張峰,王新軍,李軍

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

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冷卻孔布置對透平轉(zhuǎn)靜腔室性能影響的數(shù)值研究

張峰,王新軍,李軍

(西安交通大學能源與動力工程學院,710049,西安)

采用SST湍流模型數(shù)值研究了透平第二級轉(zhuǎn)、靜腔室的流動與封嚴特性,分析了冷卻孔布置對腔室內(nèi)的流動、冷卻效率以及主流燃氣入侵特性的影響。研究表明:冷卻孔的位置對上游腔室內(nèi)的流動影響較大,對下游腔室基本無影響;冷卻孔距離上游越近,上游腔室的旋流比越大,級間密封進口的旋流比越小,密封進、出口壓比越小,相應的流過級間密封的質(zhì)量流量越小,上游輪緣密封的燃氣入侵量越小,上游腔室轉(zhuǎn)、靜壁面的冷卻效率就越大;下游輪緣密封出流的旋流比越小,相應的主流通道的流動損失越大,但冷卻孔位置對下游腔室內(nèi)的旋流比和壁面冷卻效率的影響很小;隨著冷卻空氣流量的增加,3種冷卻孔布置下上游腔室壁面冷卻效率的差值減小。

轉(zhuǎn)靜腔室;輪緣密封;傳熱;數(shù)值計算

隨著燃氣輪機技術的發(fā)展,透平通流設計已經(jīng)達到了很高的水平,而通過透平二次空氣系統(tǒng)的研究可進一步改進透平通流設計。輪盤轉(zhuǎn)、靜腔室是二次空氣系統(tǒng)中最復雜的通流單元,因此對轉(zhuǎn)、靜腔室性能的研究得到了重視。

轉(zhuǎn)、靜腔室的研究集中于預旋轉(zhuǎn)、靜腔室,這類腔室主要用來給第一級動葉提供冷卻空氣。Didenko等數(shù)值研究了腔室寬度和預旋噴嘴位置對轉(zhuǎn)、靜腔室的預旋效率、壓力損失系數(shù)和流量系數(shù)的影響[1]。羅翔等數(shù)值研究了某預旋轉(zhuǎn)、靜腔室的流動與換熱特性[2]。

羅羅公司和薩塞克斯大學熱流中心對第二級轉(zhuǎn)、靜腔室進行了一系列的實驗和數(shù)值研究,分析了冷卻空氣流量、冷卻孔角度、冷卻孔數(shù)量和導流板對腔室內(nèi)的流動和冷卻效率的影響,研究了腔室壁面的換熱特性和輪緣密封的封嚴效率[3-7]。Liu采用共軛換熱的方法數(shù)值研究了不同冷卻空氣流量下腔室內(nèi)的流動與換熱特性[8]。Amirante采用流熱固耦合的方法研究了腔室內(nèi)的換熱特性[9]。

上述研究多集中于冷卻孔的角度、數(shù)量和導流板布置的影響分析,而本文采用商用軟件ANSYS-CFX12.1數(shù)值研究了冷卻孔軸向位置對第二級轉(zhuǎn)、靜腔室內(nèi)的流動、冷卻效率和主流燃氣入侵特性的影響。

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 計算模型

二級軸流實驗透平原型[10]由薩塞克斯大學熱流中心提供,實驗透平包含了39個靜葉和78個動葉,為了簡化計算,選取了整體結構的1/39作為本文的研究對象。計算模型如圖1a所示,其中包括渦輪主流通道和第二級轉(zhuǎn)、靜腔室。第二級轉(zhuǎn)、靜腔室分上游腔室和下游腔室,上游腔室由第一級動葉輪盤的下游壁面和第二級靜葉葉根的上游壁面圍成,而下游腔室由第二級靜葉葉根的下游壁面和第二級動葉輪盤的上游壁面圍成。轉(zhuǎn)、靜壁面之間必然存在間隙,因此在2個腔室頂部與主流通道連接處布置了輪緣密封結構。2個輪緣密封結構分別位于第二級靜葉的進、出口位置,因此這2處的主流氣體之間存在壓差。當沒有為腔室提供冷卻空氣時,在壓降的作用下主流燃氣從上游輪緣密封處入侵腔室,并由級間密封進入下游腔室,最后從下游輪緣密封處流入主流燃氣中。此時,主流燃氣入侵的質(zhì)量流量主要由上、下游輪緣密封處的壓降和級間密封結構決定。為了防止主流燃氣入侵,必須為腔室提供冷卻空氣,而腔室內(nèi)氣流的流動情況受到了2股氣流相互作用的影響。模型中靜葉流道為靜止域,動葉流道為旋轉(zhuǎn)域,2個域之間由交界面連接。冷卻孔沿軸向的布置如圖1b所示,分別定義為上游冷卻孔、中間冷卻孔和下游冷卻孔,它們距上游腔室旋轉(zhuǎn)壁面的距離與腔室寬度的比值x/s分別為0.15、0.58和0.86。

(a)腔室及主流通道幾何結構與網(wǎng)格示意

(b)冷卻孔軸向分布圖1 計算模型示意圖

采用商用軟件ICEM進行了結構化網(wǎng)格劃分,其中葉片周圍區(qū)域采用O網(wǎng)格,腔室倒圓角部分采用Y網(wǎng)格,其他位置采用H網(wǎng)格,對輪緣密封、級間密封及一些流動和結構復雜區(qū)域的網(wǎng)格進行了加密處理。

1.2 數(shù)值方法及驗證

采用商用軟件ANSYS-CFX12.1數(shù)值求解了帶有主流通道的第二級轉(zhuǎn)、靜腔室的三維定常黏性雷諾時均N-S方程,并進行了網(wǎng)格無關性和湍流模型驗證。

圖2 不同網(wǎng)格數(shù)下腔室內(nèi)虛線所示位置的氣流旋流比沿徑向的變化

冷卻空氣質(zhì)量流量mc=50 g/s時,3種網(wǎng)格數(shù)下腔室內(nèi)虛線所示位置的氣流旋流比β沿徑向的變化如圖2所示?？梢钥闯?在低半徑處250萬網(wǎng)格的預測值與420萬網(wǎng)格的預測值非常接近,且最大相對變化量低于1%,因此在后續(xù)計算中網(wǎng)格數(shù)為250萬。

圖3給出了mc=50 g/s時轉(zhuǎn)、靜腔室中監(jiān)控點處的溫度分布,計算條件與文獻[11]的實驗條件相同。由于未考慮葉片及葉根的導熱,3種湍流模型的數(shù)值預測值均略低于實驗值。上游腔室監(jiān)控點處的預測值與實驗值比較接近,而下游腔室的預測值存在一定差異,SST湍流模型的計算結果與實驗值吻合最好。因此,后續(xù)計算均采用SST湍流模型。

圖3 湍流模型的數(shù)值預測值與實驗值對比

1.3 參數(shù)定義

腔室壁面的冷卻效率

(1)

式中:T0,inlet為主流通道進口總溫;Tw為壁面溫度;Tc為冷卻工質(zhì)進口總溫。

氣流在腔室內(nèi)流動的旋流比

β=Vφ/ωr

(2)

式中:Vφ為氣流的周向速度;ω為輪盤轉(zhuǎn)速;r為半徑。

冷卻空氣及上游腔室輪緣密封、級間迷宮型密封處的質(zhì)量流量與主流燃氣質(zhì)量流量的比值分別為Mc、Mrs、Mls,即

(3)

(4)

(5)

式中:mh為主流燃氣的質(zhì)量流量;mrs為流過上游輪緣密封的質(zhì)量流量;mls為流過級間迷宮型密封的質(zhì)量流量。

迷宮型密封進、出口壓比

式中:P0,ls為迷宮型密封進口總壓;Pls,out為迷宮型密封出口靜壓。

1.4 邊界條件

表1給出了計算時采用的邊界條件。計算工質(zhì)為理想氣體,密度為溫度的函數(shù),動力黏性系數(shù)采用Sutherland定義;主流通道進口給定總溫T0,inlet、總壓P0,inlet和進口湍動度IT,出口給定靜壓Poutlet;冷卻空氣進口給定總溫Tc,冷卻空氣質(zhì)量流量與主流通道質(zhì)量流量的比值Mc(冷卻空氣來自壓氣機抽氣,不同的抽汽位置和沿程密封結構等都會改變冷卻空氣進口總壓,從而改變冷卻空氣質(zhì)量流量,一定的進口總壓對應著一定的冷卻空氣質(zhì)量流量,此處考慮3種冷卻空氣質(zhì)量流量的影響)和進口湍動度ITc;動葉和旋轉(zhuǎn)輪盤的轉(zhuǎn)速為ω;轉(zhuǎn)、靜域之間采用交界面連接,周向給定周期性邊界條件,其他壁面為絕熱無滑移壁面。當連續(xù)方程、動量方程、能量方程、湍流方程的均方根殘差小于10-6,且位于上游輪緣密封處的監(jiān)控點監(jiān)測的溫度和質(zhì)量流量曲線平穩(wěn)時計算收斂。

表1 邊界條件

2 計算結果及分析

2.1 轉(zhuǎn)、靜腔室內(nèi)的流動分析

圖4為3種冷卻孔布置下上游腔室內(nèi)氣流流動對比?？梢钥闯?當Mc=0.61%時,少量冷卻空氣進入腔室。在旋轉(zhuǎn)輪盤離心力的作用下,入侵的主流燃氣直接流向靜止壁面,形成一個順時針方向旋轉(zhuǎn)的渦,同時一個逆時針旋轉(zhuǎn)的渦出現(xiàn)在腔室右下角。來自上游冷卻孔的冷卻空氣受到旋轉(zhuǎn)輪盤離心力的作用,沿轉(zhuǎn)盤壁面徑向流出,在腔室頂部與入侵燃氣摻混,見圖4a;來自中間和下游冷卻孔的冷卻空氣由于動量較小,且受到入侵燃氣的阻擋,所以冷卻射流僅僅滲入到靜葉的葉根底部,且被入侵燃氣壓制在腔室的右下角,其中來自中間冷卻孔的冷卻空氣進入腔室后形成了一個順時針旋轉(zhuǎn)的渦,然后向級間密封處流動,見圖4b,而來自下游冷卻孔的冷卻空氣受到葉根底部靶面的阻擋,直接向級間密封處流動,見圖4c。

Mc=0.61%(a)上游冷卻孔 (b)中間冷卻孔 (c)下游冷卻孔

Mc=1.22%(d)上游冷卻孔 (e)中間冷卻孔 (f)下游冷卻孔

Mc=1.84%(g)上游冷卻孔 (h)中間冷卻孔 (i)下游冷卻孔圖4 上游腔室的流線分布

隨著冷卻空氣質(zhì)量流量的增加,入侵的燃氣流量減小,當Mc=1.22%時,少量燃氣入侵腔室,而當Mc=1.84%時,冷卻空氣從上游輪緣密封處溢出,見圖5,因此冷卻空氣對腔室內(nèi)氣流流動的影響增強。比較圖4a、4d、4g可以發(fā)現(xiàn),在上游布置了冷卻孔,腔室內(nèi)氣流流動情況基本不受冷卻空氣質(zhì)量流量的影響。這是因為上游冷卻孔緊鄰旋轉(zhuǎn)輪盤壁面,使得來自上游冷卻孔的冷卻射流受到壁面旋轉(zhuǎn)離心力的作用較大,氣流始終沿壁面徑向出流。對于中間冷卻孔,當Mc=1.22%時,燃氣入侵流量減小,使得入侵氣流對冷卻射流的阻擋作用減弱,冷卻射流的動量增加,因此來自中間冷卻孔的冷卻空氣能夠向腔室頂部滲入,形成一個逆時針旋轉(zhuǎn)的渦,此外,受轉(zhuǎn)盤離心力的作用,到達轉(zhuǎn)盤的冷卻射流在腔室中心位置形成了一個順時針旋轉(zhuǎn)的渦,見圖4e;當Mc=1.84%時,冷卻射流的動量進一步增大,使得位于腔室底部的渦向腔室頂部膨脹,見圖4h。對于下游冷卻孔,當Mc=1.22%時,冷卻射流的動量增大,入侵燃氣的阻擋作用減弱,因此來自下游冷卻孔的冷卻射流在沖擊靜葉葉根底部的靶面之后,能夠沿軸向向腔室上游滲入,由此形成了一個逆時針旋轉(zhuǎn)的渦,見圖4f;當Mc=1.84%時,冷卻射流的動量進一步增強,使得渦向腔室上游和頂部膨脹,見圖4i。

圖5 上、下游腔室輪緣密封處凈流量隨冷卻空氣流量的變化

上游腔室的氣流最終通過級間密封流向下游腔室,氣流在級間密封中流動時,密封結構能夠消除上游腔室氣流流動的差異,使得氣流在下游腔室的流動情況相同,如圖6所示。因此,冷卻孔的位置對下游腔室的流動情況基本無影響,下游腔室的氣流流動主要由一個逆時針旋轉(zhuǎn)的渦來控制。

Mc=0.61%(a)上游冷卻孔 (b)中間冷卻孔 (c)下游冷卻孔圖6 下游腔室的流線分布

由分析可知,腔室中氣流的流動受到了入侵燃氣和冷卻空氣的影響。入侵燃氣來自第一級動葉出口,由于動葉出口氣流角與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向相反,因此入侵燃氣的旋流比很小,而冷卻孔位于第一級動葉輪盤與第二級動葉輪盤之間的驅(qū)動臂上,冷卻空氣在冷卻孔中隨輪盤旋轉(zhuǎn),使得進入腔室的冷卻空氣旋流比很大,因此氣流旋流比能夠定性地反映入侵燃氣和冷卻空氣的相對大小。圖7為轉(zhuǎn)、靜腔室內(nèi)氣流旋流比分布云圖?？梢钥闯?隨著冷卻空氣質(zhì)量流量的增加,腔室內(nèi)的旋流比增大。

Mc=0.61%(a)上游冷卻孔 (b)中間冷卻孔 (c)下游冷卻孔

Mc=1.22%(d)上游冷卻孔 (e)中間冷卻孔 (f)下游冷卻孔

Mc=1.84%(g)上游冷卻孔 (h)中間冷卻孔 (i)下游冷卻孔圖7 腔室內(nèi)氣流旋流比分布云圖

2.2 轉(zhuǎn)、靜腔室內(nèi)冷卻效率和密封效率分析

圖8為3種冷卻孔布置下級間密封進口處的氣流旋流比隨冷卻空氣質(zhì)量流量的變化?？梢钥闯?隨著冷卻空氣質(zhì)量流量的增加,氣流的旋流比增大。冷卻孔距離下游越近,氣流的旋流比越大。這是因為冷卻孔越靠近下游,直接進入級間密封的冷卻空氣量就越大,來自上游冷卻孔的冷卻空氣與入侵的主流燃氣摻混,使得氣流周向速度減小,氣流徑向流過靜止壁面后才進入級間密封,靜止壁面對氣流的黏性阻力的作用又使氣流周向速度進一步減小,因此來自上游冷卻孔的冷卻空氣在級間密封進口處的氣流旋流比最小。

圖8 級間密封進口旋流比隨冷卻空氣質(zhì)量流量的變化

圖9為3種冷卻孔布置下級間密封進、出口壓比隨冷卻空氣質(zhì)量流量的變化。可以看出,上游布置冷卻孔后級間密封進、出口壓比最小。這是因為來自上游冷卻孔的冷卻空氣全部與入侵燃氣摻混后產(chǎn)生的壓力損失較大,而來自中間冷卻孔的部分冷卻空氣直接流向級間密封,相應的冷卻空氣與燃氣摻混后產(chǎn)生的壓力損失較小,因此中間布置冷卻孔的級間密封進、出口壓比大于上游布置冷卻孔;下游冷卻孔的位置正對靜葉葉根的底部靶面,冷卻射流受葉根底部靶面的限制被阻塞在級間密封進口處,使得進口總壓升高,因此下游布置冷卻孔后級間密封進、出口壓比最大。

圖9 級間密封進、出口壓比隨冷卻空氣質(zhì)量流量的變化

級間迷宮型密封的質(zhì)量流量主要受密封進、出口壓比和密封結構的影響。當密封結構不變時,進、出口壓比越大,流過級間密封的質(zhì)量流量越大,因此下游冷卻孔的級間密封質(zhì)量流量最大,中間冷卻孔次之,上游冷卻孔最小,如圖10所示。流過級間密封的氣流由冷卻空氣和入侵燃氣組成。當冷卻空氣供給量一定時,增加的級間密封質(zhì)量流量由入侵燃氣填補,因此冷卻孔距離下游越近,燃氣的入侵量越大,如圖11所示。

圖10 3種冷卻孔布置下級間密封質(zhì)量流量對比

圖11 3種冷卻孔布置下燃氣入侵流量對比

圖12 3種冷卻孔布置的上游腔室壁面平均冷卻效率對比

圖13 3種冷卻孔布置的下游腔室壁面平均冷卻效率對比

圖12和圖13分別給出了上游腔室和下游腔室的轉(zhuǎn)、靜壁面平均冷卻效率的對比?？梢钥闯?冷卻空氣流量越大,腔室壁面的冷卻效率越大;旋轉(zhuǎn)壁面的冷卻效率大于靜止壁面,但下游腔室轉(zhuǎn)、靜壁面的冷卻效率相差很小;3種冷卻孔布置對上游腔室壁面的冷卻效率影響明顯,而對下游腔室基本無影響。當Mc=0.61%、1.22%時,冷卻孔距離上游越近,上游腔室壁面的冷卻效率越大。這是因為來自上游冷卻孔的冷卻空氣受到轉(zhuǎn)盤的泵效應影響比較顯著,使得冷卻射流沿輪盤壁面徑向出流,最終沿靜止壁面回流,這部分冷卻空氣能夠減少入侵燃氣與壁面的直接接觸,降低燃氣溫度,并對輪盤和葉根壁面進行冷卻保護,且由上游冷卻孔布置引起的燃氣入侵量較小,因此冷卻效率較高;來自中間和下游冷卻孔的氣流被壓制在腔室右下角和腔室底部,使得輪盤和葉根的大部分壁面直接暴露在入侵燃氣中。此外,2種冷卻孔布置的燃氣入侵量較大,且部分冷卻空氣直接流向級間密封,沒有起到冷卻上游腔室壁面的作用,因此冷卻效率較低。當Mc=1.84%時,冷卻空氣充滿了整個上游腔室,并從上游輪緣密封處溢出,此時3種冷卻孔布置下的壁面冷卻效率基本相同,但中間冷卻孔布置的壁面冷卻效率稍高。這是因為來自下游冷卻孔的氣流直接流向級間密封的質(zhì)量流量較大,而來自上游冷卻孔的氣流受到的轉(zhuǎn)盤黏性加熱作用明顯。此外,隨著冷卻空氣質(zhì)量流量的增加,3種冷卻孔布置下上游腔室壁面冷卻效率的差值減小。

腔室內(nèi)的氣流最終從下游輪緣密封處流出且進入主流與燃氣摻混。下游輪緣密封位于第二級靜葉出口,靜葉出口氣流角與轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向相同,因此氣流的旋流比較大,大于腔室出流的旋流比。圖14給出了下游腔室出口處氣流旋流比隨冷卻空氣質(zhì)量流量的變化。可以看出,冷卻孔距離上游越近,腔室出流旋流比越小。Demargne等的研究指出,腔室出流和通道主流的旋流比相差越大,摻混產(chǎn)生的氣動損失就越大[12]。因此,上游布置冷卻孔后流動損失最大,中間布置冷卻孔后流動損失次之,下游布置冷卻孔后流動損失最小。

圖14 下游腔室出口處氣流旋流比隨冷卻空氣流量的變化

3 結 論

本文數(shù)值研究了透平第二級轉(zhuǎn)、靜腔室的流動和封嚴特性,分析了不同位置冷卻孔對腔室內(nèi)的流動、冷卻效率及主流燃氣入侵特性的影響規(guī)律,結論如下。

(1)腔室內(nèi)氣流的流動受冷卻空氣和入侵燃氣的影響,冷卻孔的位置對上游腔室內(nèi)的流動影響較大,對下游腔室基本無影響。

(2)冷卻孔距離上游越近,上游腔室的旋流比越大,級間密封進口的旋流比越小,密封進、出口壓比越小,相應的流過級間密封的質(zhì)量流量越小,上游輪緣密封的燃氣入侵量就越小;上游腔室轉(zhuǎn)、靜壁面的冷卻效率越大,隨著冷卻空氣流量的增加,3種冷卻孔布置下壁面冷卻效率差值減小;下游腔室的旋流比和壁面的冷卻效率基本不受冷卻孔位置的影響。

(3)冷卻孔距離上游越近,下游輪緣密封出流的旋流比越小,相應的主流通道的流動損失越大。

(4)綜合考慮冷卻孔位置影響可知,冷卻孔靠近上游布置時腔室的性能最好。

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(編輯 苗凌)

Numerical Investigation for Effect of Coolant Inlet Arrangements on Performance of Turbine Rotor-Stator Cavity

ZHANG Feng,WANG Xinjun,LI Jun

(School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

The flow and sealing performance of secondary rotor-stator cavity was numerically investigated with SST turbulence model. The effect of coolant inlet position on cavity flow, cooling performance and mainstream ingestion phenomenon were analyzed. The results show that the influence of coolant inlet position on the flow in upstream cavity is significant, while that in downstream cavity is slight. As the coolant inlet position moves toward upstream, the swirl ratio in the upstream cavity increases, the swirl ratio at the inlet of interstage labyrinth seal decreases, the pressure ratio and mass flow through interstage labyrinth seal decrease, the mass flow of mainstream ingestion on the upstream rim seal decreases, and meanwhile the cooling performance of the upstream cavity walls increases; whilst the swirl ratio on the downstream rim seal decreases, correspondingly the flow losses of mainstream flow increase, while the swirl ratio and walls cooling performance in the downstream cavity slightly depends on the coolant inlet position. As the mass flow rate of cooling air increases, the difference in cooling performance of the upstream cavity walls set in different coolant inlet positions decreases.

rotor-stator cavity; rim seal; heat transfer; numerical calculation

10.7652/xjtuxb201603009

2015-06-19。 作者簡介:張峰(1993—),男,博士生;王新軍(通信作者),男,副教授。

時間:2015-12-10

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20151210.1128.004.html

TK263

:A

:0253-987X(2016)03-0055-07