導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)汽輪機(jī)排汽缸氣動(dòng)性能影響的研究*

曹麗華 林阿強(qiáng) 李 勇

(東北電力大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院)

導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)汽輪機(jī)排汽缸氣動(dòng)性能影響的研究*

曹麗華*林阿強(qiáng) 李 勇

(東北電力大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院)

以某300MW汽輪機(jī)為研究對(duì)象，應(yīng)用Fluent軟件對(duì)不同來流條件下的排汽缸進(jìn)行三維數(shù)值模擬，分析導(dǎo)流環(huán)傾角變化對(duì)排汽缸性氣動(dòng)性能影響。結(jié)果表明：在擴(kuò)壓管導(dǎo)流環(huán)軸向長(zhǎng)度不變的情況下，隨著導(dǎo)流環(huán)傾角的不斷增大，總壓損失系數(shù)和靜壓恢復(fù)系數(shù)呈單調(diào)變化。導(dǎo)流環(huán)傾角在20～30°區(qū)間時(shí)，擴(kuò)壓管的性能處于平緩趨勢(shì)。排汽缸來流有較大的旋流有利于提高排汽缸的氣動(dòng)性能，而較小的旋流則會(huì)帶來一定的流動(dòng)損失。

汽輪機(jī) 排汽缸 導(dǎo)流環(huán)傾角 氣動(dòng)性能

汽輪機(jī)排汽部分的擴(kuò)壓管不但對(duì)排汽起導(dǎo)流折轉(zhuǎn)作用，還能實(shí)現(xiàn)余速動(dòng)能向壓力能轉(zhuǎn)化。近年來，針對(duì)擴(kuò)壓管幾何形狀對(duì)汽輪機(jī)排汽缸性能影響的研究日益增多[1,2]。擴(kuò)壓管氣動(dòng)性能的優(yōu)劣直接影響汽輪機(jī)末級(jí)的背壓、凝汽器的進(jìn)口參數(shù)和余速的利用率，進(jìn)而對(duì)整個(gè)機(jī)組的功率和經(jīng)濟(jì)性產(chǎn)生顯著的影響[3～5]。因此，對(duì)擴(kuò)壓管氣動(dòng)性能的研究具有很重要的工程實(shí)際意義。

影響擴(kuò)壓管性能的主要因素是汽流條件、導(dǎo)流環(huán)和導(dǎo)流錐的幾何形狀。文獻(xiàn)[6,7]指出，導(dǎo)流環(huán)傾角是決定汽流流動(dòng)狀態(tài)的重要因素，并對(duì)原擴(kuò)壓管進(jìn)行改造。文獻(xiàn)[8～10]說明了排汽系統(tǒng)入口條件和幾何參數(shù)都會(huì)影響優(yōu)化設(shè)計(jì)后的擴(kuò)壓管性能。文獻(xiàn)[11～13]研究表明，通過導(dǎo)流環(huán)優(yōu)化設(shè)計(jì)來改善擴(kuò)壓管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)，可有效提高排汽缸的氣動(dòng)性能，降低流動(dòng)損失。筆者利用Fluent詳細(xì)分析了不同導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)擴(kuò)壓管和排汽缸氣動(dòng)性能的影響，以及在不同來流條件下得到較合理的導(dǎo)流環(huán)傾角范圍，為汽輪機(jī)擴(kuò)壓管的優(yōu)化設(shè)計(jì)和性能研究提供有價(jià)值的參考。

1 數(shù)值計(jì)算

某300MW汽輪機(jī)凝汽器喉部與排汽缸耦合的簡(jiǎn)化模型如圖1所示，主要考慮排汽缸的導(dǎo)流環(huán)、導(dǎo)流錐、蝸殼斜壁面和喉部的小汽輪機(jī)排汽、內(nèi)置低壓加熱器的影響。擴(kuò)壓管示意圖如圖2所示。在擴(kuò)壓管內(nèi)導(dǎo)流環(huán)和導(dǎo)流錐壁面分別沿y向選取8條輔助環(huán)形曲線A1～A4和B1～B4。

圖1 計(jì)算用物理模型剖視圖

圖2 汽輪機(jī)排汽缸擴(kuò)壓管示意圖

利用Fluent軟件平臺(tái)進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算過程中的假設(shè)和控制方程參見文獻(xiàn)[12，13]。選擇ICEM軟件劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)約為200萬時(shí)，能滿足計(jì)算精度的要求。采用速度進(jìn)口和壓力出口作為邊界條件。

2 結(jié)果分析

2.1導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)擴(kuò)壓管性能的影響

圖3、4分別顯示的是導(dǎo)流錐、導(dǎo)流環(huán)壁面壓力分布沿圖2中定義的輔助環(huán)線順時(shí)針一周得到的無量綱弧長(zhǎng)靜壓變化分布曲線。

圖3 導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)導(dǎo)流錐壁面上靜壓分布的影響

圖4 導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)導(dǎo)流環(huán)壁面上靜壓分布的影響

從圖3、4可以看出：排汽缸導(dǎo)流錐壁面上壓力在弧長(zhǎng)30%、50%處由于汽流轉(zhuǎn)彎時(shí)產(chǎn)生旋流使速度下降，壓力升高；壓力沿導(dǎo)流環(huán)壁面下降后上升，在大約60%、90%弧長(zhǎng)處有一個(gè)低壓槽，主要由于靠近排汽缸下部出口處有汽流分離所致；在導(dǎo)流環(huán)內(nèi)部，壓力沿軸向是逐漸上升的，說明導(dǎo)流環(huán)起到了擴(kuò)壓的作用。

由圖3還可以看出，導(dǎo)流環(huán)傾角α不同時(shí)，導(dǎo)流錐上的壓力變化不明顯，趨勢(shì)相差不多，都在約30%、60%弧長(zhǎng)處，由于汽流轉(zhuǎn)彎時(shí)產(chǎn)生旋流使得速度下降，從而壓力升高。這也說明，導(dǎo)流環(huán)傾角的變化對(duì)導(dǎo)流錐上的壓力變化影響不大。

由圖4還可以看出，α的取值不同時(shí)，由于靠近排汽缸下部汽流的分離作用，在導(dǎo)流環(huán)壁面上壓力最低值均出現(xiàn)在60%、90%弧長(zhǎng)附近。不同的是：α=10°時(shí)壓力系數(shù)偏低，并在壓力出現(xiàn)峰值的30%、80%弧長(zhǎng)的位置出現(xiàn)壓力突降，B1弧線上的壓力比其他兩種情況時(shí)的高，與擴(kuò)壓器擴(kuò)壓的機(jī)理相悖。α=30°時(shí)，除了B1弧線外其他3條線上的壓力變化幾乎相同，從而導(dǎo)致擴(kuò)壓作用不明顯。

2.2導(dǎo)流環(huán)傾角對(duì)排汽通道流場(chǎng)的影響

圖5為汽流在排汽通道內(nèi)流動(dòng)的特征截面流線圖，可以看出，汽流在擴(kuò)壓管通道內(nèi)流動(dòng)擴(kuò)張和翻轉(zhuǎn)，一部分汽流向上游翻轉(zhuǎn)進(jìn)入排汽缸上部拱頂，由于導(dǎo)流環(huán)上出現(xiàn)靜壓力梯度，在拱頂和導(dǎo)流環(huán)之間形成較大的回流漩渦區(qū)(即通道渦)，再向兩側(cè)向下分流。一部分汽流向下翻轉(zhuǎn)直接進(jìn)入下游通道。導(dǎo)流環(huán)傾角為10°和30°時(shí)排汽通道內(nèi)的通道渦面積增大，造成流動(dòng)損失也增大。

圖5 汽流在排汽通道內(nèi)流動(dòng)的特征截面流線圖

由于這種具有耗散性的通道渦一直延伸到排汽通道出口，并與其他汽流混合，會(huì)在喉部出口截面流場(chǎng)出現(xiàn)低速區(qū)，如圖6所示，傾斜角為10°和30°時(shí)的喉部出口低速區(qū)域面積都較α=20°中的大；當(dāng)α=20°時(shí)的出口速度平均值有所提高，低速區(qū)面積增加，高速區(qū)面積減少，喉部出口流場(chǎng)相對(duì)均勻，從而可使凝汽器的真空增大，凝汽器的工作性能提高。因此，α的變化導(dǎo)致其內(nèi)部速度流場(chǎng)和能量損失變化，改變排汽缸的氣動(dòng)性能，最終會(huì)影響喉部的出口速度流場(chǎng)均勻分布。

圖6 喉部出口速度分布

2.3不同來流條件下排汽缸的氣動(dòng)特性

考慮到工程實(shí)際中排汽缸入口流場(chǎng)受到汽輪機(jī)低壓缸末級(jí)排汽的影響，具有一定的偏轉(zhuǎn)角。為研究不同來流條件下導(dǎo)流環(huán)傾角變化對(duì)排汽缸氣動(dòng)性能影響，設(shè)置不同來流邊界條件見表1。

表1 不同來流條件的邊界條件 m/s

選取排汽缸的總壓損失系數(shù)Cp和靜壓恢復(fù)系數(shù)η作為排汽缸性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，定義如下：

(1)

(2)

式中p01、p1——排汽缸入口截面的質(zhì)量平均總壓、靜壓，Pa；

p02、p2——排汽缸出口截面的質(zhì)量平均總壓、靜壓，Pa。

Cp越小，汽流在擴(kuò)壓管中由動(dòng)能轉(zhuǎn)化為壓力能而引起的壓損越小；η值越大，擴(kuò)壓管的導(dǎo)流擴(kuò)壓作用對(duì)排汽缸回收動(dòng)能的能力越強(qiáng)，擴(kuò)壓管內(nèi)汽流動(dòng)能轉(zhuǎn)換壓力能損耗越小，排汽缸性能越好。圖7為不同來流條件下，導(dǎo)流環(huán)傾角變化對(duì)排汽缸性能影響的曲線。

圖7 不同來流條件下排汽缸性能的特性曲線

從圖7中可以看出，隨傾角的增大，總壓損失系數(shù)單調(diào)遞減，而靜壓恢復(fù)系數(shù)單調(diào)遞增，二者在傾角20～30°區(qū)間趨于平緩趨勢(shì)。強(qiáng)旋流的工況下總壓損失系數(shù)最小，靜壓恢復(fù)系數(shù)最大；旋流小工況時(shí)的總壓損失系數(shù)高于直流工況，同時(shí)靜壓恢復(fù)系數(shù)也高于直流；而導(dǎo)流環(huán)傾角為20°和30°時(shí)，其總壓損失系數(shù)比傾角為10°時(shí)小，并且靜壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)較大，說明傾角20～30°區(qū)間的擴(kuò)壓管性能對(duì)排汽缸性能起到改善作用。不同來流工況下靜壓恢復(fù)系數(shù)都為負(fù)值，表明它不僅沒有回收壓力能還損失了部分靜壓。而軸向速度小、旋流強(qiáng)的工況下總壓損失相對(duì)較小，靜壓恢復(fù)能力較強(qiáng)，而旋流小工況則導(dǎo)致?lián)p失系數(shù)較大。所以，強(qiáng)旋流工況下排汽缸的氣動(dòng)性能要比直流工況及旋流小工況好。因此，排汽缸來流有較大的旋流有利于提高排汽缸的氣動(dòng)性能，而較小的旋流角則會(huì)帶來一定的流動(dòng)損失，這對(duì)于擴(kuò)壓管的優(yōu)化設(shè)計(jì)及性能研究有一定的指導(dǎo)意義。

3 結(jié)論

3.1在擴(kuò)壓管內(nèi)，導(dǎo)流環(huán)傾角的變化對(duì)導(dǎo)流錐壁面的壓力變化影響不大，其壁面無量綱弧長(zhǎng)大約30%、50%處，壓力驟增；而在導(dǎo)流環(huán)壁面無量綱弧長(zhǎng)60%、90%處，壓力出現(xiàn)低值區(qū)，在30%、80%處壓力呈現(xiàn)峰值區(qū)，其壓力沿軸向是逐漸上升的，導(dǎo)流環(huán)起到了擴(kuò)壓的作用。

3.2在擴(kuò)壓管導(dǎo)流環(huán)軸向長(zhǎng)度不變的情況下，隨著導(dǎo)流環(huán)傾角的不斷增大，總壓損失系數(shù)和靜壓恢復(fù)系數(shù)呈單調(diào)變化，二者在傾角20～30°區(qū)間變化平緩，且通道渦面積較小，說明導(dǎo)流環(huán)傾角存在最佳值。綜合考慮，在擴(kuò)壓管的設(shè)計(jì)中，應(yīng)取20°≤α<30°。

3.3排汽缸來流有較大的旋流有利于提高排汽缸的氣動(dòng)性能，而較小的旋流則會(huì)帶來一定的損失，這對(duì)于擴(kuò)壓管的優(yōu)化設(shè)計(jì)及性能研究有一定的指導(dǎo)意義。

[1] 李軍，李志剛，晏鑫，等．汽輪機(jī)排汽缸性能分析和氣動(dòng)設(shè)計(jì)的研究進(jìn)展[J]．熱力透平，2013，42(1)：1～7．

[2] Zoe B，Grant L I，Simon H．A Literature Review of Low Pressure Steam Turbine Exhaust Hood and Diffuser Studies[J]．Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2013，135(6)：062001．

[3] 李勇，李仁杰，曹麗華，等．凝汽式汽輪機(jī)低壓缸相對(duì)內(nèi)效率在線監(jiān)測(cè)方法[J]．化工機(jī)械，2014，41(3)：316～322．

[4] 黃偉東，孫弼，豐鎮(zhèn)平．汽輪機(jī)排汽缸擴(kuò)壓管幾何形狀對(duì)氣動(dòng)性能影響的分析[J]．動(dòng)力工程，1998，18(3)：17～21．

[5] 李勇，曹麗華，欒中興，等．CC12型汽輪機(jī)低真空供熱的安全經(jīng)濟(jì)性分析[J]．化工機(jī)械，2003，30(5)：268～271．

[6] 劉文奇，梁秀珍．排汽缸的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[J]．汽輪機(jī)技術(shù)，1996，38(4)：229～235．

[7] 周玉，薛進(jìn)，楊新?。?dāng)U壓管出口條件對(duì)低壓排汽缸性能的影響[J]．汽輪機(jī)技術(shù)，2013，55(6)：405～407．

[8] 陳川，付經(jīng)倫，劉建軍．汽輪機(jī)排汽系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)與性能分析[J]．工程熱物理學(xué)報(bào)，2009，30(8)：1295～1298．

[9] 程云生，全曉軍，章任蕾．汽輪機(jī)低壓排汽缸氣動(dòng)性能的數(shù)值研究[J]．汽輪機(jī)技術(shù)，2010，52(5)：131～135．

[10] Zoe B，Simon H，Grant L I．The Influence of Inlet Asymmetry on Steam Turbine Exhaust Hood Flows[J]．Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2013，136(4)：042602．

[11] 王紅濤，汽輪機(jī)低壓排汽缸系統(tǒng)內(nèi)部流動(dòng)及其氣動(dòng)優(yōu)化設(shè)計(jì)研究[D]．上海：上海交通大學(xué)，2011．

[12] Yoon S，Stanislaus F J，Mokulys T，et al．A Three-dimensional Diffuser Design for the Retrofit of a Low Pressure Turbine Using in-house Exhaust Design System[C]．ASME Turbo Expo，Vancouve：Turbine Technical Conference and Exposition.Vancouver:International Gas Turbine Institute,2011：2309～2319．

[13] Musch C，Stuer H，Hermle G．Optimization Strategy for a Coupled Design of the Last Stage and the Successive Diffuser in a Low Pressure Steam Turbine[J]．ASME Journal of Turbomachinery，2013，135(1)：2407～2415．

StudyofTiltAngleImpactofFlowDeflectorRingonAerodynamicPerformanceofExhaustHoodinSteamTurbine

CAO Li-hua, LIN A-qiang, LI Yong
(CollegeofEnergyandPowerEngineering,NortheastDianliUniversity,Jilin132012,China)

Taking a 300MW steam turbine as the object of study, the Fluent software was applied to dimensionally simulate the flow field of the exhaust hood under different inlet conditions and analyze the tilt angle changes’ impact on the exhaust hood’s aerodynamic performance. The results show that both total pressure loss coefficient and static pressure recovery coefficient of the exhaust hood changes monotonously with the increase of flow guide’s tilt angle when the axial length of the diffuser remains unchanged; when the flow deflector ring’s tilt angle stays at 20°～30°, the diffuser performance has a flat trend. The greater swirl flow in the exhaust hood can help improve the aerodynamic performance of the exhaust hood while smaller swirl flow brings on some flow loss.

steam turbine, exhaust hood, tilt angle of flow deflector ring, aerodynamic performance

* 吉林省科技發(fā)展計(jì)劃基金資助項(xiàng)目(20140204040SF)。

** 曹麗華，女，1973年10月生，教授。吉林省吉林市，132012。

TQ051

A

0254-6094(2016)02-0199-05

2015-06-01)