汽輪機排汽通道三維數(shù)值模擬

李 慧，喬春珍，王 浩，彭 曄，蘇蘭青

(北方工業(yè)大學(xué)，北京 100144)

汽輪機排汽通道將汽輪機排汽引入凝汽器，并把末級出口的蒸汽動能轉(zhuǎn)化為壓力能提高排汽通道性能，可有效降低汽輪機排汽壓力，提高機組經(jīng)濟性[1]。對大功率汽輪發(fā)電機組，排汽缸能量相當于總可用能量的2%以上，約占機組總損失的0.15%[2]。研究表明，蒸汽流速在50 m/s以下時，凝汽器管束局部對流換熱系數(shù)隨入口蒸汽速度上升而增大[3]。因此，研究排汽通道出口蒸汽流場及影響因素，對降低汽輪機排汽壓力，提高機組經(jīng)濟性具有重要意義。

汽輪機排汽通道內(nèi)部結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，包含低壓加熱器、低壓抽汽管道、支撐桁架、加強筋板等。這些內(nèi)部元件勢必干擾蒸汽流動，對喉部出口截面蒸汽流場的均勻性和凝汽器管束換熱效果產(chǎn)生影響。

將排汽通道作為整體研究其內(nèi)部主要元件對出口截面蒸汽流場的影響。曹麗華、周蘭欣等人通過三維數(shù)值模擬，認為小汽輪機排汽的接入對喉部出口流場均勻性會產(chǎn)生一定影響[4-5]。崔國明、郭玉雙研究發(fā)現(xiàn)低壓加熱器影響會對喉部均勻性產(chǎn)生極大破壞[6-7]；劉暉民研究發(fā)現(xiàn)機組排汽通道中存在渦流，會影響凝汽器傳熱效果及傳熱端差[8]。陳濤文對有加強筋板的汽輪機進行優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)筋板會對流場有擾動作用[9]。以上研究對凝汽器喉部設(shè)計具有指導(dǎo)意義，但是考慮支撐管道、四壁加強筋影響的研究相對較少。

本文在此基礎(chǔ)上，建立了4個模型，每個模型單獨考慮了低壓加熱器、低壓抽汽管道、支撐管道、四壁加強筋，分別分析了4個部件對排汽通道流場的影響。依據(jù)電廠機組的結(jié)構(gòu)圖紙，采用專業(yè)軟件構(gòu)建了包含低壓缸在內(nèi)的整個排汽通道模型，并利用計算流體力學(xué)的專用軟件對排汽通道蒸汽流場進行模擬研究。

1 幾何模型和控制方程

1.1 幾何模型

以600 MW汽輪機排汽缸為研究對象，主要分析低壓加熱器、低壓抽汽管道、支撐管道與筋板對流場的影響。為了計算方便，模型僅包括上述4個構(gòu)件，同時考慮到該模型結(jié)構(gòu)及流場分布對稱性，本文僅模擬了其一半結(jié)構(gòu)，簡化的物理模型見圖1。

(a)模型1：考慮抽汽管道模型

(b)模型2：考慮低壓加熱器模型

(c)模型3：考慮支撐管道模型

(d)模型4：考慮四壁加強筋模型圖1 600 MW汽輪機排汽缸物理模型

支撐管道的布置分為兩部分，一部分位于喉部入口處的橫向支撐管道，水平放置于抽汽管道兩側(cè)，左右對稱平鋪上下兩層，共12根管道長度為3 800 mm；另一部分位于喉部下部的豎向支撐管道，從喉部入口傾斜到出口，放置成2排，由上層12根長度為3 710 mm、下層12根長度為1 470 mm的管道組成。四壁加強筋分布在喉部四周壁面上，上下各11個，等距分布。

1.2 幾何尺寸

本文采用Gambit建模，F(xiàn)luent模擬計算。在模擬計算過程中，排汽缸采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進行劃分，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性檢驗后確定網(wǎng)格總數(shù)約為63萬個。

1.3 控制方程及邊界條件

基于k-ε湍流模型，采用了三維SIMPLE算法求解N-S方程，并利用ANSYS模擬排汽通道耦合流動。模型有2個進口邊界，進口均假設(shè)為均勻進汽，采用質(zhì)量流量進口邊界條件。第1個進口為排汽缸的4個進口(即末級排汽口)，進口方向分別沿X軸正向和負向；第2個進口為小汽輪機喉部入口，小汽輪機排汽平行于低壓加熱器，沿Y軸負向流入。一般都采用軸向環(huán)形進汽和向下排汽，出口邊界為壓力出口邊界條件。

在Fluent軟件平臺上，求解由連續(xù)性方程和動量方程組成的方程組。選取速度進口和壓力出口作為邊界條件；壁面為無滑移壁面邊界；選擇SIMPLE作為壓力-速度耦合方式。

2 計算條件及數(shù)值模擬分析

2.1 計算條件

模擬過程中做如下假設(shè)：假設(shè)流動工質(zhì)蒸汽是單相的；忽略重力影響；假設(shè)排汽通道絕熱；蒸汽在排汽通道單相呈湍流流動[10-12]。

2.2 數(shù)值模擬分析

數(shù)值模擬分別模擬了圖1的4種情況，模擬結(jié)果如下，汽流速度分布見圖2—圖5，汽流流動方向為Z方向，壓力分布圖見圖6。

由圖2(a)可知，汽流在低壓抽汽管道入口處呈高速區(qū)，速度為120～180 m/s；在管道周圍則產(chǎn)生少部分低速區(qū)，速度為20～60 m/s。在經(jīng)過低壓抽汽管道后，圖2(b)出口處有2個旋渦，低速區(qū)也明顯擴大，速度為0～24 m/s。

(a)入口 (b)出口圖2 模型1：低壓抽汽管道入口、出口截面汽流速度分布

低壓加熱器凝汽器喉部入口、出口截面的速度分布見圖3。由圖3可知，汽流經(jīng)過低壓加熱器后，由于加熱器的阻擋，使此區(qū)域原有的旋渦區(qū)增大(藍色區(qū)域)，高速區(qū)減小，說明低壓加熱器影響了流場分布，有一定的擾動作用。

(a)入口 (b)出口圖3 模型2：低壓加熱器凝汽器喉部入口、出口截面速度分布

支撐管道凝汽器喉部入口、出口截面的速度分布見圖4。圖4(a)支撐管道凝汽器喉部入口流場出現(xiàn)2處旋渦，而圖4(b)支撐管道凝汽器喉部出口旋渦減少。雖然支撐管道的出口流場打碎了旋渦，但是對邊緣的汽流產(chǎn)生了一定影響，因此在支撐管道四周出現(xiàn)了小部分高速區(qū)。

(a)入口 (b)出口圖4 模型3：支撐管道凝汽器喉部入口、出口截面速度分布

四壁加強筋凝汽器喉部入口、出口截面的速度分布見圖5。由圖5(a)可知，汽流未經(jīng)加強筋前，四周有少部分高速區(qū)，速度范圍在140～200 m/s。分布在兩側(cè)的旋渦呈低速區(qū)，流場分布不均勻；在經(jīng)過四壁加強筋后，圖5(b)喉部出口四周高速區(qū)減少，入口處出現(xiàn)的旋渦消失，速度均勻分布在24～72 m/s，這說明加強筋通過對渦流的打碎作用來減弱汽流對流場的擾動。

(a)入口 (b)出口圖5 模型4：四壁加強筋凝汽器喉部入口、出口截面速度分布

上述結(jié)果表明，由于低壓加熱器位于喉部，對于入口截面沒有影響，因此將圖3(a)低壓加熱器凝汽器喉部入口作為基準。抽汽管道位于入口截面上部，因此對入口流場產(chǎn)生了影響。比較圖2(a)、圖3(a)可知，經(jīng)過了抽汽管道的入口截面四周高速區(qū)增加，低速區(qū)速度減小且范圍縮小，對流場產(chǎn)生擾動，使流速分布不均勻。支撐管道、四壁加強筋由于分為兩部分，在入口截面上方有一部分，也對流場產(chǎn)生了一定影響。由圖4(a)、圖5(a)可知，入口截面也受到了影響，使得低速區(qū)減小，阻斷旋渦效果明顯。

由圖2(b)、圖3(b)可知，平均流速有所降低，由于繞圓柱流動產(chǎn)生的旋渦脫體，使得下方形成了低速流區(qū)，其兩側(cè)為高速流區(qū)，對流場產(chǎn)生了擾動，使流速分布不均勻。由圖4(b)、圖5(b)可知，通過阻斷旋渦，提高了排汽缸的靜壓恢復(fù)能力，降低喉部出口截面流場的不均勻性，這說明在有支撐管道、加強筋的通道渦內(nèi)，旋渦被打碎的作用增大，排汽缸出口不均勻系數(shù)減小。

(a) (b)

(c) (d)圖6 模型1—4壓力

由圖6(a)、 (b)對比可知，有抽汽管道的位置壓力較大；有低壓加熱器的模型2，平均壓力低于模型1。因此，相比較而言，低壓加熱器產(chǎn)生的總壓損更大。

由圖6(c)、(d)對比可知，有支撐管道的部位壓力明顯減小，真空度降低，壓力范圍為380～820 Pa；在有四壁加強筋的位置，壓力區(qū)明顯減小，總壓損增加。

3 結(jié)論

a. 當喉部僅單獨布置低壓加熱器、低壓抽汽管道時，出口平均流速降低，會對流場產(chǎn)生擾動；當喉部僅單獨布置加強筋和支撐管道時，支撐管道和四壁加強筋會增加流場的復(fù)雜性，提高排汽缸的靜壓恢復(fù)能力，降低喉部出口截面流場均勻性，總壓損增加。

b. 布置支撐管道和四壁加強筋相比，加強筋更能提高排汽缸的靜壓恢復(fù)能力，降低出口不均勻性，同時增加的總壓損也比較大；布置低壓加熱器與低壓抽汽管道相比，低壓加熱器出口平均流速降低更快，低壓加熱器下方所形成的低速流區(qū)和高速流區(qū)差別也較為明顯。

c. 低壓加熱器、低壓抽汽管道、四壁加強筋和支撐管道對喉部的汽動性能均有明顯影響，這些影響因素不可能是單一的，其實際流場會更加復(fù)雜。