汽轮机低压排汽缸内导流挡板对其性能影响的分析

谢伟亮, 王红涛, 竺晓程, 周代伟, 杜朝辉

(1.上海交通大学 机械与动力工程学院,上海 200240;2.上海电气电站设备有限公司汽轮机厂,上海 200240)

汽轮机低压排汽缸是连接末级透平和凝汽器的 通道,其扩压能力的优劣直接影响汽轮机组整机的性能.在凝汽器喉部真空度一定的情况下,低压排汽缸的扩压能力越强,汽轮机透平末级出口处的静压就越低,机组的可配置焓降就越高.研究表明:汽轮机的排汽损失在整机损失中占有相当大的比重[1].因此,改进排汽缸的气动设计,提高排汽缸扩压能力并降低其能量损失具有重要意义.

汽轮机的低压排汽缸主要由扩压器和蜗壳组成.根据以往的研究可知,气流流经扩压器和蜗壳时,在不同部位发生折转,其内部流动呈现出复杂的三维旋涡结构.图1为汽轮机低压排汽缸的三维流线图.从图1可以清楚地观察到从排汽缸蜗壳顶部产生的端部涡、分离涡和扩压器出口的流动结合,共同形成了排汽缸蜗壳出口内的通道涡.旋涡结构不但造成了能量的耗散,使排汽损失增加,效率降低,而且旋涡的存在使流动发生拥堵,减少了排气通道的有效通流面积,进而降低了排汽缸的扩压能力.因此,改变汽轮机低压排汽缸的旋涡结构,使旋涡减弱,就能有效提高排汽缸的整体性能.

图1 汽轮机低压排汽缸的三维流线图Fig.1 3D stream line in the exhaust hood

以往有关排汽缸的研究主要集中在排汽缸内部流场的分析[2-3]和通过优化排汽缸结构来改善其性能方面[4-5],但通过在排汽缸内部安装扰流部件以改变内部旋涡来提高其性能的研究并不多.在排汽缸内安装导流挡板作为一种有效改善排汽缸内部流动的方法,国外的学者也曾开展过类似的研究,如俄罗斯的学者V.F.Kasilov[6]和A.E.Zaryankin[7-8]分别提出了在排汽缸内安装不同形式的长隔板和绕流柱以及在排汽缸下部安装短栅格的方法,以加强对流动的引导,从而达到减弱分离和形成涡流的效果.V.F.Kasilov以压力损失为参考对象,通过实验考察了2种不同形式的长隔板,认为在实验中所采取的安装隔板达到打碎旋涡结构的方式并不可取;而A.E.Zaryankin对安装栅格后的排汽缸进行了测试,认为安装栅格使大涡破碎成为小涡,更容易通流,这种方式不仅大幅降低了机组振动(60%～80%),而且使总损失降低了 2%～5%.A.S.Leǐzerovich[9]在其专著里也对这2种不同的方式进行了描述.在国内,竺晓程等[10]也进行过安装挡板来提高排汽缸性能方面的数值研究,但对于如何安装挡板才能获得较好的效果以及安装挡板效果的试验和数值模拟的对比验证方面,国内外的研究均缺乏具体数据.

笔者借助模型试验和CFD软件,采用在排汽缸下部不同位置安装导流挡板以改变内部旋涡的方法,研究和分析了导流挡板对排汽缸内部流场结构和气动性能的影响.

1 吹风实验台介绍

图2为排汽缸模型实验台示意图,实验模型为带有出口段延伸的某超超临界机组的低压排汽缸1∶10缩小比例模型.风机作为连续工作的气源,通过调节变频器控制气源的风量.在送风管道中部装有整流部件以保证排汽缸入口流场的均匀和稳定.在试验中,使用皮托管压力计测量流道动压变化,并调节变频仪以保证每次测量进口流量的一致性.图3为挡板安装示意图.在排汽缸模型下部加挡板区的不同位置分别安装了1～7号单块横向挡板和8～12号双块纵向挡板(图3),用于进行对比研究.挡板安装的具体位置示于图3(b),图中所示的挡板间距及挡板与壁面之间的距离均以无量纲形式给出,其中横向间距以所示平面区域的长为基准,纵向间距以此平面区域的宽为基准.排汽缸进口参数在A-A截面测得,出口参数测量位置即为排汽缸出口处.在A-A截面,使用压力计测量无隔板和分别安装1～12号挡板时的进口平均总压和静压值,在出口平面测量平均静压值.在每次测量后,仅安装1块横向挡板或1对纵向挡板.试验使用的压力计为16通道的DSA 3017压力扫描阀,其量程为2.5 kPa,精度为±1.25 Pa,可满足测量需求.在试验过程中,使用采集卡直接读取压力值,以避免人工读数所造成的误差.

图2 排气缸实验台示意图Fig.2 Schematic diagram of the ex perimental setup for the exhaust hood

2 数值计算

建立了带有进出口段延伸的排汽缸计算模型,并使用Ansys网格划分软件Icem对排汽缸计算模型进行了结构化网格划分(图4),其网格总数约为810 944个,最小角度为36°,对壁面网格进行了适当加密.计算软件使用CFX,以理想气体为工质,湍流模型采用k-ε模型.边界条件:进口给定流量为2.0 kg/s,出口给定平均静压为101 325 Pa.在正式计算之前,采用以静压恢复系数和总压损失系数为判定依据的网格无关性验证,认为810 944个网格数能够兼顾精度和计算效率,本文的数值计算都是基于此网格进行的.

图3 挡板安装示意图Fig.3 Schem atic diag ram of the baffle arrangemen t

图4 排气缸计算模型的网格Fig.4 Grid division of the exhaust hood model

3 结果与分析

3.1 性能计算

分别采用静压恢复系数和总压损失系数来衡量扩压能力和流动损失,其计算公式为:

静压恢复系数

总压损失系数

当计算排汽缸整体静压恢复系数与总压损失系数时,对于试验结果,仅计算静压恢复系数Cp的值;对于数值计算结果,在获取进出口总压和静压后,直接使用式(1)、式(2)来求取C t,p和Cp.计算部件静压恢复系数时,采用各个部件进出口平面上的平均静压来代替p in和p ou t.

3.2 不同位置导流挡板对排汽缸性能的影响

图5为无导流挡板时扩压器进口处外环壁面静压的试验与计算结果(其中角θ的定义在图3(a)中已经给出,且顺时针方向为正,逆时针方向为负).从图5可以看出扩压器进口静压沿θ=0°～±180°呈现先降低后升高的趋势,且数值模拟与试验测量结果基本吻合,初步验证了数值计算的准确性.

图5 无导流挡板时扩压器进口处外环壁面静压的试验与计算结果Fig.5 Experimental and calculated resu ltsof static pressu reon ou ter w all of diffuser at inlet area,w ithout baffle arrangement

图6为静压恢复系数的试验与计算结果的对比.从图6可以看出:无论从试验结果还是从数值计算结果看,安装导流挡板对于提高排汽缸的扩压能力总是有利的.总体上,横向导流挡板的效果优于纵向导流挡板.对于横向导流挡板,安装4号和5号导流挡板的效果最明显,分别使静压恢复系数相比无导流挡板时提高了0.033和0.029;对于纵向导流挡板,安装10号导流挡板使静压恢复系数达到最大,与无导流挡板时相比,其试验值约提高了0.004.

图6 静压恢复系数的试验与计算结果的对比Fig.6 Comparison of static pressure recovery coefficient betw een experimen tal and calculated resu lts

图7为总压损失系数的计算结果.从图7可知:并非所有导流挡板的安装均能起到降低总压损失的效果.横向导流挡板的安装能够降低排汽缸内的损失,特别是5号和6号横向导流挡板的效果最明显,与无导流挡板相比,5号和6号横向导流挡板使总压损失系数降低了约0.025,而纵向位置安装的导流挡板则使排汽损失增加.

图7 总压损失系数的计算结果Fig.7 Calculated results of total pressu re loss coefficient

因此,从扩压能力和流动损失的影响看,总体上横向单导流挡板的效果优于纵向双导流挡板,安装5号导流挡板及其附近横向导流挡板的效果较佳.

安装导流挡板对于提高排汽缸流道静压恢复能力的效果主要体现在导流挡板下游的区域.图8为不同部件静压恢复系数计算值的比较.从图8可知:安装导流挡板并未对导流挡板区上游的流动造成明显影响,其影响主要体现在导流挡板区及出口段,出口段扩压能力的提高正是排汽缸整体扩压性能改善的首要因素.

图8 不同部件静压恢复系数计算值的比较Fig.8 Com parison of calculated static p ressure coefficient among various components

3.3 安装导流挡板对排汽缸性能影响的流场分析

由于安装5号导流挡板能带来排汽缸最优的性能,因此笔者仅以无导流挡板和安装5号导流挡板时的对比为例分析了安装导流挡板对排汽缸内部流场的影响.

图9为导流挡板区底部的平面流线图.从图9可知:导流挡板的安装使通道涡受到一定程度的破坏,因而减弱了非主流方向的输运,提高了有效通流面积,使扩压能力得到增强,并使能量损失降低.

图9 导流挡板区底部的平面流线图Fig.9 Stream line on bottom plane of baffle zone

图10为导流挡板区的竖直平面流线图.从图10可以明显地看到安装导流挡板对流场的阻隔效果.图10(b)加粗的黑色竖直线条表示5号导流挡板所在的位置.

图10 导流挡板区的竖直平面流线图Fig.10 Stream line on longitudinal section of baffle zone

图11为导流挡板区的出口平面速度分布.从图11可知:安装导流挡板时的速度变化比无导流挡板时更快.无导流挡板时,计算得到出口平面的速度不均匀度(即排汽缸出口平面的动能与同样进口流量下假设排汽缸出口平面为均匀流场时的动能之比)为1.70,而安装5号导流挡板时的值则为1.19,比无导流挡板时约降低了30.0%,使出口流场更为均匀.因此,安装导流挡板可削弱通道涡的影响,使出口平面的速度不均匀度明显降低,这对于安装在排汽缸下游的凝汽器十分有益.

3.4 导流挡板效果的影响因素分析

图12为安装1～7号导流挡板时挡板两侧流量比的计算结果.从图12可知:能使性能达到最优的5号导流挡板两侧的流量之比约为1∶1.因此,对于安装单块横向导流挡板的情况,应尽量遵循使导流挡板两侧流量平均分配的原则,使通道涡被破坏的程度达到最大,从而使排汽缸的性能获得最优.

图11 导流挡板区的出口平面速度分布Fig.11 Velocity contou r on outlet plane of baffle zone

图12 安装1～7号挡板时挡板两侧流量比的计算结果Fig.12 Calculated flow ratio for both sides of baffles No.1-7

4 结 论

(1)从无导流挡板时扩压器进口外环壁面静压周向分布的试验与计算结果的对比可看出,两者基本吻合,初步验证了数值计算的准确性,而通过排汽缸静压恢复系数的试验与计算结果的对比则进一步验证了数值计算的准确性.

(2)在排汽缸蜗壳下部合适位置安装导流挡板能显著提高排汽缸的扩压能力、降低排汽缸的流动损失,而且改善了出口流场.安装横向导流挡板的效果优于纵向导流挡板.在安装导流挡板时,要考虑尽可能多地提高下游流道的有效通流面积和减弱旋涡所造成的能量耗散.

(3)试验和数值模拟均证明了使流量在导流挡板两侧平均分配的5号导流挡板的效果最佳,分别使静压恢复系数提高了约0.029,使总压损失系数降低了约0.025,使出口不均匀度降低了约30.0%.

[1] 王子平.300 MW汽轮机通流部分的进一步优化[C]//300～600 MW汽轮机学术研讨会论文集.上海:[s.n.],1997:151-157.

[2] 徐旭,康顺,蒋洪德.低压蒸汽透平排汽缸内三维黏性流动的数值模拟[J].工程热物理学报,2000,21(4):430-433.XU Xu,KANG Shun,JIANG H ongde.Numerical simu lation of the 3D viscous flow in the exhaust casing of a low p ressure steam turbine[J].Journal of Engineering Thermophysics,2000,21(4):430-433.

[3] 樊涛,谢永慧,张荻,等.基于多块网格技术的排汽缸与低压机组耦合流动分析[J].汽轮机技术,2007,49(4):246-249.FAN Tao,XIE Yonghui,ZHANG Di,et al.Numericalanalysis of the flow field in exhaust hood considering the coupling effectw ith last cascadebased on mu lti-b lock mesh technique[J].Turbine Technology,2007,49(4):246-249.

[4] 王红涛,竺晓程,阳虹,等.汽轮机低压排汽缸的数值优化设计[J].动力工程,2009,29(1):40-45.W ANG Hongtao,ZHU Xiaocheng,YANG Hong,et al.The numerical optim ization design for low pressure exhaust hood of steam turbines[J].Journa l of Power Engineering,2009,29(1):40-45.

[5] 王红涛,竺晓程,阳虹,等.基于iSight平台的汽轮机低压排汽缸气动优化设计[J].动力工程,2009,29(7):650-655.W ANG Hongtao,ZHU Xiaocheng,YANG Hong,et al.Theaerodynamic optim ization design of low pressure exhaust hood for steam turbine based on iSight p latform[J].Journal of Power Engineering,2009,29(7):650-655.

[6] KASILOV V F.An investigation of facilities acting on swirl flow in the collection chamber o f the exhaust hoods for the low-p ressure cylinders in steam turbine[J].Thermal Engineering,2000,47(11):984-990.

[7] ZARYANK IN A E,SIM ONOV B P,PARAMONOV A N,eta l.Advancements in the aerodynamics o f exhaust hoods of turbines[J].Thermal Engineering,1998,45(1):23-27.

[8] ZARYANK IN A E,GRIBIN V G,PARAMONOV A N.Applying nonconventional so lutions to enhance the efficiency and reliability of steam turbines[J].Therma l Engineering,2005,52(4):267-274.

[9] LEIZEROVICH A S.Steam turbines formodern fossil-fuel power plants[M].Lilburn GA:The Fairmont Press,2008:150-155.

[10] 竺晓程,王红涛,杜占波,等.汽轮机低压排汽缸内辅助板块对其性能影响的数值研究[J].热力透平,2007,36(1):8-10.ZHU Xiaocheng,WANG Hongtao,DU Zhanbo,et a l.Numerical investigation on the performance of exhaust hood of steam turbine with or without accessorial structure[J].Thermal Turbine,2007,36(1):8-10.