陳遠東
(北京龍威發(fā)電技術有限公司,北京 100044)
汽輪機部分進汽調節(jié)級三維流場數值研究
陳遠東
(北京龍威發(fā)電技術有限公司,北京 100044)
使用NUMECA軟件,采用三維黏性數值模擬方法分別對蒸汽室和調節(jié)級部分進汽條件下調節(jié)級內部流動進行數值分析。研究發(fā)現,由于結構限制,蒸汽室內部流動紊亂,流動損失較大,而且部分進汽結構調節(jié)級存在較大的弧段損失和鼓風損失,導致調節(jié)效率低下。
汽輪機;調節(jié)級;部分進汽;數值計算
隨著用戶對電力需求的變化以及我國電力行業(yè)結構的改革,電站汽輪機參與電網調峰而經常處于變工況運行狀態(tài)[1-3]。目前,汽輪機配汽方式主要有2種:噴嘴配汽和節(jié)流配汽。噴嘴配汽汽輪機的變工況運行是通過調節(jié)級來實現的,調節(jié)級一般處于部分進汽狀態(tài),部分進汽導致調節(jié)級內各汽動參數圓周方向存在非均勻,內部流動效率低下[4-5],開展汽輪機部分進汽調節(jié)級性能研究,分析其損失機制,能夠為大功率汽輪機的熱力氣動性能和動力學設計提供理論支持。
國內外許多學者對部分進汽調節(jié)級進行了多方面研究。文獻[1]對部分進汽調節(jié)級各種損失的機制做了細致分析。文獻[6-10]不僅對調節(jié)級部分進汽相關機制進行了理論研究,而且對其進行了試驗研究和數值計算,分析了不同截面處靜壓以及熵沿周向分布情況,結果吻合良好。文獻[11]對某200MW汽輪機部分進汽調節(jié)級的二維數值模擬。文獻[12]對汽輪機調節(jié)級的部分進汽狀況進行了二維數值模擬。文獻[13]對調節(jié)級的三維非定常流動進行了1/4環(huán)面的數值研究。
為進一步了解部分進汽調節(jié)級內部流動機制,本文采用NUMECA軟件對某型汽輪機蒸汽室和部分進汽調節(jié)級數值模擬,詳細分析其流場氣動狀況,找出其主要損失源,從而為調節(jié)級優(yōu)化設計提供依據。
1.1 計算模型說明
本文研究的對象如圖1所示,調節(jié)級噴嘴組每個弧段和1個蒸汽室相連,具體參數見表1。該調節(jié)級部分進汽結構共4個弧段,每個弧段汽道數為30,共120個汽道,圓周當量汽道為138,4個閥門全開部分進汽度為0.869 5(120/138),額定工況下,3個閥門全開,部分進汽度為0.6521(90/138)。
圖1 研究對象
表1 調節(jié)級部分幾何參數
本文采用數值模擬方式研究該調節(jié)級額定工況下氣動熱力性能。額定工況下調節(jié)級開啟3個閥門,高溫、高壓蒸汽首先經過蒸汽室腔室,再進入噴嘴組弧段對調節(jié)級做功。由于研究對象幾何尺寸較大,將研究對象分成蒸汽室計算域和調節(jié)級計算域。由于蒸汽室是相互對稱的,因此其內部流場也是相同的。為減少計算量,只為一個蒸汽室進行計算,為保證計算收斂,在蒸汽室出口添加一個延伸段,如圖2所示。調節(jié)級采用全周為計算域,額定工況下調節(jié)級噴嘴組3個弧段開啟,另一個弧段關閉,計算域模型如圖3所示。
圖2 蒸汽室計算域
圖3 調節(jié)級全周計算域
1.2 計算方法及邊界條件
采用商業(yè)軟件NUMECA對蒸汽室和調節(jié)級三維黏性定常流場進行模擬。空間離散采用中心差分格式輔助人工黏性項,四步Rung-Kutta法進行時間推進迭代求解,全多重網格法、局部時間步法和隱式殘差光順加速迭代收斂,湍流模型選擇低雷諾數Spalart-Allmaras模型。靜葉/動葉交界面采用轉子凍結法處理,工質選擇可凝結水蒸氣。
蒸汽室進口給定均勻總溫和總壓,進汽方向垂直于進口平面,見表2。進口總壓即等于主汽門前蒸汽額定壓力減去主汽門、調門及進汽管道的壓損,約為15.76MPa??倻丶礊橹髌T前蒸汽額定溫度808.15K。蒸汽室出口給定流量,調節(jié)級額定流量為262.300 kg/s,平均分配到3個蒸汽室,每個蒸汽室的流量為87.437 kg/s。
表2 蒸汽室部分性能參數
調節(jié)級進口總溫、總壓按照計算模擬的蒸汽室出口總溫、總壓給定,出口給定質量流量為262.300 kg/s,轉子轉速為3000 r/min。
蒸汽室和調節(jié)級計算域所有固壁均為無滑移固壁絕熱條件。
1.3 網格劃分
采用結構化網格生成器IGG進行蒸汽室網格劃分,如圖4所示。進汽管道和汽室均采用碟形網格,延伸段采用H型網格,進氣管道和汽室采用FNMB連接,網格總數為79萬。
圖4 蒸汽室三維網格
調節(jié)級采用結構化網格自動生成器Autogrid5進行單通道網格的劃分,如圖5所示。單通道網格劃分完成以后,在IGG進行通道復制,靜子流道包括3個弧段,共90個通道,轉子區(qū)域共80個弧段。由于計算時交界面處理采用轉子凍結法,因此要求交界面上下游的周期相同。上游靜子區(qū)域只包括3個弧段,并沒有覆蓋全周,下游轉子區(qū)域包含整周,因此在靜子出口面和轉子進口面的軸向間隙處增加一個過渡段,此過渡段上游面與三弧段靜子區(qū)域完全匹配連接,下游面作為交界面的上游,如圖3所示。
圖5 調節(jié)級通道三維網格
調節(jié)級網格拓撲結構采用O4H型結構。在網格生成過程中,考慮黏性流場計算中低雷諾數湍流模型的應用,捕捉近壁面湍流附面層流動的詳細流動特征,加密靠近壁面的網格,近壁面第1層網格距離固壁距離取0.003mm,將y+值控制在一定的低雷諾數湍流模型要求的范圍之內。計算結果表明,壁面絕大部分區(qū)域y+<20,流道區(qū)域y+<10。
本文計算模型包括蒸汽室和調節(jié)級葉柵通道,為了使結果說明更加清晰,下面分別對蒸汽室和調節(jié)級葉柵通道進行描述。
2.1 蒸汽室內部流動分析
表2顯示的是蒸汽室部分性能參數。汽流經過蒸汽室,總壓和總溫都有所降低,計算得到蒸汽室出口平均壓力為15.70MPa,溫度為807.90 K,蒸汽在蒸汽室內部流動損失總壓60 kPa,總溫損失0.25K,其中總壓恢復系數為99.6%,這是由于蒸汽室流場存在較大的漩渦區(qū)。
圖6顯示的是蒸汽室縱切面靜壓力分布。從圖6可以看出,在進口轉向出口時,由于截面收縮,汽流經過蒸汽室后壓力降低,速度升高,在出口面上出現漩渦區(qū),加上延伸段后可以覆蓋整個漩渦區(qū),從而保證計算收斂。圖7顯示的是蒸汽室橫切面靜壓分布,蒸汽室上部和蒸汽室下部分別形成2個漩渦區(qū)。上區(qū)主要是由于汽流與蒸汽室上部固壁對沖產生漩渦,汽流動能較大,壓力較高。在蒸汽室下部靠近壁面處由于與噴嘴組聯通不暢,該處速度較低,流體可以近似看成滯止,形成局部高壓區(qū)。整個下區(qū)流線分布比較雜亂,存在大量漩渦,漩渦形成主要是由于在這個區(qū)域形成了“死區(qū)”,主汽流對這個區(qū)域存在一個抽吸效應,壓力較低;此外,該區(qū)汽流動能低,損失較大,而且越到漩渦中心損失越大。
圖6 蒸汽室縱切面靜壓分布
圖8顯示的是蒸汽室出口面上的總壓分布。圖9顯示了蒸汽室出口面上的總溫分布,圖中顯示下半區(qū)的總壓損失較大,總溫局部降低,這是由于該區(qū)存在較大的漩渦區(qū)(對應于圖7)。
2.2 調節(jié)級葉柵通道流動分析
調節(jié)級噴嘴組有4個弧段,額定工況下,調節(jié)級噴嘴組開啟3個弧段,分別和3個蒸汽室相通,另一個弧段關閉,但弧段仍然和對應的蒸汽室相連通,但該蒸汽室無蒸汽來流,所以此弧段在計算區(qū)域中沒有顯示,如圖2所示。由于該調節(jié)級存在部分進汽度,噴嘴弧段與弧段之間有隔段,關閉的弧段和隔段都被稱作堵塞區(qū)。
圖7 蒸汽室橫切面靜壓分布
圖8 蒸汽室出口面總壓分布
圖9 蒸汽室出口面總溫分布
表3顯示的是各項總體性能參數的時間平均值。等熵效率時均值為0.534,進、出口流量幾乎一致。出口靜壓時均值為12209972Pa,和額定工況下的出口靜壓完全一致。全周計算數值模擬,從總體參數來看,計算可以反映額定工況下調節(jié)級內的真實流動狀態(tài)。
表3 調節(jié)級總體性能參數
圖10、圖11分別顯示的是靜子出口面(交界面上游)上絕對總壓云圖和熵云圖分布情況。從圖10可以看出,弧段4壓力較大,個別噴嘴弧段之間隔斷區(qū)域壓力波動。從圖11中熵的分布可以看出,弧段4熵增最大。由于該區(qū)為堵塞區(qū),堵塞區(qū)內汽流流動不暢,擾動比較大,能量損失大,熵比較大,這是部分進汽特有的弧段損失和鼓風損失。由于動葉的旋轉,弧段內的汽流損失沿周向非均勻性,堵塞區(qū)這種擾動對葉柵通道內的流動具有一定的影響,這種影響還會衍生到下游壓力級區(qū)域。
圖10 靜子出口截面絕對總壓分布
圖11 靜子出口截面熵分布
由于調節(jié)級靜葉和動葉片展弦比較小,從葉根到葉頂流動特性基本相似,現選取中經截面為對象分析流場的流動機制。圖12顯示的是調節(jié)級葉柵通道中徑截面的靜壓分布云圖,圖13為中徑截面熵分布云圖。
圖12 中徑截面靜壓分布
圖13 中徑截面熵分布
從圖12中可以看出,在噴嘴組(弧段1、弧段2、弧段3)流向所對應的動葉通道內部,動葉壓力面壓力明顯高于動葉吸力面壓力,周向壓力梯度明顯,高溫高壓蒸汽對動葉正功;而在堵塞區(qū)(弧段1~3之間的隔段),動葉通道壓力面和吸力面壓力幾乎相等,周向壓力梯度減小,內部流體相對滯止;動葉旋轉到該堵塞區(qū),動葉中蒸汽極短時間內被抽走,會造成壓力急劇降低,隨著動葉繼續(xù)旋轉,在動葉進入剛剛離開堵塞區(qū)時,由于動葉中滯留的蒸汽與上游來流的阻擋作用,造成汽流靜壓迅速回升,當動葉通道中相對滯止的蒸汽排除后,汽流的靜壓又慢慢下降;弧段4處,由于此噴嘴組弧段關閉,上游無蒸汽進入動葉,表現出明顯的軸向壓力梯度,隨著動葉的旋轉,動葉對此處葉片通道滯留的蒸汽做功,使得此處的蒸汽壓力大幅度升高,這就是汽輪機部分進汽調節(jié)級中常見的鼓風損失,鼓風損失存在于整個堵塞區(qū)后的動葉通道中,鼓風損失是調節(jié)級效率低下的一個主要原因。
從圖13中熵的分布來看,高損失區(qū)主要集中在轉子區(qū)的弧段4和弧段與弧段之間的隔斷區(qū),由于其上流沒有流體流出,該區(qū)域內充滿大量的低速湍流團,因此損失很大,和圖12分析一致。
本文基于三維黏性可壓縮N-S方程,對某型汽輪機部分進汽調節(jié)級的三維流場進行了詳細分析,研究得到以下結論。
(1)由于該型汽輪機調節(jié)級蒸汽室內部結構限制,流動比較紊亂,存在較大的流動損失,合理改進蒸汽室結構可以提高調節(jié)級進口總溫、總壓,從而提高調節(jié)級效率。
(2)額定工況工作時,部分進汽調節(jié)級等熵效率為53.4%,調節(jié)級效率低下,其部分進汽結構使得流場產生大量的弧段損失和鼓風損失,這是該調節(jié)級的主要損失來源。
(3)調節(jié)級葉柵周向變化較大,在非堵塞區(qū),調節(jié)級動葉壓力面壓力明顯高于動葉吸力面壓力,周向壓力梯度明顯,高溫高壓蒸汽對動葉做功。
(4)動葉旋轉剛進入到該堵塞區(qū)時,動葉通道壓力面和吸力面壓力幾乎相等,周向壓力梯度減小,內部流體相對滯止,動葉中蒸汽極短時間內被抽走,會造成壓力急劇降低,隨著動葉繼續(xù)旋轉,在動葉剛進入非堵塞區(qū)時,由于動葉中滯留的蒸汽與上游來流阻擋作用,造成汽流靜壓迅速回升,當動葉通道中相對滯止的蒸汽排除后,汽流的靜壓又慢慢下降。
(5)由于調節(jié)級部分進汽存在,上游無蒸汽進入動葉,表現出明顯的軸向壓力梯度,由于動葉的旋轉,動葉對此處葉片通道滯留的蒸汽做功,使得此處的蒸汽壓力大幅度升高,這就是汽輪機部分進汽調節(jié)級中常見的鼓風損失,鼓風損失存在于整個堵塞區(qū)后的動葉通道中,是調節(jié)級效率低下的一個主要原因。
[1]蔡頤年.蒸汽輪機[M].西安:西安交通大學出版社,1978:190-197.
[2]嚴宏強,程鈞培,都興有.中國電氣工程大典:火力發(fā)電工程(上)[M].北京:中國電力出版社,2009.
[3]王仲奇,秦仁.透平機械原理[M].北京:機械工業(yè)出版社,1981.
[4]YAHYA SM.Some tests on partial admission turbine cascades[J].Intemational Joumal of Mechanical Sciences,1969,11(10):853-866.
[5]LEWISK L.The innuence of partial admission on the performance of amuItistage turbine[R].Cambridge:University of Cambridge,1994.
[6]JENSF,JENSEA,BUNKUTE,et al.An experimental study on partial admission in a two-stage axial air test turbinewith numerical comparisons[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo.Vienna:ASME,2004.
[7]NARMIN B H,JIASEN H,JENSF,et al.Numerical study of unsteady flow phenomena in a partial admission axial steam turbine[C]//ASME Paper Power.Berlin:ASME,2008.
[8]HUSHMANDIN B,HU J,FRIDH J,et al.Numerical study of unsteady now phenomena in a partial admission axial steam turbine[C]//ASME Turbo Expo 2008.Berlin:ASME,2008:713-722.
[9]LAMPART P,SZYMANIAK M,RZADKOWSKIR.Unsteady load of partial admission control stage rotor of a large power steam turbine[C]//ASME Turbo Expo 2004.Vienna:ASME,2004:237-246.
[10]SAKAIN,HARADA T,IMAIY.Numerical study of partial admission stages in steam turbine[J].JSME Intemational Joumal,Series B,Fluids and Thermal Engineering,2006,49(2):212-217.
[11]KITFO JB,WIENERM.Efects ofnonuniform circumferential heating and inclination on critical heat flux in smooth and ribbed bore tubes[J].International Journal of Multiphase Flow,1986(12):297-302.
[12]GUO L J,FENG Z P,CHEN X J.An experimental investigation of the frictional pressure drop of steam-water twophase flow in helical coils[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,2001(44):2601-2610.
[13]訾宏達,方韌,徐星仲,等.汽輪機部分進汽調節(jié)級三維流場的非定常數值模擬[J].動力工程,2007,27(5):721-724,761.
(本文責編:白銀雷)
TK 262
A
1674-1951(2015)08-0001-05
陳遠東(1982—),男,湖北廣水人,工程師,工學碩士,從事葉輪機氣體動力學方面的研究(E-mail:chenyuandong@longwei.cn)。
2015-01-15;
2015-06-19