超超臨界機組中壓閥門擴散器共軛換熱分析

劉紀偉，郝震震，葉興柱

(上海電氣電站設備有限公司汽輪機廠，上海 200240)

21世紀初，引進型1 000 MW超超臨界機組以國家863計劃為依托，開始蓬勃發(fā)展，這標志著我國電力工業(yè)進入了一個以環(huán)保、高效為中心的發(fā)展新階段[1]。隨著早期投運的某引進型1 000 MW超超臨界機組進入大修期，一些設計之初并未預料到的問題，以及開始運行的前幾年并沒有出現(xiàn)的問題逐漸顯現(xiàn)出來，其中反饋較多的一個問題就是超超臨界機組中壓閥門擴散器運行3～5年左右出現(xiàn)的斷裂問題。

從現(xiàn)場反饋的情況來看，擴散器的裂紋多數(shù)集中在機組某一側，而非對稱分布，且裂紋的發(fā)展方向也不盡相同。為解釋擴散器斷裂及裂紋非對稱分布的原因，上海汽輪機廠技術人員建立了擴散器的幾何模型，并對其進行了有限元分析。分析采用穩(wěn)態(tài)計算。在加載熱邊界時，因為擴散器的內(nèi)表面為穩(wěn)態(tài)的管流，所以給定一個均布的傳熱系數(shù)。擴散器的外表面為非線性分布的換熱邊界，但是鑒于并沒有計算流體力學(Computational Fluid Dynamics，CFD)分析的數(shù)據(jù)，計算輔助工程(Computer Aided Engineering，CAE)工程師亦給定了一個均布的傳熱系數(shù)。從計算的結果來看，該穩(wěn)態(tài)計算并不能很好地解釋之前所提出的問題，其可能的原因為：(1)擴散器最惡劣的工作條件并非穩(wěn)態(tài)，而是啟停狀態(tài)；(2)雖然擴散器在汽缸兩側的布置在幾何上是對稱的，但是由于中壓排汽出口汽流角的存在，其外部流場并非對稱。

鑒于以上問題，本文采用CFD的方法對超超臨界機組中壓內(nèi)缸與外缸之間的流動區(qū)域進行共軛換熱(Conjugate Heat Transfer，CHT)分析，獲得擴散器外部非線性分布的換熱邊界，這對于從理論上準確分析擴散器斷裂和裂紋非對稱分布的原因是非常重要的。更進一步來講，找到上述原因，對于改進閥門擴散器的設計，保證1 000 MW超超臨界機組的安全和高效運行都具有重要的意義。

1 數(shù)值模擬方法

本文采用CFD的方法獲得中壓閥門擴散器內(nèi)、外表面在機組啟動、停機以及穩(wěn)態(tài)運行過程中蒸汽的流場分布及換熱邊界。本文的計算對象并不僅僅包含閥門擴散器，而是將中壓內(nèi)缸與中壓外缸之間的夾層區(qū)域作為計算區(qū)域，從整體上進行分析，考慮排汽出口汽流角的影響，最終獲得更準確的流動換熱結果，并基于該結果對擴散器斷裂和裂紋非對稱分布的原因做進一步的分析。特別地，為了更為準確地考慮擴散器表面的對流換熱對擴散器換熱的影響，針對擴散器部位做了共軛換熱計算。

研究采用商業(yè)CFD計算軟件Star-CCM+，版本為10.04。

1.1 計算模型

擴散器模型及裂紋照片見圖1。

圖1 擴散器模型及裂紋照片

中壓缸的幾何模型見圖2。

(a) 側視圖

(b) 俯視圖

圖2 中壓缸幾何模型

數(shù)值計算的固體域模型包括中壓外缸、內(nèi)缸、擴散器以及暴露在中壓排汽中的轉(zhuǎn)子區(qū)域。流體域包括中壓外缸、內(nèi)缸以及擴散器圍成的流場空間，忽略各級抽汽。另外，考慮到收斂性的問題，忽略汽封漏汽，因為在研究擴散器的換熱時，該部分蒸汽的質(zhì)量流量相對于中壓排汽的主流可以忽略不計。為了保證流體區(qū)域充分發(fā)展且更接近實際情況，中壓排汽的計算區(qū)域沿排汽管向上延伸。

蒸汽性質(zhì)根據(jù)IAPWS-IF97確定。

計算網(wǎng)格示意圖見圖3，所生成的網(wǎng)格包括約639萬流體域網(wǎng)格和160萬固體域網(wǎng)格。為了研究兩側擴散器的共軛換熱，y+約為1。在端部汽封前的轉(zhuǎn)子表面區(qū)域，網(wǎng)格被細化，以保證準確計算由轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)表面的近壁面而進入的渦。為了準確地仿真兩側擴散器附近的流體流動和擴散器與周圍流體之間的共軛換熱，局部網(wǎng)格被劃分得非常細，計算擴散器邊界層網(wǎng)格示意圖見圖4。

圖3 計算網(wǎng)格示意圖

圖4 計算擴散器邊界層網(wǎng)格示意圖

1.2 邊界條件設置

圖5給出了入口、出口和旋轉(zhuǎn)壁面的位置。本研究將中壓內(nèi)缸排汽口作為進口邊界，將中壓外缸排汽口(上半聯(lián)通管排汽以及下半回熱抽汽)作為出口邊界。如前所述，忽略汽封漏汽。轉(zhuǎn)子表面的旋轉(zhuǎn)效應被考慮在內(nèi)，因為它對入口邊界處渦的產(chǎn)生有較大影響。

圖5 進出口邊界示意圖

邊界條件的確定主要從以下兩個方面考慮：

1)流量、溫度和壓力。所有的入口邊界與出口邊界均需給定質(zhì)量流量、蒸汽的溫度和壓力。根據(jù)電廠運行測量數(shù)據(jù)，給出入口邊界的質(zhì)量流量、蒸汽的溫度、壓力與汽輪機功率的關系。根據(jù)電廠實測的功率、中壓進排汽壓力、溫度和流量等數(shù)據(jù)擬合成圖6所示的啟動和停機曲線。整個運行的循環(huán)包括冷態(tài)啟動和停機，其被分割成8個比較有代表性的階段。

(a) 啟動曲線

(b) 停機曲線

2)入口邊界的汽流角度。在入口邊界需要考慮中壓內(nèi)缸排汽出口汽流角的影響。由于在沖轉(zhuǎn)、升負荷階段出口汽流角與設計工況下的出口汽流角并不相同，這會對擴散器夾層流體區(qū)域的流動產(chǎn)生較大影響，所以針對不同工況點按照速度三角形計算出口汽流角作為計算的入口邊界條件。圖7是計算出口汽流角時采用的柱坐標，其中cax為軸向，cu為周向。圖8是計算出口汽流角時用到的速度三角形，其中β是取中壓末級葉片中徑處的出口角。根據(jù)葉片通流設計，β的值在啟動以及停機過程中取定值，即發(fā)電機端取69°，汽輪機端取73.5°。計算出口汽流角用到的公式如下：

c2=w2+u2-2wucos(90°-β)

圖7 計算出口汽流角的柱坐標系

圖8 計算出口汽流角的速度三角形

計算結果見表1和表2。

表1 汽輪機端進口邊界出口汽流情況

表2 啟動過程發(fā)電機端進口邊界出口汽流情況

1.3 冷凝過程分析

在冷啟動期間，如果物體表面溫度低于水蒸氣的飽和溫度，當水蒸氣與其接觸時，會凝結并將其熱量傳遞給該物體，凝結的水形成凝析膜，此時傳熱系數(shù)通常在5 000～15 000 W/(m2·K)之間[2]，在很短的時間內(nèi)可以傳遞大量的熱量，這個過程稱為冷凝。

為了研究擴散器表面是否會發(fā)生冷凝，本文采用瞬態(tài)有限元方法(Finite Element Method,FEM)來研究擴散器表面的冷凝過程。假設擴散器的初始溫度為15 ℃和30 ℃，內(nèi)壁為標準的圓管流動的強制對流換熱，按照虛擬桌面基礎架構(Visual Desktop Infrastructure，VDI)中的相關經(jīng)驗公式進行計算[3]。擴散器外壁面的換熱條件假設有三種：

1)絕熱，在這種情況下表面沒有換熱，因此所需要的時間最長；

2)傳熱系數(shù)來自CFD計算結果，環(huán)境溫度取階段1的值，該值要比汽輪機剛啟動時高，所以需要的加熱時間更短；

3)傳熱系數(shù)來自CFD計算結果，環(huán)境溫度取測量值，因此這種情況接近于實際情況。

根據(jù)以上假設，共有表3中所示的6種情況，模擬的結果見圖9。

由圖9可知，在假設的6種情況中，情況4的初始溫度最低，外壁面在絕熱的情況下被加熱至超過飽和溫度的時間最長，這一時間為4.4 s，其余情況耗時均更少，即在假設的所有情況下冷凝換熱的時間均足夠短?；诖耍酉聛淼墓曹棑Q熱分析將忽略冷凝換熱的過程。

表3 研究擴散器外表面冷凝換熱的6種情況

圖9 擴散器外壁面冷凝換熱時間

2 結果與討論

本文計算得出了各個工況點中壓排汽腔室和擴散器外腔室的速度分布，圖10所示是兩側擴散器在啟動階段中階段1的外腔室速度分布對比?？梢钥闯鰧ΨQ布置的擴散器外腔室的速度分布出現(xiàn)了不同，這主要是由中壓排汽角度的差異造成的，因此兩個對稱布置的擴散器外表面的傳熱系數(shù)和溫度分布出現(xiàn)差異也是可以預期的。

圖10 兩側擴散器外表面腔室的速度分布對比(階段1)

最終計算得出的結果表明，在階段2至階段7中左右擴散器的傳熱系數(shù)分布與表面溫度的分布基本呈現(xiàn)對稱的情況。只有在階段1和階段8中，兩側擴散器的固體溫度分布有很大的不同，這種不同可以用來解釋對稱布置的擴散器為何會有不對稱裂紋。造成這種現(xiàn)象的原因是在中壓通流排汽出口處的出口汽流角和設計工況下差別很大。發(fā)電機端和汽輪機端在小流量的情況下所形成的入口邊界條件差異較大，進入內(nèi)外缸夾層空間的流動差異也較大。階段1和階段8不同于其他工況點的另外一個特點是出口旋流的強度。為了表征這種旋流強度，定義下面的比例系數(shù)：

旋流的強度決定于周向速度和軸向速度的比值。階段1和階段8中該比值要比設計工況下大很多。從流場上可以看出這種效應能夠增強擴散器1(從發(fā)電機端看向汽輪機端時位于左側)附近的流動換熱。圖11展示了擴散器出口界面上溫度場的計算結果概況。

(a) 啟動階段

(b) 視圖位置和方向示意

(c) 階段1

(d) 階段2

(e) 階段3

(f) 階段4

(g) 階段5

(h) 階段6

(i) 階段7

(j) 階段8

圖11 各工況點左右擴散器出口界面上的溫度場

取得了上述計算結果后，我們進一步將給定擴散器傳熱系數(shù)和最終溫度的傳統(tǒng)方法與采用CHT方法得到的擴散器傳熱系數(shù)和溫度場的差異進行了對比，對比的結果見圖12。

圖12 穩(wěn)態(tài)工況擴散器溫度場對比

從圖12中可知傳統(tǒng)換熱公式得到的溫度場與共軛換熱計算得到的溫度場在擴散器出口以外的區(qū)域差別不是很大，但是在我們關心的擴散器出口區(qū)域差別很大。具體表現(xiàn)為兩點：

1)關于擴散器出口的絕對溫度，傳統(tǒng)方法計算值高于CHT方法；

2)傳統(tǒng)計算方法在周向沒有溫度梯度，而CHT的方法在周向有很大的溫度梯度。

上述結果說明采用傳統(tǒng)方法所獲得的溫度場對于評估擴散器的強度和壽命風險較大，因此需要采用CHT的方法對擴散器進行強度和壽命評估。

3 結 論

本文通過CHT分析的方法，對1 000 MW超超臨界汽輪機中壓閥門擴散器所在的內(nèi)外缸夾層空間進行了流動換熱分析，得到了擴散器在穩(wěn)態(tài)、冷態(tài)啟動和停機過程中擴散器周圍流體和擴散器本身的共軛換熱計算結果。本文的工作獲得了擴散器在各運行階段的溫度場，并與傳統(tǒng)換熱公式計算的結果進行了對比，得出的結論如下：

1)對稱布置的擴散器因為排汽角度和轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)的影響，會擁有不同的傳熱系數(shù)和溫度場分布，進而產(chǎn)生不對稱的裂紋；

2)采用傳統(tǒng)換熱公式的方法無法獲得復雜流場影響下構件的準確溫度場，得到的結果過于理想和線性，在評估研究對象的強度與壽命時風險較大。對于關鍵和危險構件做CHT分析是有必要的。

下一步，在利用CHT分析得到擴散器溫度場分布的基礎上，將利用斷裂力學的理論對擴散器進行裂紋擴展的研究，以得到擴散器開裂和裂紋不對稱分布的原因，并對擴散器進行優(yōu)化。