袁益超，柯帥康，徐國鵬，曾憲鈺

（上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093）

大型電站鍋爐過熱器與再熱器系統(tǒng)各級之間采用徑向引入、引出集箱的導(dǎo)汽管可簡化爐頂導(dǎo)汽管布置，減小阻力[1]，但分配集箱三通區(qū)域渦流會使部分管子流量減小而超溫爆管[2]。為此，王孟浩等[3-4]通過無支管三通試驗(yàn)研究，揭示了三通區(qū)域渦流的影響范圍以及三通兩側(cè)分流比為1∶1，0∶1 時三通區(qū)域周向特定部位和兩側(cè)集箱軸向靜壓分布規(guī)律；分析了三通兩側(cè)集箱及三通區(qū)域支管分流對三通區(qū)域和兩側(cè)集箱靜壓分布的影響，但文中未給出三通區(qū)域有支管時的相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果。羅永浩等[5]通過無支管三通試驗(yàn)獲得了兩側(cè)分流比1∶1 時特定部位及不同分流比時正母線上的靜壓分布，通過有支管三通試驗(yàn)獲得了兩側(cè)分流比對支管入口阻力系數(shù)的影響規(guī)律。衛(wèi)飛飛等[6]針對三通引入、引出集箱的并聯(lián)管組模型進(jìn)行試驗(yàn)和數(shù)值模擬，獲得了三通兩側(cè)支管數(shù)比不同時分配、匯集集箱側(cè)母線上的靜壓分布。此外，不少學(xué)者基于三通區(qū)域靜壓分布的數(shù)值模擬研究提出了一些改進(jìn)措施[7-10]。但是，對于有支管三通區(qū)域靜壓分布及其變化規(guī)律的系統(tǒng)性試驗(yàn)研究成果一直未見報(bào)道。

隨著600～1 000 MW 超臨界、超超臨界機(jī)組的批量投運(yùn)，鍋爐過熱、再熱汽溫已分別高達(dá)605 ℃和623 ℃，過熱器與再熱器高溫管屏壁溫更加接近所用鋼材的允許溫度，為此，一方面通過燃燒器及燃燒系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)以調(diào)整沿寬度方向的熱負(fù)荷偏差[11]，另一方面通過增加受熱面壁溫測點(diǎn)以根據(jù)實(shí)際運(yùn)行時壁溫分布和超溫情況進(jìn)行燃燒調(diào)整，減小熱負(fù)荷偏差[12]。但是，由于燃燒工況受多種因素影響，運(yùn)行過程中煙氣側(cè)熱負(fù)荷偏差總是不可避免，而蒸汽流量偏差主要決定于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，如二者匹配不合理，則可能導(dǎo)致受熱面超溫甚至爆管[11,13]。

本文針對某660 MW 超臨界鍋爐爐頂過熱器超溫爆管問題，對其分配集箱三通區(qū)域的靜壓分布開展試驗(yàn)研究，以分析超溫爆管原因，并提出相應(yīng)對策。

1 鍋爐及事故概況

某電廠660 MW 超臨界鍋爐的過熱蒸汽分兩路由內(nèi)徑203 mm 等徑三通進(jìn)入爐頂過熱器分配集箱，其中一部分過熱蒸汽由分配集箱上均勻分布的4 根旁通管直接引至尾部煙道前、后包覆過熱器。爐頂過熱器沿集箱長度方向以管間距112 mm布置177根?63.5×12.5 mm 管子，如圖1 所示。在鍋爐運(yùn)行過程中，爐頂過熱器進(jìn)口三通區(qū)域引出的第39，45，133，139 號管在距前墻約2.5 m 處發(fā)生超溫爆管，大致位置如圖1 所示。

圖1 爐頂過熱器布置及爆管位置示意圖Fig.1 Schematic of the roof superheater arrangement and the tube failure position

2 試驗(yàn)系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理

2.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

根據(jù)該過熱器爆管特點(diǎn)，本文采用如圖2 所示的試驗(yàn)系統(tǒng)，以空氣代替實(shí)際高溫高壓蒸汽，對分配集箱三通區(qū)域靜壓分布進(jìn)行試驗(yàn)。環(huán)境空氣由鼓風(fēng)機(jī)送入有支管三通模型，經(jīng)各支管及三通左、右側(cè)集箱排出。試驗(yàn)過程中，通過風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速、支管上調(diào)節(jié)閥及兩側(cè)集箱上調(diào)風(fēng)擋板調(diào)節(jié)進(jìn)入三通模型的風(fēng)量及由各支管和三通左、右側(cè)集箱排出的風(fēng)量。

2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皽y點(diǎn)布置

采用有機(jī)玻璃按實(shí)際進(jìn)口三通1∶1 加工了有支管三通模型（見圖2），其中，在三通區(qū)域及其兩側(cè)集箱上布置15 根支管，支管內(nèi)徑、管間距及其引出位置、引出方式與實(shí)際產(chǎn)品相同，并沿右側(cè)母線、右下40°線、右下16°線和正母線以一定間距（112 mm）布置靜壓測點(diǎn)，如圖3 所示。

圖2 分配集箱三通區(qū)域靜壓分布試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.2 Schematic of the experiment system for the static pressure distribution in the T-junction of the distribution header

圖3 有支管三通模型靜壓測點(diǎn)布置Fig.3 Layout of static pressure measuring points for T-junction with branch tubes

2.3 試驗(yàn)儀表及試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

試驗(yàn)過程中，用畢托管測量進(jìn)入三通總風(fēng)量及左、右側(cè)集箱排出風(fēng)量，用精度1.5%的DN50 孔板流量計(jì)測量各支管風(fēng)量；用精度0.2%的EJA120A型差壓變送器測量畢托管動壓及孔板流量計(jì)壓差，用精度0.15%FS 的MSI 9116 型壓力掃描系統(tǒng)測量畢托管所在截面、孔板流量計(jì)進(jìn)口及三通模型各部位的靜壓，用A 級精度Pt100 鉑電阻測量風(fēng)溫。

為了達(dá)到通用性的目的，用歐拉數(shù)Eu表示三通區(qū)域靜壓，用雷諾數(shù)Re表示三通進(jìn)口空氣流速，用無量綱長度X/D表示沿集箱長度方向各測點(diǎn)的位置，其中：X為各測點(diǎn)所在截面與三通徑向引入管軸線之間的距離，D為三通內(nèi)徑。

雷諾數(shù)Re為

式中：u為三通進(jìn)口空氣流速，m/s；ν為三通進(jìn)口處空氣運(yùn)動粘度，m2/s。

歐拉數(shù)Eu為式中：pi為各測點(diǎn)靜壓，Pa；p0為三通進(jìn)口處靜壓，Pa；ρ為三通進(jìn)口處空氣密度，kg/m3。

由于實(shí)際過熱器內(nèi)的流動已進(jìn)入第二自模區(qū)[5]，為確保試驗(yàn)結(jié)果能反映實(shí)際運(yùn)行工況，本文所有試驗(yàn)工況的Re為7.49×105～8.65×105，均大于三通區(qū)域流動進(jìn)入第二自模區(qū)的臨界Re[14]。根據(jù)誤差傳布原理[15]，所有試驗(yàn)工況下歐拉數(shù)Eu的最大誤差為4.35%。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布特性

圖4 為三通區(qū)域支管分流比α=0.136 6（當(dāng)爐頂過熱器所有管子流量分配均勻時，所研究的三通區(qū)域15 根管子流量之和與進(jìn)入該三通的總流量之比）、三通兩側(cè)分流比R（三通左、右側(cè)集箱排出風(fēng)量之比）為1∶1 時三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布。

圖4 支管分流比α=0.136 6、兩側(cè)分流比R=1∶1 時三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布Fig.4 The static pressure distribution in the T-junction and the distribution header when R is 1∶1 and α is 0.136 6

進(jìn)入三通的氣流因向兩側(cè)集箱分流，在轉(zhuǎn)彎處形成渦流，即一次渦流[3]；與此同時，入流氣流沖擊三通引入管正前方壁面后，少量從三通區(qū)域支管分流，絕大部分則回流，形成渦流，即二次渦流[3]，如圖5 所示。由于渦流的影響，正母線、右下16°線和右下40°線上沿集箱軸向靜壓及其分布基本相同，即：三通引入管正對處附近靜壓最高，最高靜壓接近于入流氣流的動壓，往兩側(cè)靜壓急劇降低，靜壓最低點(diǎn)位于X/D=±1.5 附近；側(cè)母線上靜壓明顯較低，不過，靜壓最高點(diǎn)依然位于三通引入管正對處附近，往兩側(cè)靜壓逐漸降低，靜壓最低點(diǎn)位于X/D=±1.0 附近。當(dāng)|X/D|＞2.0時，正母線、右下16°線、右下40°線及側(cè)母線上沿集箱軸向靜壓基本相同，且均隨|X/D|的增大而增大。上述表明，三通渦流區(qū)的影響范圍約為-2.0≤X/D≤2.0，此范圍以外的靜壓分布符合軸向引入集箱時的靜壓分布規(guī)律。

圖5 分配集箱三通區(qū)域流態(tài)示意圖Fig.5 Schematic of the flow pattern in the T-junction of the distribution header

3.2 三通兩側(cè)分流比對三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布的影響

圖6 為三通區(qū)域支管分流比α=0.136 6、三通兩側(cè)分流比R分別為1∶1.25 和1∶1.5 時三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布，圖7 為支管分流比α=0.136 6、三通兩側(cè)分流比R不同時三通區(qū)域及兩側(cè)集箱不同部位靜壓分布的比較。

由圖4、圖6、圖7 可以看出：在R=1∶1時，三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布基本對稱（圖中偏移主要是研究對象的結(jié)構(gòu)不對稱所致）。隨著三通兩側(cè)分流比R的變化，三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布規(guī)律基本不變，但三通渦流區(qū)最低靜壓（位于側(cè)母線上）有所降低，靜壓最低點(diǎn)出現(xiàn)在流量較大一側(cè)，且該側(cè)集箱內(nèi)靜壓也有所降低，而在流量較小一側(cè)，渦流區(qū)最低靜壓（位于側(cè)母線上）及集箱內(nèi)靜壓均有所升高。上述表明，兩側(cè)分流比變化對側(cè)母線上靜壓的影響相對較大，不過，對三通渦流區(qū)范圍的影響不明顯。

圖6 支管分流比α=0.136 6、兩側(cè)分流比R 不同時三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布Fig.6 The static pressure distribution in the T-junction and the distribution header at different flow rate ratio R when α is 0.136 6

圖7 支管分流比α=0.136 6、三通兩側(cè)分流比R 不同時不同部位靜壓分布比較Fig.7 Comparison of the static pressure distribution in the T-junction and the distribution header at different flow rate ratio R when α is 0.136 6

3.3 支管分流比對三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布的影響

圖8 為三通兩側(cè)分流比R=1∶1 時，支管分流比α對三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布的影響。

從圖8 可以看出：支管分流比α變化對三通區(qū)域正母線、右下16°線和右下40°線上靜壓及其分布規(guī)律的影響不明顯；隨著支管分流比α的增大，側(cè)母線上靜壓分布規(guī)律也沒有變化，靜壓雖有所升高，但仍明顯低于其他部位。上述表明，三通區(qū)域支管分流的抽吸作用會減弱三通區(qū)域二次渦流，但減弱程度有限。三通兩側(cè)集箱靜壓隨著支管分流比α的增大而升高，但靜壓分布仍符合軸向引入時集箱的靜壓分布規(guī)律。

圖8 三通兩側(cè)分流比R=1∶1 時，支管分流比α 對三通區(qū)域及兩側(cè)集箱靜壓分布的影響Fig.8 Effect of the flow rate ratio α on the static pressure distribution in the T-junction and the distribution header when R is 1∶1

總體而言，支管分流比不同時有支管三通區(qū)域的靜壓分布與無支管的[3,4,14]基本相同。

4 爐頂過熱器爆管原因分析及對策

上述試驗(yàn)研究表明，由于分配集箱三通渦流區(qū)側(cè)母線上及X/D=±1.5 附近靜壓明顯偏低，因此，當(dāng)匯集集箱內(nèi)工質(zhì)靜壓及并聯(lián)各管的阻力系數(shù)和吸熱量基本相同時，分配集箱三通渦流區(qū)側(cè)母線上及X/D=±1.5 附近引出的管子流量將明顯減小，導(dǎo)致其熱偏差和汽溫偏差偏大，嚴(yán)重時引起超溫爆管。本文研究的爐頂過熱器超溫爆管應(yīng)該與這些管子由三通區(qū)域X/D=±1.5 附近引出有關(guān)。可見，盡管爐頂過熱器的熱負(fù)荷及工質(zhì)溫度相對較低，但仍需重視其進(jìn)口三通對流量偏差的影響。

針對三通區(qū)域渦流導(dǎo)致的相關(guān)管圈流量偏小及超溫爆管問題，部分學(xué)者提出了若干對策，如：羅永浩[16]基于福州電廠350 MW 機(jī)組鍋爐二級再熱器超溫爆管原因分析，認(rèn)為合理布置進(jìn)、出口集箱上三通位置可減小屏間流量偏差；唐必光等[17]為解決陽邏電廠1 025 t/h 鍋爐高溫過熱器進(jìn)口集箱三通區(qū)域側(cè)母線引出的兩根管子的超溫爆管問題，將這兩根管的管徑適當(dāng)放大并改由進(jìn)口集箱兩端引出；王孟浩等[18]通過在部分管圈加節(jié)流圈成功解決了北侖發(fā)電廠600 MW 機(jī)組鍋爐由于煙氣側(cè)熱負(fù)荷偏差及三通區(qū)渦流疊加造成的高溫再熱器局部超溫問題；韓建偉[19]則建議受熱面管子布置避開三通區(qū)域特定部位。上述措施中，進(jìn)、出口集箱上三通位置的合理布置以及受熱面管子布置避開三通區(qū)域特定部位只能在設(shè)計(jì)階段實(shí)施，加裝節(jié)流圈對新設(shè)計(jì)鍋爐及實(shí)際超溫爆管事故的處理兼可實(shí)現(xiàn)工質(zhì)流量偏差的合理調(diào)節(jié)，但節(jié)流圈的計(jì)算很復(fù)雜[18]，與受熱面管系結(jié)構(gòu)及煙氣側(cè)熱負(fù)荷分布有關(guān)。

為了解決本文研究的爐頂過熱器超溫爆管問題，根據(jù)上述試驗(yàn)結(jié)果及現(xiàn)場實(shí)際情況，采用如圖9 所示方案對爐頂過熱器進(jìn)行了改造，即：在分配集箱進(jìn)口三通附近引出的15 根受熱面管子下游一定位置串聯(lián)一混合集箱，以消除三通渦流區(qū)對流量分配的影響。改造后實(shí)際運(yùn)行情況表明，此方案達(dá)到了預(yù)期的效果。

圖9 爐頂過熱器改造方案示意圖Fig.9 Schematic of the improved scheme of the roof superheater

可見，為解決鍋爐運(yùn)行期間三通結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的過熱器與再熱器受熱面超溫爆管問題，在進(jìn)口三通附近引出的部分受熱面管子下游串聯(lián)一混合集箱是比較方便且行之有效的措施；在設(shè)計(jì)階段，則可根據(jù)結(jié)構(gòu)布置情況，采用上述串聯(lián)混合集箱方案，或避免在三通區(qū)域特定位置布置受熱面管，以消除三通區(qū)渦流對受熱面流量偏差的影響。

5 結(jié)論

針對某660 MW 超臨界鍋爐爐頂過熱器超溫爆管問題，對該過熱器分配集箱三通區(qū)域靜壓分布進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得到如下結(jié)論：

a.三通渦流區(qū)影響范圍約為-2.0≤X/D≤2.0；在三通渦流區(qū)影響范圍內(nèi)，側(cè)母線上靜壓明顯較低，靜壓最低點(diǎn)位于X/D=±1.0 附近，其他部位的靜壓最低點(diǎn)位于X/D=±1.5 附近；在三通渦流區(qū)影響范圍外靜壓分布符合軸向引入集箱時的靜壓分布規(guī)律。

b.三通兩側(cè)分流比變化對三通渦流區(qū)影響范圍、三通渦流區(qū)及兩側(cè)集箱靜壓分布規(guī)律基本沒有影響，但三通渦流區(qū)最低靜壓及集箱靜壓在流量較大一側(cè)均有所降低，在另一側(cè)則有所升高；兩側(cè)分流比變化對側(cè)母線上靜壓的影響相對較大。

c.支管分流比變化對三通渦流區(qū)影響范圍、三通渦流區(qū)靜壓分布規(guī)律的影響不明顯；隨著支管分流比增大，三通渦流區(qū)側(cè)母線上及三通兩側(cè)集箱靜壓均有所升高，但側(cè)母線上靜壓仍明顯低于其他部位，集箱靜壓分布仍符合軸向引入時集箱靜壓分布規(guī)律。

d.在設(shè)計(jì)時，應(yīng)避免在三通渦流區(qū)影響范圍的側(cè)母線上及X/D=±1.5 附近布置受熱面管；或者，在此區(qū)域引出的管子下游一定位置串聯(lián)一混合集箱可有效消除三通渦流區(qū)對流量分配的影響。