冷卻結構對中壓透平級蒸汽冷卻性能的影響

霍文浩,李軍,鐘剛云,范小平,方宇

(1.西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安;2.東方汽輪機有限公司,618000,四川德陽)

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冷卻結構對中壓透平級蒸汽冷卻性能的影響

霍文浩1,李軍1,鐘剛云2,范小平2,方宇2

(1.西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安;2.東方汽輪機有限公司,618000,四川德陽)

采用耦合流場計算和共軛傳熱的數值方法,研究了超超臨界汽輪機中壓缸前兩級蒸汽冷卻結構對動葉葉根和輪盤等部件冷卻性能的影響,對比分析了原始結構和3種冷卻孔結構中的中壓缸前兩級固體部件的溫度分布。結果表明:4種冷卻結構均可以對再熱中壓缸第一級動葉葉片、葉根、輪盤進行有效冷卻;減小葉根底部冷卻孔面積能夠增大葉根和輪盤表面被冷卻蒸汽覆蓋區域的面積,提高冷卻效果;封閉葉根底部冷卻孔能夠完全阻止主蒸汽入侵,達到葉根和輪盤固體域相對最佳的冷卻效果;4種冷卻結構均可保證第一級后部腔室下游蒸汽在較低的溫度水平,從而實現對下游部件的進一步冷卻。研究結果證明了,通過冷卻孔的結構優化設計可以利用冷卻蒸汽抑制高溫主流蒸汽入侵輪盤腔室,有效提高超超臨界汽輪機中壓再熱前兩級的蒸汽冷卻效果。

中壓透平級;蒸汽冷卻;冷卻性能;數值模擬

超超臨界汽輪機采用蒸汽冷卻技術在不斷提高主蒸汽進口參數的同時,能夠保證葉片、輪盤和轉子等高溫部件安全、穩定運行,先進冷卻技術與新型合金材料配合使用能夠實現進口參數進一步向高超超臨界水平發展。Kosma通過研究指出,雖然引入冷卻蒸汽會導致機組效率下降,但降幅遠小于進口參數提高帶來的效率增幅[1]。廣泛采用的中間再熱會導致超超臨界汽輪機中壓缸進口蒸汽溫度高于高壓缸進口溫度,這是冷卻研究重點關注的領域。中壓缸進口段采用的冷卻技術有:通過斜置靜葉增加焓降來降低靜葉下游蒸汽溫度[2];采用切向渦流冷卻技術[3]降低中壓再熱蒸汽溫度;設置隔板[4]以避免進口高溫蒸汽直接加熱轉子;采用冷卻蒸汽對轉子、輪盤和動葉等部件進行冷卻[5-7]。霍文浩等采用共軛傳熱方法對某超臨界汽輪機中壓缸進口級冷卻系統開展了流動傳熱研究,驗證了高壓缸抽汽對中壓缸第一級部件的冷卻效果[8]。Huo等研究了某超超臨界汽輪機中壓缸進口前兩級冷卻系統冷卻蒸汽流動的換熱特點,分析了冷卻蒸汽進口處不同的蒸汽混合過程、葉根底部冷卻孔進出口處流動分離和旋流結構以及主流道冷卻蒸汽與當地主流的摻混過程[9]。

影響高溫部件冷卻效果的因素主要有:冷卻蒸汽進氣方式、冷卻蒸汽進氣參數(壓力、溫度和流量)以及冷卻結構設計等。Huo等的研究結果表明,當冷卻蒸汽流量低于吹掃主蒸汽所需流量的最小值時,主蒸汽入侵冷卻通道一方面會直接加熱當地固體部件,惡化當地部件工作環境,另一方面入侵主蒸汽通過與冷卻蒸汽的摻混換熱還會削弱冷卻蒸汽的冷卻能力,進而影響部件的冷卻效果[10]。

本文針對超超臨界汽輪機中壓再熱前兩級蒸汽冷卻的原始結構和改變冷卻孔幾何尺寸的3種結構,采用耦合流場計算和共軛傳熱的數值方法對比分析了葉根冷卻孔結構優化對蒸汽冷卻性能的影響,闡明了采用冷卻蒸汽阻止高溫主蒸汽入侵輪盤腔室并提高冷卻性能的機理,以期為超超臨界汽輪機蒸汽冷卻結構設計提供參考。

1 計算模型與數值方法

圖1和圖2分別給出了計算模型示意及三維結構和局部網格。計算區域由流體域和固體域組成,其中:流體域包括中壓缸前三級葉柵流道、葉頂汽封、隔板汽封、隔板與動葉輪盤間的腔室、間隙孔以及第三級下游簡化腔室;固體域包括前兩級動葉、輪盤和部分轉子。圖2b給出了葉根間隙冷卻孔布置。圖2c給出了原始結構的冷卻孔和周圍固體域的計算網格。原始結構冷卻孔包括樅樹型葉根底部與輪盤的間隙C1和頂部與輪盤的左右2個間隙C2、C3。圖2d給出了不同葉根底部冷卻孔(C1)結構的設計,其中:結構1是在進一步考慮徑向間隙通流面積的基礎上將原始結構的葉根與輪盤之間的3個冷卻孔面積增大,即C2面積增加了35.52%,C3面積增加了32.76%,C1面積增加了17.64%;結構2是將葉根底部冷卻孔面積減小1/2,C2、C3面積不變;結構3是完全封閉葉根底部冷卻孔C1,只保留上部兩側間隙孔。圖2e給出了動葉流體域及固體域網格,表1給出了流體域和固體域的計算網格數。

圖1 計算模型(灰色為固體域)

計算域網格數/104計算域網格數/104第一級靜葉柵2610動葉柵3743第二級靜葉柵2457動葉柵3743第三級靜葉柵2461動葉柵275隔板汽封第一級4836第二級9576第三級13461動葉、輪盤17373冷卻孔底部、上部371，296總計76866

采用計算流體動力學(CFD)軟件FINETM/Turbo數值求解了三維RANS方程,紊流模型為Spalart-Allmaras模型。采用共軛傳熱方法可以解決流體域和固體域同時存在時的流固間耦合換熱問題。流體域和固體域的耦合面以及固體域之間均采用熱連接面,固體域外側壁面為絕熱面。

考慮到固體域的溫度分布主要取決于葉柵流道和隔板汽封中蒸汽的傳熱作用,對于流體域和固體域之間采用下式進行熱通量耦合計算,即

hf(Tf-Tw)=hs(Tw-Ts)

(1)

式中:h=k/Δy為換熱面流體側和固體側的換熱系數,Δy為換熱面兩側網格法向尺寸,k為熱導率;T為換熱面及其兩側溫度;下標f、w和s分別對應流體側、換熱面和固體側。在耦合計算中,流體側的熱導率根據當地的流體溫度從水蒸汽熱力性質數據庫中自動插值提取,固體側給定了熱導率隨溫度的變化曲線。

(a) 整體三維計算模型(深色為固體域)

(b)葉根間隙孔位置分布

(c) 動葉、輪盤和間隙孔等冷卻孔結構的局部網格

(d)冷卻孔結構

(e)動葉葉片與周圍流體域耦合網格

進口邊界條件為給定總溫、總壓,出口邊界條件為給定靜壓,冷卻蒸汽邊界條件采用流量和靜溫,具體數值如表2所示。

表2 計算時進、出口邊界條件

2 結果分析

圖3給出了第一級動葉輪盤腔室流場結構。圖4標示了冷卻蒸汽和高溫主蒸汽在冷卻孔和前兩級輪緣密封處的流動方向和冷卻蒸汽測點。圖5進一步比較了不同結構下第一級輪盤腔室周向平均蒸汽溫度分布。表3給出了冷卻蒸汽流量分配,其中數值為正表示流動方向與圖4所示方向相同,為負表示流動方向與圖4所示相反。

原始結構的第一級前部腔室入侵的高溫主蒸汽流量達到了冷卻蒸汽進口流量的76.16%,其主要通過上部兩側間隙孔流入后部腔室,少量高溫蒸汽和全部冷卻蒸汽通過葉根底部冷卻孔流入后部腔室后形成的旋渦結構占據了整個通道,部分蒸汽向上流動進一步攜帶上部間隙孔出流的高溫蒸汽一起流入上部主流道,從而起到了阻止當地高溫蒸汽入侵以及上部間隙孔高溫出流蒸汽對后部腔室中蒸汽的加熱作用,因此后部腔室蒸汽溫度保持在較低水平,如圖5a所示。

(a)原始結構 (b)結構1

(c)結構2 (d)結構3圖3 第一級動葉輪盤腔室流場結構

→:流動方向;M1～M11:冷卻蒸汽測點 圖4 冷卻蒸汽和高溫主蒸汽在冷卻孔和前兩級輪緣密封處的流動方向和冷卻蒸汽測點示意圖

結構流量/g·s-1M1M2M3M4M5M6M7M8M9M10M11原始221516872651626622236314072005476481172712215279829051040106834632269277681882525872221551812837247261245517953521530124732215-585000813817121-322000588599-031

(a)原始結構 (b)結構1

(c)結構2 (d)結構3圖5 不同結構下第一級腔室周向平均蒸汽溫度分布

結構1的冷卻孔面積增大,冷卻蒸汽吹掃高溫主蒸汽的能力被進一步削弱,因此前部腔室入侵高溫主蒸汽的流量增加了65.86%。流入葉根底部冷卻孔的高溫蒸汽與冷卻蒸汽的比例由原始結構中的19.68%提高到31.15%,與原始結構相比,前部腔室上部高溫區向下擴展,總體流場結構與原始結構類似。

結構2由于葉根底部冷卻孔C1面積減小了1/2,所以此處冷卻蒸汽流量與原始結構相比減小了51.60%,剩余的冷卻蒸汽沿輪盤表面向上流動到上部間隙孔,導致第一級前部腔室入侵高溫主蒸汽流量較原始結構下降了69.29%,同時在輪盤側冷卻蒸汽的傳熱作用下前部腔室上部蒸汽溫度與原始結構相比大幅下降。此外,與原始結構相比,后部腔室中上部間隙孔出流蒸汽溫度下降,下部冷卻孔出流冷卻蒸汽流量下降,二者溫差較小,而流向第二級的蒸汽溫度與原始結構相比上升了約40 K。可見,結構2冷卻蒸汽覆蓋了上部冷卻孔以下的葉根前表面,從而在提高冷卻蒸汽利用率的同時也改善了對第一級葉根的冷卻效果,但對第一級下游部件的冷卻能力有所削弱。

結構3由于葉根底部冷卻孔C1完全封閉,冷卻蒸汽向上流動,其對主蒸汽的吹掃能力顯著增強,同時在輪緣密封節流作用下高溫主蒸汽入侵被完全抑制,所以73.59%的冷卻蒸汽經由上部兩側冷卻孔流入后部腔室,剩余的冷卻蒸汽進入上部葉柵主流道。在后部腔室中通過上部冷卻孔的冷卻蒸汽同樣抑制了當地高溫主蒸汽的入侵,但還有極少量冷卻蒸汽出流,因此前后腔室內蒸汽均保持在較低水平。

圖6給出了第一級腔室冷卻效率云圖。冷卻效率

η=(Th-T)/(Th-Tc)

(2)

式中:Th為腔室上部來流主蒸汽溫度;Tc為冷卻蒸汽進口溫度;T為當地蒸汽溫度。

原始結構和結構1受前部腔室高溫主蒸汽入侵的影響,其頂部區域冷卻效率接近于0,葉根底部冷卻孔以上區域的冷卻效率也在0.5以下,尤其是結構1,由于入侵高溫主蒸汽流量的增加,該區域冷卻效率進一步下降到0.3以下。由于結構2和結構3中底部冷卻孔通流面積減小,冷卻蒸汽向上流動使得上部區域的冷卻效率得以提高。

(a)原始結構 (b)結構1

(c)結構2 (d)結構3圖6 第一級腔室冷卻效率云圖

(a)原始結構 (b)結構1

(c)結構2 (d)結構3圖7 中壓前兩級葉根溫度場分布

(a)原始結構 (b)結構1

(c)結構2 (d)結構3圖8 中壓前兩級輪盤溫度場分布

圖7和圖8分別為中壓前兩級葉根和輪盤固體域的溫度場云圖。原始結構受冷卻蒸汽直接作用的區域溫度保持在較低水平,從而驗證了蒸汽冷卻的有效性。上部入侵高溫主蒸汽的加熱作用和下部冷卻蒸汽的冷卻作用使得葉根和輪盤在徑向上產生了較大的溫度梯度。由于后部腔室高溫主蒸汽入侵被完全抑制,葉根和輪盤后部溫度保持在較低水平,所以軸向溫度梯度水平比較理想。

結構1由于冷卻孔面積增大導致第一、二級前部腔室入侵的高溫主蒸汽流量增加,因此冷卻孔通道內混合蒸汽溫度有所上升,使得前兩級葉根和輪盤整體溫度小幅上升。

結構2由于葉根底部冷卻孔面積減小導致部分冷卻蒸汽沿輪盤壁面流到上部冷卻孔,增強了對上部高溫主蒸汽入流的抑制作用,所以葉根和輪盤上部區域溫度過高的情況得以改善。其中,第一級葉根前部溫度明顯下降,輪盤后部溫度上升雖然導致軸向溫差有所增大,但仍小于徑向溫差。由于流入第二級的蒸汽溫度較原始結構提高了大約30 K,因此第二級葉根溫度最大升幅在20 K以上,而輪盤整體溫度較原始結構上升了40 K左右,說明結構2對第二級的冷卻效果有所削弱。值得注意的是,底部冷卻孔面積的減小引起的葉根冷卻孔前后冷卻蒸汽和入侵主蒸汽流量分布的變化,導致葉根固體域溫度分布由原始結構的“前高后低”轉變為結構2中的“前低后高”。

結構3由于封閉了葉根底部冷卻孔,所以前部腔室中冷卻蒸汽全部向上流動并完全抑制了高溫主蒸汽的入侵。冷卻通道中流動工質均為冷卻蒸汽,其對結構3固體域的冷卻效果最為顯著,前兩級固體域的整體溫度水平以及徑向和軸向溫差均大幅下降。冷卻蒸汽流入主流道改善了葉根臺前部溫度過度的情況。

圖9分別給出了第一級葉根上部冷卻孔和底部冷卻孔的壁面溫度軸向分布。原始結構上部冷卻孔通流蒸汽均為入流高溫主蒸汽,前半段溫度穩定在較高水平,說明該處沒有受到冷卻作用;在后部腔室冷卻蒸汽的影響下,靠近后壁面處的溫度小幅下降。結構1由于入侵主蒸汽流量增加,所以整體溫度水平提高。結構2由于上部冷卻孔中的蒸汽為入侵主蒸汽和冷卻蒸汽的混合蒸汽,其中冷卻蒸汽流量達到64.28%,因此壁面溫度大幅下降且呈逐漸升高的趨勢。結構3的通流蒸汽均為冷卻蒸汽,因此整體溫度最低。

(a)上部冷卻孔

(b)底部冷卻孔圖9 第一級葉根冷卻孔壁面溫度軸向分布

由圖9b可見,原始結構和結構1在葉根底部冷卻孔內的蒸汽為冷卻蒸汽和少量入侵主蒸汽的混合蒸汽,結構1入侵主蒸汽流量增加導致固壁溫度分布整體上升。結構2雖然冷卻孔通流冷卻蒸汽流量減小,但主蒸汽入侵得到了抑制,冷卻蒸汽對上部固體域的冷卻效果增強,因此溫度反而明顯下降。結構3對葉根和輪盤整體的冷卻效果最好,但底部冷卻孔完全封閉,冷卻蒸汽無法直接作用,在固體導熱的作用下結構3溫度較結構2小幅上升。

(a)前壁面

(b)后壁面圖10 第一級輪盤前后壁面溫度分布

(a)前壁面

(b)后壁面圖11 第二級輪盤前后壁面溫度分布

圖10和圖11分別給出了第一、二級輪盤前后固壁面關鍵節點溫度分布,圖中r為輪盤半徑,b為腔窒出口截面半徑。與非冷卻工況相比,引入冷卻蒸汽后不同結構的第一級葉根和輪盤前表面溫度均明顯下降。原始結構和結構1中溫度基本一致,而結構2和結構3體現出了冷卻蒸汽對上部葉根臺前部的冷卻效果。同樣,后表面冷卻蒸汽的存在使得固壁面溫度遠低于非冷卻工況,其中結構3后表面溫度最低,結構2后表面溫度比原始結構及結構1高,但在輪緣密封下部區域較非冷卻工況至少低100 K。

第二級輪盤腔室流場結構變化與第一級類似,其葉根和輪盤前后表面溫度分布特點與第一級相近,冷卻效果從低到高依次為非冷卻—結構2—結構1—原始結構—結構3。值得注意的是,盡管結構2前表面下部固壁面溫度較高,但由于冷卻蒸汽能夠流到上部冷卻孔位置,對上部區域仍然具有一定的冷卻作用,因此該區域溫度反而低于原始結構和結構1固壁面的溫度。

3 結 論

本文采用流場計算和共軛傳熱的方法數值分析了4種不同冷卻孔結構的中壓前兩級蒸汽冷卻性能,得到如下結論。

(1)原始冷卻結構存在第一級葉根和輪盤徑向溫差過大的問題,這是因為冷卻蒸汽全部流入葉根底部冷卻孔,而腔室上部區域被入侵的高溫主蒸汽完全占據,即葉根和輪盤上部前表面直接受到高溫主蒸汽的加熱。

(2)葉根底部冷卻孔面積C1減小能夠有效減小其中的冷卻蒸汽流量,從而迫使部分冷卻蒸汽沿固壁面向上流動。冷卻蒸汽流量分配取決于葉根底部冷卻孔面積的大小。結構3阻止了高溫主蒸汽的入侵,對葉根和輪盤固體域達到了最佳的冷卻效果。

(3)冷卻蒸汽越過底部冷卻孔向上流動時能有效阻止高溫主蒸汽入侵,提高上部區域的冷卻效果。提高蒸汽效率的重要途徑是采用冷卻蒸汽、設計合理的結構,以阻止高溫主蒸汽入侵輪盤腔室。

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(編輯 苗凌)

Effect of Cooling Structure on Steam Cooling Performance of Intermediate Pressure Turbine Stages

HUO Wenhao1, LI Jun1, ZHONG Gangyun2, FAN Xiaoping2, FANG Yu2

(1. Institute of Turbomachinery, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Dongfang Turbine Co., Ltd., Deyang, Sichuan 618000, China)

Effect of cooling structure on the steam cooling performance on the intermediate pressure turbine stages for ultra-supercritical steam turbine was numerically investigated by flow field calculation with conjugated heat transfer method. The computational domain includes the blade, blade root and wheel disc of the first two intermediate pressure turbine stages. The temperature fields and cooling effectiveness of the rotating components of the first two intermediate pressure turbine stages were compared between the original design and three different cooling hole designs. The results show that the four cooling structural designs are able to lower the temperature of the blade, blade root and wheel disc of the first stage. The reduction of the area of the cooling hole at the bottom of the blade root effectively increases the regions of the blade root and wheel disc covered by the cooling steam to improve the steam cooling effectiveness. The cooling structure with sealed cooling hole completely prevents high temperature main stream to ingress into the disc cavity. The optimum steam cooling effectiveness for the the blade root and wheel disc using this cooling hole structure is obtained.

intermediate pressure turbine stage; steam cooling; cooling performance; numerical simulation

2014-08-31。

霍文浩(1988—),男,博士生;李軍(通信作者),男,教授,博士生導師。

時間:2015-02-27

10.7652/xjtuxb201505006

TK474.7

A

0253-987X(2015)05-0036-07

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150227.0845.006.html