也可看到,支流總壓損失系數在流量比小于27%時出現(xiàn)負值,即支流在一定的條件下出現(xiàn)逆壓流動。

支流總壓損失系數比較如圖4所示。其與主流不同的是,支流的總壓損失系數隨流量比的增加而增大。流量比在0%至100%的條件下,支流的總壓損失系數增加幅度要大于主流總壓損失系數,主要原因是支流與主流混合要經過一個流動方向折轉的過程,而主流則沒有這一折轉過程。當支流的折轉角較小時,支流總壓損失系數亦較小;當連接處具有過渡圓角時,總壓損失系數降低。

圖4 不同結構下支流總壓損失系數比較

對比圖3與圖4可見:隨著支流流量的增加,主流總壓損失先增大后減小,或增幅減小(僅支流以90°夾角進入主流且無過渡圓角),支流總壓損失開始增加較快,之后增幅減緩。

圖5 混合總壓損失系數比較

由式(2)計算出的混合總壓損失系數分布如圖5所示。由圖5可見:流量比小于27%時,雖然主流總壓損失系數較大,但此時支流存在逆壓流動,支流總壓損失系數為負值,混合總壓損失系數仍較小;流量比大于27%時,支流總壓損失系數增加較快,主流總壓損失系數增加幅度減緩,混合總壓損失系數仍呈現(xiàn)增大的趨勢;支流與主流連接處有圓角過渡,或支流以小于90°夾角進入主流時,混合總壓損失系數在流量比范圍內的增加幅度均比較緩慢;支流以60°夾角進入主流,連接處以圓角過渡時,混合總壓損失系數在各流量比下均比較小。

3 補汽蝸殼優(yōu)化設計

依據T型通道與補汽蝸殼的相似性,將以上對T型通道的分析結果用于補汽蝸殼的優(yōu)化。

典型的工業(yè)汽輪機補汽蝸殼結構如圖6所示。補汽位置處于兩級之間,補汽由下部2個分支管道進入汽輪機補汽蝸殼,在沿周向擴散流動的同時不斷轉為徑向流動,再由徑向進入汽輪機內部流道后與主流混合,混合流在其流動方向由徑向折轉為軸向后進入下一級做功。

圖6 工業(yè)汽輪機補汽蝸殼示意圖

補汽蝸殼采用非結構化網格,以保證壁面網格Y+<3,且具有較好的正交性和長寬比。表1給出了補汽蝸殼計算時的各項參數。

ANSYS-CFX軟件用于補汽蝸殼數值計算,湍流模型使用SST-RM模型。依據補汽蝸殼的蒸汽參數,計算工質采用了濕蒸汽工質。本文數值計算中按實際蒸汽參數定義了新的濕蒸汽工質。

表1 補汽蝸殼計算時的各項參數

為研究網格數對計算結果的影響,首先計算了原補汽蝸殼網格數分別為100萬、200萬、500萬和1 000萬時在不同流量比下的混合總壓損失系數,如圖7所示。總體來看,網格數為200萬以上時,總壓損失系數在不同流量比下分布趨勢基本相同,即網格數大于200萬時計算結果與網格數無關。為便于后處理中的數據提取、詳細研究流場細節(jié)、避免研究結果對網格數量的依賴性,本文對汽流交匯處及參數梯度較大處的網格進行了加密處理,最終補汽蝸殼的網格數取1 000萬以上。

圖7 不同網格數下計算的混合總壓損失系數

相關文獻的研究結果及T形通道的研究結論表明,補汽周向均勻分布有利于提高級性能,補汽以小于90°夾角進入主流能夠減小混合總壓損失。優(yōu)化設計中,研究了周向均勻分布時截面形狀及截面面積變化對補汽周向擴散均勻度的影響,補汽以不同角度進入主流的混合過程,以及過渡圓角直徑變化對混合過程的影響。

優(yōu)化的參數為補汽進入主流通道的夾角、蝸殼截面的橢圓度,其中橢圓的短軸與補汽進入主流通道的方向平行。在優(yōu)化過程中,依據補汽進入主流通道的夾角設計了45°、60°、75°的3種結構,根據橢圓截面設計了長短軸之比分別為1.5、2、2.5的3種結構,由此形成9種方案。補汽蝸殼優(yōu)化設計前后的數值模擬均采用相同的方法進行比較。

限于篇幅,優(yōu)化設計的中間過程省略,僅給出優(yōu)化后的結果與原型的比較。優(yōu)化設計與原型設計的主要區(qū)別在于:優(yōu)化后補汽進入主流通道的夾角由90°改為60°;補汽蝸殼截面由沿周向截面面積漸縮的倒梯形改為長短軸之比為2,且沿周向截面面積漸縮的橢圓形;補汽與主流連接處由較小圓角過渡,改為圓角半徑為下游級通道10%葉片高度的圓角過渡。

4 計算結果分析

工業(yè)汽輪機補汽蝸殼內流動與T型通道混合流動的一個顯著不同是,補汽在蝸殼內有一個周向的擴散流動,這也增加了補汽損失。

以式(2)計算主流與補汽的混合總壓損失系數隨流量比的變化如圖8所示。由圖8可見,優(yōu)化后,混合總壓損失系數在不同流量比下均大幅降低,即使在小流量比下也有30%的降幅,大流量比下混合總壓損失系數下降幅度更為明顯。

圖8 優(yōu)化前后不同流量比下的混合總壓損失系數

流量比在10%～55%范圍內,優(yōu)化前后補汽結構在主流進口、補汽進口及混合出口這3個位置的密流沿周向的分布如圖9所示。

由圖9可見:優(yōu)化后密流周向分布均勻度在3處均得到了有效改善,前一級的出口壓力周向波動較小,這對下一級的進口條件較為有利;補汽不僅對混合后的出口密流沿周向分布有影響,對主流進口處密流沿周向分布也有影響,這意味著補汽對上、下游各級的性能有較大影響,見圖9a～9f;優(yōu)化前補汽結構對于當前的補汽條件較為不利,補汽沿周向變化幅度較大,對主流沖擊較大,見圖9a、9c、9e;優(yōu)化后補汽結構使得密流沿周向分布得到了有效改善,即截面為橢圓形、沿周向截面面積漸縮的蝸殼結構能夠提高周向分布均勻度,見圖9b、9d、9f。在周向270°左右,即汽缸的正下方兩側密流出現(xiàn)了2個峰值,這正是2個補汽管道與補汽蝸殼的連接處,而在汽缸的正上方90°位置密流的值也比較大。優(yōu)化后的密流分布與優(yōu)化前相比得到了有效改善,但仍有進一步改進的空間。

優(yōu)化前后補汽結構在主流進口、補汽進口和混合出口處及不同流量比下的標準偏差分布曲線如圖10所示。計算中沿周向共取720個數據點。由圖10可見,優(yōu)化后各處標準偏差大幅度降低,特別是在較大的補汽流量條件下。

(a)原結構主流進口

(b)優(yōu)化結構主流進口

(c)原結構補汽進口

(d)優(yōu)化結構補汽進口

(e)原結構混合出口

(f)優(yōu)化結構混合出口圖9 優(yōu)化前后密流沿周向分布

圖10 優(yōu)化前后不同流量比下的標準偏差

圖11 主流與補汽流線在補汽蝸殼內的分布

優(yōu)化后流量比為35%時補汽蝸殼內部的流線分布如圖11所示。由于強烈的周向運動導致了流量沿周向分布不均勻,所以流動損失沿周向分布也有較大變化,即流動速度的大小和方向發(fā)生變化。補汽沿周向擴散至蝸殼內的同時,還由周向運動變?yōu)閺较蛄鲃?并沿徑向進入主流后折轉為軸向流動,周向各處的流動折轉也有較大差異。由于流動過程中增加了周向擴散運動,所以流動損失相應增加。周向擴散過程受截面形狀影響,且與截面面積沿周向變化直接相關。這樣,密流沿周向的分布是不同的,在管道進口附近達到最大值,在正上方為最小值。此外,密流沿周向的不均勻分布引起壓力沿周向波動,從而導致速比變化。鑒于輪周效率隨速比變化曲線為拋物線且存在最佳值,偏離最佳值時無論速比增大或減小均導致輪周效率下降。密流周向的不均勻分布將影響上、下游各級的性能。由此可見,提高密流的周向均勻度有助于提高上、下游各級的性能,能夠有效提高整機性能。

5 結 論

在T型通道的研究中,本文重點分析了支流以不同角度進入主流時總壓損失系數的變化,分析了過渡段圓角對總壓損失系數的影響。研究表明,支流以60°夾角進入主流時損失最小。參考T型通道中過渡段采用圓角時可大幅減小總壓損失的研究成果,在補汽蝸殼優(yōu)化時采用了過渡圓角設計,截面為橢圓形且截面面積漸縮的設計方法也用于優(yōu)化設計中。優(yōu)化后的補汽結構提高了密流沿周向分布的均勻程度。

由于補汽在周向擴散流動的同時沿徑向進入主流,因此蝸殼的漸縮設計有利于減小補汽的流動損失。優(yōu)化結構使得補汽能夠更為均勻地進入主流,混合后的蒸汽密流沿周向分布更為均勻,同時對主流進口的擾動大幅減小,這對于提高上、下游的級性能是十分有利的。優(yōu)化結構能夠大幅降低混合總壓損失系數,提高補汽效率。

引入標準偏差來評估補汽性能,在當前研究中,優(yōu)化結構的標準偏差大幅降低,表明整機性能得到了提高。

補汽進入主流的流速受到了補汽量的影響,也與補汽蝸殼的截面面積有關,補汽蝸殼的截面面積應基于補汽流量的設計范圍來優(yōu)化,這些方面仍有深入研究的空間。

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(編輯 苗凌)

Optimization Design and Pressure Losses of Steam Admission in Industrial Steam Turbines Depending on Geometrical Parameters

YAO Hong,ZHOU Xun,WANG Zhongqi

(School of Energy Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, China)

To improve performance of steam admission geometry in industrial steam turbine, the total pressure loss of the mixing flow are investigated with ANSYS-CFX and the effects of admission geometry parameters on the total pressure loss are evaluated by SST-RM. For a T typed passage, as the branch flow jets into the main stream at angle of 60° or the connecting part is set as rounded corner, the total pressure loss gets lower at different flow rate. Analyzing the total pressure loss coefficient of the T typed passage in the flow field, a new admission with elliptical and gradually converging sections along the circumferential direction is designed, and the optimized structure can effectively control the admission mass flow distribution and the flow direction, which makes the admission density flow more uniform along the circumferential direction to improve the performance of the whole steam turbine. Under the same condition, when the angle between the admission steam flow and main flow is taken as about 60°, the total pressure loss can be reduced by more than 30% compared with the case of 90°. The admission structure with elliptical cross section is beneficial to improve the uniformity of density flow distribution along the circumferential direction. The mixing total pressure coefficient and the standard deviation are suggested to effectively evaluate the admission performance.

steam admission geometry; flow combination; pressure loss; industrial steam turbine

2015-12-30。 作者簡介:姚宏(1977—),男,博士生;周遜(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目:國家自然科學基金資助項目(51421063)。

時間:2016-05-10

10.7652/xjtuxb201607004

TK263

A

0253-987X(2016)07-0018-08

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160510.1523.012.html