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關于超臨界火電迷宮式調節(jié)閥流道流場和盤片應力的設計與應用
發(fā)布于：2019/9/2 9:14:38 點擊量：267
火力發(fā)電在我國發(fā)電行業(yè)中占據主導地位，其中超臨界及超超臨界機組具有大容量、高參數、高效節(jié)能等優(yōu)勢，是火電行業(yè)的重點發(fā)展方向。火電站閥門在鍋爐啟停過程、鍋爐對空排汽、循環(huán)泵運行變化、調節(jié)對空排汽閥及循環(huán)泵最小流量等情況下均要承受高壓差。在閥門的阻力較小時，高壓差會導致高流速，而高速流體對閥體、閥芯的沖刷及引起的振動將嚴重影響閥門的壽命。迷宮型流道具有良好的降壓消能特性，其通過多級降壓的方式增加流道阻力，將高壓差能量分級消耗于節(jié)流裝置中，可有效解決高壓差引起的問題。目前，針對調節(jié)閥迷宮式流道的研究相對較少，蔣旭平等通過模型試驗研究了串聯(lián)型和并聯(lián)型迷宮式流道的壓降特點；許明陽等將復雜的迷宮式流道分解為簡單阻力環(huán)節(jié)的串聯(lián)，通過現有模型及其修正來計算每個阻力環(huán)節(jié)的阻力，從而得到總壓降，為迷宮式高壓差調節(jié)閥的設計做出了有益嘗試。上述迷宮式流道均是在低壓差、不可壓縮介質的情況下設計的。但當閥門在高溫高壓且工作介質為蒸汽的情況下工作時，因氣體具有可壓縮性，故出口壓力下降時體積會膨脹，同時因盤片承受高壓，材料在高溫下強度下降，盤片的安全受到威脅。鑒此，本文研究了高溫高壓、可壓縮介質情況下迷宮式流道結構對流場和盤片應力的影響規(guī)律，以期為迷宮式調節(jié)閥的設計提供參考依據。
1 迷宮式調節(jié)閥結構
圖1（a）為某型號超臨界火電迷宮式調節(jié)閥的結構示意圖。迷宮式芯包為閥門最核心的部件，它由多層迷宮式盤片經加壓、燒結而成。迷宮式盤片表面可通過電腐蝕加工成為迷宮式流道，合理設置流道的結構和尺寸為設計迷宮式流道的關鍵。圖1（b）為對沖迷宮式盤片的結構示意圖。盤片內徑為44.5mm，外徑為119.0mm。盤片加工了3層環(huán)向槽，相鄰的環(huán)向槽之間用多條徑向槽連接。環(huán)向槽和徑向槽的寬度由內向外逐漸增大。由于介質為蒸汽，流道方向為內進外出，因此流道的寬度逐漸增大，便于蒸汽膨脹。在設計迷宮式盤片的流道時，由于空間的限制，盤片的內外徑往往是固定的，而徑向槽的寬度和數目、徑向槽與環(huán)向槽之間的倒角、流道深度和盤片厚度等參數是可變的。本文研究了這些可變參數對閥門流場和盤片結構安全的影響規(guī)律。
圖1 迷宮式調節(jié)閥的結構示意圖
2 研究方法
（1）連續(xù)性方程。連續(xù)性方程描述了流動過程中流體的質量守恒性質，其張量形式為：
（1）
式中，ρ為介質的密度；ui為i方向介質速度；t為時間。
（2）動量方程。動量方程描述了流動過程中流體的動量守恒性質，其張量形式為：
（2）
其中
（3）
式中，tij、sij分別為牛頓流體中的應力應變關系和應變率張量；p為介質壓力；μ為介質的動力粘度；δij為克羅內克符號。
（3）補充輸運方程。流道進出口壓差較大，進口的過熱蒸汽在出口體積急劇膨脹，吸收熱量導致溫度下降，產生局部液化。由于液化量少，且介質速度高，可假設濕蒸汽在微觀上均勻，其物性參數由各組分的質量分數按比例得到，各組分共享壓力、速度和溫度場?；谶@種均勻性假設，可得到補充的輸運方程為：
（4）
其中
式中
為平均密度；Yi為單位體積中第i項組分的質量分數，各組分的質量分數滿足關系式
（n為組分個數，因本文中只有蒸汽和液滴，故取n＝2）；Γi為分子擴散系數；μt為湍流渦粘系數；sct為紊流施密特數。
（4）能量方程。能量方程描述了流動過程中流體的能量守恒性質，考慮組分影響后的方程為：
（5）
（6）
其中 （7）
式中，P為絕對壓力；T為絕對溫度；h為物質的焓；λ為熱傳導系數；Prt為普朗特數。
3 迷宮式流道流場和盤片應力分析
3.1 常溫常壓下的試驗與計算結果
為了測試閥門的流通能力，用常溫水做介質，在閥前設置0.2MPa壓力、閥前后壓差為0.1MPa的工況下測量閥門開度為10%和20%時的流量。同時，在相同工況下，用CFD方法計算了對應開度下的流場。由于閥芯處承擔了閥門的主要壓降，因此計算時只考慮迷宮式盤片及其進出口附件的流道?？紤]到盤片的對稱性，計算中選取圖1（b）中流道的1/16作為計算模型。表1為兩個開度下的試驗與計算結果。由表1可看出，計算值與試驗值之間的偏差小于1.25%，表明計算方法正確、可靠。
表1 常溫常壓下的試驗與計算結果
3.2 高溫高壓下的計算結果與分析
3.2.1 邊界條件
計算模型的邊界條件設置為壓力進出口邊界條件，其中進口全部為超臨界過熱蒸汽，溫度為472℃，壓力為26.55MPa，出口壓力為2.55MPa，對稱面設置為所有標量的梯度均為零，其余面設置為無滑移壁面。由于計算域內壓力和溫度變化較大，因此蒸汽的密度、粘度等參數變化也很大。蒸汽的物性參數可由iapws-97中5區(qū)的方程來確定。計算模型的網格均用六面體劃分，并需進行網格敏感性分析。
3.2.2 流場計算結果與分析
圖2為倒角半徑為1.5mm和無倒角兩種情況下的迷宮式流道靜壓云圖。由圖2可知，倒角對流道壓力分布有影響，尤其是倒角后面存在明顯的低壓區(qū)，這是因為倒角使其后面的漩渦和流道阻力變小、蒸汽的速度增大，壓力隨之降低。圖3為徑向槽數分別為10、8、6時流量隨倒角半徑、流道深度、流道進口和出口寬度的變化曲線。由圖3可知，在給定范圍內，由于流道結構復雜，計算存在一定誤差，曲線存在一定波動，但總體上流量隨倒角半徑、流道深度、進口寬度的增大而大致呈線性增長，這是因為增加流道深度和進口寬度直接影響流通面積，從而影響流量；出口寬度的流量曲線則是前期增長較快，后期則趨于平緩，這是因為流道受進口面積小的約束，蒸汽膨脹到一定程度后就不再受出口面積的影響。綜合比較而言，徑向槽數目對單個迷宮式流道的流量影響不大。
圖2 1.5mm倒角和無倒角時的靜壓云圖（單位：Pa）
圖3 徑向槽數不同時各參數對流量的影響
在盡量減小數值誤差影響的前提下，為比較各參數對流量的影響程度，采用最小二乘法對各曲線進行線性擬合，得到各擬合曲線的斜率b值，見表2。通過比較斜率b值的大小，就可得出各參數在其變化范圍內對流動的影響程度。由表2可知，在各參數的變化范圍內，流道深度對流量的影響最大，進口寬度和倒角次之，出口寬度最小。
表2 各參數對流量影響程度的比較 kg/s
3.2.3 應力計算結果與分析
考慮模型的對稱性，計算應力時只取迷宮式盤片的部分扇形結構作為計算域。模型兩側面設置為對稱約束，由于迷宮式套筒上端面與閥蓋之間留有間隙，因此只需在模型下端面加一個固定約束，上端面是自由的。利用單向流固耦合方法，將導入流動計算得到的壁面靜壓作為載荷施加于固體域的流固邊界。盤片材料為316不銹鋼，依據ASME2010標準查得450℃下彈性模量為172GPa、泊松比取0.3、屈服強度Sy為179MPa。
圖4為徑向槽數為8時盤片的等效米塞斯應力分布圖。由于流動是內進外出，壓力逐漸降低，故盤片靠近進口部分應力較大，拐角部分由于結構不連續(xù)也會產生較大的應力。根據壓力容器應力分析方法和鍋爐與壓力容器標準，應對不同應力進行分類后校核，具體標準為一次局部薄膜應力、一次局部薄膜應力加彎曲應力均不應超過材料的屈服強度Sy。在應力最大值處的橫截面上取一條應力校核路徑（圖4），根據等效線性法求得各應力分量值，校核結果見表3。由表3可知，盤片的應力分布不滿足標準的要求，需在結構上進行優(yōu)化。可能影響盤片應力分布的參數有倒角、徑向槽進口寬度、盤片厚度等。以設計尺寸為基準，根據單一變量的原則，分別研究各參數對迷宮式盤片應力分布的影響。利用等效線性法，得到徑向槽數不同時倒角、盤片厚度、進口寬度等參數對盤片應力分布的影響曲線見圖5～7。由圖5～7可知：①盤片的薄膜應力和薄膜應力加彎曲應力均隨倒角半徑和盤片厚度的增大而減小，這是因為設置倒角后減弱了拐角處的應力集中現象，倒角半徑越大則應力集中現象越弱，同時盤片厚度的增大會增強結構的強度。在其他參數不變的情況下，若倒角半徑大于1mm，則盤片強度可滿足標準要求；在其他參數不變的情況下，若盤片厚度大于7mm，則盤片強度可滿足要求。②應力隨進口寬度的增大而增大，這是因為進口越寬，進口段介質速度越小，壓力越大。在其他參數不變的情況下，若進口寬度小于2.5mm，則盤片強度可滿足標準要求。由此可得，通過調整參數，優(yōu)化設計，可使盤片的應力分布滿足標準要求。
圖4 盤片等效米塞斯應力圖（單位：MPa）
表3 應力校核結果
圖5 徑向槽數不同時倒角半徑對應力的影響
圖6 徑向槽數不同時盤片厚度對應力的影響
表4 各參數對應力分布影響程度的比較
圖7 徑向槽數不同時進口寬度對應力的影響
通過最小二乘法對各曲線進行線性擬合，獲得各擬合曲線的斜率b值，即可比較各參數在各自變化范圍內對應力的影響程度，見表4。由表4可知，在各參數給定范圍內，倒角對應力的影響最小，而盤片厚度和進口寬度對應力的影響較為接近。
4 結語
針對高溫高壓且工作介質為蒸汽的情況下的超臨界火電廠迷宮式調節(jié)閥，研究了迷宮式流道徑向槽進出口寬度、倒角半徑、流道深度和盤片厚度等參數對流場和應力分布的影響規(guī)律，結果對迷宮式調節(jié)閥的設計具有參考價值。
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