跨臨界變壓運行中水冷壁動態特性的實驗研究

劉佳倫,李會雄,馮淵,孔祥飛,雷賢良

(西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室,710049,西安)

為滿足我國快速增長的電力需求,應對日益嚴峻的環境問題,有著高效率、低排放特點的大容量參數超臨界直流鍋爐逐漸成為我國燃煤機組的主要組成部分[1]。然而,由于間歇性的太陽能、風能等可再生能源的快速增長,我國大型燃煤發電機組目前正面臨更為頻繁和大幅度的調峰要求,超臨界變壓運行機組正是為適應調峰需要而發展起來的。爐膛水冷壁是鍋爐的重要承壓部件,機組的運行可靠性與鍋爐水冷壁的可靠性密切相關。超臨界變壓運行機組的水冷壁系統既要高負荷時在超臨界壓力條件下運行,又要低負荷時在亞臨界壓力條件下運行[2],不可避免地要經歷超臨界壓力與亞臨界壓力之間的跨臨界壓力區(21～23 MPa)。必須注意的是,在跨臨界壓力區,水冷壁內工質的宏觀形態及流動特性均會發生大幅度的變化[3],容易引發傳熱惡化(DNB傳熱惡化及蒸干現象等)及流動不穩定現象,嚴重威脅水冷壁的運行安全。為了保證鍋爐乃至機組的安全、經濟運行,掌握鍋爐水冷壁內工質在跨越臨界壓力區內的動態流動與傳熱特性具有十分重要的意義。

對鍋爐水冷壁動態特性的研究方法主要包括數學建模和實驗探究,學者以往大多借助于建立數學仿真模型的方法來研究鍋爐水冷壁系統在正常運行及啟、停過程中的動態特性,目前關于超臨界和亞臨界壓力下水冷壁系統動態特性的仿真模型有很多種,主要包括固定邊界模型[4]和移動邊界模型[5-10]。固定邊界模型將受熱管段劃分為一系列固定長度的區域,進而采用數值差分法計算各區域內流體參數的動態變化過程,但是該模型不能實時跟蹤相變點的位置變化,在水冷壁動態特性仿真計算中應用得較少;移動邊界模型把相變點的位置作為獨立變量植入整個計算模型,并在亞臨界壓力下將整個受熱管劃分為過冷水區、兩相蒸發區、過熱蒸汽區3類區域,而在超臨界壓力下將整個受熱管劃分為擬過冷水區和擬過熱蒸汽區,然后采用集總參數法來建立并求解各個區域的微分控制方程,該模型具有計算簡潔清晰、可以實時跟蹤相變點位置等優點,在水冷壁動態特性的仿真模擬中應用最為廣泛[5]。但是,在跨越臨界壓力的過程中,亞臨界壓力下的兩相區消失,移動邊界模型中的微分方程組的剛性將會變得無限大,導致其無法求解[8]。為解決該問題,范永勝等引入線性過渡的方法[8],李運澤等則提出了對跨臨界區域進行重新分區的思路,使得移動邊界模型可以用來模擬跨臨界過程中的動態特性[9]。值得注意的是,文獻[8-9]中的這兩種方法只是將跨臨界過程簡單視為超臨界壓力與亞臨界壓力工況間的過渡環節,認為該過程中系統的動態特性并無特別,這些假設與實際的跨臨界過程的動態特性并不符。有關近臨界壓力下受熱管內流動與換熱特性的研究表明,近臨界壓力下的管內流動與換熱特性與亞臨界壓力及超臨界壓力下的流動與換熱特性有明顯不同,而且現有的關于亞臨界及超臨界壓力下工質對流換熱系數的計算關聯式在用于預測近臨界壓力下的流體換熱特性時往往會產生較大誤差,甚至不能適用[11-13]。因此,文獻[8-9]中的模型僅僅將跨臨界過程簡單視為超臨界壓力與亞臨界壓力工況間的過渡環節并不確切,另外,這些模型對跨臨界過程動態特性的模擬結果尚未得到充分的實驗數據驗證,需要通過實驗來進一步探究跨臨界過程中受熱管道內工質的動態流動與傳熱的特性,為理論模型的驗證提供依據。

另一方面,過去對于鍋爐水冷壁動態特性的實驗研究很稀少,實驗數據較為匱乏。黃錦濤等曾對亞臨界壓力下單相流體的階躍動態響應特性進行了實驗研究,并與其提出的動態特性模型做了對比[14];傅龍泉等分別獲得了螺旋管圈水冷壁在亞臨界壓力和超臨界壓力下的動態特性數據,并分析了螺旋管圈水冷壁在啟動及變工況過程中,不同輸入參數對管段出口壓力、壁面溫度、流體溫度及系統中其他參數的影響[15]。上述這些研究均僅僅是針對超臨界區域或亞臨界區域內受熱管道內工質動態流動與傳熱特性的研究,對跨臨界過程中的動態流動與換熱特性的實驗研究鮮有公開文獻發表。宋明強搭建了跨臨界自然循環實驗臺,研究了系統參數對跨臨界自然循環流動不穩定性的影響,結果表明,在跨臨界區域內發生了流量漂移,同時流量振蕩也較為劇烈,且功率越大振蕩周期越小[16]。可以看出,過去對于鍋爐水冷壁系統在跨臨界過程中的動態特性研究非常有限。

基于此,為了探索超臨界鍋爐水冷壁系統在跨臨界過程中的動態特性,本文采用實驗方法,對受熱管道內工質在跨臨界壓力變化過程中的動態流動與換熱特性進行了詳細的實驗研究,分析了其與在超臨界壓力下或者亞臨界壓力下的動態流動與換熱特性的異同,并研究了入口流體焓值、壁面熱負荷等因素對跨臨界壓力變化過程中的動態特性的影響規律,為超臨界鍋爐水冷壁系統跨臨界變壓運行工況的設計和調節提供了指導。

1 實驗系統

1.1 實驗裝置

本研究設計了如圖1所示的實驗回路系統,去離子水由水箱經過濾器和高壓柱塞泵后分為兩條支路:一路作為旁路系統,用于調節流量;另一路經質量流量計測定流量后,進入套管式換熱器,與實驗段出口的高溫工質進行熱量交換,回收高溫工質攜帶的熱量后,再經預熱段被加熱到預定狀態,之后流過全周電加熱的實驗段。從實驗段出來的汽水混合物經過換熱器和冷卻器降溫后,經過背壓調節閥減壓,再經過系列泄壓裝置將壓力降低至常壓,然后回至水箱。

1:水箱;2:普通調節閥;3:濾網;4:高壓柱塞泵;5:質量流量計;6:孔板流量計;7:套管式換熱器;8:預熱段;9:實驗段;10:冷卻器;11:冷卻水入口;12:冷卻水出口;13:主路背壓調節閥;14:泄壓閥圖1 實驗系統示意圖

在本實驗中,首先將系統調整至預定的穩態工況,然后通過調節主路背壓閥,對實驗段壓力進行階躍降低或者升高,同時通過數據采集系統,記錄該過程中實驗段各參數的動態變化數據。本文重點討論階躍降壓過程中受熱管道內工質的動態流動與傳熱特性,對于階躍升壓過程中受熱管道內工質的動態特性將在后續的文章中闡述。

1.2 實驗段設計

垂直上升實驗段采用?25 mm×2.5 mm的不銹鋼管(1Cr18Ni9Ti),總長度為3 m,其前、后分別設置有穩定段。工質流量由RHEONIK科氏力質量流量計測量,精度為0.05級;工質壓力由Rosemount 3051c智能式壓力變送器測量,精度為0.25級。實驗采用直接電加熱方式對管內工質進行加熱,電加熱功率采取電流、電壓變送器進行測量,測量精度為0.5%。工質溫度采用布置在實驗段進出口的4支NiCr-NiSi鎧裝熱電偶測量,外壁溫度采用點焊在14個截面上的NiCr-NiSi熱電偶測量,測量誤差為0.43 ℃。實驗段結構以及各截面的壁溫測點布置如圖2所示。

圖2 實驗段測點布置圖

本實驗段為垂直通道,壁溫測點沿周向均勻分布,依據直接測量到的外壁溫度和通過熱平衡得到的外壁熱流密度,采用一維導熱方程求解得到各截面處的內壁溫度。本實驗的二次測量系統主要由英國Schlumbeger公司生產的Solarton IMP3595C系列數據采集板和工控機兩部分組成。二次測量系統對儀表變送來的電信號進行接收和測量,并將其轉變為數字信號輸送到工控機中,通過采集程序對數字信號進行存儲和轉化,IMP板的測量精度為0.02%。

表1給出了實驗段各測量參數的最大不確定度。

表1 實驗段各參數的最大不確定度

2 實驗結果

2.1 跨臨界過程中的動態特性

圖3分別給出了在3個不同的壓力跨度區間(超臨界區間25～23 MPa、跨臨界區間23～21 MPa和亞臨界區間21～19 MPa),當實驗段出口壓力階躍降低時入口質量流速G、入口壓力P、出口流體溫度Tf,out和出口壁溫Tw,out(下文中壁溫均指內壁面溫度)的動態響應特性。實驗段壁面平均熱流密度均為150 kW/m2,初始時刻入口流體焓值均為1 400 kJ/kg,入口質量流速均為400 kg/(m2·s)。當t=66 s時,通過調節主路背壓閥,使實驗段出口壓力階躍降低。

圖3 不同壓力階躍區間下受熱管道各參數的階躍動態響應特性

由圖3可看出:在不同的壓力區間,入口質量流速、入口壓力以及出口流體溫度在階躍擾動后的動態響應過程一致,即隨著出口壓力的階躍下降,入口質量流速迅速上升,由于加熱功率保持不變,因此出口流體溫度逐漸下降。出口壁溫的動態響應過程在不同壓力區間則有不同的表現:在超臨界和亞臨界區間,出口壁溫隨著流體溫度的下降均逐漸下降,而在跨臨界區間,隨著出口壓力的階躍降低,壁溫先極速上升而后再下降,且在高壁溫狀態持續將近150 s,最高達到了502 ℃,高于流體溫度148 ℃,瞬時換熱系數降低至約1.0 kW/(m2·K)。

由本實驗可以看出,與其他壓力區間內的動態特性相比,在跨臨界壓力區間,當出口壓力階躍降低時,受熱管會出現壁溫飛升的現象。為探索并驗證該現象的發生條件,本文進一步研究了不同入口流體焓值、不同壁面熱負荷條件下,在跨臨界壓力階躍降低過程中各參數的動態響應過程。圖4分別給出了不同入口流體焓值Hin條件下在跨臨界壓力階躍降低(從23 MPa階躍降低至21 MPa)過程中,入口質量流速、入口壓力以及出口壁溫的動態響應特性,其中壁面平均熱流密度均保持為100 kW/m2,初始時刻入口質量流速均為400 kg/(m2·s)。

圖4 不同入口流體焓值下跨臨界壓力階躍降低過程中進出口參數的動態響應特性

由圖4可看出:在跨臨界壓力階躍降低過程中,當入口流體焓值不同時,入口質量流速隨著出口壓力的階躍降低均先迅速上升,然后再穩定下來,但出口壁溫的階躍響應特性存在較大差別。當入口流體焓值較低(1 500 kJ/kg)時,出口壁溫由于實驗段流量的增大而逐漸下降,但在入口流體焓值為1 600、1 800 kJ/kg的工況中,出口壁溫則發生突升現象;在較高入口流體焓值(2 000 kJ/kg)的工況中,隨著出口壓力的階躍降低,壁溫沒有出現飛升現象。這說明在跨臨界過程中,出口壁溫飛升現象的出現與入口流體焓值有關。

圖5給出了不同壁面熱負荷下,在跨臨界壓力階躍降低過程中入口質量流速、入口壓力以及出口壁溫的動態響應特性,各工況下初始時刻入口流體焓值均為1 600 kJ/kg,入口質量流速均為600 kg/(m2·s)。

圖5 不同壁面熱負荷下跨臨界壓力階躍降低過程中進出口參數的動態響應特性

從圖5中看出:跨臨界降壓過程中在壁面熱負荷較低(60、120 kW/m2)的工況下,入口質量流速、壓力以及出口壁溫的變化均相對平穩,然而,當壁面熱負荷較高(180、200 kW/m2)時,入口質量流速、壓力以及出口壁溫發生了明顯的脈動,且壁面熱負荷越高,脈動振幅越大,持續時間越長。例如:在壁面熱負荷為180、200 kW/m2的工況中,入口質量流速的脈動幅度(峰值減去谷值)最大值分別是185.99、252.9 kg/(m2·s),壓力的脈動幅度最大值分別達到了2.365、3.434 MPa,出口壁溫脈動幅度最大值分別達58.65、69.16 ℃,持續時間分別為105、160 s;此外,在壁面熱負荷較低時,出口壁溫未出現飛升現象,而當壁面熱負荷增大至180、200 kW/m2時,在出口壁溫的脈動過程中,平均壁溫均高于初始時刻的壁溫,相比于初始時刻,壁溫飛升的幅度分別為24.86、29.06 ℃,表明在這兩個工況下出口處發生了明顯的壁溫飛升現象。

上述實驗結果表明:在跨臨界壓力變化過程中,受熱管道出口處出現的壁溫飛升現象與局部流體焓值大小密切相關,當入口流體焓值過高或者過低時均不會出現壁溫飛升。當壁面熱負荷較低時,出口處流體焓值也比較低,不會發生壁溫飛升現象,當壁面熱負荷較高時,出口才會出現壁溫飛升,而且可能會伴隨發生脈動現象,嚴重威脅系統的安全運行。在過去對水冷壁系統的動態特性研究中,很少有提及這種在跨臨界壓力階躍變化過程中出現的壁溫飛升現象,對該現象的發生機理需開展進一步的實驗探索和理論分析。

2.2 跨臨界過程中壁溫飛升現象的發生機理

本小節通過分析沿實驗段各截面處的流體溫度、壓力、壁溫以及管內流體對流換熱系數等局部參數的動態變化過程,來探究跨臨界壓力區的動態過程中壁溫飛升現象的發生機理。圖6給出了跨臨界壓力階躍降低過程中入口質量流速、壓力及進出口流體焓值的動態響應特性。在該實驗工況中,初始時刻入口流體焓值為1 600 kJ/kg,質量流速為400 kg/(m2·s),平均壁面熱流密度為150 kW/m2。在t=66 s時,調節主路背壓閥,將實驗段出口壓力從23 MPa階躍降低至21 MPa。

圖6 特定工況下跨臨界壓力階躍降低過程中進出口參數的動態響應特性

從圖6中看出,隨著出口壓力的階躍減小,入口質量流速逐漸上升,由于加熱功率不變,進出口流體焓值逐漸下降。圖7和圖8分別進一步給出了該跨臨界壓力階躍降低過程中,沿實驗段各個截面(1～14)處的壁溫以及對應的對流換熱系數α的動態響應特性。

圖7 跨臨界壓力階躍降低過程中實驗段各截面處壁溫的動態響應特性

圖8 跨臨界壓力階躍降低過程中實驗段各截面處對流換熱系數的動態響應特性

由圖7和圖8可看出,在亞臨界壓力下,截面8到出口截面14處的壁溫均發生了明顯的飛升現象,而且飛升速度很快,例如截面13處壁溫飛升值在80 s內達到110 ℃,其對應的流體換熱系數發生了急劇的下降,如截面13和14處流體的換熱系數下降到了1.0 kW/(m2·K),而在正常傳熱工況下,這些截面處的流體應該處于過冷沸騰區域,對應的流體換熱系數應為8～12 kW/(m2·K)。這表明這些截面位置處流體發生了明顯的傳熱惡化現象,而且越靠近出口,傳熱惡化持續的時間越長。與截面8到截面14的換熱情況相反,從進口截面1到截面7,壁溫在出口壓力階躍下降后均逐漸下降并恢復穩定,流體換熱系數先略微上升再恢復平穩,并沒有發生傳熱惡化現象。根據以往的研究結果可知,亞臨界壓力下垂直上升管內工質的傳熱惡化一般分兩種類型:第一類傳熱惡化是在欠熱區或者低干度區發生的膜態沸騰,也稱為偏離核態沸騰(簡稱DNB);第二類傳熱惡化是蒸汽干度較高情況下的液膜蒸干現象,稱為干涸[17]。這兩類傳熱惡化的區別在于發生傳熱惡化時的流體干度不同,第一類傳熱惡化發生時流體的干度較低,而且在近臨界壓力區內DNB傳熱惡化發生時所需的流體干度大大降低,甚至提前至過冷區;第二類傳熱惡化發生時流體的干度接近1.0,甚至流體已經完全成為過熱蒸汽。另外,發生DNB膜態沸騰時的壁溫飛升速度和飛升峰值均比發生干涸時大很多[11-13]。

下面通過分析沿實驗段不同截面處的流體狀態來判斷跨臨界壓力動態特性實驗中出現的傳熱惡化的類型。

圖9 截面5處流體參數在跨臨界壓力階躍降低過程中的變化曲線

(1)截面1～7:這些截面處流體沒有發生傳熱惡化現象,圖9給出了在跨臨界壓力階躍降低過程中截面5處流體溫度、壁溫、對流換熱系數的變化曲線。

由圖9可看出:在出口壓力由超臨界壓力階躍降低進入亞臨界壓力后,雖然流體溫度低于對應壓力下的飽和水溫度,但是壁溫高于飽和水溫度,發生了過冷沸騰現象,因此換熱系數明顯增大;然后,隨著流體溫度的降低,壁溫逐漸下降,低于飽和水溫度,過冷沸騰現象消失,流體進入單相水換熱區域,換熱系數降低。

(2)截面8～14:這些截面處的流體均發生了明顯的傳熱惡化現象。圖10給出了截面11處流體溫度、壁溫、對流換熱系數在跨臨界壓力階躍降低過程中的變化曲線。

圖10 截面11處流體參數在跨臨界壓力階躍降低過程中的變化曲線

由圖10可看出:由于流體沿流動方向一直被加熱,相比于截面5,截面11處流體溫度較高,隨著出口壓力階躍降低并進入亞臨界壓力后,該截面處的流體瞬間達到了傳熱惡化發生的條件,傳熱惡化發生,使壁溫極速上升,對流換熱系數則瞬間下降;然后,隨著流體溫度的降低,傳熱惡化現象又逐漸消失。此時,雖然壁溫仍然較高,壁面過熱度較大,但流體溫度卻低于飽和溫度,流體處于過冷沸騰區,因此換熱系數又急劇回升,壁溫也急劇下降;之后,隨著壁溫下降至低于飽和溫度,流體進入單相水換熱區,換熱系數又逐漸下降。

綜合圖9和圖10,可以看出:

(1)在跨臨界的動態過程中出現傳熱惡化的截面處流體大多處于過冷水區,而且壁溫飛升速度極快,由此可以判斷本實驗中出現的傳熱惡化現象屬于DNB傳熱惡化。DNB傳熱惡化開始發生時對應的流體干度稱為臨界干度,對應的焓值為臨界焓值,如果流體干度(焓值)達到該臨界值,就會發生傳熱惡化,當流體干度(焓值)小于該臨界值時,傳熱惡化現象則不會發生。

(2)在跨臨界動態過程中若初始時刻流體焓值較高,尤其是靠近出口截面處,若流體焓值達到了DNB傳熱惡化發生所需的臨界值,則階躍降壓過程中在這些截面處會出現壁溫飛升現象,然后隨著流量的上升,各截面處流體焓值逐漸下降,低于臨界焓值后傳熱惡化現象消失,壁溫也逐漸下降。

本文還對近臨界區受熱管內DNB傳熱惡化發生的起始條件及惡化強度開展了穩態實驗研究。實驗中在給定入口壓力及質量流速下,逐漸提升入口流體焓值,測量并計算得出各穩態工況下沿實驗段各截面處的壁溫及局部對流換熱系數隨流體干度x的變化結果。參考本文跨臨界動態實驗工況的壓力和質量流速變化范圍,共設計了12組穩態實驗工況,如表2所示。

表2 穩態實驗設計工況

圖11給出了質量流速為400 kg/(m2·s)時不同壓力下流體的對流換熱系數隨干度的變化曲線。

(a)P=21.0 MPa

(b)P=21.5 MPa

(c)P=21.9 MPa圖11 不同壓力下對流換熱系數隨干度的變化曲線

由圖11a可看出,當壓力為21.0 MPa時,隨著干度的增加,換熱系數呈現先升高后降低的趨勢。在干度較低(低于-1.0)時,流體處于過冷水狀態,處在單相換熱區,對流換熱系數較低,約在5 kW/(m2·K)左右;隨著干度的逐漸增加,流體進入過冷沸騰區,換熱系數明顯上升,隨后流體進入兩相飽和沸騰區,對流換熱系數維持在較高數值;隨著干度的繼續增加,達到臨界干度后發生了DNB傳熱惡化,換熱系數急劇下降,當換熱系數降低至最小值時,DNB傳熱惡化強度最強,壁溫達到最大值;之后,隨著干度的進一步增加,蒸汽逐漸增多,DNB惡化現象略有減緩,換熱系數略有回升;最后,流體進入過熱蒸汽區,換熱系數維持在較低水平。

由圖11b可看出,當壓力增加至21.5 MPa時,發生DNB傳熱惡化的臨界干度降低,傳熱惡化現象提前至過冷區就開始發生,因此換熱系數未上升至最高點就因發生DNB傳熱惡化而驟降。

由圖11c可看出,隨著壓力進一步靠近臨界壓力,即當壓力增加至21.9 MPa時,發生DNB傳熱惡化的臨界干度進一步減小,管內流體在單相過冷水換熱區就開始發生傳熱惡化現象。通過實驗獲得了所有12組穩態工況下DNB傳熱惡化發生的臨界干度、臨界焓值,以及DNB傳熱惡化發生后換熱系數的最小值,如圖12所示。

(a)臨界干度 (b)臨界焓值 (c)換熱系數最小值圖12 不同工況下DNB傳熱惡化發生的起始條件以及換熱系數最小值的變化規律

從圖12中可以看出:隨著流體壓力靠近臨界壓力,發生DNB傳熱惡化的臨界干度(焓值)急劇下降,同時惡化后換熱系數最小值也逐漸減小。這說明傳熱惡化的強度也在逐漸增強,例如在壓力為21.9 MPa時,發生DNB傳熱惡化的臨界焓值低至1 661 kJ/kg,使得受熱管道在跨臨界動態過程中極其容易出現壁溫飛升現象,嚴重威脅系統的安全運行,因此,預測鍋爐水冷壁系統在跨臨界過程中的動態特性時,必須考慮近臨界區的DNB傳熱惡化現象。此外,管內流體的質量流速對DNB臨界干度(焓值)也有一定程度的影響,隨著質量流速的升高,臨界干度(焓值)呈現逐漸上升的趨勢。

在臨界壓力(22.06 MPa)附近,發生DNB傳熱惡化的臨界焓值最小,定義為Hcr,Pcr,此時系統工況最為危險,因此確定Hcr,Pcr的值具有重大工程意義。由于在臨界壓力處流體工況極其不穩定,參數波動很大,無法開展有效的參數測量,在現有相關文獻里很少發現有關于Hcr,Pcr的實驗數據。本文通過如下方法提取跨臨界動態實驗中的數據來得到Hcr,Pcr的參考值:例如在圖8的跨臨界過程中,跨過臨界壓力時截面7處沒有發生傳熱惡化,而截面8處發生了明顯的傳熱惡化現象,此時截面7處的流體焓值為1 604 kJ/kg,截面8處為1 618 kJ/kg,表明該工況下1 604 kJ/kg

表3 本文動態實驗工況中Hcr,Pcr的參考值

由表3可以看出,在本文實驗工況范圍內,只要管內局部流體焓值達到1 600 kJ/kg,在跨臨界動態過程中就極有可能發生DNB傳熱惡化現象。

3 結 論

本文對垂直上升受熱管在跨臨界過程中工質質量流速、壓力以及壁溫等參數的動態響應特性開展了實驗研究和理論分析,得到以下主要結論:

(1)相同焓值下,相比于其他壓力變化區間,在跨臨界壓力變化過程中極其容易發生壁溫飛升現象。該現象僅發生在特定流體焓值區域,隨著壁面熱負荷的增加,在跨臨界壓力變化過程中管內流體會伴隨發生脈動現象。

(2)跨臨界動態過程中壁溫飛升現象的出現是流體在近臨界區發生的DNB傳熱惡化引起的。

(3)在近臨界區,隨著流體壓力的上升,越靠近臨界壓力,流體發生DNB傳熱惡化的臨界干度下降越快,惡化強度逐漸增強;隨著流體質量流速的增大,臨界干度呈現逐漸上升的趨勢。

(4)基于本實驗工況范圍,當管內的局部流體焓值高于1 600 kJ/kg時,水冷壁系統在跨臨界動態過程中就極有可能出現DNB傳熱惡化現象。