凝汽器喉部補償節優化計算分析

劉克為， 孫源浦， 程方

（1.哈爾濱汽輪機廠有限責任公司；哈爾濱 150046；2.中國鐵路哈爾濱局集團有限公司，哈爾濱 150050）

0 引言

凝汽器的喉部是電站凝汽器的重要組成結構，它聯系著凝汽器的主凝結區和汽輪機排汽口，接收來自汽輪機低壓缸的排汽，蒸汽經過喉部進入凝汽器的主蒸汽區換熱凝結。如果凝汽器喉部流動阻力過大，最直接的將是導致汽輪機排汽壓力的升高，從而影響其效率，一般喉部壓力損失增加0.133 kPa，汽輪機功率將減少0.08[1]。同時，蒸汽阻力過大還會造成凝結水內氧氣超標，加速換熱管和其他設備的腐蝕性。而且，由于喉部流場不均勻而產生的局部高速汽流，對凝汽器內的換熱管和支撐管產生巨大的沖擊力，影響凝汽器的使用壽命。低壓加熱器、抽氣管組、上部支撐管、喉部補償節等結構的布置，都會產生一定的阻力作用[2]。為此在保證結構強度要求的情況下，降低凝汽器喉部的汽阻，是非常必要的。近來一些研究人員將研究方向置于低壓加熱器的布置位置及布置方式上[3-4]，希望通過調整低壓加熱器的合理布置，以達到降低凝汽器喉部阻力的效果。本文研究內容主要是通過對凝汽器喉部補償節結構的優化設計，探究降低喉部汽阻的優選方案，為凝汽器喉部補償節的結構設計提供參考。

1 喉部補償節流場分析

1.1 設備參數和物理模型

凝汽器與汽輪機后氣缸的連接方式為剛性和彈性連接兩種形式：1）剛性連接進氣口與汽輪機后氣缸排氣口采用法蘭螺栓連接，一般用于汽輪機后氣缸為鑄鐵結構的小汽輪機組。2）彈性連接是指凝汽器進汽口與汽輪機后氣缸排汽口之間采用橡膠或金屬波形膨脹節（補償節）的連接形式。橡膠補償節的優點是可大量地吸收來自各個方向的熱膨脹量，成本低，但存在橡膠老化問題，需定期更換。金屬波形膨脹節即不銹鋼補償節，補償量受到限制，不能太大，但壽命長，成本相對較高，目前廣泛采用的是此種補償節。本文計算模型采用的也是此種結構。

常用凝汽器喉部補償節設計方案通過4排支撐鋼管進行加固，考慮到多排支撐管的布置可能會引起過大的氣阻，需要對設計方案進行適當優化，方案1為將原有的4排支撐管減少為單排，并在中間殼體直段外部增加兩排筋板，方案2將原有的4排支撐管減少為雙排，并在中間殼體直段外部增加一排筋板。

圖1 補償節支撐管布置外形圖

本文的計算思路為：根據設備尺寸利用Unigraphics NX建立凝汽器上部的三維計算模型，導入ANSYS-Icem網格劃分軟件中劃分結構性網格，使用CFX（或FLUENT）流體分析軟件進行流場阻力計算。如圖1為凝汽器喉部補償節支撐鋼管布置外形圖，其中圖1（a）為補償節支撐鋼管布置的俯視圖（用于圖1(c)和圖1(d)），圖1（c）為常用喉部補償節4排支撐鋼管布置方案，圖1(d)為優化的支撐鋼管單排布置方案；圖1(b)為根據圖1(a)進行簡化后的補償節支撐鋼管布置的俯視圖（用于圖1(e)），圖1(e)為優化的支撐鋼管雙排布置方案；圖1中，支撐鋼管尺寸為φ76 mm×6 mm。

所用的控制方程組為[5]：

其中：ρ為流體的密度；μ為動力黏度系數；ε為湍流耗散率；k為湍流動能。常數取值為：Cμ=0.09；Cε1=1.44；Cε2=1.92;στ=1.0，σε=1.3。

以單排布置方案為例（4排布置和雙排布置類同），圖2為所建立的凝汽器三維結構模型，凝汽器上部主要包括低壓加熱器、抽氣管組、大量的支撐管等等，由于本文主要著眼于凝汽器喉部的阻力計算分析，因此在建模時為節約計算內存及計算時間，暫不考慮上部支撐管的存在。

圖3為該模型的網格劃分結果圖，本模型采用四面體非結構化網格，保證網格質量的前提下，總網格數約為1 267 900個。

根據工程實際情況，在模型計算的過程中，做以下假設條件[6]：1）由于主要分析凝汽器喉部一段的蒸汽流場，蒸汽流動的速度快，距離短，發生相變的蒸汽量少，因此假定工質蒸汽的密度不變；2）假設凝汽器喉部入口的蒸汽流場分布均勻；3）假設整個流場的溫度恒定不變；4）忽略蒸汽自身重力的影響。

圖2 凝汽器三維結構模型

圖3 網格劃分結果

根據以上假設，本文求解模型采用k-ε模型，運用SIMPLEC算法，不考慮重力的影響，流體介質為蒸汽，給定入口邊界條件為：inlet蒸汽入口流量為168.89 kg/s，蒸汽焓值為2 321 925 J/kg；蒸汽出口邊界條件設為壓力出口，靜壓為0.0049 MPa。

1.2 流場計算結果分析

按照以上計算過程，分別對如圖1中的喉部補償節各種支撐鋼管結構進行分析計算，最終得到，本文中喉部補償節支撐鋼管采用單排布置產生的喉部汽阻要比采用4排布置結構產生的喉部汽阻減少73左右，雙排布置產生的喉部汽阻將比單排布置產生的喉部汽阻多17左右；可見文中所提出的兩種優化方案中，喉部補償節支撐鋼管的單排布置方案產生的喉部汽阻更小些。圖4為單排支撐管布置方案最終得到的流線圖。

2 喉部補償節強度分析

2.1 有限元計算模型

為了解優化后的凝汽器喉部補償節的結構強度是否能夠滿足強度要求，通過有限元軟件對補償節的結構在設計工況下的變形和應力情況進行了分析計算，并對計算結果進行評估，以期為凝汽器喉部補償節的結構優化提供參考。

凝汽器喉部補償節殼體材料為Q235-A材料，許用應力為113 MPa，彈性模量為210 GPa，材料密度為7.85×103kg/m3，泊松比為0.3。補償節材料為06Cr19Ni10，彈性模量為186 GPa,許用應力為137 MPa。

由于凝汽器上部結構復雜、部件繁多，為準確模擬補償節上下邊界的載荷和位移邊界條件，本次建模還建立了一部分凝汽器上部結構以及低壓缸的一部分。對補償節部分進行了全實體三維建模，忽略一些對計算結果影響不大的部件。計算模型包括凝汽器上部、低壓缸一部分、補償節殼體、支撐結構、筋板以及波紋段。所建立的計算模型如圖5所示。

圖4 單排布置計算結果圖

圖5 凝汽器喉部補償節有限元計算模型

凝汽器在設計工況下，凝汽器喉部、補償節、低壓缸均承受外部的大氣壓力為0.101 325 MPa。凝汽器上部和低壓缸結構的邊界部位施加固定約束，凝汽器喉部補償節的載荷和邊界條件施加如圖6所示。

圖6 凝汽器喉部補償節的載荷及邊界條件施加

圖7 單排凝汽器喉部補償節結構的應力分布

2.2 有限元計算結果及分析

通過建立有限元模型，導入軟件進行結構分析，計算凝汽器喉部補償節在優化設計后的應力和變形結果。

2.2.1 優化設計前結果分析

圖8 單排凝汽器喉部補償節結構的變形情況

表1 單排凝汽器喉部補償節的應力結果判定

1）由應力結果云圖7可知，凝汽器喉部補償節承受外壓后，補償節結構較大應力主要出現位置位于補償節短邊跨中支撐管與殼體連接位置，最大應力為338.8 MPa。殼體材料為Q235A，100℃的許用應力強度值為108 MPa，補償節材料為06Cr19Ni10，許用應力為116 MPa。根據JB-4732《鋼制壓力容器-分析設計標準》要求對此工況下進行應力評定，評定結果如表1所示。

2）由變形結果云圖8可知，改為單排支撐管后，補償節的最大變形出現在短邊下部波紋段的跨中位置，最大變形為15.4 mm。由圖7支撐桿件應力云圖可以看出，十字支撐桿件超出許用應力的桿件個數較多，且單排支撐管豎向變形為5.3 mm，易導致補償節支撐失效，有失穩的風險。

2.2.2 優化設計后結果分析

1）由應力結果云圖9可知，改為雙排補償節，補償節結構較大應力主要出現位置位于補償節長邊跨中下部波紋段位置，最大應力為411.4 MPa。殼體材料為Q235A，100℃的許用應力強度值為108 MPa，補償節材料為06Cr19Ni10，許用應力為116 MPa。根據JB-4732《鋼制壓力容器-分析設計標準》要求對此工況下進行應力評定，評定結果如表2所示。

2）由變形結果云圖10可知，改為雙排支撐管后，補償節的最大變形出現在短邊下部波紋段的跨中位置，最大變形為9.4 mm。單排支撐管豎向變形為1.2 mm，補償節剛度較單排支撐情況有很大改善，降低了失穩的可能性。

圖9 雙排凝汽器喉部補償節波的應力分布

圖10 凝汽器補償節結構的變形情況

表2 雙排凝汽器喉部補償節的應力結果判定

通過對以上模型進行強度計算分析得到，單排支撐結構相比雙排支撐結構所承受的載荷要大很多，尤其是如圖1（a）中心位置十字交叉的2根鋼管為高應力集中區域，可能導致支撐結構的集體失穩；為此，可以將中心2根鋼管的外徑適當加大，當鋼管規格由φ76 mm×6 mm提高到φ114 mm×6 mm后，應力集中現象得到一定的緩解。但同時補償節的高度高，支撐跨度大，支撐結構桿件承受的壓力比較大，桿件應力和支撐結構的豎向變形均相對較大，對補償節的整體穩定性有一定的影響。

采用雙排支撐結構時，補償節結構的整體剛性較單排支撐剛度提升較大，且鋼管的φ76 mm×6 mm規格較單排φ114 mm×6 mm的管子的重量不會增加太多，應力水平也在允許范圍之內。

3 結語

本文利用流場分析計算軟件及強度計算軟件對以往常用的凝汽器喉部補償節4排支撐鋼管結構進行優化改進，提出一種單排支撐鋼管結構和一種雙排支撐鋼管結構，并對2種優化設計方案進行了阻力對比分析以及強度對比分析，最后得到幾種支撐結構中單排支撐鋼管結構產生的喉部汽阻更小些，但是相對來說，穩定性比較差；相比之下，雙排支撐結構產生的喉部壓損略有增加，但是穩定性也有所提升。