劉紀(jì)偉，郝震震，葉興柱

(上海電氣電站設(shè)備有限公司汽輪機(jī)廠，上海 200240)

21世紀(jì)初，引進(jìn)型1 000 MW超超臨界機(jī)組以國家863計(jì)劃為依托，開始蓬勃發(fā)展，這標(biāo)志著我國電力工業(yè)進(jìn)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(yùn)的某引進(jìn)型1 000 MW超超臨界機(jī)組進(jìn)入大修期，一些設(shè)計(jì)之初并未預(yù)料到的問題，以及開始運(yùn)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(jī)組中壓閥門擴(kuò)散器運(yùn)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(kuò)散器的裂紋多數(shù)集中在機(jī)組某一側(cè)，而非對稱分布，且裂紋的發(fā)展方向也不盡相同。為解釋擴(kuò)散器斷裂及裂紋非對稱分布的原因，上海汽輪機(jī)廠技術(shù)人員建立了擴(kuò)散器的幾何模型，并對其進(jìn)行了有限元分析。分析采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算。在加載熱邊界時，因?yàn)閿U(kuò)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(kuò)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(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics，CFD)分析的數(shù)據(jù)，計(jì)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(jì)算的結(jié)果來看，該穩(wěn)態(tài)計(jì)算并不能很好地解釋之前所提出的問題，其可能的原因?yàn)椋?1)擴(kuò)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(kuò)散器在汽缸兩側(cè)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(jī)組中壓內(nèi)缸與外缸之間的流動區(qū)域進(jìn)行共軛換熱(Conjugate Heat Transfer，CHT)分析，獲得擴(kuò)散器外部非線性分布的換熱邊界，這對于從理論上準(zhǔn)確分析擴(kuò)散器斷裂和裂紋非對稱分布的原因是非常重要的。更進(jìn)一步來講，找到上述原因，對于改進(jìn)閥門擴(kuò)散器的設(shè)計(jì)，保證1 000 MW超超臨界機(jī)組的安全和高效運(yùn)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(kuò)散器內(nèi)、外表面在機(jī)組啟動、停機(jī)以及穩(wěn)態(tài)運(yùn)行過程中蒸汽的流場分布及換熱邊界。本文的計(jì)算對象并不僅僅包含閥門擴(kuò)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(jì)算區(qū)域，從整體上進(jìn)行分析，考慮排汽出口汽流角的影響，最終獲得更準(zhǔn)確的流動換熱結(jié)果，并基于該結(jié)果對擴(kuò)散器斷裂和裂紋非對稱分布的原因做進(jìn)一步的分析。特別地，為了更為準(zhǔn)確地考慮擴(kuò)散器表面的對流換熱對擴(kuò)散器換熱的影響，針對擴(kuò)散器部位做了共軛換熱計(jì)算。

研究采用商業(yè)CFD計(jì)算軟件Star-CCM+，版本為10.04。

1.1 計(jì)算模型

擴(kuò)散器模型及裂紋照片見圖1。

圖1 擴(kuò)散器模型及裂紋照片

中壓缸的幾何模型見圖2。

(a) 側(cè)視圖

(b) 俯視圖

圖2 中壓缸幾何模型

數(shù)值計(jì)算的固體域模型包括中壓外缸、內(nèi)缸、擴(kuò)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(kuò)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?yàn)樵谘芯繑U(kuò)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(jì)。為了保證流體區(qū)域充分發(fā)展且更接近實(shí)際情況，中壓排汽的計(jì)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(jì)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(cè)擴(kuò)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(xì)化，以保證準(zhǔn)確計(jì)算由轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)表面的近壁面而進(jìn)入的渦。為了準(zhǔn)確地仿真兩側(cè)擴(kuò)散器附近的流體流動和擴(kuò)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(xì)，計(jì)算擴(kuò)散器邊界層網(wǎng)格示意圖見圖4。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格示意圖

圖4 計(jì)算擴(kuò)散器邊界層網(wǎng)格示意圖

1.2 邊界條件設(shè)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(jìn)口邊界，將中壓外缸排汽口(上半聯(lián)通管排汽以及下半回?zé)岢槠?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(yīng)被考慮在內(nèi)，因?yàn)樗鼘θ肟谶吔缣帨u的產(chǎn)生有較大影響。

圖5 進(jìn)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(yùn)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(jī)功率的關(guān)系。根據(jù)電廠實(shí)測的功率、中壓進(jìn)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(jī)曲線。整個運(yùn)行的循環(huán)包括冷態(tài)啟動和停機(jī)，其被分割成8個比較有代表性的階段。

(a) 啟動曲線

(b) 停機(jī)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(fù)荷階段出口汽流角與設(shè)計(jì)工況下的出口汽流角并不相同，這會對擴(kuò)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(diǎn)按照速度三角形計(jì)算出口汽流角作為計(jì)算的入口邊界條件。圖7是計(jì)算出口汽流角時采用的柱坐標(biāo)，其中cax為軸向，cu為周向。圖8是計(jì)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(shè)計(jì)，β的值在啟動以及停機(jī)過程中取定值，即發(fā)電機(jī)端取69°，汽輪機(jī)端取73.5°。計(jì)算出口汽流角用到的公式如下：

c2=w2+u2-2wucos(90°-β)

圖7 計(jì)算出口汽流角的柱坐標(biāo)系

圖8 計(jì)算出口汽流角的速度三角形

計(jì)算結(jié)果見表1和表2。

表1 汽輪機(jī)端進(jìn)口邊界出口汽流情況

表2 啟動過程發(fā)電機(jī)端進(jìn)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(dāng)水蒸氣與其接觸時，會凝結(jié)并將其熱量傳遞給該物體，凝結(jié)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(kuò)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(kuò)散器表面的冷凝過程。假設(shè)擴(kuò)散器的初始溫度為15 ℃和30 ℃，內(nèi)壁為標(biāo)準(zhǔn)的圓管流動的強(qiáng)制對流換熱，按照虛擬桌面基礎(chǔ)架構(gòu)(Visual Desktop Infrastructure，VDI)中的相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算[3]。擴(kuò)散器外壁面的換熱條件假設(shè)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(jì)算結(jié)果，環(huán)境溫度取階段1的值，該值要比汽輪機(jī)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(jì)算結(jié)果，環(huán)境溫度取測量值，因此這種情況接近于實(shí)際情況。

根據(jù)以上假設(shè)，共有表3中所示的6種情況，模擬的結(jié)果見圖9。

由圖9可知，在假設(shè)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(shè)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(kuò)散器外表面冷凝換熱的6種情況

圖9 擴(kuò)散器外壁面冷凝換熱時間

2 結(jié)果與討論

本文計(jì)算得出了各個工況點(diǎn)中壓排汽腔室和擴(kuò)散器外腔室的速度分布，圖10所示是兩側(cè)擴(kuò)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(kuò)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(kuò)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(yù)期的。

圖10 兩側(cè)擴(kuò)散器外表面腔室的速度分布對比(階段1)

最終計(jì)算得出的結(jié)果表明，在階段2至階段7中左右擴(kuò)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(cè)擴(kuò)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(kuò)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(shè)計(jì)工況下差別很大。發(fā)電機(jī)端和汽輪機(jī)端在小流量的情況下所形成的入口邊界條件差異較大，進(jìn)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(diǎn)的另外一個特點(diǎn)是出口旋流的強(qiáng)度。為了表征這種旋流強(qiáng)度，定義下面的比例系數(shù)：

旋流的強(qiáng)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(shè)計(jì)工況下大很多。從流場上可以看出這種效應(yīng)能夠增強(qiáng)擴(kuò)散器1(從發(fā)電機(jī)端看向汽輪機(jī)端時位于左側(cè))附近的流動換熱。圖11展示了擴(kuò)散器出口界面上溫度場的計(jì)算結(jié)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(diǎn)左右擴(kuò)散器出口界面上的溫度場

取得了上述計(jì)算結(jié)果后，我們進(jìn)一步將給定擴(kuò)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(kuò)散器傳熱系數(shù)和溫度場的差異進(jìn)行了對比，對比的結(jié)果見圖12。

圖12 穩(wěn)態(tài)工況擴(kuò)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(jì)算得到的溫度場在擴(kuò)散器出口以外的區(qū)域差別不是很大，但是在我們關(guān)心的擴(kuò)散器出口區(qū)域差別很大。具體表現(xiàn)為兩點(diǎn)：

1)關(guān)于擴(kuò)散器出口的絕對溫度，傳統(tǒng)方法計(jì)算值高于CHT方法；

2)傳統(tǒng)計(jì)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(jié)果說明采用傳統(tǒng)方法所獲得的溫度場對于評估擴(kuò)散器的強(qiáng)度和壽命風(fēng)險(xiǎn)較大，因此需要采用CHT的方法對擴(kuò)散器進(jìn)行強(qiáng)度和壽命評估。

3 結(jié) 論

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

1)對稱布置的擴(kuò)散器因?yàn)榕牌嵌群娃D(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(jìn)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(fù)雜流場影響下構(gòu)件的準(zhǔn)確溫度場，得到的結(jié)果過于理想和線性，在評估研究對象的強(qiáng)度與壽命時風(fēng)險(xiǎn)較大。對于關(guān)鍵和危險(xiǎn)構(gòu)件做CHT分析是有必要的。

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