阮班鋮,蔡柳溪,李云,王順森,顏曉江,毛靖儒

(1.西安交通大學化學工程與技術學院,710049,西安;2.西安交通大學葉輪機械研究所,710049,西安)

在火力發(fā)電廠,機組啟動、停機以及負荷急劇變化時,鍋爐及蒸汽管道內(nèi)壁的氧化膜會大幅剝落,對機組的安全高效運行帶來一系列問題。首先,在鍋爐內(nèi)部,脫落的氧化皮顆粒會在高溫過熱器和高溫再熱器底部彎頭處堆積,從而使鍋爐受熱面發(fā)生局部過熱而爆管[1-2]。當顆粒隨蒸汽進入汽輪機系統(tǒng)時,硬質(zhì)顆粒將沖蝕主汽閥、調(diào)節(jié)閥和汽輪機葉柵等通流部件,導致閥門調(diào)控失靈、葉柵經(jīng)濟壽命降低,維護費用上升[3-5]。進入汽輪機的氧化皮顆粒還會隨蒸汽進入到疏水和抽汽系統(tǒng)。降壓擴容后,氧化皮顆粒容易在細小管道、疏水閥門、逆止門等部位沉積堵塞,使抽汽和疏水系統(tǒng)產(chǎn)生安全隱患[6-7]。此外,氧化皮顆粒在經(jīng)過多次碰撞后逐漸變小、變細,會連同撞擊金屬壁面產(chǎn)生的磨屑一起進入凝汽器,成為熱力設備結(jié)垢的主要來源[8]。高溫高壓蒸汽管系中氧化物顆粒對汽輪機通流部件的沖蝕破壞以及對輔機設備的堵塞、堆積等問題,嚴重影響到機組的安全高效運行。因此,如何解決上述問題對機組安全性和經(jīng)濟性具有重要意義。

針對氧化皮顆粒對汽輪機葉柵及閥門等的沖蝕問題,目前主要通過優(yōu)化葉柵、閥門流道型線和材料表面涂覆強化涂層來解決。文獻[9-10]對汽輪機調(diào)節(jié)級噴嘴流道內(nèi)的顆粒沖蝕特性研究指出,相對于平直噴嘴型線,端壁收縮噴嘴的局部最大沖蝕率和沖蝕范圍分別減小了40%和30%。文獻[11]對不同斜置靜葉結(jié)構(gòu)下調(diào)節(jié)級葉柵的顆粒沖蝕行為進行了研究,發(fā)現(xiàn)30°斜置靜葉結(jié)構(gòu)可以使噴嘴尾緣沖蝕質(zhì)量損失減少14%以上。文獻[12-13]指出,在進行葉柵流道設計時,應綜合考慮葉柵流向加速特性和周向結(jié)構(gòu),同時提高葉片抗顆粒沖蝕性能和氣動性能。

在強化涂層應用方面,文獻[14-16]對多種涂層進行了系統(tǒng)的高溫顆粒沖蝕試驗,指出具有高硬度的碳化鉻涂層在試驗狀態(tài)下展示出優(yōu)異的抗沖蝕性能,是汽輪機葉柵表面強化的較好選擇。文獻[17]的試驗表明,Cr3C2-NiCr涂層的沖蝕率僅為422不銹鋼的1/10。文獻[18-19]的常溫實驗結(jié)果及本課題組[20-22]系統(tǒng)的高溫沖蝕實驗結(jié)果均認為,結(jié)構(gòu)致密的熱擴散滲硼涂層具有更優(yōu)異的抗顆粒沖蝕性能。但是,在實際應用中,由于不合理的工藝參數(shù)產(chǎn)生的涂層缺陷和質(zhì)量不穩(wěn)定,強化涂層的抗沖蝕性能并未得到充分發(fā)揮。文獻[23]通過大量調(diào)研發(fā)現(xiàn),由于鍋爐老化產(chǎn)生的大尺寸顆粒會對噴嘴吸力面涂層產(chǎn)生嚴重危害,防磨涂層對此類顆粒已經(jīng)失去抵抗作用。

盡管通過流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化和表面強化涂層可以在一定程度上緩解汽輪機部件的顆粒沖蝕問題,但卻難以徹底解決。同時,上述兩種方法也無法改善氧化皮顆粒對汽輪機抽汽系統(tǒng)、疏水系統(tǒng)以及汽水品質(zhì)帶來的影響。如果能將對葉片及強化涂層產(chǎn)生嚴重危害的100 μm以上大尺寸顆粒在進入汽輪機之前分離出主蒸汽,那么配合葉型通道結(jié)構(gòu)優(yōu)化及強化涂層措施,葉柵高效做功壽命顯著延長的同時,氧化皮顆粒對抽汽系統(tǒng)、疏水系統(tǒng)以及汽水品質(zhì)帶來的危害會大大減輕。

目前,對于氧化皮顆粒的前置分離技術的研究非常少。Khaimov等[24]在汽輪機再熱蒸汽管道上設計了3種不同結(jié)構(gòu)的顆粒分離器,指出三通彎管分離器的分離效率和標準彎管分離器相當,口袋型顆粒分離器是目前唯一一種應用于電廠的分離結(jié)構(gòu)。Cai等[25]對文獻[24]中的顆粒分離器結(jié)構(gòu)進行了改進,分析了分離器進口幾何結(jié)構(gòu)對顆粒分離特性和壓損特性的影響,初步提出了分離后汽固兩相混合物的利用方案。顯然,要想設計出高效節(jié)能的汽輪機前端氧化皮顆粒分離裝置,必須對氧化皮顆粒在高溫高壓蒸汽管道內(nèi)的運動特性及其關鍵影響因素進行系統(tǒng)探索。同時,還需要考慮引入顆粒分離裝置對整個熱力系統(tǒng)經(jīng)濟性的影響。

本文以某超超臨界汽輪機主蒸汽管路為原型,結(jié)合高溫沖蝕試驗結(jié)果,建立了粒子運動預測模型,系統(tǒng)探索了氧化皮顆粒在高溫高壓蒸汽管道內(nèi)的運動特性。在此基礎上,利用蒸汽管道原有結(jié)構(gòu),設計了彎管顆粒分離器,并對其分離性能、壓損特性和工藝經(jīng)濟性進行了系統(tǒng)的計算分析。本文的研究結(jié)果為徹底解決氧化皮顆粒對汽輪機通流部件沖蝕破壞、對抽汽系統(tǒng)和疏水系統(tǒng)堵塞安全隱患等問題提供了技術依據(jù)。

1 幾何模型及數(shù)值方法

1.1 幾何模型

結(jié)合某超超臨界汽輪機主蒸汽管道實際尺寸進行幾何建模,管道內(nèi)徑為292 mm,外徑D0為460 mm,彎管曲率半徑R1為686 mm,相對曲率半徑R1/D0=1.5。彎管進口上游管長L1取3倍管徑,管出口下游管長L2取9倍管徑,幾何模型如圖1所示。

圖1 管道幾何模型Fig.1 Geometric model of steam pipe

1.2 數(shù)值方法

描述高壓蒸汽管道內(nèi)的三維穩(wěn)態(tài)黏性流動時間平均連續(xù)方程、動量方程和能量方程如下

(1)

(2)

(3)

采用耦合求解器對上述控制方程進行離散,采用RNGk-ε湍流模型和scalable壁面函數(shù)法進行模擬管道主流及近壁區(qū)蒸汽流場,通過IAPWS-IF97數(shù)據(jù)庫提供蒸汽狀態(tài)參數(shù)。

對于在高溫高壓蒸汽攜帶下離散氧化皮顆粒的運動行為,可以采用單向耦合的分散顆粒群模型進行模擬。在分散顆粒群軌道模型中,采用拉格朗日方法進行固相的數(shù)學描述和處理。當單相流場計算收斂后,固體顆粒在汽流中的軌跡和其他參數(shù)均是通過對施加在單個顆粒上的各種力的分析得到的。顆粒運動方程為

(4)

式(4)右邊的前兩項分別表示顆粒受到的氣動阻力和重力,其他諸如附加質(zhì)量力、壓力梯度力、Basset力、Magnus力、Saffman力和熱泳力等在超臨界蒸汽參數(shù)下比氣動阻力小得多,因此計算中并未考慮。

這里,顆粒阻力系數(shù)CD可由下式來表達

(5)

式中:參數(shù)b1、b2、b3和b4均為顆粒形狀因子φ的函數(shù),φ=s/S,其中s為與實際顆粒具有相同體積的球形顆粒的表面積,S為實際顆粒的表面積。

另外,要準確預測顆粒在蒸汽管道內(nèi)的運動行為,顆粒反彈模型的選擇非常重要。顆粒反彈模型通常以顆粒的法向速度恢復系數(shù)eN(β)(反彈速度法向分量與入射速度法向分量的比值)和切向速度恢復系數(shù)eT(β)(反彈速度切向分量與入射速度切向分量的比值)來表達,其中β為粒子入射角。在特定的顆粒和靶材組合下,它們主要依賴于粒子入射角度。本文計算的主蒸汽管道材料為A335P92,材料密度為7 850 kg/m3,600 ℃下屈服強度為277 MPa,彈性模型為98 GPa。粒子反彈預測模型是基于對氧化皮顆粒進行系統(tǒng)的高溫沖蝕實驗測量得到的[4]。試驗中,采用PIV拍攝粒子群撞擊靶材表面前后的速度場,對顆粒入射速度、反彈速度以及入射角度統(tǒng)計數(shù)據(jù)進行最小二乘擬合,建立的顆粒速度恢復系數(shù)表達式如下

eT(β)=0.988 8-3.656 6β+11.045 1β2-

11.039 4β3+3.497 2β4

(6)

eN(β)=0.993 0-4.773 3β+11.558 3β2-

11.094 7β3+3.611 7β4

(7)

在數(shù)值模擬中,通過接口函數(shù)User Fortran將上述結(jié)果調(diào)入CFX主程序,預測顆粒在蒸汽管路內(nèi)的運動軌跡。該數(shù)值模擬方法已在文獻[4,8]中得到驗證。

1.3 邊界條件

參照某超超抽凝供熱機組在熱耗保證工況(100%THA)主蒸汽管路實際參數(shù),邊界條件設置如下。

主蒸汽管道進口總溫和總壓分別為600 ℃和25.85 MPa,出口給定管道設計流速為50 m/s。汽流進口攻角和湍流強度分別設為0°和5%,所有固體壁面設置光滑壁面及無滑移流動條件。

不同文獻對氧化皮顆粒尺寸分布的實測結(jié)果表明,進入汽輪機調(diào)節(jié)級的氧化皮顆粒尺寸范圍在5～160 μm,因此本文在管道進口設置了5、10、20、40、60、80、100、120、140、160 μm共10種單一尺寸顆粒。管道進口顆粒采用零滑移速度、均勻分布設置。根據(jù)計算域網(wǎng)格尺寸,兼顧計算效率和計算精度,每種尺寸顆粒在管道進口均勻撒播2 000個代表性顆粒。

計算中,記錄管道進口播撒的代表性顆粒在通過計算域網(wǎng)格時的運動參數(shù),包括撞擊壁面的顆粒數(shù)量、撞擊速度以及相對壁面的運動方向等。但是,顆粒與顆粒之間的碰撞、顆粒的破碎以及由于顆粒沖蝕造成固體壁面幾何形狀的變化沒有考慮。

1.4 網(wǎng)格無關性檢驗

采用ICEM CFD軟件對蒸汽管道進行網(wǎng)格離散。為了避免網(wǎng)格密度變化對蒸汽管道流場、壓損特性以及顆粒運動行為的影響,本文采用逐步增加網(wǎng)格密度的方法對蒸汽管道流體域進行了網(wǎng)格無關性考核。隨著網(wǎng)格密度的增加,當所關注物理量隨網(wǎng)格密度的增加不再發(fā)生明顯變化時,則可認為此時計算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無關。本文沿著管道流動方向和管道徑向逐漸增加網(wǎng)格節(jié)點數(shù)量,分別生成了5套離散網(wǎng)格,如表1所示。計算結(jié)果顯示,隨著網(wǎng)格密度不斷增加,相鄰網(wǎng)格密度之間管道進出口壓力損失ΔP、出口溫度T、蒸汽最大流速V變化幅度均小于0.2%。因此,可以認為,在上述網(wǎng)格密度范圍內(nèi),網(wǎng)格數(shù)量對蒸汽管道流場、壓損特性以及顆粒運動行為的影響可以忽略?？紤]到計算精度和計算時長,本文最終不同計算工況下模型的網(wǎng)格數(shù)量均保持在355萬左右。

表1 網(wǎng)格無關性分析

2 氧化皮顆粒運動特性

2.1 顆粒尺寸的影響

為了研究不同因素對氧化皮顆粒運動特性的影響,本文采用管道截面上顆粒的平均體積分數(shù)分布來代表顆粒的位置分布。即顆粒平均體積分數(shù)最大值(紅色)分布越集中,意味著顆粒在截面對應位置的分布就越集中。圖2分別展示了在100%THA工況下10、40、100、160 μm 4種尺寸氧化皮顆粒在蒸汽管道彎管入口截面、彎管45°中間截面、彎管出口截面3個位置的分布情況?？梢钥闯?不同尺寸顆粒在蒸汽攜帶下通過彎管時,受離心力作用逐漸向彎管下壁面(壓力面)集中。隨著顆粒尺寸增大,顆粒集中程度越高,越貼近彎管壓力面,160 μm以上的氧化皮顆粒運動至彎管出口截面時已經(jīng)接近完全貼壁。這為利用蒸汽管道原有彎管結(jié)構(gòu)來分離大尺寸氧化皮顆粒提供了可能。

(a)10 μm

2.2 蒸汽參數(shù)的影響

為了探索蒸汽參數(shù)對氧化皮顆粒在蒸汽管道內(nèi)運動特性的影響,本文在計算100%THA工況的基礎上,又對75%THA和50%THA工況下顆粒在蒸汽管道內(nèi)的運動行為進行了模擬。3種工況下主蒸汽管道蒸汽參數(shù)如表2所示。

表2 不同工況下蒸汽參數(shù)

圖3為不同工況下彎管出口截面顆粒分布情況?？梢钥吹?在高負荷工況下,管道中蒸汽壓力更高,流量更大,蒸汽攜帶氧化皮顆粒的能力強于低負荷工況。因此,隨著主蒸汽管道蒸汽參數(shù)(機組負荷)的降低,相同尺寸氧化皮向彎管壓力面的集中程度略有增強,但差異不是很大。在50%THA工況下,100 μm的氧化顆粒在運動至彎管出口截面時已經(jīng)完全貼壁。

(a)10 μm

2.3 彎管曲率半徑的影響

為了探索蒸汽管道結(jié)構(gòu)對氧化皮顆粒運動特性的影響,本文在主蒸汽管道原模型的基礎上,設計了兩種蒸汽管道模型。保持主蒸汽管道外徑和內(nèi)徑不變,新設計的兩種蒸汽管道彎管曲率半徑分別為R2=920 mm和R3=1 380 mm,兩種蒸汽管道彎管的相對曲率半徑分別為R2/D0=2和R3/D0=3。

圖4為不同相對曲率半徑彎管出口截面顆粒分布情況?？梢钥吹?隨著彎管曲率增大,顆粒經(jīng)過彎管時所受到的離心力隨之增大,顆粒在彎管出口截面更加集中。這種作用對于大尺寸顆粒尤為明顯,100 μm以上的氧化皮顆粒幾乎全部貼著彎管下壁面運動。這為利用彎管結(jié)構(gòu)提高氧化皮顆粒的分離效率指明了方向。

(a)10 μm

3 氧化皮顆粒分離特性

3.1 彎管顆粒分離器幾何模型

結(jié)合上節(jié)分析可知,大尺寸氧化皮顆粒在流經(jīng)蒸汽管道中彎管后會貼壁運動,基于這一現(xiàn)象,本文在文獻[25]研究結(jié)果的基礎上,利用電廠主蒸汽管道原有結(jié)構(gòu),在彎管下游設計了如圖5所示的顆粒分離裝置。分離裝置由主蒸汽直管段內(nèi)特制的顆粒分離導流板、主蒸汽管道以及主蒸汽直管道外的排汽配管組成。通過對比不同導流板安裝高度下的顆粒分離及壓損計算結(jié)果,確定分離導流板距離管道內(nèi)壁的距離為4.5%管徑。分離導流板與主蒸汽管道內(nèi)壁構(gòu)成的空間區(qū)域稱為捕集腔,捕集腔進口截面積約占管道總截面積5%。按《火力發(fā)電廠汽水管道零件及部件典型設計(GD2016)》及《DLT5054 —2016火力發(fā)電廠汽水管道設計規(guī)范》,選取相應的排汽配管及彎頭尺寸。排汽管內(nèi)徑為40 mm,小彎頭曲率半徑為76 mm,排汽管及小彎頭管材與主蒸汽管道一致。

氧化皮顆粒在流經(jīng)蒸汽管道中彎管后貼壁進入顆粒捕集腔,進而在壓差抽吸作用下從排汽配管排出。在設計捕集結(jié)構(gòu)時,除了盡可能將100 μm以上大尺寸顆粒濾除出主蒸汽外,還要盡量減少引入分離裝置所帶來的阻力損失。此外,盡管輸送氧化皮顆粒的蒸汽可以回收利用,但考慮到工藝過程損失,還是應盡可能減少這部分輸送蒸汽的消耗量,即應可能降低輸送氧化皮顆粒的蒸汽量占總蒸汽量的百分比M。計算中,在主蒸汽流量一定時,通過調(diào)節(jié)排汽配管的蒸汽流量,實現(xiàn)不同的輸送氧化皮顆粒的抽汽占比M值。

3.2 顆粒分離及壓損特性

圖6展示了100%THA、M=0.75%工況下蒸汽管道顆粒分離器縱向切面流場計算結(jié)果。從中可以看到,盡管在主蒸汽管道內(nèi)設置了顆粒分離裝置,但整個管路流場非常均勻,主蒸汽管道進、出口壓力損失很小,主蒸汽溫度基本維持恒定,主蒸汽管道汽流速度保持在50 m/s量級,符合主蒸汽管道設計條件。

(a)汽流壓力

圖7展示了在100%THA、M=0.75%工況下不同尺寸氧化皮顆粒在蒸汽管道內(nèi)的運動軌跡。從圖中可以看出,隨著顆粒尺寸的增大,越來越多的氧化皮顆粒進入到捕集腔內(nèi)被分離出主蒸汽管道。特別是100 μm以上氧化皮顆粒基本全部被分離出去。另外,仔細觀察發(fā)現(xiàn),進入捕集腔的部分顆粒受蒸汽回流影響,會隨蒸汽重新回到主蒸汽管道。隨著顆粒尺寸增大,蒸汽回流對顆粒運動的影響減弱。

(a)10 μm

圖8展示了75%THA工況下4種尺寸顆粒的分離效率ηp隨抽汽占比M的變化曲線。不難看出,對所有尺寸顆粒,分離效率隨抽汽占比M的增大而增大。當M=0.5%時,分離結(jié)構(gòu)對100 μm以上大尺寸氧化皮顆粒的分離效率已超過90%。隨著抽汽占比M的增大,分離效率ηp的增加小于10%,提高效果有限。即當M>0.5%后,繼續(xù)增加輸送粒子的蒸汽量,分離裝置的粒子分離效率增加緩慢,但需要耗費的蒸汽流量卻大幅增加。因此,對于本文設計的彎管顆粒分離器,可以將M=0.5%作為最佳顆粒分離工況點。

圖8 不同工況下彎管顆粒分離器分離效率Fig.8 Separation efficiency of elbow particle separator under different working conditions

圖9展示了在75%THA、不同抽汽占比M工況下的阻力損失。從圖中可以看到,對于結(jié)構(gòu)確定的顆粒分離裝置,由于局部阻力系數(shù)恒定,在主蒸汽參數(shù)微小變化下,彎管顆粒分離裝置對主蒸汽所帶來的壓力損失基本維持在21 kPa左右,主蒸汽壓損可控。

圖9 不同抽汽占比下主蒸汽管道壓力損失Fig.9 Pressure loss of the main steam pipe in different steam extraction ratios

3.3 彎管顆粒分離器經(jīng)濟性分析

對于分離出主蒸汽管道的汽固兩相混合物,由于壓力很高,將其凈化后再引入主蒸汽管道的思路很難實現(xiàn)。通過對所研究的超超臨界機組熱力系統(tǒng)性能進行詳細的分析,本文基于文獻[25]提出的思路,結(jié)合所研究的超超臨界機組熱力系統(tǒng)實際配置情況,提出將排汽配管引出的汽固兩相混合物凈化后,輸送到最高參數(shù)的高加加熱器加熱給水,減少高加的抽汽量。為了驗證上述蒸汽回收方案的可行性,本文采用課題組研發(fā)的熱力系統(tǒng)軟件,對不同計算工況下顆粒分離及蒸汽回收工藝對整個熱力系統(tǒng)經(jīng)濟性的影響進行計算分析。

圖10為本文建立的超超臨界機組在100%THA工況下的熱力系統(tǒng)模型。表3為采用軟件計算得到的機組熱耗、效率與機組熱平衡圖提供相應數(shù)值的對比結(jié)果?？梢钥闯?本文方法計算得到的機組性能參數(shù)與機組設計參數(shù)非常接近,所有工況下的誤差均小于1%,滿足工程計算要求。

圖10 超超臨界機組100%THA工況熱力系統(tǒng)模型Fig.10 Thermal system model of an ultra-supercritical units (100%THA)

表3 各工況經(jīng)濟性計算結(jié)果與熱平衡圖結(jié)果的對比

表4為不同工況下顆粒分離及蒸汽回收工藝經(jīng)濟性情況。可以看到,引入本文提出的顆粒分離和蒸汽回收工藝,不同工況下對機組熱耗和功率的影響均在0.2%以內(nèi)。在最佳抽汽比M=0.5%工況下,引入顆粒分離系統(tǒng)對機組熱力系統(tǒng)熱耗和效率的影響均小于0.1%。因此,可以認為,相比顆粒分離結(jié)構(gòu)的收益,引入分離結(jié)構(gòu)對整個機組的經(jīng)濟性影響可以忽略。

表4 不同工況下顆粒分離及蒸汽回收工藝經(jīng)濟性計算

4 結(jié) 論

(1)氧化皮顆粒被主蒸汽攜帶進入蒸汽管道彎管后,受離心力作用,所有尺寸顆粒均會向管道壓力面貼近集中。顆粒尺寸越大,彎管的曲率半徑越大,蒸汽參數(shù)越低,氧化皮顆粒在彎管出口截面上就越集中,越貼近管道下壁面運動。

(2)當輸送氧化皮顆粒的抽汽占比M=0.50%時,分離裝置對100 μm以上大尺寸氧化皮固體顆粒的分離效率達到90%以上,分離裝置對主蒸汽產(chǎn)生的壓力損失約為21 kPa。綜合考慮分離裝置分離性能和壓損特性,確定M=0.50%為最佳分離工況點。

(3)提出將分離后的汽固兩相混合物凈化后,輸送至最高參數(shù)的高加加熱器的蒸汽回收利用方案。通過熱力系統(tǒng)建模和經(jīng)濟性計算,證實不同負荷工況下顆粒分離和蒸汽回收工藝對機組熱耗和功率的影響均在0.2%以內(nèi)。在最佳抽汽比M=0.5%工況下,引入顆粒分離系統(tǒng)對機組熱力系統(tǒng)熱耗和效率的影響均小于0.1%。

下一步將重點關注顆粒捕集結(jié)構(gòu)在蒸汽管道內(nèi)安裝或加工工藝、結(jié)構(gòu)可靠性以及各系統(tǒng)之間的運行匹配特性,如用特制的雙層直管段結(jié)構(gòu)替代顆粒導流板與直管段的組合結(jié)構(gòu),確保分離結(jié)構(gòu)的強度和剛度。通過排汽配管閥門定時控制彎管顆粒分離器的開啟和關閉,進一步提高顆粒分離器的綜合經(jīng)濟性。