凝汽器管束的數值模似計算及評價方法

劉克為，趙起超，趙云云

(1. 哈爾濱汽輪機廠有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150046；2. 中國航空油料有限責任公司黑龍江分公司，黑龍江 哈爾濱150036)

0　概　述

凝汽器性能與殼側蒸汽的流動及換熱狀態有著密切的關系，管束布置方案的確定，是整個凝汽器設計的核心。利用Star-CD計算機軟件并結合自定義子程序，對某型凝汽器管束內介質的流動狀態進行了數值模擬。依據定壓力評價法或定凝結量評價法，對該凝汽器的殼側流場進行分析和總結，同時，給出這2種評價方法的優劣性及可操作性。

1　評判方法及分類

評判凝汽器管束性能的方法有兩大類，可分為試驗法和數值模擬計算法。試驗法又分為水模型試驗法和全尺寸實驗法。在凝汽器管束水模型的試驗中，是利用氣體流動和水在開式槽道中流動相似的原理，分析管束中汽氣混合物的流動與部分凝結模擬成水繞流在特制管束模型和部分水從管束模型中漏流狀態，從而確定管束中汽氣混合物的流型、流向及流動強弱程度，利用數值定量確定管束的性能。全尺寸實驗能夠真實地反映凝汽器內部的流動狀態與傳熱特性，但耗資很大，因此該方法的應用受到一定限制。凝汽器的殼側數值模擬，則是借助計算機工具，通過簡化凝汽器殼側蒸汽在多孔介質中的流動，建立混合物的連續性方程、動量方程、空氣濃度組分方程等，根據輸入的邊界條件數值，模擬凝汽器的殼側流動及傳熱的具體狀態，從而在計算數值上判斷凝汽器管束的性能。

在判別方法中，試驗方法較為直觀和準確，但造價高，耗時長。在數值模似的判別方法中，雖然設定了許多假設，但通過經驗積累，數值模擬方法的發展已經很成熟，而且數值模擬判別方法的費用低、且快速。因此，管束數值模擬的判別方法，已成為判斷管束設計方案優劣的重要手段。

2　數值方法及評價方法

2.1　數值方法

現將凝汽器殼側多相、多組分流體的復雜流動狀態，簡化為蒸汽和空氣混合氣體在具有分布阻力和分布質量匯的多孔介質中的二維穩態流動，同時，還簡化了傳熱傳質過程。應用Star-CD軟件建立數值模型，并結合自定義子程序，計算凝汽器的殼側流場。在計算過程中，采用K-ε湍流模型，設定邊界條件的入口速度及出口壓力，通過simple算法進行計算求解。在計算結果中，有參數的流場分布圖、壓力分布圖、傳熱系數分布圖、空氣分布圖、凝結率分布圖。

2.2　評價方法

通常判別凝汽器管束設計方案的合理性，主要表現在蒸汽混合物流動順暢、空氣集聚位置、蒸汽凝結量、混合物壓力降等參數上，這些參數相互影響，相互制約，其中混合物壓降和蒸汽凝結量是標量參數。依據計算所得的參數，確立了定壓力評價方法和定凝結量評價方法。

(1)定壓力評價法

定壓力評價法是固定了凝汽器蒸汽入口處壓力進行分析。在利用Star-CD軟件計算時，設定的壓力出口邊界初始值是估算值，當計算值收斂后，提取蒸汽入口處的壓力值，若入口壓力與設計壓力不符合，則重新調節壓力出口的設定值。通過不斷地計算，使凝汽器的入口壓力值符合設計值，因此，用此方法需反復試算。對于Star-CD軟件的計算而言，試算的工作量并不大，因為在壓力出口初始值估算時，就需要用設計壓力值減去壓降，而壓降是估算的。在計算過程中，只要數值模型的計算值有收斂的趨勢，就可實時觀察蒸汽入口壓力值的變化。當蒸汽入口壓力值穩定后，就可分析該壓力值與設計值的差別，無需讓模型計算的精度達到要求，就可暫定壓力出口的估算值。通過不斷的觀察并計算，直至蒸汽入口壓力值與設計值一致。因此，實施Star-CD軟件的定壓力評價法是可行。

采用定壓力評價法，可得到凝汽器在設計壓力下的蒸汽凝結量參數。在評定中可知，該模型的蒸汽凝結量大、壓力損失小。由模擬計算得知，將空氣聚集在空冷區的凝汽器管束設計方案更為合理。

(2) 定凝結量評價法

定凝結量評價方法是固定了蒸汽凝結量進行分析，即根據設計標準，確定了蒸汽凝結量，通過不斷調整出口壓力的設定參數，使模型計算的蒸汽凝結量與標準值相符。此評價方法也需不斷地試算，而且每次計算都需要模型的計算值不斷收斂，且出口壓力值與凝結量無直接的函數關系。對于設定值，無法根據理論進行估算。因為定凝結量評價方法需進行大量的試算，所以該方法的實施有一定的難度。

定凝結量評價方法是考核凝汽器入口的壓力值，即考核了凝汽器的背壓值，采用這種評價方法，對于背壓較低的凝汽器管束設計方案更為合理。

綜合分析定壓力評價法及定凝結量評價法的差別，雖然都需要試算，但評價點不同，可操作性也不同。定壓力評價法的壓力初始值是可以估計的，可以根據理論知識和經驗值確定每次試算的方向，而對于定凝結量評價法，壓力與凝結量無直接函數關系，只能根據經驗，確定每次試算值的差別。因此，壓力評價法的可實施性更強。

3　定壓力評價法的應用

3.1　應用對象

以某機組凝汽器的設計方案為例，在設計時，有2種相似的管束布管結構，但凝汽器的循環水參數、蒸汽參數、冷卻管根數及長度均相同。2種相似管束的布管結構，分別如圖1中a、b所示。現利用Star-CD計算軟件，并在采用自定義程序的基礎上，利用定壓力評價法，對2種相似管束布管結構的優劣進行評判。

3.2　計算結果及分析

該凝汽器內的流場分布圖，如圖2所示。從圖2可知，在低壓加熱器殼體附近，蒸汽已形成典型的繞流脫體現象，分離點附近的流速較大 (通流面積減小 )， 在前滯止點附近和尾跡區的流速較小，

(a)　　　　　　　　　　(b)

圖12種管束的區布置圖

(a)　　　　　　　　　　 (b)

圖2凝汽器內的流場分布圖

在尾跡區產生了較小的漩渦。由于管束區分布阻力的存在，所以管束區的流速較小。從圖2(a)中可知，凝汽器中間通道內蒸汽的流速較高，約為105.3 m/s。管束區的流場分布幾乎對稱，在靠壁面通道和中間通道內均有蒸汽到達。隨后，蒸汽進入下部管束區換熱后凝結。在圖2(b)的結構中，流體在管束區上部形成了立式橢圓形，而管束區兩側的蒸汽通道較寬，靠近中心處的蒸汽流量比圖2(a)中顯示的流量要大。

凝汽器管束區的速度矢量圖，如圖3所示。在圖3(a)中可知，因擋板位置靠近管束下部的第一排冷卻管，所以，上部管束區內蒸汽流量較大，下部的蒸汽流量較小，以致上部空冷區的蒸汽流量相對較多。由圖3(b)中可知，檔板位于管束上下部的中間位置，所以在管束的下部區域內充滿了蒸汽，在空冷區的蒸汽仍具有一定的速度(從傳熱系數分布圖及凝結率分布圖分析，仍可知空冷區內的蒸汽量相對較多)。對比2種流場的分布狀態可知，在圖3(a)所示結構中，管束中間通道處的蒸汽流量較少，以至使到達液面的蒸汽量較少，在下部管束外圍的蒸汽最低流速，約為7 m/s，而在圖3(b)所示結構中，下部管束完全被蒸汽包圍，最低蒸汽流速約為20 m/s。

(a)　　　　　　　　　　　　 (b)

圖3管束區速度矢量圖

凝汽器內的壓力分布圖，如圖4所示。考慮到汽輪機排汽壓力和蒸汽在凝汽器喉部及上部的壓力損失，因此，需不斷調整參數，使模型中蒸汽進口的壓力值符合設計要求。為此，采用了定壓力評價法。從圖4可知，在低壓加熱器殼體前滯止點附近、以及在管束區入口處的壓力最大，由于在這些區域突遇阻礙物，蒸汽的流速迅速減小，壓力增大。同理，在管束區前端的壓力梯度最大。由圖4(b)可知，壓力最低的位置集中在空冷區。經計算，在圖4(a)中的壓降，為377 Pa(蒸汽入口壓力與出口壓力的差值)。在圖4(b)中的壓降，為289 Pa。

(a)(b)

圖4壓力分布圖

管束區的總傳熱系數分布圖，如圖5所示。經計算，總平均傳熱系數的差別較小，分別為2 709 W/(m2·K)、2 764 W/(m2·K)。

管束區的蒸汽凝結量分布圖，如圖6所示。從圖6中可知，凝結率的分布與壓力分布、速度矢量的分布是一致的，在空冷區附近的蒸汽流速和壓力較低、傳熱系數小、蒸汽凝結率低。經計算，在圖6(a)的結構中，蒸汽的平均凝結率為0.945 kg/(s·m3)。在圖6(b)結構中，蒸汽的平均凝結率為0.968 kg/(s·m3)。計算結果中的參數對比，如表1所示。

(a) (b)

(注：實際傳熱系數值=圖中傳熱系數值×10 000)

圖5管束區的總傳熱系數分布圖

(a) (b)

(注：實際凝結量值=圖中凝結量值×1000)

圖6凝結率分布圖

表1計算結果中的參數對比

管束類型圖6(a)結構圖6(b)結構入口平均靜壓/Pa52015201出口平均靜壓/Pa48114912靜壓損失/Pa390289總傳熱系數/(W·(m2·K)-1)27092764蒸汽凝結率/%97.2399.80

基于Star-CD計算軟件，對2種管束的布管類型，采用壓力評價法進行評價，發現在凝汽器管束(b)布管方式中，管束的壓降、傳熱系數、凝結量等均要高優于管束(a)方式，同時，在布管方式(b)的結構中，蒸汽的未凝結量符合設計標準。因此，對于該凝汽器的設計方案，宜采用(b)方式的布管方案，才能使凝汽器的性能較佳。

4　結　語

在Star-CD計算軟件的基礎上，通過對凝汽器管束數值模擬的評價方法及可實施性分析，論述了凝汽器管束數值模擬計算的評價方法。在使用數值模擬凝汽器殼側流動時，較易設定蒸汽的進口速度及壓力出口的邊界條件，所以，定壓力評價法的可實施性較高。通過實例分析，認為定壓力評價法比較符合設計理念，而且是可在工程中實際運用的評價方法。

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