東方超超臨界二次再熱660 MW汽輪機(jī)超高壓主汽閥、調(diào)節(jié)閥氣動性能研究

鐘主海，張鵬飛，鄧國梁，鐘剛云

(東方汽輪機(jī)有限公司，四川 德陽，618000)

0 引言

東方為進(jìn)一步提高汽輪發(fā)電機(jī)組效率，融合當(dāng)今先進(jìn)技術(shù)自主開發(fā)出了具有高效率、安全可靠、安裝維護(hù)方便等特點(diǎn)的二次再熱660 MW汽輪機(jī)，以此為代表的華能安源項目已成功投運(yùn)。其汽機(jī)入口參數(shù)為28～32 MPa/600℃/620℃/620℃，其熱效率比采用一次中間再熱機(jī)組相對提高1.4%～1.6%，相對于目前超超臨界機(jī)組普遍應(yīng)用的25.0 MPa/600℃/600℃參數(shù)，機(jī)組的設(shè)計熱效率可提高約2.4%～2.6%左右，可顯著降低機(jī)組煤耗。但是高參數(shù)二次再熱機(jī)組主蒸汽壓力由超超臨界的 25.0 MPa/600℃/600℃提高到 28～32 MPa/600℃/620℃/620℃，壓力提高了28%，主蒸汽的密度提高了33%，導(dǎo)致主蒸汽通過超高壓閥門時容積流量小，影響超高壓閥門內(nèi)的流場特性，若仍采用一次中間再熱機(jī)組的原閥門結(jié)構(gòu)，其氣動性能能否滿足超超臨界二次再熱機(jī)組的要求，是本文十分關(guān)心的問題。而且國內(nèi)外很多學(xué)者對汽輪機(jī)閥門進(jìn)行了大量研究，結(jié)果表明，高壓調(diào)節(jié)閥壓損每增加l%，高壓缸效率下降約0.4%[1]；調(diào)節(jié)閥在某些工況下，不僅有較大能量損失，而且可能引起閥門振動，導(dǎo)致類似閥桿斷裂、閥座拔起等事故[2]。Zhang等[3]對模化比為0.5的閥型進(jìn)行了試驗研究，結(jié)果表明汽流的非對稱不穩(wěn)定流動是導(dǎo)致噪聲、閥桿振動或斷裂的根本原因。毛靖儒[4]等對G-I型調(diào)節(jié)閥的試驗結(jié)果表明，閥體振動的主因是調(diào)節(jié)閥內(nèi)部汽流流動不穩(wěn)定，汽流壓力脈動與閥桿固有頻率同頻所致。杜占波[5]等研究指出，閥碟下部空穴區(qū)內(nèi)汽流的抽吸行為會導(dǎo)致閥碟下部壓力發(fā)生脈動，進(jìn)而可能導(dǎo)致閥體振動。Yonezawa等[6]對閥桿分別采用剛性支撐和柔性支撐的閥門進(jìn)行了試驗和數(shù)值研究，結(jié)果表明，閥桿采用剛性支撐的閥門，閥碟下部汽流的不穩(wěn)定流動導(dǎo)致其閥碟表面壓力波動，但閥桿本身并無振動；閥桿采用柔性支撐的閥門，其閥碟和閥桿本身振動明顯，振動頻率與閥桿固有頻率一致，這一觀點(diǎn)和文獻(xiàn)[4]一致。因而無論從經(jīng)濟(jì)性還是安全性考慮，研究汽輪機(jī)主汽閥、調(diào)節(jié)閥內(nèi)部的流場對閥的設(shè)計都有著重要意義。

為此，文章對東汽研發(fā)的超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥門內(nèi)的流場進(jìn)行了分析計算，得出了在超超臨界二次再熱參數(shù)下超高壓閥門流道內(nèi)的壓力分布和速度分布，分析了卸載室、分流板等結(jié)構(gòu)對流動特性的影響，為高參數(shù)二次再熱超高壓閥門的設(shè)計提供了參考。

1 幾何模型和數(shù)值方法

1.1 幾何模型

東汽高參數(shù)二次再熱機(jī)組基本開發(fā)思路是充分利用現(xiàn)有超超臨界機(jī)組的運(yùn)行經(jīng)驗，繼承現(xiàn)有的成熟技術(shù)。超高壓閥門是在超超臨界660 MW高壓閥組基礎(chǔ)上優(yōu)化設(shè)計的，超超臨界660 MW高壓閥組的結(jié)構(gòu)剖視圖如圖1所示，它由閥座、閥碟、閥腔、卸載室和分流板等部件構(gòu)成。圖2給出了該閥組的氣動計算模型。為獲得閥內(nèi)部真實(shí)流動情況，在對流體域通道進(jìn)行幾何建模過程中，對閥關(guān)鍵結(jié)構(gòu)不做簡化且入口和出口均考慮一定的延伸段。為獲得調(diào)節(jié)閥全開和部分負(fù)荷等實(shí)際運(yùn)行工況下的流動特性，需對調(diào)節(jié)閥相對升程進(jìn)行改變，并針對該升程開展CFD數(shù)值研究。

相對升程定義見式（1）：

式中：L為調(diào)節(jié)閥絕對升程，Dn為調(diào)節(jié)閥閥座的喉部直徑。

圖1 超超臨界660 MW高壓閥組結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 超超臨界660 MW高壓閥組計算模型

1.2 網(wǎng)格劃分

主汽閥、調(diào)節(jié)閥閥內(nèi)流道形狀復(fù)雜，喉道附近蒸汽膨脹劇烈，因此在網(wǎng)格劃分時應(yīng)對閥碟下表面與閥座上表面組成的環(huán)形通道區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，以提高計算準(zhǔn)確度。圖3為全開工況下主汽閥、調(diào)節(jié)閥的計算區(qū)域網(wǎng)格示意圖，本文計算所用的網(wǎng)格為：主流區(qū)網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)化的分區(qū)網(wǎng)格，特殊結(jié)構(gòu)采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。

圖3超超臨界660 MW高壓閥組網(wǎng)格劃分示意圖

1.3 控制方程求解及邊界條件

CFD計算采用全三維N-S方程和SST湍流模型，計算中對控制方程和邊界條件進(jìn)行有限元離散；動量、能量、湍動能以及湍流耗散率的離散格式均采用高分辨率的二階迎風(fēng)格式。計算工質(zhì)為蒸汽，進(jìn)口邊界條件設(shè)定為總壓、總溫和來流方向；出口邊界為平均靜壓；壁面為絕熱壁面。

1.4 閥門氣動性能的評價指標(biāo)

總壓損失系數(shù)是閥門氣動性能主要評價指標(biāo)之一， 見式（2）。

式中：ζ為總壓損失系數(shù)，P總in和P總out為閥門進(jìn)、出口截面汽流的平均總壓。

2 超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組設(shè)計

2.1 超超臨界660 MW高壓閥組

在設(shè)計超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組時，充分利用現(xiàn)有超超臨界機(jī)組的成熟技術(shù)，并考慮到二次再熱機(jī)組參數(shù)高、容積流量小等特點(diǎn)。因此二次再熱超高壓閥組是在超超臨界660 MW高壓閥組基礎(chǔ)上進(jìn)行的優(yōu)化設(shè)計。若超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組直接采用超超臨界660 MW高壓閥組，不進(jìn)行重新優(yōu)化設(shè)計，其二次再熱機(jī)組參數(shù)高、容積流量小等特點(diǎn)會導(dǎo)致其流動特性發(fā)生較大變化，其性能必然不能達(dá)到高水平。圖4～5為二次再熱機(jī)組直接采用超超臨界660 MW高壓閥組計算所得到的流場結(jié)構(gòu)。

圖4 三維流線圖

圖5 汽流來流方向上的流場云圖

圖4所示為二次再熱機(jī)組直接采用超超臨界660 MW高壓閥組計算所得的全開狀態(tài)下三維流線圖。從圖中可以看出，流體在入口及出口的直管處速度變化平緩，汽流進(jìn)入主汽閥閥腔后，一部分汽體直接流向閥座喉部，另一部分則繞流閥桿后再流向喉部，由于流體流向變化劇烈，所以容易導(dǎo)致旋渦和流動死區(qū)出現(xiàn)；進(jìn)入主汽閥喉部的蒸汽，繞流主汽閥喉部下面的腔室后再流向調(diào)節(jié)閥，這就導(dǎo)致調(diào)節(jié)閥入口處的流場比較紊亂，引起較大壓損。

圖5所示為二次再熱機(jī)組直接采用超超臨界660 MW高壓閥組計算所得的全開狀態(tài)下流場云圖，從流速云圖可以看出，蒸汽在主汽閥閥腔內(nèi)的流場不均勻，使得閥碟與閥座形成環(huán)形通道內(nèi)的流場不穩(wěn)定，易引起閥碟閥座振動，且主汽閥喉部以下腔室內(nèi)的流場不均勻，將導(dǎo)致調(diào)節(jié)閥內(nèi)流動紊亂，引起調(diào)節(jié)閥振動。

2.2 超超臨界660 MW超高壓閥組優(yōu)化設(shè)計方案

根據(jù)對超超臨界660 MW超高壓閥組內(nèi)流場結(jié)構(gòu)的分析，主要針對超高壓主汽閥、調(diào)節(jié)閥的腔室進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。優(yōu)化后的氣動計算模型如圖6（a）所示。

表1給出了閥組在全開工況下優(yōu)化前后的總體性能計算結(jié)果。從表1可以看出，優(yōu)化后主汽閥、調(diào)節(jié)閥的相對總壓損失系數(shù)均較優(yōu)化前有較大程度降低，其中主汽閥的相對總壓損失系數(shù)下降幅度比較明顯，由優(yōu)化前的1.44%下降至0.54%。 圖 6（b）、6（c）及 6（d）所示為優(yōu)化設(shè)計后超超臨界660 MW超高壓閥組的流場結(jié)構(gòu)，從圖中可以看出，蒸汽在優(yōu)化后主汽閥閥腔的流速較優(yōu)化前有一定程度增加，三維流線、流速云圖和總壓云圖的不均勻程度均較優(yōu)化前有很大程度改善，這有利于蒸汽繞流主汽閥閥桿進(jìn)入閥碟與閥座形成的環(huán)形通道，可提高主汽閥的氣動性能，且主汽閥后三維流線的紊流程度較優(yōu)化前也有一定程度的降低，可以預(yù)期，優(yōu)化后調(diào)節(jié)閥的總壓損失系數(shù)低于優(yōu)化前調(diào)節(jié)閥的總壓損失系數(shù)，這點(diǎn)也可從表1上得到印證，這同時也說明本文采用的優(yōu)化思路是正確可行的。因此超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組選用超超臨界660 MW超高壓閥組的優(yōu)化設(shè)計方案是正確可行的。需要特別說明的是，超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組選用超超臨界660 MW超高壓閥組的優(yōu)化設(shè)計方案后其相對總壓損失系數(shù)下降明顯，對超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組的優(yōu)化思路為增加蒸汽在主汽閥閥腔的流速，可改善閥碟與閥座形成的環(huán)形通道內(nèi)流場的均勻性，該優(yōu)化措施是針對高參數(shù)超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組，若超超臨界660 MW的高壓閥組也采用超超臨界660 MW超高壓閥組的優(yōu)化設(shè)計方案，其性能必然不能達(dá)到高水平。主要有兩方面原因：

（1）閥腔壓損增加

超超臨界660 MW高壓閥組內(nèi)蒸汽的流速較超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組的高，超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組的優(yōu)化思路為增加蒸汽在主汽閥閥腔的流速，若超超臨界660 MW高壓閥組也同樣采用該優(yōu)化理念，就會導(dǎo)致超超臨界660 MW高壓主汽閥閥腔內(nèi)蒸汽的流速進(jìn)一步增加，必引起較大的壓損。

（2）流場的均勻性變化

若超超臨界660 MW高壓閥組采用超超臨界二次再熱660 MW超高壓閥組的優(yōu)化理念，會導(dǎo)致超超臨界660 MW高壓主汽閥閥腔內(nèi)的蒸汽流速較高，可影響蒸汽對主汽閥閥桿的繞流特性，將改變閥碟與閥座形成的環(huán)形通道內(nèi)流場的均勻性，對閥組的壓損有較大影響。

圖6 優(yōu)化設(shè)計后超超臨界660 MW高壓閥組

表1 優(yōu)化前后的閥組壓損對比

2.3 超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥變工況性能

調(diào)節(jié)閥作為汽輪機(jī)調(diào)節(jié)系統(tǒng)的主要部件，其安全穩(wěn)定運(yùn)行對汽輪機(jī)組的工作性能水平至關(guān)重要，其主要功能是控制進(jìn)入汽輪機(jī)的蒸汽流量，使汽輪機(jī)保持恒定轉(zhuǎn)速或者實(shí)現(xiàn)不同工況的調(diào)節(jié)。因此調(diào)節(jié)閥不同行程下的氣動性能對機(jī)組經(jīng)濟(jì)性同樣具有重要影響。

圖7所示為超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥總壓損失系數(shù)隨相對升程的變化關(guān)系，從圖中可以看出，超高壓調(diào)節(jié)閥的總壓損失系數(shù)隨相對升程的增加逐漸減小，減小的趨勢隨相對升程的增加逐漸變緩，這說明當(dāng)閥門升程大于全開升程工況時，繼續(xù)提升仍有部分收益，但收益逐漸減小。這同時也說明超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥選用的全開升程是合理的。

圖7 超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥總壓損失系數(shù)隨相對升程的變化關(guān)系

2.4 卸載室設(shè)計

為了使閥門開啟時提升力不要太大，一般采用增加預(yù)啟閥減載的方法。為了保證閥門的穩(wěn)定性和良好的氣動性能，對預(yù)啟閥的設(shè)計提出了較高要求。當(dāng)預(yù)啟閥未開啟時，蒸汽已通過閥碟與閥套間的環(huán)形縫隙進(jìn)入卸載室。閥門開啟時，先提升預(yù)啟閥，閥腔內(nèi)蒸汽通過卸載孔源源不斷地流向閥座，繼續(xù)提升閥桿至全開，蒸汽持續(xù)從閥碟和閥套之間的縫隙流入卸載室并經(jīng)卸載孔流向閥座，從卸載孔流出的蒸汽對閥運(yùn)行有怎樣的影響？下面我們進(jìn)行較詳細(xì)的分析和討論。

圖8（a）為660 MW二次再熱超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下無卸載室時的結(jié)構(gòu)示意圖，圖8（b）為660 MW二次再熱超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下帶卸載室時的結(jié)構(gòu)示意圖。圖9所示為660 MW二次再熱超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下帶卸載室和無卸載室在來流方向上的速度場，從圖中可以看出，660 MW二次再熱超高壓調(diào)節(jié)閥帶卸載室時的速度場與不帶卸載室時的速度場比較相似。與不帶卸載室結(jié)構(gòu)相比，帶卸載室時閥碟下方流場對稱性較好，卸載孔出口流場無明顯低速回流區(qū)。卸載室流出的部分蒸汽能夠在粘性作用下將空穴區(qū)域內(nèi)的部分流體帶離出去，這將導(dǎo)致空穴區(qū)的壓力升高損失降低，因此可以預(yù)期，帶卸載室的660 MW二次再熱超高壓調(diào)節(jié)閥的總壓損失系數(shù)低于無卸載室的，但相差的尺度很有限，這點(diǎn)也可從表2上得到印證。

圖8 結(jié)構(gòu)示意圖

圖9 超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下來流方向馬赫數(shù)云圖

表2 超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下帶卸載室和無卸載室氣動性能對比

已有研究結(jié)果表明，空穴區(qū)的汽體在粘性作用下，會不斷被其下游汽流帶走，而它周圍的汽流同時會滲入進(jìn)來填補(bǔ)空穴，這樣空穴內(nèi)的汽流一邊被抽吸走，一邊又有汽流進(jìn)來填補(bǔ)。這種抽吸行為是一種非穩(wěn)態(tài)的流動，這將導(dǎo)致作用在閥碟下部的壓力也發(fā)生脈動，進(jìn)而可能導(dǎo)致閥體振動[5]，這一觀點(diǎn)與Zhang等[3]關(guān)于閥體內(nèi)部汽流的不穩(wěn)定流動是引起閥桿振動根本原因的結(jié)論一致：即閥碟下方出現(xiàn)的空穴區(qū)是導(dǎo)致喉部附近流體參數(shù)不均勻、閥門振動的重要因素，空穴區(qū)域的劇烈程度是衡量調(diào)節(jié)閥設(shè)計合理與否的重要依據(jù)。與不帶卸載室結(jié)構(gòu)相比，660 MW二次再熱超高壓調(diào)節(jié)閥帶卸載室時其閥碟下方流場對稱性較好，空穴區(qū)域的面積明顯較小，由此可以預(yù)期，該卸載室結(jié)構(gòu)可有效降低閥碟閥座的振動。這同時也說明超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥選用的卸載室結(jié)構(gòu)合理。

2.5 分流板設(shè)計

當(dāng)汽流來流均勻且進(jìn)口通道正對閥桿時，從閥桿兩側(cè)流過的兩股汽流會在分流板位置處發(fā)生會合，并產(chǎn)生一定強(qiáng)度的碰撞，進(jìn)而相互抵消。但如汽流不均勻或閥腔結(jié)構(gòu)的不對稱變化等因素出現(xiàn)，易導(dǎo)致來流蒸汽高速擾流，進(jìn)而產(chǎn)生較大的壓損。為防止汽流進(jìn)入閥腔后的不對稱擾流，工程上廣泛使用在正對進(jìn)口的閥殼上安裝分流板，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。本節(jié)就分流板對流場的影響進(jìn)行了相關(guān)研究。圖10所示為超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下帶分流板和無分流板閥腔內(nèi)正對進(jìn)口中心截面的馬赫數(shù)分布云圖。從圖中可以看出，閥腔內(nèi)的流動為低馬赫數(shù)流動，最大的馬赫數(shù)僅為0.12，分流板不會明顯改變閥腔內(nèi)的流場。分析認(rèn)為，汽流由進(jìn)口管道進(jìn)入閥腔后，由于通流截面面積的增加導(dǎo)致流速顯著降低，且安裝分流板的位置處，其流速正是整個閥腔中最低的，速度的數(shù)量級基本在15 m/s以內(nèi)。因此在這一位置上安裝分流板不會明顯增加閥門的壓損，這與文獻(xiàn)[7]的結(jié)論一致。這同時也說明超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥選用的分流板結(jié)構(gòu)及安裝位置是合理可行的。

圖10 超超臨界二次再熱660 MW超高壓調(diào)節(jié)閥全開工況下閥腔中心平面上馬赫數(shù)等值線圖

3 結(jié)論

綜上所述，考慮到二次再熱機(jī)組參數(shù)高、容積流量小等特點(diǎn)，東方超超臨界二次再熱660 MW超高壓主汽閥、調(diào)節(jié)閥是在具有優(yōu)良運(yùn)行業(yè)績的超超臨界660 MW高壓閥組基礎(chǔ)上進(jìn)行的優(yōu)化設(shè)計，同時對分流板和卸載室等結(jié)構(gòu)采用了許多成熟可靠的措施。因此東方超超臨界二次再熱660 MW超高壓主汽閥、調(diào)節(jié)閥具有性能先進(jìn)、可靠性高的特點(diǎn)。