吳飛，戴斌，艾松，周洪宇

(東方汽輪機(jī)有限公司，四川 德陽，618000)

透平末級(jí)動(dòng)葉頂部間隙變化對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響

吳飛，戴斌，艾松，周洪宇

(東方汽輪機(jī)有限公司，四川 德陽，618000)

文章采用數(shù)值分析方法研究了透平末級(jí)動(dòng)葉頂部間隙變化對(duì)排氣擴(kuò)壓器氣動(dòng)性能的影響。結(jié)果顯示隨著葉頂間隙相對(duì)值從0%逐漸增大至1.5%，排氣擴(kuò)壓器進(jìn)口氣流角和總壓逐漸增大，排氣擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能先提升，然后逐漸下降。

排氣擴(kuò)壓器，氣流角，總壓，靜壓恢復(fù)系數(shù)

0 引言

燃?xì)廨啓C(jī)透平末級(jí)排氣中含有較多動(dòng)能，排氣擴(kuò)壓器能有效地將動(dòng)能回收轉(zhuǎn)換成靜壓從而提高排氣系統(tǒng)靜壓，同時(shí)可以減小透平出口靜壓，增加透平做功，提升機(jī)組效率，因此排氣擴(kuò)壓器是燃?xì)廨啓C(jī)的重要部件。

排氣擴(kuò)壓器的性能受到多種因素的影響。Song Xue等人[1]的試驗(yàn)結(jié)果顯示擴(kuò)壓器支撐保護(hù)罩結(jié)構(gòu)能提升排氣擴(kuò)壓器性能，且外形不同，提升效果也有明顯差異。擴(kuò)壓器排氣箱體對(duì)靜壓恢復(fù)性能有負(fù)面影響。擴(kuò)壓器進(jìn)口氣流角度亦對(duì)擴(kuò)壓器性能有明顯影響。Stephen Guillot等人[2]的試驗(yàn)結(jié)果顯示軸向-徑向擴(kuò)壓器排氣段徑高比對(duì)擴(kuò)壓器分離有顯著影響。Lei Xu等人[3]研究結(jié)果顯示進(jìn)口邊界條件對(duì)擴(kuò)壓器性能影響較大。Jinglun FU等人[4]通過優(yōu)化擴(kuò)壓器壁面型線來提升靜壓恢復(fù)性能。Pedro de la Calzada等人[5]通過調(diào)整擴(kuò)壓器支撐保護(hù)罩安裝角來提升擴(kuò)壓器性能影響。Jun li等人[6]研究發(fā)現(xiàn)末級(jí)動(dòng)葉頂部間隙泄流可以抑制擴(kuò)壓器壁面分離。

本文采用商用CFD軟件研究末級(jí)動(dòng)葉在不同葉頂間隙值時(shí)，對(duì)擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能的影響，為燃?xì)廨啓C(jī)透平動(dòng)葉頂部間隙值選擇提供參考。

1 計(jì)算模型及邊界條件

1.1 參數(shù)聲明

壓力 P；

葉頂間隙h。

角標(biāo)：

1擴(kuò)壓器進(jìn)口；

2排氣箱體出口；

t總壓；

s靜壓；

’相對(duì)值。

1.2 模型及邊界條件

計(jì)算幾何模型由透平整圈末級(jí)靜葉、動(dòng)葉和排氣缸組成，其中排氣缸包含擴(kuò)壓器、排氣箱體，見圖1，網(wǎng)格單元總數(shù)約1 600萬。

圖1 計(jì)算模型幾何及網(wǎng)格

末級(jí)動(dòng)葉頂部間隙相對(duì)于葉高的值h’如表1所示。

表1 葉頂間隙相對(duì)值

計(jì)算采用SST湍流模型，Y+小于200。由于計(jì)算模型中擴(kuò)壓器進(jìn)口與透平末級(jí)動(dòng)葉相連接，因此擴(kuò)壓器進(jìn)口總壓、總溫、氣流角與末級(jí)動(dòng)葉出口參數(shù)一致，排氣箱體出口環(huán)境為大氣，CFD模型1～4采用相同計(jì)算邊界條件。

2 計(jì)算結(jié)果分析

如圖2所示，隨著葉頂間隙增大，動(dòng)葉接近頂部的區(qū)域出口氣流角逐漸增大，中間和葉根部區(qū)域出口氣流角無明顯變化?，F(xiàn)有研究結(jié)果顯示，隨著末級(jí)動(dòng)葉出口氣流角增大，擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能逐漸下降[1]。

圖2 擴(kuò)壓器進(jìn)口 （動(dòng)葉出口）氣流角沿徑向分布

如圖3所示，隨著葉頂間隙增加，動(dòng)葉頂部區(qū)域出口總壓逐漸增大，較高能量的流體進(jìn)入擴(kuò)壓器能抑制邊界層的分離[6]，同時(shí)影響靜壓分布。

圖3 擴(kuò)壓器進(jìn)口 （動(dòng)葉出口）總壓沿徑向分布

圖4為擴(kuò)壓器10%徑向高度相對(duì)總壓分布展開云圖。隨著葉頂間隙增大，總壓損失分布無明顯區(qū)別。支撐保護(hù)罩尾緣下游均出現(xiàn)了明顯總壓損失。

圖4 擴(kuò)壓器10%徑向高度總壓相對(duì)值展開云圖

圖5所示為擴(kuò)壓器50%徑向高度相對(duì)總壓分布展開云圖。隨著h’由0%增大至0.5%，支撐保護(hù)罩上游、下游區(qū)域總壓損減小。h’由0.5%增大至1.5%，支撐保護(hù)罩上游、下游區(qū)域總壓損逐漸增大。

圖6為擴(kuò)壓器90%徑向高度相對(duì)總壓分布展開云圖。h’由0%增大至0.5%，支撐保護(hù)罩上游、下游區(qū)域總壓損減小。h’由0.5%增大至1.5%，支撐保護(hù)罩上游、下游區(qū)域總壓損逐漸增大。

圖6 擴(kuò)壓器90%徑向高度總壓相對(duì)值展開云圖

圖7為擴(kuò)壓器子午面靜壓分布云圖。隨著h’由0%增大至0.5%，支撐保護(hù)罩下游區(qū)域靜壓恢復(fù)性能逐漸增強(qiáng)，高靜壓區(qū)向上游移動(dòng)。h’由0.5%增大至1.5%，支撐保護(hù)罩下游區(qū)域靜壓恢復(fù)性能逐漸減弱，高靜壓區(qū)向下游移動(dòng)。

圖7 擴(kuò)壓器靜壓分布云圖

圖8、圖9、圖10為不同徑向高度擴(kuò)壓器沿周向的靜壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)值，結(jié)果顯示擴(kuò)壓器下部區(qū)域靜壓恢復(fù)性能優(yōu)于其它區(qū)域。總體上看靜壓恢復(fù)性能隨著h’由0%增大至0.5%，明顯提升。當(dāng)h’由0.5%增大至1.5%，擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能下降。在50%和90%徑向高度，由氣流角增大對(duì)靜壓恢復(fù)性能帶來的負(fù)面影響接近較高進(jìn)口總壓帶來靜壓升所產(chǎn)生的有利影響，因此h’=0.5%和1.0%時(shí)的沿周向Cp’曲線比較接近。

圖8 擴(kuò)壓器10%徑向高周向平均Cp’

圖9 擴(kuò)壓器50%徑向高周向平均Cp’

圖10 擴(kuò)壓器90%徑向高周向平均Cp’

圖11為擴(kuò)壓器沿氣流方向的靜壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)值分布曲線。氣流進(jìn)入擴(kuò)壓器后靜壓迅速上升，這一區(qū)域頂部間隙對(duì)靜壓恢復(fù)性能無顯著影響，由于通流面積的減小，在支撐保護(hù)罩流道內(nèi)出現(xiàn)一個(gè)加速，靜壓下降。隨后在支撐保護(hù)罩下游靜壓迅速上升，且不同頂部間隙導(dǎo)致靜壓恢復(fù)性能發(fā)生明顯分化，總體上看h’=0.5%時(shí)靜壓恢復(fù)性能最優(yōu)。

圖11 擴(kuò)壓器沿氣流方向平均Cp’

圖12所示為包含擴(kuò)壓器和排氣箱體的排氣缸總體靜壓恢復(fù)系數(shù)相對(duì)值Cp’與末級(jí)動(dòng)葉頂部間隙相對(duì)值的關(guān)系曲線。結(jié)果顯示排氣缸靜壓恢復(fù)性能隨著動(dòng)葉頂部間隙增加而提升，并在h’=0.6附近達(dá)到最優(yōu)，隨后間隙增大靜壓恢復(fù)性能逐漸下降。

圖12 排氣缸Cp’與葉頂間隙h’關(guān)系曲線

3 結(jié)論

通過對(duì)排氣缸流場(chǎng)及性能分析發(fā)現(xiàn)，隨著透平末級(jí)動(dòng)葉頂部間隙增大，透平動(dòng)葉頂部區(qū)域出口氣流角增大，這對(duì)排氣擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能造成不利影響，同時(shí)頂部間隙的增大，更多未參與動(dòng)葉做功的高能氣體進(jìn)入排氣擴(kuò)壓器，這有利于抑制擴(kuò)壓器壁面邊界層的分離，并且在相同壓損條件下，有更多的動(dòng)壓轉(zhuǎn)換成靜壓，從而提升擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能。葉頂間隙相對(duì)值h’從0%增大至0.5%，進(jìn)口總壓增大這一有利因素占據(jù)主導(dǎo)地位，因此擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能逐漸提升。隨著h’從0.5%增大至1.5%，出口氣流角增大這一不利因素占據(jù)主導(dǎo)地位，因此擴(kuò)壓器靜壓恢復(fù)性能逐漸下降，h’最優(yōu)值在0.6%附近。本文未考慮葉頂間隙增大對(duì)透平末級(jí)效率的負(fù)面影響，實(shí)際動(dòng)葉頂部間隙的選擇需要考慮葉頂間隙泄漏，以及制造水平等。

[1]S Xue,S Guillot,WF Ng,etc.An experimental investigation of the performance impact of swirl on a turbine exhaust diffuser/collector for a series of diffuser strut geometries[J].Asme Turbo Expo:Turbine Technical Conference and Ex-position 2015:V008T26A010-019.

[2]UE stang,S Guillot,WF Ng,etc.The experimental studies of improving the aerodynamic performance of a turbine exhaust system[J].Asme,2014,137(1)C12601:V01BT27A012.

[3]L Xu,L Hedlund,A Nillson.CFD investigation of the influence of inflow conditions on an aggressive axial exhaust diffuser for steam turbines[J].Asme Turb Expo:Turbine Technical Conference&Exposition,2014,V01B27A038.

[4]JL Fu,JJ Liu,SJ Zhou.aerodynamic optimization of the diffuser towards improving the performance of turbine and exhaust hood[J].Asme Turbo Expo:Turbine Technical Conference and Exposition,2014:V01BT27A024.

[5]PDL Calzada,J Parra.B Minguez Investigation on the aerodynamic performance of an annular exhaust system for a small turboshaft engine[J].Asme Turbo Expo:Turbine Technical Conference&Exposition,2013:V06BT38A001.

[6]J Li,ZG Li,ZP Feng.Effects of the Last Stage Rotor Tip Leakage Flow on the Aerodynamic Performance of the Exhaust Hood for Steam Turbines[J].Asme Turb Expo:Turbine Technical Conference and Exposition, 2013:V05BT25A009.

Influence of Last Stage Rotor Tip Clearance'Variation on Aerodynamic Performance of Exhaust Diffuser

Wu Fei， Dai Bin， Ai Song， Zhou Hongyu

（Dongfang Turbine Co.,Ltd.,Deyang Sichuan,618000）

This paper researches the influence of last stage rotor tip clearance'variation on aerodynamic performance of turbine exhaust diffuser by numerical analysis method.Results show that the relative tip clearance increases from 0%to 1.5%,the inlet gas angle and total pressure of exhaust diffuser increases gradually,and the static pressure recovery coefficient of exhaust diffuser increases firstly,then decreases gradually.

exhaust diffuser,gas angle,total pressure,static pressure recovery coefficient

TK474

A

1674-9987（2017）04-0024-06

吳飛 （1978-），男，工程師，畢業(yè)于四川理工學(xué)院，現(xiàn)主要從事燃?xì)廨啓C(jī)研發(fā)工作。

10.13808/j.cnki.issn1674-9987.2017.04.006