凝汽器喉部补偿节优化计算分析

刘克为， 孙源浦， 程方

（1.哈尔滨汽轮机厂有限责任公司；哈尔滨 150046；2.中国铁路哈尔滨局集团有限公司，哈尔滨 150050）

0 引言

凝汽器的喉部是电站凝汽器的重要组成结构，它联系着凝汽器的主凝结区和汽轮机排汽口，接收来自汽轮机低压缸的排汽，蒸汽经过喉部进入凝汽器的主蒸汽区换热凝结。如果凝汽器喉部流动阻力过大，最直接的将是导致汽轮机排汽压力的升高，从而影响其效率，一般喉部压力损失增加0.133 kPa，汽轮机功率将减少0.08[1]。同时，蒸汽阻力过大还会造成凝结水内氧气超标，加速换热管和其他设备的腐蚀性。而且，由于喉部流场不均匀而产生的局部高速汽流，对凝汽器内的换热管和支撑管产生巨大的冲击力，影响凝汽器的使用寿命。低压加热器、抽气管组、上部支撑管、喉部补偿节等结构的布置，都会产生一定的阻力作用[2]。为此在保证结构强度要求的情况下，降低凝汽器喉部的汽阻，是非常必要的。近来一些研究人员将研究方向置于低压加热器的布置位置及布置方式上[3-4]，希望通过调整低压加热器的合理布置，以达到降低凝汽器喉部阻力的效果。本文研究内容主要是通过对凝汽器喉部补偿节结构的优化设计，探究降低喉部汽阻的优选方案，为凝汽器喉部补偿节的结构设计提供参考。

1 喉部补偿节流场分析

1.1 设备参数和物理模型

凝汽器与汽轮机后气缸的连接方式为刚性和弹性连接两种形式：1）刚性连接进气口与汽轮机后气缸排气口采用法兰螺栓连接，一般用于汽轮机后气缸为铸铁结构的小汽轮机组。2）弹性连接是指凝汽器进汽口与汽轮机后气缸排汽口之间采用橡胶或金属波形膨胀节（补偿节）的连接形式。橡胶补偿节的优点是可大量地吸收来自各个方向的热膨胀量，成本低，但存在橡胶老化问题，需定期更换。金属波形膨胀节即不锈钢补偿节，补偿量受到限制，不能太大，但寿命长，成本相对较高，目前广泛采用的是此种补偿节。本文计算模型采用的也是此种结构。

常用凝汽器喉部补偿节设计方案通过4排支撑钢管进行加固，考虑到多排支撑管的布置可能会引起过大的气阻，需要对设计方案进行适当优化，方案1为将原有的4排支撑管减少为单排，并在中间壳体直段外部增加两排筋板，方案2将原有的4排支撑管减少为双排，并在中间壳体直段外部增加一排筋板。

图1 补偿节支撑管布置外形图

本文的计算思路为：根据设备尺寸利用Unigraphics NX建立凝汽器上部的三维计算模型，导入ANSYS-Icem网格划分软件中划分结构性网格，使用CFX（或FLUENT）流体分析软件进行流场阻力计算。如图1为凝汽器喉部补偿节支撑钢管布置外形图，其中图1（a）为补偿节支撑钢管布置的俯视图（用于图1(c)和图1(d)），图1（c）为常用喉部补偿节4排支撑钢管布置方案，图1(d)为优化的支撑钢管单排布置方案；图1(b)为根据图1(a)进行简化后的补偿节支撑钢管布置的俯视图（用于图1(e)），图1(e)为优化的支撑钢管双排布置方案；图1中，支撑钢管尺寸为φ76 mm×6 mm。

所用的控制方程组为[5]：

其中：ρ为流体的密度；μ为动力黏度系数；ε为湍流耗散率；k为湍流动能。常数取值为：Cμ=0.09；Cε1=1.44；Cε2=1.92;στ=1.0，σε=1.3。

以单排布置方案为例（4排布置和双排布置类同），图2为所建立的凝汽器三维结构模型，凝汽器上部主要包括低压加热器、抽气管组、大量的支撑管等等，由于本文主要着眼于凝汽器喉部的阻力计算分析，因此在建模时为节约计算内存及计算时间，暂不考虑上部支撑管的存在。

图3为该模型的网格划分结果图，本模型采用四面体非结构化网格，保证网格质量的前提下，总网格数约为1 267 900个。

根据工程实际情况，在模型计算的过程中，做以下假设条件[6]：1）由于主要分析凝汽器喉部一段的蒸汽流场，蒸汽流动的速度快，距离短，发生相变的蒸汽量少，因此假定工质蒸汽的密度不变；2）假设凝汽器喉部入口的蒸汽流场分布均匀；3）假设整个流场的温度恒定不变；4）忽略蒸汽自身重力的影响。

图2 凝汽器三维结构模型

图3 网格划分结果

根据以上假设，本文求解模型采用k-ε模型，运用SIMPLEC算法，不考虑重力的影响，流体介质为蒸汽，给定入口边界条件为：inlet蒸汽入口流量为168.89 kg/s，蒸汽焓值为2 321 925 J/kg；蒸汽出口边界条件设为压力出口，静压为0.0049 MPa。

1.2 流场计算结果分析

按照以上计算过程，分别对如图1中的喉部补偿节各种支撑钢管结构进行分析计算，最终得到，本文中喉部补偿节支撑钢管采用单排布置产生的喉部汽阻要比采用4排布置结构产生的喉部汽阻减少73左右，双排布置产生的喉部汽阻将比单排布置产生的喉部汽阻多17左右；可见文中所提出的两种优化方案中，喉部补偿节支撑钢管的单排布置方案产生的喉部汽阻更小些。图4为单排支撑管布置方案最终得到的流线图。

2 喉部补偿节强度分析

2.1 有限元计算模型

为了解优化后的凝汽器喉部补偿节的结构强度是否能够满足强度要求，通过有限元软件对补偿节的结构在设计工况下的变形和应力情况进行了分析计算，并对计算结果进行评估，以期为凝汽器喉部补偿节的结构优化提供参考。

凝汽器喉部补偿节壳体材料为Q235-A材料，许用应力为113 MPa，弹性模量为210 GPa，材料密度为7.85×103kg/m3，泊松比为0.3。补偿节材料为06Cr19Ni10，弹性模量为186 GPa,许用应力为137 MPa。

由于凝汽器上部结构复杂、部件繁多，为准确模拟补偿节上下边界的载荷和位移边界条件，本次建模还建立了一部分凝汽器上部结构以及低压缸的一部分。对补偿节部分进行了全实体三维建模，忽略一些对计算结果影响不大的部件。计算模型包括凝汽器上部、低压缸一部分、补偿节壳体、支撑结构、筋板以及波纹段。所建立的计算模型如图5所示。

图4 单排布置计算结果图

图5 凝汽器喉部补偿节有限元计算模型

凝汽器在设计工况下，凝汽器喉部、补偿节、低压缸均承受外部的大气压力为0.101 325 MPa。凝汽器上部和低压缸结构的边界部位施加固定约束，凝汽器喉部补偿节的载荷和边界条件施加如图6所示。

图6 凝汽器喉部补偿节的载荷及边界条件施加

图7 单排凝汽器喉部补偿节结构的应力分布

2.2 有限元计算结果及分析

通过建立有限元模型，导入软件进行结构分析，计算凝汽器喉部补偿节在优化设计后的应力和变形结果。

2.2.1 优化设计前结果分析

图8 单排凝汽器喉部补偿节结构的变形情况

表1 单排凝汽器喉部补偿节的应力结果判定

1）由应力结果云图7可知，凝汽器喉部补偿节承受外压后，补偿节结构较大应力主要出现位置位于补偿节短边跨中支撑管与壳体连接位置，最大应力为338.8 MPa。壳体材料为Q235A，100℃的许用应力强度值为108 MPa，补偿节材料为06Cr19Ni10，许用应力为116 MPa。根据JB-4732《钢制压力容器-分析设计标准》要求对此工况下进行应力评定，评定结果如表1所示。

2）由变形结果云图8可知，改为单排支撑管后，补偿节的最大变形出现在短边下部波纹段的跨中位置，最大变形为15.4 mm。由图7支撑杆件应力云图可以看出，十字支撑杆件超出许用应力的杆件个数较多，且单排支撑管竖向变形为5.3 mm，易导致补偿节支撑失效，有失稳的风险。

2.2.2 优化设计后结果分析

1）由应力结果云图9可知，改为双排补偿节，补偿节结构较大应力主要出现位置位于补偿节长边跨中下部波纹段位置，最大应力为411.4 MPa。壳体材料为Q235A，100℃的许用应力强度值为108 MPa，补偿节材料为06Cr19Ni10，许用应力为116 MPa。根据JB-4732《钢制压力容器-分析设计标准》要求对此工况下进行应力评定，评定结果如表2所示。

2）由变形结果云图10可知，改为双排支撑管后，补偿节的最大变形出现在短边下部波纹段的跨中位置，最大变形为9.4 mm。单排支撑管竖向变形为1.2 mm，补偿节刚度较单排支撑情况有很大改善，降低了失稳的可能性。

图9 双排凝汽器喉部补偿节波的应力分布

图10 凝汽器补偿节结构的变形情况

表2 双排凝汽器喉部补偿节的应力结果判定

通过对以上模型进行强度计算分析得到，单排支撑结构相比双排支撑结构所承受的载荷要大很多，尤其是如图1（a）中心位置十字交叉的2根钢管为高应力集中区域，可能导致支撑结构的集体失稳；为此，可以将中心2根钢管的外径适当加大，当钢管规格由φ76 mm×6 mm提高到φ114 mm×6 mm后，应力集中现象得到一定的缓解。但同时补偿节的高度高，支撑跨度大，支撑结构杆件承受的压力比较大，杆件应力和支撑结构的竖向变形均相对较大，对补偿节的整体稳定性有一定的影响。

采用双排支撑结构时，补偿节结构的整体刚性较单排支撑刚度提升较大，且钢管的φ76 mm×6 mm规格较单排φ114 mm×6 mm的管子的重量不会增加太多，应力水平也在允许范围之内。

3 结语

本文利用流场分析计算软件及强度计算软件对以往常用的凝汽器喉部补偿节4排支撑钢管结构进行优化改进，提出一种单排支撑钢管结构和一种双排支撑钢管结构，并对2种优化设计方案进行了阻力对比分析以及强度对比分析，最后得到几种支撑结构中单排支撑钢管结构产生的喉部汽阻更小些，但是相对来说，稳定性比较差；相比之下，双排支撑结构产生的喉部压损略有增加，但是稳定性也有所提升。