某型汽輪機進汽室調(diào)節(jié)閥1號閥改型設(shè)計

張嘉禾，鄭直飛

(西安精密機械研究所，陜西 西安 710075)

在很長一段時間以來，設(shè)計單位、工廠以及應(yīng)用單位對閥門的認識比較粗淺，設(shè)計方法也比較粗放，對其內(nèi)部流動沒有進行細致的測量或計算研究，當然要想對內(nèi)部進行測量也比較困難，因此對閥門內(nèi)部流動的形式和脈動情況不甚了解。這就導致對閥門內(nèi)部流動損失和壓力脈動的產(chǎn)生機制認識不清，無法使閥門運行在最優(yōu)的條件下，進而影響蒸汽輪機的整體性能。近些年，隨著計算流體力學技術(shù)的發(fā)展以及計算能力的不斷提高，已經(jīng)有越來越多的設(shè)計人員借助計算流體力學技術(shù)對閥門內(nèi)部進行數(shù)值模擬，以便取得更好的設(shè)計效果[9-10]。本文的工作就是采用現(xiàn)代數(shù)值計算方法深入研究某型汽輪機進氣室調(diào)節(jié)閥1號閥改型設(shè)計，為進一步研究閥門特性及進汽缸性能給出參考。

1 幾何模型

本文采用實體建模軟件UG進行參數(shù)化實體建模。所生成的幾何形體能根據(jù)用戶的需求方便的修改調(diào)節(jié)閥和主汽閥的開度，從而極大節(jié)省了建模時間。圖1所示為進汽室?guī)缀涡误w。

圖1 進汽缸結(jié)構(gòu)圖

如圖1所示，蒸汽通過左右兩個進口進入閥門，主汽閥左右移動調(diào)整開度以控制進汽量。由5個閥頭組成調(diào)節(jié)閥組，連桿上下移動控制調(diào)節(jié)閥開度控制出汽量，之后蒸汽從噴嘴噴出。閥門的幾何構(gòu)型直接關(guān)系到蒸汽流場結(jié)構(gòu)，對局部壓力脈動造成很大影響，因此在特定機組中，需要根據(jù)進出汽條件和流動情況對閥頭幾何進行優(yōu)化改型設(shè)計。

調(diào)節(jié)閥組中的1號閥門在整個調(diào)節(jié)閥組中起著主要作用，本論文主要針對調(diào)節(jié)閥組的1號閥門進行閥頭的優(yōu)化改型設(shè)計，并分析局部流場特征。

2 原型進汽閥性能分析

首先根據(jù)閥門工作條件分析原型閥門的性能。以下分析假設(shè)進汽缸正常工作時兩側(cè)的主汽閥處于全開狀態(tài)，同時忽略了主汽閥濾網(wǎng)對流動的影響。各方案進口條件相同，分別給定進口總壓8.82 MPa，總溫808 K，進口速度方向垂直于兩側(cè)進口平面；工況1到6的閥門開度各不相同，出口給定靜壓條件；不考慮熱傳導及換熱效應(yīng)，因此所有的固體壁面給定絕熱無滑移條件。

流量特性是閥門最重要的性能指標之一，本文選取6個工況，包括工況1僅有1號梨閥打開，其余四閥處于關(guān)閉狀態(tài)；工況2時閥梁繼續(xù)上升，此時2號閥也打開排汽；以此類推，工況5時所有閥門都處于打開狀態(tài)，工況6在工況5基礎(chǔ)上閥門開度進一步增大，達到配汽表中的最大允許值。通過該6個不同工況的數(shù)值模擬得到了進汽缸的調(diào)節(jié)閥及主汽閥的流量特性曲線，如圖2所示。

圖2 進汽缸閥門流量-總壓損失系數(shù)曲線

圖3 工況1原型總壓損失系數(shù)分布

從圖2 (a)中可以看到，隨著蒸汽流量的增大，調(diào)節(jié)閥的總壓損失系數(shù)基本上呈單調(diào)下降趨勢。工況1對應(yīng)于1號梨閥單獨開啟的狀態(tài)，其閥門升程為11.4 mm，此狀態(tài)下相對流量僅為24.18%，由于閥門開度較小，此時的進汽缸出口總壓損失系數(shù)非常大，達到1 181.54；隨著蒸汽流量的不斷增大，損失總體上來說呈下降趨勢，在五個閥門同時開啟后總壓損失系數(shù)大幅度減小，在100%相對流量的工況6時僅為8.34，可見此時由于閥門開度達到最大，混合腔內(nèi)尤其是閥座附近的流動情況相對較好，閥門的節(jié)流損失大為降低，因此出口的總壓損失大為減小。從圖中還可以看到，在閥門開度較小時，蒸汽流量的小幅度增加導致總壓損失系數(shù)劇烈變化，這個現(xiàn)象提示我們，由于進汽缸屬于順序閥調(diào)節(jié)方式，其閥門按順序從全關(guān)狀態(tài)開啟時混合腔內(nèi)流動存在較大的不對稱流動，摻混損失極大。另外，工況1的損失系數(shù)相比其他工況大出很多，這意味著1號梨閥單開的時候，較小的閥門開度造成了很大的節(jié)流損失，同時也意味著流動存在極大的不穩(wěn)定性，這或許是調(diào)節(jié)閥組開啟時1號梨閥閥桿頻繁斷裂的原因之一。

工況1時蒸汽流量較小。從圖3的上圖中可以看到，在閥門喉口之前位置總壓損失系數(shù)普遍很小，在喉部位置之后損失急劇增大，這顯然這是由于梨閥的節(jié)流作用引起。另外，喉部位置之后的流場損失分布不均，顯示出該流場的不穩(wěn)定性。

3 調(diào)節(jié)閥組1號閥優(yōu)化設(shè)計

對進汽缸配汽的整個過程來說，主要的問題集中在調(diào)節(jié)閥門開啟的短時間內(nèi)。在這段閥門開啟的過程中，由于閥口流道的不盡合理，加之閥門前后巨大的壓差，造成閥門局部流動的極不穩(wěn)定；通過分析發(fā)現(xiàn)，閥頭型線也不利于閥門開啟時流動的穩(wěn)定，“空穴”現(xiàn)象的存在造成了閥后流場的分離流動，非定常的脈動將會對閥門組件結(jié)構(gòu)強度造成極大的影響，如果其脈動頻率接近閥門組件的固有頻率，其結(jié)果是不可想象的。

上述譯文中，“定罪量刑”標準翻譯為“crime”。而crime僅有犯罪含義，與定罪、量刑這兩個原文單詞相差甚遠，不符合法律英語的簡短性與精確性，使譯文所表達之意影響了原文辭義表達的連貫性。正確譯文應(yīng)為The criteria of conviction and sentencing

從進汽缸的調(diào)節(jié)方式來看，由于屬順序閥調(diào)節(jié)，閥門按次序依次打開，避免了所有閥門都具有節(jié)流損失的缺點，但同時又引來流量-升程曲線的不平順，同時，混合腔室內(nèi)的流動也會因此出現(xiàn)較大程度的不對稱、不規(guī)則流動。

圖4 1號閥改型方案1

由以上分析，原1號調(diào)節(jié)閥的平底結(jié)構(gòu)和閥頭型線是引起閥門內(nèi)部流動振蕩以及總壓損失的關(guān)鍵因素。本文針對當前閥門幾何，對閥門的底部進行修整，對“空穴”現(xiàn)象和漩渦運動進行抑制，同時對閥門的幾何型線進行優(yōu)化，避免氣流經(jīng)歷較大的偏轉(zhuǎn)，從而使其經(jīng)過閥門通道喉部的時候能夠更順暢一些，以便消除過快的氣流加速現(xiàn)象，降低閥門前后的壓力梯度。有相關(guān)文獻指出，在閥碟下方加一個延長段可以破壞此處的低壓區(qū)，因此第二個可行的改型方案就是通過對閥頭型線的延伸，造成一種能消除底部空穴和分離流動的結(jié)構(gòu)，類似于“直流閥”設(shè)計。

圖5 1號閥改型方案2

圖6 1號閥改型方案3

圖4至圖6分別給出了基于這兩種改型設(shè)想的三個改型措施UG圖列。從圖中可以看到，方案1為典型的“直流閥”設(shè)計，二維的型線顯示直流閥頭部的直通段使得原先的拉瓦爾噴管型流道變?yōu)閱渭兊氖湛s型流道。方案2在前述方案的基礎(chǔ)上，將閥門底部的平臺作了修改，重新構(gòu)成了收縮-擴張的流道結(jié)構(gòu)。方案3則類似于“水滴”結(jié)構(gòu)，二維型線顯示，在閥頭和閥座構(gòu)成的局部流道中，閥頭上側(cè)型線使得氣流先減速后加速，并且閥頭底部的型線進一步修改，原先的平臺結(jié)構(gòu)基本消失。

優(yōu)化方案的計算條件與原型相同，通過對改型的詳細計算，和原型閥門性能對比分析后再決定是否需要對閥門型線做進一步細致調(diào)整。在此基礎(chǔ)上，選取定常性能較好的閥門型線，通過流場分析軟件求解閥門開啟時的非定常動態(tài)流場，以此確定改型后的閥門性能是否達到工程設(shè)計需要。另外，閥桿因素也不容忽略，在優(yōu)化設(shè)計過程中應(yīng)充分考慮其影響。這個問題將在研究完閥門的非定常開啟問題后再做討論。

計算結(jié)果表明，在相同邊界條件下，優(yōu)化方案1的出口總壓損失系數(shù)為1 051，比原型稍低一些。圖7給出了優(yōu)化方案1的中分面總壓損失系數(shù)的分布圖及閥門附近的局部放大圖，對比原型調(diào)節(jié)閥門之前的區(qū)域兩者的損失系數(shù)普遍都較小。主要的差別體現(xiàn)在閥門喉口及閥頭底部區(qū)域，改型方案1的閥門喉口附近總壓損失系數(shù)在400以下，而原型的喉口區(qū)域總壓損失系數(shù)在500以上，直流閥的改型初看起來效果明顯。由于直通段較長，氣流流過閥頭時已經(jīng)較為平順，閥頭底部的總壓損失系數(shù)約在800附近，原型的閥頭底部存在有分離渦對，因此總壓損失較大，約在1 300上下。噴管內(nèi)的總壓損失系數(shù)更為清晰地顯示，“直流閥”的設(shè)計不僅使得閥門附近的流動損失減小，而且使得閥門后的流動摻混跡象大為減輕，高損失范圍大為減小。

圖7 改型方案1總壓損失系數(shù)分布

改型方案2在1的基礎(chǔ)上將直通段的后部做了倒角處理，圖8計算結(jié)果表明，這樣的設(shè)計并沒有使得流動情況進一步改善，相反，由于直通段的縮短以及倒角部分造成局部流道的突然擴張，整體的總壓損失反而有所上升。具體來看，在閥門直通段及之前的位置，和改型方案1相似，總壓損失系數(shù)的增加都很緩慢；在直通段末端，倒角的處理使得流道突然擴張，氣流迅速加速，此時的總壓損失迅速上升，達到1 500以上的等級，大大超出了方案1的損失大??；雖然閥門后的噴管總壓損失分布顯示方案2的摻混趨勢也比較小，但其總壓損失系數(shù)的平均值仍然比較大，甚至于相比原型來說都偏大?？梢?，方案2的改型初衷沒有很好實現(xiàn)。

圖8 改型方案2總壓損失系數(shù)分布

在前面兩種改型的基礎(chǔ)上，方案3取消了閥頭底部的平臺特征，取而代之的是類似于水滴的結(jié)構(gòu)。閥門型線表明，此時的局部流道先稍微收縮，在喉口位置之后漸漸擴張，其范圍延伸至閥頭底部。數(shù)值模擬的結(jié)果表明，出口的總壓損失系數(shù)下降為811.9，相比較原型的1 181.54，改型方案3的總壓損失下降了31.3%，效果明顯。圖9給出了該方案的中分面總壓損失系數(shù)分布，從圖中觀察到，取消了底部的平面特征后，流場最為明顯的改變就是底部區(qū)域的高損失范圍大幅度減小，雖然在喉口附近的節(jié)流損失相比直流閥的方案1稍有上升，但從總體來看，方案3的改型設(shè)計是成功的。先小幅收縮，后逐漸擴張的流道設(shè)計使得氣流流動平順性大為增加，而平臺結(jié)構(gòu)的取消削減了閥頭底部的高損失區(qū)域，也大為減輕了噴管內(nèi)部的摻混損失。

4 結(jié)論

通過上述分析，我們認為:

(1)直流閥雖然對閥門局部流動的改善效果明顯，但由于底部平臺的存在，“空穴”效應(yīng)依然對總體性能影響較大，而在直流閥底部采用倒角后流動不僅未有改善，損失反而上升。而水滴狀的改型方案3通過構(gòu)建收縮和逐漸擴張的流道結(jié)構(gòu)，消除平臺特征后，不管是閥門附近還是閥門后的流動都大為改善，出口處的總壓損失相比原型大幅降低，基本達到了優(yōu)化改型損失下降30%的目標。

(2)值得注意的是，上述三種優(yōu)化改型方案只在與原型相同閥門開度的工況下進行了三維數(shù)值模擬，并沒有對其他閥門開度下的流場進行詳細的計算，因此如要確定最終的改型方案還需要對目前比較有前途的改型方案3做進一步的研究，以確定在其他工況下它是否仍然有效。另外，閥門型線的改變必然意味著調(diào)節(jié)閥組的流量-升程特性發(fā)生些許變化，這也是以后需要著重研究的。