高壓蒸汽溫度測點(diǎn)管座氣流沖刷模擬分析

呂玉坤，楊帆，盧權(quán)

（1.華北電力大學(xué)動力工程系，河北 保定 071003；2.國華三河發(fā)電有限責(zé)任公司，河北 三河 065201）

燃煤電廠熱力設(shè)備及多數(shù)零部件長期工作于高溫、高壓環(huán)境中，并經(jīng)受來自蒸汽、煙氣等流體介質(zhì)的沖刷和磨損，其金屬強(qiáng)度會逐漸降低，致使設(shè)備性能和使用壽命受到影響，威脅機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行[1]。

鍋爐受熱面作為熱量傳遞的重要載體，時常出現(xiàn)由于高溫腐蝕或顆粒沖蝕所導(dǎo)致的爆管泄漏事故[2]。葛闖等[3]利用數(shù)值模擬探究了煤粉及飛灰顆粒對分隔屏過熱器的磨損特性，發(fā)現(xiàn)彎管處的磨損速率遠(yuǎn)高于直管。趙憲萍等[4]對主要應(yīng)用于省煤器的20 號碳鋼進(jìn)行了常溫態(tài)和熱態(tài)條件下的沖蝕磨損試驗(yàn)，分析了不同飛灰顆粒粒徑對材料磨損的影響。

對于燃煤電廠中沖蝕磨損現(xiàn)象的研究還集中于其他關(guān)鍵設(shè)備及其零部件。Cao Lihua等[5]模擬發(fā)現(xiàn)汽輪機(jī)調(diào)節(jié)級葉片的磨損會影響級內(nèi)氣流運(yùn)動并導(dǎo)致級效率下降。葉學(xué)民等[6]以某單級軸流風(fēng)機(jī)為對象，模擬探究了不同動葉安裝角下的顆粒運(yùn)動特征及其對葉片磨損的影響。

布置于壓力管道上的溫度測點(diǎn)在為電廠安全可靠運(yùn)行提供保護(hù)的同時，也帶來了許多安全隱患。溫度計通常通過管座連接于主管道以探測管道內(nèi)部介質(zhì)溫度。然而，目前國內(nèi)外對于管座內(nèi)壁磨損致泄漏的研究較少。本文以某300 MW 機(jī)組主蒸汽溫度測點(diǎn)管座為研究對象，應(yīng)用雷諾時均法模擬其內(nèi)部流動特征，探究管座內(nèi)壁磨損原因，并提出針對性的改造方案。

1 數(shù)值模擬

1.1 研究對象

2020 年初，某電廠300 MW 機(jī)組以80%負(fù)荷運(yùn)行時，主蒸汽溫度測點(diǎn)管座發(fā)生穿孔泄漏故障。該機(jī)組主蒸汽通過斜向三通結(jié)構(gòu)分別由左、右兩側(cè)管道進(jìn)入高壓缸主汽閥，泄漏測點(diǎn)為位于右側(cè)主蒸汽分支管道上游的3 號測點(diǎn)。由宏觀檢查發(fā)現(xiàn)：漏點(diǎn)位于管座上端部，距離焊縫約30 mm 處；泄漏圓孔直徑約為5 mm，其周圍管壁已明顯減??；管座上端部的內(nèi)壁面磨損最為嚴(yán)重，圓周方向的氣流沖刷和磨損痕跡明顯。主蒸汽管道布置及泄漏測點(diǎn)位置如圖1 所示，其主蒸汽壓力測點(diǎn)位于右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)上游約200 mm 處。該機(jī)組不同負(fù)荷下主蒸汽參數(shù)見表1。

圖1 機(jī)組主蒸汽管道布置Fig.1 Arrangement of pipelines for the unit main steam

表1 不同負(fù)荷下主蒸汽參數(shù)Tab.1 The main steam parameters at different loads

主蒸汽溫度測點(diǎn)通常由熱電偶及熱電偶保護(hù)套管組成，套管上端的管帽與管座焊接固定，下端獨(dú)特的三棱錐型感應(yīng)體（下稱棱錐體）則與位于主蒸汽管道上的安裝圓孔（直徑38 mm）通過線接觸配合，以確保其伸入管道內(nèi)探測介質(zhì)溫度時不發(fā)生晃動。熱電偶溫度計安裝示意如圖2 所示。

圖2 熱電偶溫度計安裝示意（mm）Fig.2 The installation schematic diagram of thermocouple thermometer (mm)

1.2 控制方程

直角坐標(biāo)系下，不可壓縮流體的時均控制方程可表示為：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；η為流體動力黏度，Pa?s。

主蒸汽在彎曲管道中會形成垂直于主流方向的二次流，故選取realizabilityk-ε湍流模型，以計算由脈動所造成的湍流應(yīng)力[7-8]。

采用realizabilityk-ε模型時，湍流黏性系數(shù)可表示為：

其中，系數(shù)Cμ[9]由下式計算：

湍動能和耗散率輸運(yùn)方程形式如下：

式中：C2=1.9；σk=1.0；σε=1.2。

1.3 單值性條件設(shè)置及合理性驗(yàn)證

本文擬分析100%、80%和60% 3 種負(fù)荷工況下管座內(nèi)部的流動特征。模型邊界選為速度入口、壓力出口，模擬單值性條件設(shè)置見表2。其中，假設(shè)左、右兩側(cè)主蒸汽管道出口壓力相等，并給定主蒸汽壓力測點(diǎn)位置處至右側(cè)管道出口之間的壓損為0.01 MPa。由表2 可知，3 種負(fù)荷下主蒸汽壓力測點(diǎn)位置處壓力計算值p'與實(shí)測值p之間的相對誤差Δ皆低于0.050%，滿足工程誤差要求。相對誤差Δ計算式如下：

表2 不同負(fù)荷下模擬單值性條件Tab.2 The simulated single-value conditions at different loads

以100%負(fù)荷下入口與右側(cè)主蒸汽管道出口截面之間的壓損為衡量指標(biāo)，進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果如圖3 所示。由圖3 可見，在100%負(fù)荷下，網(wǎng)格數(shù)量超過300 萬后壓損變化幅度較小，故綜合考慮確定計算所用網(wǎng)格數(shù)量為357 萬。

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 The grid independence verification

2 管座內(nèi)流域整體流動特征

2.1 數(shù)據(jù)處理方法

為便于對流域整體流動特征進(jìn)行分析，管座內(nèi)三維流場空間中任意一點(diǎn)的氣流速度可表示為：

式中：vz、vr、vu分別為氣流軸向、徑向和周向速度。

定義氣流螺旋偏角θ為：

氣流在管座內(nèi)部以軸向和周向運(yùn)動為主，在忽略徑向速度的前提下，螺旋偏角θ可以表示三維流場空間某一點(diǎn)速度與流域中以軸向?yàn)榉ň€方向的平面（下稱流域平面）之間的夾角。

圖4 給出了管座流域平面劃分示意。為研究管座近壁區(qū)流動特征，統(tǒng)計各流域平面不同圓周半徑（r1=23 mm，r5=19 mm，徑向步長Δr=1 mm）上的氣流運(yùn)動參數(shù)。其中，引入近壁區(qū)周向速度和近壁區(qū)螺旋偏角θ：

圖4 管座內(nèi)流域平面劃分示意Fig.4 Schematic diagram of division of fluid domain planes inside branch tube socket

圖5 為棱錐體安裝角α定義示意。棱錐體與安裝圓孔通過線接觸配合時產(chǎn)生3 個間隙口，致使管道內(nèi)主蒸汽經(jīng)由此進(jìn)出管座。主蒸汽流向與保護(hù)套管棱錐體表面的夾角α稱為棱錐體安裝角。

圖5 棱錐體安裝角α 定義示意（mm）Fig.5 Schematic diagram of definition for pyramid installation angle α (mm)

2.2 管座內(nèi)流域整體流動特征影響因素對比分析

圖6 示出了左、右兩側(cè)3 號溫度測點(diǎn)管座內(nèi)部氣流運(yùn)動參數(shù)沿z軸的分布。通常而言，從下端面（z=0）進(jìn)入的主蒸汽主要在管座內(nèi)形成螺旋運(yùn)動，并以較高頻率（7～40 Hz）沖刷其內(nèi)壁面。并且，管座內(nèi)部氣流流動特征受棱錐體安裝角、彎管二次流和機(jī)組負(fù)荷等因素的影響。

圖6 機(jī)組各負(fù)荷下不同溫度測點(diǎn)管座內(nèi)部流場特性分布Fig.6 The distribution of flow field characteristics inside tube sockets for different thermometers at different unit loads

2.2.1 棱錐體安裝角對流域整體流動特征的影響

以布置于左側(cè)直管道上的3 號溫度測點(diǎn)為對象，分析棱錐體安裝角對其管座內(nèi)部流動特征的影響。

由圖6a)可知，當(dāng)棱錐體安裝角α=60°時（即平面迎流方式），氣流在向上端面運(yùn)動的過程中近壁區(qū)螺旋偏角從80°降低至10°左右，周向運(yùn)動在中上區(qū)域逐漸占據(jù)主導(dǎo)，其近壁區(qū)周向速度約為4～7 m/s。這是由于流域上端面封閉，主蒸汽的持續(xù)涌入導(dǎo)致管座內(nèi)部形成由下端面至上端面的逆壓梯度區(qū)所致。氣流在克服逆壓梯度向上端面運(yùn)動的過程中，軸向速度分量逐漸衰減，最終形成以周向?yàn)橹鞯睦@z軸環(huán)形流動。而當(dāng)棱錐體安裝角α=0°時（即錐面迎流方式），管座近壁區(qū)螺旋偏角約為15°，且沿軸向（z軸）變化較小。

造成上述差異的原因在于棱錐體安裝角α影響管道內(nèi)主蒸汽通過間隙口進(jìn)入管座的方式。圖7 為80%負(fù)荷下安裝角對間隙口處流動的影響。由圖7可見：當(dāng)棱錐體安裝角α=60°時，主蒸汽可直接由某一間隙口沿軸向沖入管座，導(dǎo)致其內(nèi)部氣流速度水平較高、螺旋偏角較大；當(dāng)棱錐體安裝角α=0°時，主蒸汽主要由兩側(cè)的間隙口斜向進(jìn)入管座，并驅(qū)動其內(nèi)部流體形成繞z軸的環(huán)形流動。需要特別指出的是，中上區(qū)域（100～171 mm）內(nèi)氣流的低螺旋偏角運(yùn)動軌跡與管座解體后所觀察到的其內(nèi)壁的磨損痕跡較為吻合。

圖7 80%負(fù)荷下安裝角對間隙口處流動的影響Fig.7 Influence of installation angle on flow at gaps at 80% load

2.2.2 彎管內(nèi)二次流對流域整體流動特征的影響

彎管內(nèi)二次流分布如圖8 所示。由圖8 可見：流體流過彎曲管道時受離心慣性力影響，外側(cè)（B處）壓強(qiáng)升高，內(nèi)側(cè)（B′）壓強(qiáng)降低，促使流體沿壁面自外側(cè)向內(nèi)側(cè)流動；同時，由于連續(xù)性及離心慣性作用，內(nèi)側(cè)流體則沿BB′線向外側(cè)流動，即形成了垂直于主流方向的二次流。右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)水平布置于彎管道外側(cè)，二次流的存在不但增加了主蒸汽管段的局部阻力，而且還使得主管道外側(cè)區(qū)域流體壓強(qiáng)升高、流速降低。較高的壓強(qiáng)有利于主蒸汽克服管座內(nèi)的逆壓梯度而向上端面運(yùn)動。因此，由圖6 可見，相較于布置于左側(cè)直管道上的3 號測點(diǎn)，右側(cè)3 號測點(diǎn)管座近壁區(qū)螺旋偏角較大。

圖8 彎管內(nèi)二次流Fig.8 The secondary flow in curved pipe

圖9 給出了棱錐體安裝角α=60°時左右兩側(cè)3 號溫度測點(diǎn)管座內(nèi)流體總壓差沿z軸的分布。其中，總壓差按下式計算：

圖9 棱錐體安裝角為60°時不同管座內(nèi)部總壓差分布Fig.9 Distribution of total pressure difference inside different tube sockets at pyramid installation angle of 60°

2.2.3 機(jī)組負(fù)荷對流域整體流動特征的影響

機(jī)組負(fù)荷變化首先影響主蒸汽壓力和流速，高負(fù)荷意味著管座內(nèi)部能量水平越高，沖刷強(qiáng)度越大。由圖6 可知：當(dāng)棱錐體安裝角α=60°時，左側(cè)3 號測點(diǎn)管座中上區(qū)域（80～130 mm）氣流平均周向速度在100%、80%和60%負(fù)荷下分別為6.2、3.9、4.2 m/s；而當(dāng)棱錐體安裝角α=0°時，則分別為2.6、1.7、1.5 m/s?？梢姡?00%負(fù)荷工況下管座內(nèi)部氣流沖刷速度明顯高于其他工況，且負(fù)荷對周向速度的影響隨負(fù)荷降低而逐漸減弱。

3 管座內(nèi)流域局部流動特征

渦是流體運(yùn)動特有的存在形式，管座內(nèi)的湍流運(yùn)動形成了不同形態(tài)的渦旋，其存在將影響流場近壁區(qū)的速度、湍流強(qiáng)度及固體顆粒運(yùn)動軌跡[10]。因此，本節(jié)擬對管座內(nèi)部渦旋運(yùn)動特征進(jìn)行定性和定量分析。

3.1 旋渦特征

3.1.1 局部平均旋渦頻率計算

圖10 給出了80%負(fù)荷下右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)管座流域平面二維流線分布（α=60°）。

圖10 80%負(fù)荷右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)管座流域平面二維流線分布（α=60°）（mm）Fig.10 The two-dimensional streamlines distribution in the fluid domain planes inside tube socket for No.3 temperature measuring point on the right side at 80% load (mm)

由圖10 可知，管座內(nèi)部沿周向分布有直徑小于軸向長度的旋渦，亦稱軸狀渦。

旋渦是流體動能高度集中的相對穩(wěn)定的結(jié)構(gòu)[11]，其所具有的高能量、強(qiáng)離心力易造成局部氣流沖刷頻率加快。本文定義流場局部平均旋渦頻率為：

3.1.2 局部平均旋渦頻率分布

沿軸向（z軸）將管座內(nèi)流域均等劃分為多個小區(qū)間，統(tǒng)計各區(qū)間內(nèi)局部平均旋渦頻率極大值，結(jié)果如圖11 所示。

通常而言，氣流螺旋偏角較大的區(qū)域更易形成局部旋渦。觀察圖11b)、圖11c)和圖11e)，對于布置于右側(cè)彎管道上的3 號溫度測點(diǎn)，局部旋渦近乎分布于管座流域各個區(qū)間，其整體平均螺旋偏角分別約為45°、60°和55°（圖6）；與之相反，由圖11b)、圖11d)和圖11f)可知，當(dāng)棱錐體安裝角α=60°時，左側(cè)直管道3 號測點(diǎn)管座中、上段流域（57～171 mm）內(nèi)并未觀察到局部旋渦的存在，此時整體平均螺旋偏角分別約為12°、9°和10°。

由圖11c)、圖11e)中右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)管座內(nèi)旋渦頻率分布可知，局部旋渦頻率與所處區(qū)域內(nèi)氣流速度大小有關(guān)。由于靠近進(jìn)出口平面（z=0），管座下段流域（0～57 mm）流場紊亂且動能較大，故該區(qū)域分布有頻率較高的局部旋渦；主蒸汽向流域上端面（z=171 mm）運(yùn)動的過程中，氣流速度逐漸降低，各區(qū)間內(nèi)局部旋渦頻率也隨之減小，80%負(fù)荷時由91 Hz 減小至26 Hz。此外，彎管二次流效應(yīng)導(dǎo)致右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)管座內(nèi)氣流速度較低，故其中、下段流域各區(qū)間內(nèi)（0～114 mm）局部旋渦頻率明顯小于左側(cè)3 號溫度測點(diǎn)。

圖11 各區(qū)間內(nèi)局部旋渦頻率極大值分布Fig.11 The distribution of maximum value of the local vortex frequency in each interval

3.2 Taylor 渦分布

圖12 為80%負(fù)荷時管座內(nèi)流域子午面上二維流線分布。

圖12 80%負(fù)荷時管座內(nèi)流域子午面上二維流線分布Fig.12 The distribution of two-dimensional streamlines on meridian plane of fluid domain inside tube sockets at 80% load

由圖12a)、圖12c)和圖12d)可知，流域中存在一對對交錯排列、旋轉(zhuǎn)方向垂直于z軸的渦旋。由于Taylor首先在旋轉(zhuǎn)同心圓柱面間流體穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)中觀察到這個現(xiàn)象，故這種交錯排列的渦旋稱為Taylor渦[12]。

Taylor 渦的出現(xiàn)表明氣流在管座內(nèi)運(yùn)動的過程中形成了二次流[13]。由第2 節(jié)整體流動特征分析可知，主蒸汽進(jìn)入管座后形成螺旋流，其螺旋偏角隨氣流向上端面運(yùn)動而逐漸減小，且受棱錐體安裝角α影響。螺旋偏角較小時，繞z軸的周向運(yùn)動占據(jù)主導(dǎo)。此時，流體將在離心力的作用下向半徑更大處移動，致使管座近壁區(qū)壓強(qiáng)升高。之后，沿徑向的壓力梯度促使流體由流域外側(cè)向內(nèi)側(cè)運(yùn)動，最終導(dǎo)致一對對Taylor 渦，即二次流的形成。因此，觀察圖12 可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)棱錐體安裝角α=60°時，對于左側(cè)3 號溫度測點(diǎn)，Taylor 渦分布于管座中上段流域（100～171 mm），該區(qū)域氣流螺旋偏角不超過40°；右側(cè)3 號溫度測點(diǎn)則因管座內(nèi)氣流螺旋偏角較大（即使在上段流域也高于55°），其流域子午面內(nèi)并未觀察到Taylor 渦的存在。而當(dāng)棱錐體安裝角α=0°時，對于左右兩側(cè)溫度測點(diǎn)，其管座內(nèi)部氣流螺旋偏角皆低于30°，故Taylor 渦近乎分布于整個流域子午面。

4 管座結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案及模擬結(jié)果分析

工作條件（載荷、速度及運(yùn)動方式等）是影響磨損的重要因素。對于溫度測點(diǎn)管座而言，其內(nèi)壁面承受的載荷來自于高壓主蒸汽流及夾雜于其中的微小固體顆粒。機(jī)組運(yùn)行時，主蒸汽的持續(xù)涌入致使管座上段流域成為能量積聚區(qū)域，高壓氣流裹挾小顆粒在該區(qū)域形成高速環(huán)流，對內(nèi)壁面造成嚴(yán)重磨損。當(dāng)金屬壁面厚度減小至難以承受來自于高壓主蒸汽的正應(yīng)力時，管座便出現(xiàn)穿孔泄漏。

綜合考慮管座內(nèi)氣流流動特征和保護(hù)套管現(xiàn)場安裝，設(shè)計3 條直肋片加裝于內(nèi)壁面以改進(jìn)管座結(jié)構(gòu)。直肋片與管座等長（131 mm），肋高6 mm，肋寬4 mm，沿圓周方向均勻布置。加裝直肋片的管座結(jié)構(gòu)示意如圖13 所示。

圖13 加裝直肋片的管座結(jié)構(gòu)示意（mm）Fig.13 Structural schematic diagram of the tube socket with straight ribs (mm)

圖14 為80%負(fù)荷下管座結(jié)構(gòu)改進(jìn)后內(nèi)部整體流動特征分布。

圖14 80%負(fù)荷下管座結(jié)構(gòu)改進(jìn)后內(nèi)部流動特征分布Fig.14 The flow field characteristics distribution inside the tube sockets after improvement at 80% load

由圖14a)可知，2 種棱錐體安裝角度下（α=60°、α=0°），左右兩側(cè)溫度測點(diǎn)管座近壁區(qū)螺旋偏角皆高于70°。這表明加裝直肋片改變了管座內(nèi)部氣流原有的螺旋運(yùn)動方式，此時氣流以軸向運(yùn)動為主，進(jìn)行物質(zhì)的“上下交換”。而對比圖14b)與圖6 可知，改進(jìn)后管座近壁區(qū)氣流周向速度大幅降低，中、上段流域（57～171 mm）降幅超過90%，表明加裝直肋片可有效避免高壓氣流繼續(xù)以高頻沖刷管座內(nèi)壁面。

5 結(jié)論

1）高壓主蒸汽進(jìn)入管座后形成大尺度螺旋流，其螺旋偏角隨氣流向上端面運(yùn)動而逐漸減小，最終在上段流域形成環(huán)形流動，以較高頻率沖刷內(nèi)壁面。

2）棱錐體安裝角影響主蒸汽通過間隙進(jìn)出管座的方式，使螺旋流具有不同表現(xiàn)形式。安裝角為60°時，管座近壁區(qū)螺旋偏角較大，中上段流域內(nèi)氣流周向沖刷速度約為0°安裝角時的2 倍。

3）機(jī)組高負(fù)荷時，彎管內(nèi)二次流可為管座內(nèi)部的螺旋流提供更強(qiáng)的能量，有利于主蒸汽克服管座內(nèi)的逆壓梯度而向上端面運(yùn)動。

4）管座內(nèi)部存在2 種不同形態(tài)的渦。氣流螺旋偏角較大區(qū)域易形成高頻旋渦（軸狀渦），致使局部氣流沖刷頻率加快。而受離心力影響，氣流螺旋偏角較小區(qū)域?qū)⑿纬蒚aylor 渦，導(dǎo)致管座內(nèi)二次流的出現(xiàn)。

5）管座內(nèi)加裝直肋片可有效改變其內(nèi)部氣流原有的螺旋運(yùn)動方式、削弱氣流周向沖刷速度，從而緩解由高壓氣流沖刷所導(dǎo)致的壁面損傷。