火力發(fā)電在我國發(fā)電行業(yè)中占據(jù)主導(dǎo)地位，其中超臨界及超超臨界機(jī)組具有大容量、高參數(shù)、高效節(jié)能等優(yōu)勢，是火電行業(yè)的重點(diǎn)發(fā)展方向。火電站閥門在鍋爐啟停過程、鍋爐對(duì)空排汽、循環(huán)泵運(yùn)行變化、調(diào)節(jié)對(duì)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(shí)，高壓差會(huì)導(dǎo)致高流速，而高速流體對(duì)閥體、閥芯的沖刷及引起的振動(dòng)將嚴(yán)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(jí)降壓的方式增加流道阻力，將高壓差能量分級(jí)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(duì)調(diào)節(jié)閥迷宮式流道的研究相對(duì)較少，蔣旭平等通過模型試驗(yàn)研究了串聯(lián)型和并聯(lián)型迷宮式流道的壓降特點(diǎn)；許明陽等將復(fù)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(xiàn)有模型及其修正來計(jì)算每個(gè)阻力環(huán)節(jié)的阻力，從而得到總壓降，為迷宮式高壓差調(diào)節(jié)閥的設(shè)計(jì)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(zhì)的情況下設(shè)計(jì)的。但當(dāng)閥門在高溫高壓且工作介質(zhì)為蒸汽的情況下工作時(shí)，因氣體具有可壓縮性，故出口壓力下降時(shí)體積會(huì)膨脹，同時(shí)因盤片承受高壓，材料在高溫下強(qiáng)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(zhì)情況下迷宮式流道結(jié)構(gòu)對(duì)流場和盤片應(yīng)力的影響規(guī)律，以期為迷宮式調(diào)節(jié)閥的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

    1 迷宮式調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)

    圖1（a）為某型號(hào)超臨界火電迷宮式調(diào)節(jié)閥的結(jié)構(gòu)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(jīng)加壓、燒結(jié)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(shè)置流道的結(jié)構(gòu)和尺寸為設(shè)計(jì)迷宮式流道的關(guān)鍵。圖1（b）為對(duì)沖迷宮式盤片的結(jié)構(gòu)示意圖。盤片內(nèi)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(nèi)向外逐漸增大。由于介質(zhì)為蒸汽，流道方向?yàn)閮?nèi)進(jìn)外出，因此流道的寬度逐漸增大，便于蒸汽膨脹。在設(shè)計(jì)迷宮式盤片的流道時(shí)，由于空間的限制，盤片的內(nèi)外徑往往是固定的，而徑向槽的寬度和數(shù)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(shù)是可變的。本文研究了這些可變參數(shù)對(duì)閥門流場和盤片結(jié)構(gòu)安全的影響規(guī)律。

圖1 迷宮式調(diào)節(jié)閥的結(jié)構(gòu)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(dòng)過程中流體的質(zhì)量守恒性質(zhì)，其張量形式為：

        （1）

    式中，ρ為介質(zhì)的密度；u_i為i方向介質(zhì)速度；t為時(shí)間。

    （2）動(dòng)量方程。動(dòng)量方程描述了流動(dòng)過程中流體的動(dòng)量守恒性質(zhì)，其張量形式為：

        （2）

    其中

        （3）

    式中，t_ij、s_ij分別為牛頓流體中的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系和應(yīng)變率張量；p為介質(zhì)壓力；μ為介質(zhì)的動(dòng)力粘度；δ_ij為克羅內(nèi)克符號(hào)。

    （3）補(bǔ)充輸運(yùn)方程。流道進(jìn)出口壓差較大，進(jìn)口的過熱蒸汽在出口體積急劇膨脹，吸收熱量導(dǎo)致溫度下降，產(chǎn)生局部液化。由于液化量少，且介質(zhì)速度高，可假設(shè)濕蒸汽在微觀上均勻，其物性參數(shù)由各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)按比例得到，各組分共享壓力、速度和溫度場。基于這種均勻性假設(shè)，可得到補(bǔ)充的輸運(yùn)方程為：

        （4）

    其中

    式中為平均密度；Y_i為單位體積中第i項(xiàng)組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)滿足關(guān)系式（n為組分個(gè)數(shù)，因本文中只有蒸汽和液滴，故取n＝2）；Γ_i為分子擴(kuò)散系數(shù)；μt為湍流渦粘系數(shù)；s_ct為紊流施密特?cái)?shù)。

    （4）能量方程。能量方程描述了流動(dòng)過程中流體的能量守恒性質(zhì)，考慮組分影響后的方程為：

        （5）

        （6）

    其中 （7）

    式中，P為絕對(duì)壓力；T為絕對(duì)溫度；h為物質(zhì)的焓；λ為熱傳導(dǎo)系數(shù)；P_rt為普朗特?cái)?shù)。

    3 迷宮式流道流場和盤片應(yīng)力分析

    3.1 常溫常壓下的試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果

    為了測試閥門的流通能力，用常溫水做介質(zhì)，在閥前設(shè)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(shí)的流量。同時(shí)，在相同工況下，用CFD方法計(jì)算了對(duì)應(yīng)開度下的流場。由于閥芯處承擔(dān)了閥門的主要壓降，因此計(jì)算時(shí)只考慮迷宮式盤片及其進(jìn)出口附件的流道?？紤]到盤片的對(duì)稱性，計(jì)算中選取圖1（b）中流道的1/16作為計(jì)算模型。表1為兩個(gè)開度下的試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果。由表1可看出，計(jì)算值與試驗(yàn)值之間的偏差小于1.25%，表明計(jì)算方法正確、可靠。

表1 常溫常壓下的試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果

    3.2 高溫高壓下的計(jì)算結(jié)果與分析

    3.2.1 邊界條件

    計(jì)算模型的邊界條件設(shè)置為壓力進(jìn)出口邊界條件，其中進(jìn)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(duì)稱面設(shè)置為所有標(biāo)量的梯度均為零，其余面設(shè)置為無滑移壁面。由于計(jì)算域內(nèi)壓力和溫度變化較大，因此蒸汽的密度、粘度等參數(shù)變化也很大。蒸汽的物性參數(shù)可由iapws-97中5區(qū)的方程來確定。計(jì)算模型的網(wǎng)格均用六面體劃分，并需進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析。

    3.2.2 流場計(jì)算結(jié)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(duì)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?yàn)榈菇鞘蛊浜竺娴匿鰷u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(shù)分別為10、8、6時(shí)流量隨倒角半徑、流道深度、流道進(jìn)口和出口寬度的變化曲線。由圖3可知，在給定范圍內(nèi)，由于流道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，計(jì)算存在一定誤差，曲線存在一定波動(dòng)，但總體上流量隨倒角半徑、流道深度、進(jìn)口寬度的增大而大致呈線性增長，這是因?yàn)樵黾恿鞯郎疃群瓦M(jìn)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?yàn)榱鞯朗苓M(jìn)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(shù)目對(duì)單個(gè)迷宮式流道的流量影響不大。

圖2 1.5mm倒角和無倒角時(shí)的靜壓云圖（單位：Pa）

圖3 徑向槽數(shù)不同時(shí)各參數(shù)對(duì)流量的影響

    在盡量減小數(shù)值誤差影響的前提下，為比較各參數(shù)對(duì)流量的影響程度，采用最小二乘法對(duì)各曲線進(jìn)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(shù)在其變化范圍內(nèi)對(duì)流動(dòng)的影響程度。由表2可知，在各參數(shù)的變化范圍內(nèi)，流道深度對(duì)流量的影響最大，進(jìn)口寬度和倒角次之，出口寬度最小。

表2　各參數(shù)對(duì)流量影響程度的比較   kg/s　

    3.2.3 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果與分析

    考慮模型的對(duì)稱性，計(jì)算應(yīng)力時(shí)只取迷宮式盤片的部分扇形結(jié)構(gòu)作為計(jì)算域。模型兩側(cè)面設(shè)置為對(duì)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(gè)固定約束，上端面是自由的。利用單向流固耦合方法，將導(dǎo)入流動(dòng)計(jì)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(jù)ASME2010標(biāo)準(zhǔn)查得450℃下彈性模量為172GPa、泊松比取0.3、屈服強(qiáng)度Sy為179MPa。

    圖4為徑向槽數(shù)為8時(shí)盤片的等效米塞斯應(yīng)力分布圖。由于流動(dòng)是內(nèi)進(jìn)外出，壓力逐漸降低，故盤片靠近進(jìn)口部分應(yīng)力較大，拐角部分由于結(jié)構(gòu)不連續(xù)也會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力。根據(jù)壓力容器應(yīng)力分析方法和鍋爐與壓力容器標(biāo)準(zhǔn)，應(yīng)對(duì)不同應(yīng)力進(jìn)行分類后校核，具體標(biāo)準(zhǔn)為一次局部薄膜應(yīng)力、一次局部薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力均不應(yīng)超過材料的屈服強(qiáng)度Sy。在應(yīng)力最大值處的橫截面上取一條應(yīng)力校核路徑（圖4），根據(jù)等效線性法求得各應(yīng)力分量值，校核結(jié)果見表3。由表3可知，盤片的應(yīng)力分布不滿足標(biāo)準(zhǔn)的要求，需在結(jié)構(gòu)上進(jìn)行優(yōu)化?？赡苡绊懕P片應(yīng)力分布的參數(shù)有倒角、徑向槽進(jìn)口寬度、盤片厚度等。以設(shè)計(jì)尺寸為基準(zhǔn)，根據(jù)單一變量的原則，分別研究各參數(shù)對(duì)迷宮式盤片應(yīng)力分布的影響。利用等效線性法，得到徑向槽數(shù)不同時(shí)倒角、盤片厚度、進(jìn)口寬度等參數(shù)對(duì)盤片應(yīng)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(yīng)力和薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力均隨倒角半徑和盤片厚度的增大而減小，這是因?yàn)樵O(shè)置倒角后減弱了拐角處的應(yīng)力集中現(xiàn)象，倒角半徑越大則應(yīng)力集中現(xiàn)象越弱，同時(shí)盤片厚度的增大會(huì)增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度。在其他參數(shù)不變的情況下，若倒角半徑大于1mm，則盤片強(qiáng)度可滿足標(biāo)準(zhǔn)要求；在其他參數(shù)不變的情況下，若盤片厚度大于7mm，則盤片強(qiáng)度可滿足要求。②應(yīng)力隨進(jìn)口寬度的增大而增大，這是因?yàn)檫M(jìn)口越寬，進(jìn)口段介質(zhì)速度越小，壓力越大。在其他參數(shù)不變的情況下，若進(jìn)口寬度小于2.5mm，則盤片強(qiáng)度可滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。由此可得，通過調(diào)整參數(shù)，優(yōu)化設(shè)計(jì)，可使盤片的應(yīng)力分布滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。

圖4 盤片等效米塞斯應(yīng)力圖（單位：MPa）

表3 應(yīng)力校核結(jié)果

圖5 徑向槽數(shù)不同時(shí)倒角半徑對(duì)應(yīng)力的影響

圖6 徑向槽數(shù)不同時(shí)盤片厚度對(duì)應(yīng)力的影響

表4 各參數(shù)對(duì)應(yīng)力分布影響程度的比較

圖7 徑向槽數(shù)不同時(shí)進(jìn)口寬度對(duì)應(yīng)力的影響

    通過最小二乘法對(duì)各曲線進(jìn)行線性擬合，獲得各擬合曲線的斜率b值，即可比較各參數(shù)在各自變化范圍內(nèi)對(duì)應(yīng)力的影響程度，見表4。由表4可知，在各參數(shù)給定范圍內(nèi)，倒角對(duì)應(yīng)力的影響最小，而盤片厚度和進(jìn)口寬度對(duì)應(yīng)力的影響較為接近。

    4 結(jié)語

    針對(duì)高溫高壓且工作介質(zhì)為蒸汽的情況下的超臨界火電廠迷宮式調(diào)節(jié)閥，研究了迷宮式流道徑向槽進(jìn)出口寬度、倒角半徑、流道深度和盤片厚度等參數(shù)對(duì)流場和應(yīng)力分布的影響規(guī)律，結(jié)果對(duì)迷宮式調(diào)節(jié)閥的設(shè)計(jì)具有參考價(jià)值。

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