深度调峰工况下汽轮机低压缸最小流量的确定
发布时间：2021-08-13 12:49
在火电机组深度调峰工况下,汽轮机进汽量明显减少,低压缸甚至处于小流量工况下,严重威胁叶片的安全稳定运行。为了研究深度调峰工况下,叶片强度极限内最小流量确定的问题,利用ANSYS-Workbench软件对末级叶片进行流固耦合运算和模态分析。结果表明,最大等效应力与最大变形量所处位置不一致,最大等效应力出现在叶顶,最大变形量出现在叶片中部。随着流量的减小,最大等效应力和最大变形量呈先减小后增大的趋势。G1/G0=0.1时,最大等效应力为451.52 MPa,较额定工况时增加了18.94%,最大变形量为0.725 74 mm,较额定工况时降低了7.8%。G1/G0<0.1时,最大等效应力超出强度极限,不满足强度要求。随着流量的减小,叶片固有频率均能避开激振力频率,叶片不会发生共振。综合考虑应力、应变、频率、振型等强度因素,低压缸最小流量不得低于额定流量的10%。
【文章来源】：机械工程学报. 2020,56(16)北大核心EICSCD
【文章页数】：11 页
【部分图文】：
物理模型和网格示意图表1末级叶片基本参数
机械工程学报第56卷第16期期100()div()divgrad+kTpTCTTStCρρ+=u(3)()div()=div(grad)uuuuStxρρρμ++u(4)()div()div(grad)vvvvStyρρρμ+=+u(5)()div()div(grad)wwwwStzρρρμ+=+u(6)式中，ρ为流体密度，kg/m3；t为时间，s；u为速度矢量；Ck为流体的传热系数，W/(m2·℃)；Cp为流体的比定压热容，J/(kg·℃)；ST为黏性耗散产生的能源项；μ为动力黏度，N·s/m2；u、v和w分别为速度矢量u在x、y和z方向的分量；Su、Sy和Sw为动量守恒方程的广义源项。湍流的湍动能和比耗散率方程如式(7)、(8)所示()()iikkkkijkkutxkGYSxxρρΓ+=++(7)()()iiijutxGYDSxxωωωωωρωρωωΓ+=+++(8)式中，Γk为流体湍动能有效扩散项；Γω为ω对应的有效扩散项；Gk为速度梯度引起的湍动能产生项；Gω为ω方程的湍动能产生项；Yk为湍动能发散项；Yω为ω对应发散项；Dω为流动的正交发散项；Sω为用户自定义项。图1单向流固耦合过程图1.2模态分析对于高速旋转的汽轮机叶片在实际工作中，除了受到各种应力作用的影响引起变形外，颤振也会引起破坏，仅凭不同负荷下应力和应变的分布情况不足以反映叶片安全情况。当激振力频率与固有频率重合或者接近的情况下叶片发生共振，导致叶片出现裂纹甚至断裂。因此，除了对叶片应力、应变强度
机械工程学报第56卷第16期期102图3额定背压、不同流量工况下的三维流线图3.2叶片应力分析图4是额定背压、不同流量工况下末级动叶片等效应力图。如图4a所示，在额定工况下，叶片最大等效应力为366MPa，位于叶片顶部出汽边侧，最小等效应力为0.08254MPa，位于叶片进汽边侧。这主要是因为沿叶高方向叶顶处厚度最薄，沿汽流流动方向出汽边侧最薄弱，因此，其应力值在整个叶片中最高。随着流量的减小，最大等效应力位置逐渐向叶顶进汽边侧移动。当G1/G0=0.3时，最大等效应力为231MPa，较额定工况下的最大等效应力降低了40.2%，最小等效应力为5.5659MPa，比额定工况下的最小等效应力增加了64倍。在该阶段，叶片压力脉动引起的弯应力占主导作用，虽然流场恶化使得整体的应力水平增加，但是流量减小，作用在叶片上的载荷减小，所以最大等效应力明显减校当G1/G0=0.15时，叶片最大等效应力为330.74MPa，较额定工况下的最大等效应力降低了9.63%。当G1/G0=0.1时，叶片最大等效应力为451.52MPa，较额定工况下的最大等效应力增加了18.94%。这主要是由于G1/G0<0.3工况以后，流场严重恶化，开始进入鼓风状态，叶片耗功散热，叶片表面温度升高，使得叶片热应力急剧增加，此时，叶片的最大等效应力增加。当G1/G0=0.08时，叶片完全处于鼓风状态，叶片热应力进一步增大，最大等效应力为521.64MPa。流量减小到切缸工况(G1/G0=0.02)最大等效应力急剧增加到861.91MPa，严重威胁叶片的安全稳定运行。图5为某300MW汽轮机末级动叶片的应力分布试验结果与数值计
【参考文献】：
期刊论文
[1]航空发动机涡轮叶片振动模态影响因素研究[J]. 李春旺,李海云,王澈,张忠平,孙强. 空军工程大学学报(自然科学版). 2014(01)
[2]风力机叶片流固耦合计算分析[J]. 胡丹梅,张志超,孙凯,张建平. 中国电机工程学报. 2013(17)
[3]基于ANSYS的飞机发动机压气机叶片模态分析[J]. 丁平,黄燕晓. 中国民航飞行学院学报. 2010(04)
[4]300MW直接空冷汽轮机低压末级鼓风态流场及湿度测量[J]. 蔡小舒,宁廷保,牛凤仙,吴广臣,宋延勇,尚志涛,徐则林,岑岺山,郭养富,张瑾,李岗. 中国电机工程学报. 2008(26)
[5]水滴高速撞击下汽轮机叶片的动力响应[J]. 谢永慧,汪勇,张荻. 中国电机工程学报. 2008(17)
[6]汽轮机阻尼围带长叶片振动特性研究[J]. 谢永慧,张荻. 中国电机工程学报. 2005(18)
[7]汽轮机叶片动应力计算方法的研究[J]. 朱宝田,吴厚钰. 西安交通大学学报. 2000(01)
[8]基于模态综合方法的汽轮机叶片组振动特性研究[J]. 肖俊峰,朱宝田. 中国电机工程学报. 1999(06)
[9]汽轮机叶片动应力计算及其优化[J]. 刘东远,孟庆集. 中国电机工程学报. 1999(02)
[10]某发动机二级涡轮叶片共振断裂可靠性分析[J]. 欧阳德,付小平,宋兆泓. 燃气涡轮试验与研究. 1997(04)
本文编号：3340459
【文章来源】：机械工程学报. 2020,56(16)北大核心EICSCD
【文章页数】：11 页
【部分图文】：
物理模型和网格示意图表1末级叶片基本参数
机械工程学报第56卷第16期期100()div()divgrad+kTpTCTTStCρρ+=u(3)()div()=div(grad)uuuuStxρρρμ++u(4)()div()div(grad)vvvvStyρρρμ+=+u(5)()div()div(grad)wwwwStzρρρμ+=+u(6)式中，ρ为流体密度，kg/m3；t为时间，s；u为速度矢量；Ck为流体的传热系数，W/(m2·℃)；Cp为流体的比定压热容，J/(kg·℃)；ST为黏性耗散产生的能源项；μ为动力黏度，N·s/m2；u、v和w分别为速度矢量u在x、y和z方向的分量；Su、Sy和Sw为动量守恒方程的广义源项。湍流的湍动能和比耗散率方程如式(7)、(8)所示()()iikkkkijkkutxkGYSxxρρΓ+=++(7)()()iiijutxGYDSxxωωωωωρωρωωΓ+=+++(8)式中，Γk为流体湍动能有效扩散项；Γω为ω对应的有效扩散项；Gk为速度梯度引起的湍动能产生项；Gω为ω方程的湍动能产生项；Yk为湍动能发散项；Yω为ω对应发散项；Dω为流动的正交发散项；Sω为用户自定义项。图1单向流固耦合过程图1.2模态分析对于高速旋转的汽轮机叶片在实际工作中，除了受到各种应力作用的影响引起变形外，颤振也会引起破坏，仅凭不同负荷下应力和应变的分布情况不足以反映叶片安全情况。当激振力频率与固有频率重合或者接近的情况下叶片发生共振，导致叶片出现裂纹甚至断裂。因此，除了对叶片应力、应变强度
机械工程学报第56卷第16期期102图3额定背压、不同流量工况下的三维流线图3.2叶片应力分析图4是额定背压、不同流量工况下末级动叶片等效应力图。如图4a所示，在额定工况下，叶片最大等效应力为366MPa，位于叶片顶部出汽边侧，最小等效应力为0.08254MPa，位于叶片进汽边侧。这主要是因为沿叶高方向叶顶处厚度最薄，沿汽流流动方向出汽边侧最薄弱，因此，其应力值在整个叶片中最高。随着流量的减小，最大等效应力位置逐渐向叶顶进汽边侧移动。当G1/G0=0.3时，最大等效应力为231MPa，较额定工况下的最大等效应力降低了40.2%，最小等效应力为5.5659MPa，比额定工况下的最小等效应力增加了64倍。在该阶段，叶片压力脉动引起的弯应力占主导作用，虽然流场恶化使得整体的应力水平增加，但是流量减小，作用在叶片上的载荷减小，所以最大等效应力明显减校当G1/G0=0.15时，叶片最大等效应力为330.74MPa，较额定工况下的最大等效应力降低了9.63%。当G1/G0=0.1时，叶片最大等效应力为451.52MPa，较额定工况下的最大等效应力增加了18.94%。这主要是由于G1/G0<0.3工况以后，流场严重恶化，开始进入鼓风状态，叶片耗功散热，叶片表面温度升高，使得叶片热应力急剧增加，此时，叶片的最大等效应力增加。当G1/G0=0.08时，叶片完全处于鼓风状态，叶片热应力进一步增大，最大等效应力为521.64MPa。流量减小到切缸工况(G1/G0=0.02)最大等效应力急剧增加到861.91MPa，严重威胁叶片的安全稳定运行。图5为某300MW汽轮机末级动叶片的应力分布试验结果与数值计
【参考文献】：
期刊论文
[1]航空发动机涡轮叶片振动模态影响因素研究[J]. 李春旺,李海云,王澈,张忠平,孙强. 空军工程大学学报(自然科学版). 2014(01)
[2]风力机叶片流固耦合计算分析[J]. 胡丹梅,张志超,孙凯,张建平. 中国电机工程学报. 2013(17)
[3]基于ANSYS的飞机发动机压气机叶片模态分析[J]. 丁平,黄燕晓. 中国民航飞行学院学报. 2010(04)
[4]300MW直接空冷汽轮机低压末级鼓风态流场及湿度测量[J]. 蔡小舒,宁廷保,牛凤仙,吴广臣,宋延勇,尚志涛,徐则林,岑岺山,郭养富,张瑾,李岗. 中国电机工程学报. 2008(26)
[5]水滴高速撞击下汽轮机叶片的动力响应[J]. 谢永慧,汪勇,张荻. 中国电机工程学报. 2008(17)
[6]汽轮机阻尼围带长叶片振动特性研究[J]. 谢永慧,张荻. 中国电机工程学报. 2005(18)
[7]汽轮机叶片动应力计算方法的研究[J]. 朱宝田,吴厚钰. 西安交通大学学报. 2000(01)
[8]基于模态综合方法的汽轮机叶片组振动特性研究[J]. 肖俊峰,朱宝田. 中国电机工程学报. 1999(06)
[9]汽轮机叶片动应力计算及其优化[J]. 刘东远,孟庆集. 中国电机工程学报. 1999(02)
[10]某发动机二级涡轮叶片共振断裂可靠性分析[J]. 欧阳德,付小平,宋兆泓. 燃气涡轮试验与研究. 1997(04)
本文编号：3340459
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