超臨界鍋爐末級(jí)過(guò)熱器管屏三維數(shù)值分析

高　玲，李代智，祁　晶，周克毅

（1.東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇南京210096；2.江蘇省工程咨詢(xún)中心，江蘇南京210003）

超臨界鍋爐末級(jí)過(guò)熱器管屏三維數(shù)值分析

高玲1，李代智2，祁晶1，周克毅1

（1.東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇南京210096；2.江蘇省工程咨詢(xún)中心，江蘇南京210003）

針對(duì)某電廠超臨界機(jī)組末級(jí)過(guò)熱器因蒸汽側(cè)氧化膜剝落導(dǎo)致的超溫爆管問(wèn)題，建立末級(jí)過(guò)熱器管屏三維模型，采用Workbench內(nèi)部軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，基于Fluent計(jì)算得到同屏12根管工質(zhì)溫度和金屬壁溫等的分布情況，并結(jié)合金屬溫度對(duì)氧化的影響分析了過(guò)熱器蒸汽側(cè)氧化膜的生長(zhǎng)規(guī)律，為進(jìn)一步分析同屏熱偏差和蒸汽側(cè)氧化膜在管內(nèi)的分布情況提供了依據(jù)。

末級(jí)過(guò)熱器；管屏；三維；數(shù)值模擬

蒸汽側(cè)氧化膜和熱偏差的存在是影響鍋爐末級(jí)過(guò)熱器運(yùn)行可靠性的兩大問(wèn)題。高溫管道內(nèi)壁與過(guò)熱蒸汽發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，可以生成一定厚度的蒸汽側(cè)氧化膜。氧化膜的形成和失效會(huì)引起管道超溫爆管、堵塞和汽輪機(jī)部件侵蝕等，給機(jī)組的安全運(yùn)行帶來(lái)許多的問(wèn)題［1，2］。根據(jù)氧化膜的生長(zhǎng)機(jī)理［3，4］，對(duì)于一定的金屬材料，氧化膜的生長(zhǎng)速度與金屬溫度高低密切相關(guān)，金屬超溫運(yùn)行后氧化膜厚度的增長(zhǎng)速度將大大加快?，F(xiàn)代大容量、高參數(shù)機(jī)組的高溫部件（末級(jí)過(guò)熱器和末級(jí)再熱器）的工作溫度已經(jīng)逼近其抗蒸汽氧化能力的極限，一旦發(fā)生超溫，氧化膜的厚度就會(huì)迅速增加，其脫落風(fēng)險(xiǎn)也隨之增加［5］。同時(shí)金屬超溫還會(huì)影響其應(yīng)力強(qiáng)度，導(dǎo)致金屬壽命損耗等問(wèn)題。過(guò)熱器管組的熱偏差包括沿屏寬方向和同屏管間的熱偏差2種［6］，其中同屏熱偏差是由同屏各管間各種吸熱偏差、長(zhǎng)度偏差、蒸汽流量偏差和進(jìn)口集箱中蒸汽渦流等多因素造成，準(zhǔn)確計(jì)算十分困難。因此研究末級(jí)過(guò)熱器受熱管的溫度分布情況對(duì)預(yù)測(cè)氧化膜的生長(zhǎng)、準(zhǔn)確分析過(guò)熱器熱偏差等都具有重要意義。由于超臨界鍋爐末級(jí)過(guò)熱器尺寸較大，模型復(fù)雜，目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者大多對(duì)其進(jìn)行了二維數(shù)值模擬，或者對(duì)幾何模型進(jìn)行不同程度的簡(jiǎn)化之后再進(jìn)行三維數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果不夠詳盡準(zhǔn)確。本文以某600 MW鍋爐末級(jí)過(guò)熱器一片管屏為研究對(duì)象，根據(jù)其原始尺寸，利用數(shù)值方法［7，8］建立煙氣橫掠末級(jí)過(guò)熱器管束的換熱模型，采用Workbench內(nèi)部軟件［9，10］進(jìn)行網(wǎng)格劃分，基于Fluent［11］研究末級(jí)過(guò)熱器管屏的換熱和溫度分布，并對(duì)氧化膜厚度的分布規(guī)律進(jìn)行預(yù)測(cè)，對(duì)提高超臨界機(jī)組的安全運(yùn)行具有重要意義。

1　計(jì)算模型及方法

1.1幾何模型及網(wǎng)格模型

某600 MW超臨界直流鍋爐的型號(hào)為SG-1913/25.4-M950，末級(jí)過(guò)熱器布置于水平煙道，與煙氣成逆流布置，共82排，沿爐膛寬度均勻分布。如圖1所示。

圖1　末級(jí)過(guò)熱器管束布置方式

管束順列布置，橫向間距S1為244 mm，縱向間距S2為76.2 mm，每片屏為由12根管子組成的U形受熱面，管子規(guī)格主要為D38.1×7.96 mm，材質(zhì)為T(mén)91合金和T23合金。選取其中一片管屏進(jìn)行三維數(shù)值模擬，最外圈管長(zhǎng)為10 943 mm，為消除蒸汽入口段溫度誤差，將蒸汽入口段延長(zhǎng)1000 mm，選取管子規(guī)格為D38.1×7.96 mm。為減少計(jì)算量，沿管子中心平面截取一半設(shè)立對(duì)稱(chēng)面。末級(jí)過(guò)熱器管屏的幾何模型如圖2所示。

圖2　末級(jí)過(guò)熱器管屏幾何模型

利用Workbench內(nèi)部軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為減少網(wǎng)格數(shù)同時(shí)提高網(wǎng)格質(zhì)量，將管屏分為許多個(gè)小的體單元［12］，基本采用規(guī)則的六面體網(wǎng)格，對(duì)于流場(chǎng)變化劇烈的彎管處，采用非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，并對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行了加密［13］，最終劃分的模型總網(wǎng)格數(shù)為1729萬(wàn)。末級(jí)過(guò)熱器管屏網(wǎng)格劃分圖如圖3所示。

1.2穩(wěn)態(tài)計(jì)算模型設(shè)置

根據(jù)鍋爐的設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)和熱力計(jì)算數(shù)據(jù)，查閱資料得到工質(zhì)及金屬的物性參數(shù)［14］。模型中所采用的邊界條件［15］為：（1）煙氣進(jìn)口采用了速度邊界條件，煙氣流速為12.11 m/s，溫度為960℃，出口采用壓力邊界條件，出口壓力為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓；蒸汽進(jìn)出口均采用了壓力邊界條件，進(jìn)口壓力為25.56 MPa，出口壓力為25.4 MPa；（2）計(jì)算域的上下面和左右面采用對(duì)稱(chēng)邊界條件；（3）受熱管內(nèi)壁采用流固耦合邊界條件，可以更真實(shí)地模擬蒸汽與金屬的換熱情況；（4）通過(guò)設(shè)置外壁灰污厚度的方法來(lái)考慮灰污的影響，灰污厚度取為0.43 mm。

圖3　末級(jí)過(guò)熱器管屏網(wǎng)格分布

末級(jí)過(guò)熱器煙氣溫度較高，輻射傳熱量在總傳熱量中占有較大的份額，因此需要考慮輻射換熱，本文選用適用范圍較廣的離散坐標(biāo)輻射（DO）模型計(jì)算末過(guò)管束的輻射換熱，并在模型中考慮了計(jì)算區(qū)域前后的煙氣容積對(duì)管束的輻射。

煙氣計(jì)算域存在鈍體繞流現(xiàn)象，考慮到RNG k-ε模型較標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型能適用更為廣泛的流動(dòng)，特別是流線彎曲程度較大的流動(dòng)，本文選擇RNG k-ε模型進(jìn)行分析求解，并且選用加強(qiáng)壁面函數(shù)法來(lái)進(jìn)行近壁面處理［16］。

1.3模型正確性分析

為驗(yàn)證末過(guò)熱段數(shù)值模型的正確性，采用了熱力計(jì)算方法對(duì)末過(guò)熱段進(jìn)行換熱計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。

（1）對(duì)流換熱計(jì)算。末過(guò)熱段管束為順列布置，且橫向節(jié)距較大（S1/d＞4），因此應(yīng)采用煙氣橫掠單排管子的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式［17］來(lái)計(jì)算煙氣的對(duì)流換熱：

式（1）中：Nu為煙氣努塞爾數(shù)；Re為煙氣側(cè)雷諾數(shù)；Pr為煙氣的平均普朗特?cái)?shù)。

對(duì)于末過(guò)熱段管束，Re=3088，Pr=0.573，由式（1）得煙氣努塞爾數(shù)為26.26，對(duì)流換熱系數(shù)αd為68.924 W/（m2·K），煙氣進(jìn)口平均溫度為1 233.15 K，煙氣出口平均溫度為1 148.71 K，得到對(duì)流熱流密度qd為 5.82 kW/m2。

（2）輻射換熱計(jì)算。管間煙氣的輻射換熱系數(shù)為：

式（2）中：σ0為波爾茲曼常數(shù)；ε1為煙氣側(cè)介質(zhì)的黑度；T1為煙氣的平均溫度；T2為管子的外壁灰污表面的平均溫度。

對(duì)于煙氣側(cè)介質(zhì)，ε1=0.275，T1=1 181.24 K，T2= 858.39 K，由式（2）得αf為61.03 W/（m2·K），平均管間輻射熱流密度qf1為5.19 kW/m2。由熱力計(jì)算得到，平均每根受熱管吸收前受熱面的穿透輻射熱流密度qf2為1.18 kW/m2。

綜上，煙氣側(cè)的平均輻射熱流密度為qf=qf1+qf2= 6.37 kW/m2。

（3）熱力計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果比較。熱力計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果的比較如表1所示。相對(duì)偏差不超過(guò)7.5%，表明2種方法的計(jì)算結(jié)果基本一致，可以將數(shù)值計(jì)算模型用于末級(jí)過(guò)熱器管屏的換熱計(jì)算。兩者之間的偏差主要來(lái)源于數(shù)值計(jì)算模型和熱力計(jì)算模型的差異，前者更接近分布參數(shù)模型，后者更接近集總參數(shù)模型，因而數(shù)值計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果更可信。

表1　熱力計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果比較

2　數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

2.1煙氣溫度及流速分布云圖

對(duì)稱(chēng)面上的溫度及流速分布云圖分別如圖4—7所示，其圖的右側(cè)為煙氣進(jìn)口，左側(cè)為煙氣出口。

圖4　對(duì)稱(chēng)面上彎管段溫度分布云圖

由圖4可以看出，第一排管子入口處高度方向的煙氣溫度分布均勻，第二排管子入口處煙氣溫度分布不再均勻，越靠近彎頭處溫度越低，這也是因?yàn)閺濐^處熱流密度較大，換熱較多所致。

圖5　對(duì)稱(chēng)面上彎管段速度分布云圖

圖6　對(duì)稱(chēng)面上直管段溫度分布云圖（距離蒸汽入口2 m）

圖7　對(duì)稱(chēng)面上直管段溫度分布云圖（距離蒸汽入口7 m）

由圖4、圖5可以直觀地看出，U型管彎管處流速較直管處明顯增大，擾動(dòng)加劇，對(duì)流換熱加強(qiáng)，對(duì)流熱流密度較大，因此金屬壁溫較高。圖6、圖7分別是距離蒸汽入口2 m和7 m處對(duì)稱(chēng)面上的溫度分布云圖，所截取的長(zhǎng)度為1 m，從圖中可以看出，沿高度方向煙氣溫度，金屬壁溫分布均勻，變化不大，可以認(rèn)為金屬壁溫沿著蒸汽流程是線性增加的，所以蒸汽側(cè)氧化膜的厚度沿著蒸汽流程也是逐漸增加的。

2.2沿長(zhǎng)度方向工質(zhì)和金屬溫度分布

過(guò)熱器管屏包含12根管，設(shè)定最外圈管為1號(hào)管，最內(nèi)圈管為12號(hào)管，讀取12根管子出口截面中心點(diǎn)處的蒸汽溫度值，計(jì)算蒸汽進(jìn)出口溫度變化量，如表2所示。根據(jù)蒸汽進(jìn)出口壓力和溫度值計(jì)算得到各管的熱偏差系數(shù)如表3所示。

表2　12根管蒸汽進(jìn)出口溫度變化　℃

表3　同屏各管熱偏差系數(shù)

為分析各管沿蒸汽流動(dòng)方向的溫度分布，以蒸汽入口作為起始端，編寫(xiě)程序沿蒸汽流動(dòng)軌跡線取點(diǎn)，讀取對(duì)應(yīng)點(diǎn)的坐標(biāo)值。將所得參數(shù)導(dǎo)入Workbench后處理軟件繪制出曲線，導(dǎo)出曲線上各點(diǎn)的溫度值。為分析管橫截面的溫度分布，分別讀取每個(gè)點(diǎn)所在橫截面的7處對(duì)應(yīng)位置的參數(shù)，如圖8所示。12根管子前側(cè)內(nèi)壁溫度（2號(hào)點(diǎn)）分布如圖9所示。

圖8　管截面上溫度點(diǎn)分布示意圖

由表2可以看出，1號(hào)管內(nèi)蒸汽溫升最大，由圖8可以看出，1號(hào)管金屬內(nèi)壁溫度最高，在實(shí)際運(yùn)行中最

圖9　根管前側(cè)內(nèi)壁金屬溫度（2號(hào)點(diǎn)）分布

有可能發(fā)生超溫現(xiàn)象，需要對(duì)其溫度分布情況進(jìn)行詳細(xì)地分析。出現(xiàn)這一現(xiàn)象的原因主要有：

（1）管束前、后煙氣空間對(duì)各排管子輻射熱量的不均勻性，這兩個(gè)煙氣容積對(duì)各排管子的輻射角系數(shù)差別很大，面向煙氣空間第一排管子的角系數(shù)最大，以后各排迅速遞減，所以最外圈管子的吸熱量最大，蒸汽溫度和金屬壁溫最高；

（2）同片各管接受管束間的煙氣輻射熱量的不均勻性，同屏各管中面臨小煙室的管段由于受到三面輻射，其接受管間的輻射就要比只受到兩面輻射的中間管為大；

（3）同屏各管吸收對(duì)流熱量的不均勻性，當(dāng)對(duì)流管束的縱向節(jié)距比S2/d較小時(shí)，在同樣的煙氣流速下對(duì)流放熱系數(shù)會(huì)減小，這是因?yàn)闊煔獠荒芎芎玫貨_刷密排的管子與管子之間的那一部分受熱面積，最外圈管子由于沒(méi)有相鄰管子的遮擋作用，所以其對(duì)流吸熱量比中間管大，蒸汽溫度和金屬壁溫也較高。

由圖9可以看出，越靠近工質(zhì)出口處，工質(zhì)溫度及金屬溫度越高。爐內(nèi)管長(zhǎng)越長(zhǎng)，管子的受熱面接越大，工質(zhì)吸熱量越多，所以工質(zhì)溫度越高。而金屬壁溫與工質(zhì)溫度密切相關(guān)，所以其總體也呈沿管長(zhǎng)遞增的趨勢(shì)，在出口處達(dá)到最大值。A點(diǎn)、B點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)于U型管2個(gè)彎頭處，如圖2所示，2點(diǎn)之間的金屬溫度較別處明顯降低。這主要是因?yàn)樵诠べ|(zhì)溫度相差不大的情況下，金屬溫度也與熱流密度有關(guān)。2點(diǎn)之間的管子處于煙氣的縱向沖刷下，換熱系數(shù)小，熱流密度也較小，故金屬溫度較低。彎頭附近金屬溫度變化比較明顯，這主要是因?yàn)榇颂幜鲌?chǎng)變化比較劇烈，煙氣流速較大，對(duì)流熱流密度較大，金屬內(nèi)外壁溫度明顯上升。

最外圈管內(nèi)的蒸汽溫度和金屬壁溫分布如圖10所示。

通常熱偏差計(jì)算時(shí)，除要對(duì)出口段的計(jì)算金屬溫度進(jìn)行校核外，還要對(duì)A點(diǎn)、B點(diǎn)的溫度要進(jìn)行校核。就蒸汽側(cè)的氧化膜而言，越靠近出口段，則金屬溫度越高，氧化膜的生長(zhǎng)速率就越大，越要注意氧化膜問(wèn)題。同一種金屬材料，各直管段的出口金屬溫度最高，也應(yīng)注意此處的氧化膜生長(zhǎng)速率問(wèn)題。

圖10　最外圈管各點(diǎn)溫度分布情況

2.3沿周向金屬溫度分布

在1號(hào)、2號(hào)、9號(hào)、12號(hào)U型管距離蒸汽出口5 m處周向截面上每隔10°選取一個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)，導(dǎo)入Workbench后處理軟件繪制曲線，得到曲線上金屬內(nèi)壁溫度的分布情況，如圖11所示。

圖11　金屬內(nèi)壁溫度的周向分布

由圖11可看出，各管金屬內(nèi)壁溫度沿周向分布形式基本相同，迎風(fēng)面溫度高于背風(fēng)面。最外圈管子變化范圍最大，在5℃左右；越靠近內(nèi)圈，變化范圍越小，金屬內(nèi)壁溫度越接近沿周向均勻分布。因迎風(fēng)面溫度較高，故管內(nèi)迎風(fēng)面氧化膜厚度大于背風(fēng)面。就本例而言，同一高度處外圈溫度高，故外圈氧化膜生長(zhǎng)速率應(yīng)高于內(nèi)圈。但通常情況下，內(nèi)外圈金屬分布與各管的熱偏差大小有關(guān)，因此氧化膜的厚度分布規(guī)律也不相同。

2.4與常規(guī)熱偏差計(jì)算比較

類(lèi)似過(guò)熱器采用常規(guī)熱偏差計(jì)算方法［18］計(jì)算所得末級(jí)過(guò)熱器某管屏最外圈管工質(zhì)溫度和金屬壁溫沿管長(zhǎng)的變化情況，如圖12所示。其中I點(diǎn)和H點(diǎn)為下彎頭，D點(diǎn)、F點(diǎn)為中間上彎頭。與本文圖9相比，總的變化趨勢(shì)是一致的，即金屬和工質(zhì)溫度沿工質(zhì)流動(dòng)方向不斷升高，但在彎頭處常規(guī)熱偏差計(jì)算方法難以準(zhǔn)確反映彎頭局部的溫度變化。從圖12上盡管可看出2個(gè)上彎頭之間的水平管金屬溫度比較低，但不能反映彎頭處金屬溫度的急劇變化。這種差異表明，數(shù)值計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果優(yōu)于常規(guī)的熱偏差計(jì)算，從保證安全性考慮，在分析高溫受熱面蒸汽側(cè)氧化膜問(wèn)題中應(yīng)以數(shù)值計(jì)算模型計(jì)算結(jié)果為分析依據(jù)。

圖12　常規(guī)熱偏差某管屏最外圈管計(jì)算結(jié)果

3　結(jié)束語(yǔ)

與常規(guī)熱偏差計(jì)算相比，三維數(shù)值計(jì)算模型能更完整地反映鍋爐高溫受熱面的同屏金屬溫度分布，為準(zhǔn)確分析蒸汽側(cè)氧化膜問(wèn)題提供了有效手段。

在金屬材料相同的情況下，末級(jí)過(guò)熱器蒸汽側(cè)氧化膜的分布規(guī)律為：（1）各受熱管金屬內(nèi)壁溫度沿周向分布基本一致，迎風(fēng)面蒸汽側(cè)氧化膜的厚度大于背風(fēng)面；（2）總體而言，沿工質(zhì)流程，金屬溫度不斷升高，氧化膜的厚度也相應(yīng)增加，即越靠近蒸汽出口，氧化膜的厚度越大；（3）在彎頭處，流動(dòng)變化劇烈，熱負(fù)荷較大，故金屬溫度明顯高于彎頭兩側(cè)，不僅需要注意金屬?gòu)?qiáng)度問(wèn)題，也要注意可能的氧化膜問(wèn)題，特別是此處管材等級(jí)較低時(shí)尤為重要。

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高玲（1990），女，江蘇鹽城人，碩士研究生，從事電站鍋爐特性方面研究工作；

李代智（1983），男，江蘇南京人，碩士研究生，從事電站鍋爐特性方面研究工作；

祁晶（1989），男，江蘇鹽城人，博士研究生，從事電站鍋爐特性方面研究工作；

周克毅（1955），男，江蘇泰州人，博士生導(dǎo)師，從事電站鍋爐特性方面研究工作。

Three-dimensional Numerical Simulation of Final-stage Superheater Panel of Supercritical Boilers

GAO Ling1，LI Daizhi2，QI Jing1，ZHOU Keyi1
（1.School of Energy and Environment，Southeast University，Nanjing 210096，China；2.Jiangsu Engineering Consulting Center，Nanjing 210003，China）

Final-stage superheater tubes of power plant can fail by overheating，if exfoliated oxide scales were collected in lower tube bends.Using software of workbench，three-dimensional final-stage superheater panel modeling was established，and the temperature distribution of the steam and tube wall of twelve tubes was calculated by utilizing Fluent.Combining with the effect of tube wall temperature on the oxidation rate，the oxide scales growth behavior of superheater was analyzed，which can be used to investigate the thermal deflection of tube panel caused by steam-side oxide scales.

final-stage superheater；tube panel；three-dimensional；numerical simulation

TK222

A

1009-0665（2016）04-0015-05

2016-03-27；修回日期：2016-05-10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目：51176031