正彎靜葉和直葉靜葉透平級氣動性能的對比分析

王建錄, 孔祥林, 劉網扣, 崔 琦, 張兆鶴

(1.東方汽輪機有限公司,德陽618000;2.上海發電設備成套設計研究院,上海200240)

符號說明:

η′u — — 輪周效率η′*u ——滯止輪周效率Nw——水力測功器吸收的功率,kW N′u— —輪周功率,kW Nx——空轉功率,kW G——級流量,kg/s

H0——級的等熵焓降,kJ/kg——級的等熵焓降與級的軸向排氣損失之差,kJ/kg C2z——動葉出口平均軸向速度,m/s H*0 i*0——級前滯止焓,kJ/kg i2s——級后等熵焓,kJ/kg u——動葉根部直徑處的圓周速度,m/s p*0——級前總壓,Pa——級前總溫,K F1——靜葉出口喉部面積,m2 μ1——靜葉流量系數p1r——靜、動葉間根部壁面靜壓沿一個柵距的平均測量值,Pa p1t——靜、動葉間頂部壁面靜壓沿一個柵距的平均測量值,Pa T*0 μ——級流量系數p2r——級后根部壁面靜壓,Pa p2t——級后頂部壁面靜壓,Pa q——級折合流量q1——靜葉折合流量ρr——根部反動度ρt——頂部反動度Co——級的理想速度,m/s

汽輪機效率與其通流部分的流動效率緊密相關.由于噴嘴與動葉的葉型損失、漏氣損失以及二次流損失占總級損失的絕大部分(約為 80%～90%[1]),因此,研發透平葉柵的先進葉型并對其進行優化設計,盡量減少動、靜葉的氣動損失,具有重要的理論意義和應用價值.

影響葉柵性能的因素很多,除葉型、葉柵的幾何參數及氣動參數外,流道形狀和葉片的成型也是十分重要的因素.目前,在通流設計中,正彎曲葉片等技術得到普遍的重視和應用,已經廣泛應用在汽輪機上,實踐證明取得了良好的效果[2].但由于其發展迅速,應用范圍越來越廣,提出了很多新的問題,其中一些問題不僅具有重要的學術價值,而且直接影響正彎曲葉片的進一步發展與推廣[3-4].筆者對某汽輪機高壓缸的正彎靜葉級進行了?；膯渭壙諝馔钙郊壭阅茉囼炁c數值計算,并將正彎靜葉改為相同葉型的直葉片靜葉,進行了相應的試驗與數值計算,同時還研究了正彎曲葉片降低損失的機理.

1 試驗模型及計算網格

試驗級通流部分的簡圖示于圖1.空氣透平級性能試驗的試驗級為實物級的全模化,?；葹?.425 6,該級靜葉為正彎靜葉或直葉片靜葉,動葉為彎扭葉片.正彎靜葉級和直葉片靜葉級的級壓比分別為0.916 6和0.857.在試驗工況下,正彎靜葉級和直葉片靜葉級的馬赫數分別為0.355和0.474,雷諾數分別為3.18×105和4.01×105(特征長度取靜葉弦長)[5].

采用Numeca商用CFD軟件進行數值計算,計算模型與實物模型一致,略去靜、動葉間的腔室部分.湍流模型為S-A湍流模型,葉片流道采用HOH網格拓撲結構,并對葉頂圍帶汽封進行局部加密,葉片流道與主流道采用FNMN連接.以直葉片靜葉級網格為例,網格總數為150萬,葉片流道最小正交性為32,網格最小正交性為6.1,最小正交性的網格出現在葉頂汽封中,90%的網格正交性大于72,99%的網格長寬比小于1 000,99%的網格擴展比小于1.8,網格質量良好.

圖1 試驗級通流部分簡圖Fig.1 Sketch of flow path of the test stage

2 測量參數及試驗數據的整理

單級空氣透平試驗臺的轉子為雙懸臂結構,前懸臂端裝有動葉輪,后懸臂端裝有水力測功器的3個轉動盤.前軸承(動葉輪側)為支持軸承,后軸承(轉動盤側)為支持推力軸承.

2.1 測量參數

每個試驗工況需完成下列數據的采集:

(1)測量透平級前進氣管道(φ 460 mm)中的空氣流量,為此需測量的參數是孔板前的溫度、孔板前腔室中的壓力及孔板前后腔室中的壓差.

(2)測量進入透平級前空氣的滯止溫度.

在教學活動中突出學生自主學習能力培養，通過教師的主導來發揮學生的主體作用。開學初，學生領完教材，就開始引導同學們將教材內容粗略的進行瀏覽，使他們對教材內容有了初步的了解，同時也引導他們與自己的知識結構進行比較，對學習這門課有一個明確的目標，做好學習的計劃，提前發現自己學習這門課可能遇到的問題，為學好本這門課提前做好心理準備。

(3)在級前和級后環形通道中,測量沿內、外壁面周向均勻分布的壁面靜壓.級前測孔距靜葉出汽邊64 mm,分別沿內、外壁面周向均勻布置6個測量點;級后測孔距動葉中心線47.5 mm,同樣分別沿內、外壁面周向均勻布置6個測量點.

(4)在靜、動葉間靜葉出口內壁面沿1個柵距均勻布置6個測壓點,測量截面距靜葉出口邊4.5 mm;在靜、動葉間靜葉出口外壁面沿1個柵距均勻布置10個測壓點,測量截面距靜葉出口邊5 mm.

(5)測量轉子的轉速.

(6)測量水力測功器的功率.

(7)測量大氣壓.

2.2 試驗數據的整理

透平級效率用輪周效率η′u和滯止輪周效率來表示,其定義式分別為:

式中 :N′u=Nw+Nx;H0=i*0-i2s;H*0=i*0-i2s-

靜葉流量系數μ1和級流量系數μ的計算公式如下:

級效率與速比的關系采用4次方程擬合(速比中的圓周速度u采用根部值),在計算速比范圍內,反動度和流量系數與速比的關系近似呈直線關系,本文采用直線方程進行擬合.為方便對比,對計算結果采用的處理方法與試驗一樣[6-7].

3 結果與分析

3.1 級效率隨速比的變化

圖2給出了透平級輪周效率和滯止輪周效率隨速比的變化.圖3給出了透平級輪周效率隨速比變化的計算和試驗結果的比較.由圖2和圖3可以看出:正彎靜葉級空氣透平試驗的最佳速比約為0.54,最佳輪周效率為0.895 4,在最佳速比附近級效率曲線變化平緩;正彎靜葉級的計算最佳速比約為0.51,最佳輪周效率為0.890 5;在低速比時,正彎靜葉級輪周效率的試驗曲線和計算曲線吻合較好,在較高速比時兩者存在一定的差別.直葉片靜葉級空氣透平試驗的最佳速比約為 0.55,最佳輪周效率為0.876 3;直葉片靜葉級的計算最佳速比約為0.525,最佳輪周效率為0.870 0.直葉片靜葉級輪周效率隨速比的變化呈現出與正彎靜葉級相似的規律.試驗和計算結果均表明,在速比相同的條件下,直葉片靜葉級的輪周效率比正彎靜葉級的約低2%.

圖2 正彎靜葉級與直葉片靜葉級輪周效率和滯止輪周效率隨速比的變化Fig.2 Wheel efficiency and stagnated wheel efficiency vs.speed ratio for two turbine stages

圖3 正彎靜葉級與直葉片靜葉級輪周效率隨速比變化的計算和試驗結果Fig.3 Calculation and test results of wheel efficiency vs.speed ratio for two turbine stages

3.2 反動度隨速比的變化

圖4給出了正彎靜葉級與直葉片靜葉級反動度隨速比變化的計算和試驗結果.從圖4可以看出,計算值與試驗值吻合較好.在試驗和計算速比范圍內,正彎靜葉級與直葉片靜葉級的反動度隨速比的增大近似呈線性變化,當速比為0.5時,正彎靜葉級根部和頂部反動度的計算值分別為0.090 0和0.341 9,直葉片靜葉級根部和頂部反動度的計算值分別為0.070 6和0.318 4,可見直葉片靜葉級根部和頂部反動度的計算值比正彎靜葉級低0.02左右.

3.3 流量系數隨速比的變化

圖5給出了正彎靜葉級和直葉片靜葉級流量系數隨速比變化的計算及試驗結果.從圖5可以看出,正彎靜葉級和直葉片靜葉級的靜葉流量系數隨速比的增大近似為一常數,級流量系數隨速比的提高而減小.直葉片靜葉級靜葉流量系數和級流量系數的計算結果均大于正彎靜葉級.流量系數的計算值比試驗值大5%左右,主要原因可能是:①實際氣流的出氣角存在差異;②計算模型中沒有考慮葉片型面與壁面交界處的圓角對實際通流面積的削弱因素,后一因素在?；s小的透平級中更突出.

圖4 正彎靜葉級與直葉片靜葉級反動度隨速比變化的計算和試驗結果Fig.4 Calculation and test results of reaction vs.speed ratio for two turbine stages

圖5 正彎靜葉級與直葉片靜葉級流量系數隨速比變化的計算和試驗結果Fig.5 Calculation and test results of stage discharge coefficient vs.speed ratio for two turbine stages

3.4 級能量損失分析

在輪周效率的計算中,扣除了靜葉損失、動葉損失、葉頂漏氣損失和排氣損失4個部分,在速比為0.5時,正彎靜葉級和直葉片靜葉級能量損失的計算結果見表1.從表1中數據可以看出,在速比為0.5時,直葉片靜葉級輪周效率的計算結果和試驗結果分別比正彎靜葉級低2.6%和2.42%,2個級的輪周效率無論是絕對值還是相對變化量,其試驗與計算結果均基本一致.從能量損失計算結果來看,造成正彎靜葉級級效率比直葉片靜葉級提高的主要原因是正彎靜葉級的靜葉損失和動葉損失均比直葉片靜葉級小,而排氣損失和葉頂漏氣損失變化較小.忽略排氣損失和葉頂漏氣損失的變化,在正彎靜葉級輪周效率的增量中,由于靜葉級能量損失系數下降使輪周效率提高的量占55%,由于動葉級能量損失系數下降使輪周效率提高的量占45%.

圖6給出了正彎靜葉級與直葉片靜葉級靜葉能量損失系數沿葉高分布的計算和試驗結果.由圖6可以看出,直葉片靜葉在根部和頂部均存在較大的端損區,而正彎曲葉片由于葉片彎曲在根部和頂部的作用,其端損區及端損均減小.葉片中部型損的試驗值明顯低于計算值,致使靜葉能量損失系數的試驗值低于計算值約1%(表1).

圖6 正彎靜葉級與直葉片靜葉級靜葉能量損失系數沿葉高分布的計算和試驗結果Fig.6 Calculation and test results of stator energy loss coefficient vs.blade height for two turbine stages

圖7給出了正彎靜葉級與直葉片靜葉級動葉能量損失系數沿葉高分布的計算結果.從圖7可以看出,雖然2個級的動葉一樣,但由于直葉片靜葉兩端較大的端損區對動葉的影響,使得直葉片靜葉級的動葉在葉片兩端有較大的端損區,造成動葉整體損失增加.

圖7 正彎靜葉級與直葉片靜葉級的動葉能量損失系數沿葉高的分布Fig.7 Calculation and test results of rotor energy loss coefficient vs.blade height for two turbine stages

圖8 正彎靜葉級與直葉片靜葉級ZU平面動葉進氣角沿葉高的分布Fig.8 Rotor inlet angle projecting on ZU plane vs.blade height for two turbine stages

圖8給出了正彎靜葉級與直葉片靜葉級ZU平面動葉進氣角沿葉高分布的計算結果.從圖8可以看出,直葉片靜葉級在根部和頂部的動葉進氣角均小于正彎靜葉級,在中部略大于正彎靜葉級,但變化一般在3°以下,僅在根部極小區域達到5°.由于2個級的試驗采用同一動葉輪,進氣角的變化會造成動葉損失的變化,但對照圖7的損失曲線可知,進氣角的變化不是動葉損失變化的主導因素.

4 結 論

(1)與采用相同葉型的直葉片靜葉級相比,正彎靜葉級可改善端壁的二次流流動,使靜葉和動葉損失均有較大減小,速比為0.5時的試驗和計算結果表明:正彎靜葉級的級效率提高約2.4%～2.6%.級效率的提高是通過靜葉損失與動葉損失的下降獲得的,靜葉約占55%,動葉約占45%.

(2)由于正彎靜葉葉片力在根部使氣流向下壓、在頂部使氣流向上壓的作用,正彎靜葉級根部和頂部的反動度均比直葉片靜葉級大0.02左右.直葉片靜葉級的流量系數略大于正彎靜葉級.

[1]蔡頤年.蒸汽輪機[M].西安:西安交通大學出版社,1988.

[2]張兆鶴,崔琦,梁安江.有關葉柵損失的探討[J].上海汽輪機,2002(1):54-61.

[3]王仲奇.透平機械原理[M].北京:機械工業出版社,1979.

[4]陳海生.彎曲葉片透平葉柵和單級軸流風機氣動特性的實驗和數值模擬研究[D].北京:中國科學院研究生院,2002.

[5]梁安江.靜葉斜置對葉柵性能及級特性影響的研究[D].上海:上海發電設備成套設計研究所,2002.

[6]劉網扣.正彎靜葉透平級靜、動葉間吸漏氣對級氣動性能影響的試驗和計算分析[D].上海:上海發電設備成套設計研究院,2009.

[7]馮師顏.誤差理論與實踐數據處理[M].北京:科學出版社,1996.