汽轮机末级静叶栅内非平衡态凝结流动的数值研究

汽　轮　机　技　术ＴＵＲＢＩＮＥＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ

Ｖｏｌ.６１Ｎｏ.１

Ｆｅｂ.２０１９

汽轮机末级静叶栅内非平衡态凝结

流动的数值研究

张　宇ꎬ李兴华ꎬ刘云锋ꎬ王　健ꎬ梁天赋ꎬ赵洪羽ꎬ马天吟

(哈尔滨汽轮机厂有限责任公司ꎬ哈尔滨１５００４６)

摘要:对非平衡态凝结的末级静叶栅流场进行了数值研究ꎮ在三维ＣＦＤ计算中加入双流体模型ꎬ并将其流场与平衡态的凝结流场进行了对比ꎮ对比内容包括叶片表面压力分布、马赫数分布以及成核率、湿度等参数ꎮ对比结果表明:双流体模型能够更为准确地描述叶栅内存在的非平衡态凝结流动ꎬ成核率和凝结区面积沿叶高方向逐渐减小ꎮ关键词:汽轮机ꎻ非平衡态凝结ꎻＣＦＤꎻ数值模拟

分类号:ＴＫ２６３.３　　　文献标识码:Ａ　　　文章编号:１００１￣５８８４(２０１９)０１￣００４１￣０２

ＺＨＡＮＧＹｕꎬＬＩＸｉｎｇ￣ｈｕａꎬＬＩＵＹｕｎ￣ｆｅｎｇꎬＷＡＮＧＪｉａｎꎬＬＩＡＮＧＴｉａｎ￣ｆｕꎬＺＨＡＯＨｏｎｇ￣ｙｕꎬＭＡＴｉａｎ￣ｙｉｎ

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒꎬａｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｏｆｔｈｅｌａｓｔｓｔａｇｅｓｔａｔｉｃｃａｓｃａｄｅｗｉｔｈｎｏｎ￣ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎｉｓｃａｒｒｉｅｄｏｕｔ.Ａｎｅｗｌｙｄｅｖｅｌｏｐｅｄｄｕａｌｆｌｕｉｄｍｏｄｅｌｉｓａｄｄｅｄｔｏｔｈｅｔｈｒｅｅ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌＣＦＤｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎꎬａｎｄｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｉｓｃｏｍｐａｒｅｄｗｉｔｈｔｈｅｃｏｎｄｅｎｓｅｄｆｌｏｗｆｉｅｌｄｏｆｔｈｅｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｓｔａｔｅ.ＴｈｅｃｏｎｔｒａｓｔｃｏｎｔｅｎｔｉｎｃｌｕｄｅｓｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｏｆｔｈｅｂｌａｄｅꎬｔｈｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆＭａｈｅｒｎｕｍｂｅｒａｎｄｔｈｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｔｈｅｎｕｃｌｅａｔｉｏｎｒａｔｅａｎｄｈｕｍｉｄｉｔｙ.Ｔｈｅｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｔｗｏｆｌｕｉｄｍｏｄｅｌｃａｎｍｏｒｅａｃｃｕｒａｔｅｌｙｄｅｓｃｒｉｂｅｔｈｅｎｏｎ￣ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎｆｌｏｗｉｎｔｈｅｃａｓｃａｄｅꎬａｎｄｔｈｅｎｕｃｌｅａｔｉｏｎｒａｔｅａｎｄｔｈｅａｒｅａｏｆｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎａｒｅａｄｅｃｒｅａｓｅｇｒａｄｕａｌｌｙａｌｏｎｇｔｈｅｄｉｒｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｌｅａｆｈｅｉｇｈｔ.

Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅꎻｎｏｎ￣ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍｃｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎꎻＣＦＤꎻｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ

ＮｕｍｅｒｉｃａｌＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＮｏｎ￣ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍＣｏｎｄｅｎｓａｔｉｏｎＦｌｏｗ

ｉｎＳｔｅａｍＴｕｒｂｉｎｅＬａｓｔＳｔａｔｉｃＣａｓｃａｄｅ

(ＨａｒｂｉｎＴｕｒｂｉｎｅＣｏｍｐａｎｙＬｉｍｉｔｅｄꎬＨａｒｂｉｎ１５００４６ꎬＣｈｉｎａ)

０　前　言

近年来ꎬ随着汽轮机技术的发展ꎬ汽轮机单机容量和蒸汽参数不断提高ꎬ汽轮机末级叶片的长度不断刷新ꎮ与此同时ꎬ叶片的水蚀问题也逐渐显现ꎮ对于常规火电汽轮机组的低压末三级与核电汽轮机组大部分低压叶片ꎬ水蚀问题尤为突出ꎬ除湿的需要也尤为迫切ꎮ国内外汽轮机生产商与工程师们对此也进行了大量的研究ꎮ鞠凤鸣等[１]通过数值方法对末级中空静叶开缝除湿进行了研究ꎬ得到了两种双抽吸缝中占优的方案ꎮ杨建道等[２]对某核电汽轮机低压缸的平衡和非平衡凝结流动进行了对比研究ꎮ

本文利用双流体模型对末级静叶栅内非平衡态凝结流动进行了全三维数值模拟ꎬ并与普通的平衡态凝结流动进行了对比分析ꎮ

图１　静叶网格示意图

的差分格式为二阶精度ꎬ求解定常三维Ｎ－Ｓ方程ꎬ湍流模型为标准ｋ－ε模型加壁面函数方法ꎮ与固壁衔接的流体域采用区域网格加密方法ꎬ近壁面第一层网格的ｙ＋为５ꎮ

分别利用考虑双流体模型的非平衡态模型和水蒸气的平衡相变模型ꎬ对流场进行湿蒸汽多相流的求解ꎮ

１　数值模型

本文采用不重叠分区算法将计算区域分解成多块子区域ꎬ如图１所示ꎬ计算的区域基本为Ｈ型与Ｏ型网格块相结合的结构化网格ꎬ单个静叶流体网格数量为２１２万ꎮ计算用

　收稿日期:２０１８￣０３￣２７　　　　　

２　计算结果对比

图２为叶片５％、５０％、９５％叶高处叶片型面压力分布曲线ꎮ除９５％叶高以外ꎬ采用双流体模型都能够捕捉到非平衡

　作者简介:张　宇(１９８６￣)ꎬ男ꎬ本科ꎬ工程师ꎮ现从事叶片结构及强度设计、长叶片开发、叶片事故处理等工作ꎮ

４２汽　轮　机　技　术　　第６１卷

图２　静叶不同叶高型面压力分布

凝结造成的型面压力突升ꎮ由图２看出ꎬ沿着叶高方向ꎬ压力阶跃逐渐变小ꎬ尤其到９５％叶高处靠近叶顶端壁时ꎬ几乎没有捕捉到压力突升ꎮ这是由于该静叶栅反动度沿叶高降低ꎬ上半叶展蒸汽的膨胀度减少ꎬ部分抑制了凝结过程ꎬ降低了过冷度和成核率ꎬ使得出口湿度较小ꎮ

图３为不同叶高跨叶片截面的马赫数分布云图ꎮ从图３可以看出ꎬ两种计算模型给定的边界条件相同ꎬ但却得到了不同的马赫数分布ꎮ以５％叶高为例ꎬ平衡态模型得到的流道中的马赫数要大于非平衡态模型ꎬ造成此现象的原因是由于凝结过程使得气相损失了一部分动量ꎬ降低了流动速度ꎮ同时ꎬ凝结过程向周围释放出大量热量ꎬ局部温度升高ꎬ导致音速变大ꎬ这两种因素均会引起凝结工况叶栅通道内的马赫数偏小ꎮ

图４　静叶不同叶高跨叶片截面成核率分布云图

时又经过一次急剧膨胀ꎬ凝结再次发生ꎬ液滴急剧生长ꎬ成核９５％叶高ꎬ只有一个凝结成核区域ꎬ位于叶栅流道的斜切部分ꎬ且该区域的成核率量级要较５％和５０％叶高小ꎮ

图５为３种不同叶高处的湿度分布云图ꎮ最大湿度达到了７％ꎬ较为明显的是ꎬ在激波和尾迹的作用之下ꎬ湿度明显降低ꎮ

率更高ꎮ这也导致叶片压力面尾缘局部压力突升ꎮ对于

图３　不同叶高跨叶片截面马赫数分布云图

图５　静叶不同叶高跨叶片截面湿度分布云图

图４为静叶不同叶高跨叶片截面成核率分布云图ꎮ对于５％和５０％叶高ꎬ成核主要发生在两个区域:叶片的喉部区域和压力面的尾缘附近ꎬ这是因为蒸汽在未到达叶栅尾缘之前ꎬ即在叶栅喉部区域由于过冷度迅速增加ꎬ流动已经达到了凝结条件ꎬ形成了第一个凝结区域ꎮ当蒸汽流到叶片尾缘

３　结　论

　　(１)在考虑湿蒸汽的末级叶片流动数值模拟过程中ꎬ双

(下转第７０页)

７０

升高ꎮ

汽　轮　机　技　术　　

流量波动ꎬ负荷也略有波动ꎮ

第６１卷

结水流量突然增大ꎬ负荷降低ꎻ相反ꎬ凝结水流量减小ꎬ负荷

(２)比较试验１与试验２以及试验４与试验５可以看

入ꎬ出现除氧器水位高２值ꎬ造成溢流阀开启和关闭、凝结水

(３)原协调控制方式下ꎬ锅炉和汽机指令易出现过调ꎬ造

出ꎬ凝结水流量随着调节门开度的变化而变化ꎬ凝结水流量变化越大ꎬ机组负荷变化量也越大ꎬ机组负荷变化速率越快ꎬ除氧器、凝汽器水位变化也剧烈ꎮ

(３)比较试验４与试验７以及试验５与试验８可以看

成负荷波动ꎮ而在新型协调控制方式下ꎬ当负荷指令与机组实际负荷出现偏差时ꎬ除氧器水位调节门指令可以向反方向调节ꎬ既可以恢复除氧器、凝汽器水位ꎬ又可以用来抵消负荷的波动ꎮ

(４)当机组升降负荷过程结束且此时负荷相对稳定ꎬ可

出ꎬ在不同负荷下ꎬ除氧器水位调节门开度变化相同ꎬ由于凝结水压力的不同ꎬ凝结水流量变化也不同ꎬ导致负荷变化量也不一样ꎮ

(４)比较试验３与试验６可以看出ꎬ在不同负荷下ꎬ由于

以将除氧器水位设定值逐渐恢复至初始值ꎬ在新型协调控制方式的共同作用下ꎬ负荷运行稳定ꎬ水位逐渐恢复ꎬ可为下一次变负荷做准备ꎮ

抽汽压力、抽汽流量的不同ꎬ虽然凝结水流量变化相同ꎬ但负荷变化不同ꎮ

上述试验结果可以为凝结水节流技术参与的新型协调３.２　协调控制方式升降负荷对比试验控制系统的设计提供参考ꎮ

４　结　论

且凝结水流量变化越大ꎬ机组负荷变化量也越大ꎬ机组负荷变化速率越快ꎮ

(２)凝结水节流技术可以有效地利用回热系统蓄热来提(３)在不同负荷工况下ꎬ除氧器水位调节门控制和凝结(１)凝结水节流控制技术可有效提高机组变负荷速率ꎬ

在负荷６３０ＭＷ工况下ꎬ分别在机组原协调控制方式下

和凝结水节流技术参与的新型协调控制方式下做负荷升高和降低３０ＭＷ的试验ꎬ试验结果如图４所示ꎬ从该试验中可以得出以下结论:

(１)在凝结水节流技术参与的新型协调控制方式下ꎬ负

高负荷响应速率ꎬ但会造成除氧器、凝汽器水位波动ꎬ存在一定的运行安全隐患ꎮ

荷跟踪良好ꎬ负荷偏差明显小于原协调控制ꎬ且在此过程中并未出现机组跳闸等安全问题ꎮ

　　(２)新型协调控制方式下ꎬ降负荷过程中凝结水节流投

水流量变化对负荷的影响程度不同ꎬ因此ꎬ在不同负荷下ꎬ凝结水节流控制参数的设定需进一步优化ꎮ虽然利用流体网络理论建立的模型稳定性好、精度高ꎬ在实际机组上实施过程中ꎬ控制参数的设定仍需优化ꎮ

参考文献

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控制优化方法[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１７ꎬ３７(２３):６９１８－分析预测研究[Ｄ].杭州:浙江大学ꎬ２０１４.１８６－１８９.

后热力系统流网的变化[Ｊ].科学技术与工程ꎬ２０１６ꎬ１６(１４):

图４　协调控制方式下升降负荷试验

[８]　宋东辉.基于流体网络理论的火电机组热力系统分析方法研

究[Ｄ].北京:华北电力大学(北京)ꎬ２０１７.

(上接第４２页)

流体模型具有较高的精度ꎬ能够更为准确地描述叶栅内存在的非平衡凝结流动ꎮ这对于汽轮机末级长叶片的设计能够起到指导作用ꎮ

结区面积沿叶高方向逐渐减小ꎬ上半叶展蒸汽湿度较下半叶

(２)在气动激波和凝结激波的共同作用下ꎬ成核率和凝

展较低ꎮ

参考文献

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