電廠換熱管束沖蝕磨損數值模擬分析

解其林，陳 昊，郭萬軍

（1.江蘇淮陰發電有限責任公司， 江蘇淮安 223002；2. 江蘇國信儀征熱電有限責任公司， 江蘇揚州 211401；3. 江蘇博斯泰德能源科技有限公司， 南京 210049）

0 引言

電廠鍋爐高溫換熱器受熱面在高溫煙氣的作用下會出現吹蝕減薄跡象，長時間磨損嚴重容易導致換熱器爆管，導致管內蒸汽泄漏，使得機組被迫停機。爆管發生后，電廠需要花費大量時間進行檢修和更換管路，額外檢修費用和勞動強度、減少了發電量。因此磨損爆管一直是電廠面臨的難題，影響發電系統持續運轉[1]。

高溫含塵氣流對換熱管束的磨損效應主要分為沖擊磨損、切削磨損和接觸疲勞磨損[2]。沖擊磨損是指當固體顆粒物垂直沖擊管路受熱面時，管子表面出現塑性變形；切削磨損是指固體顆粒物沿與受熱面平行的方向高速沖刷管壁，在管壁產生刨削作用，使管壁刷薄；接觸疲勞磨損是指氣流沖刷管路時，固體顆粒物在管子背面的渦流處對壁面產生磨損。

國外學者對管路沖蝕磨損過程進行了大量的研究。Hutchings[3]通過實驗方法提出犁削和切削I、切削II模型。Shi?razi 等[4]將影響管束磨損因素歸納為多個物理因素的綜合影響，建立了彎管沖蝕磨損的預測模型。Evans 等[5]建立了塑性材料的沖蝕磨損模型，得到沖蝕磨損與顆粒粒徑、顆粒密度以及管束材料之間的關系。Tai Ji[6]等人采用歐拉-拉格朗日方法對10×11 管束的磨損進行了數值模擬研究，分類討論了不同Stk下管束的沖蝕磨損情況。

國內學者同樣對換熱管束磨損進行了深入的研究。何雅玲團隊[7-8]基于Tabakoff 半經驗模型對管束磨損情況進行了計算，研究了顆粒速度、粒徑以及入射角度對管束的磨損影響。結果表明隨著顆粒尺寸、濃度的和流體雷諾數的增加，管束的磨損速率增加。劉剛[9]通過實驗研究了顆粒沖擊角度、速度、粒徑對其管束磨損性能的影響。王博[10]等對固-液多相流管道進行了數值模擬，結果表明沖蝕速率隨入口流速的增加呈指數型變化。

由于電廠換熱器的沖蝕磨損過程關系到電廠發電系統的安全穩定運行，且沖蝕磨損的影響因素較為復雜。為了加強對換熱管束磨損的研究，本文采用數值模擬方法對不同工況下電廠換熱管束沖蝕磨損過程進行分析，對電廠實際安全運行和優化具有指導意義。

1 換熱器幾何模型

過熱器管、省煤器管、水冷壁管和再熱器管簡稱 “四管”，是鍋爐內壁主要受熱面，其安全運行直接關系到電廠的安全，爆管事故的發生會直接影響到電廠的生產效益。

“四管” 由于運行工況、運行環境和材質的不同，其失效機制不盡相同，冷水管壁在吹灰器周圍和受吹灰器直接沖刷的爐膛角域處管壁易發生沖蝕；省煤器在煙氣入口處、吹灰器吹灰方向上易發生沖蝕；過熱器和再熱器在靠近爐膛第一根管子、煙氣旁路通道處和高流速煙氣區域易發生沖蝕磨損。

圖2 換熱管束幾何模型

2 數值模擬基礎

2.1 計算流體域

電廠換熱管束模型復雜，計算量巨大，難以按照實際流動模型進行數值模擬。因此，本文對換熱器進行簡化處理，如圖3 所示，選取8 排管束進行計算，換熱管外徑D=50 mm，前后管束的間距為100 mm，管路軸向距離為300 mm，換熱管束橫向間距為70 mm。

圖3 計算流體域

2.2 邊界條件及湍流模型

本文基于Fluent-CFD 軟件計算氣固兩相流場和管束沖蝕特性，進口設置為速度入口（velocity-inlet），出口設置為出流出口（outflow），四周設置為對稱面（symmetry），進口溫度為735 K，濃度為50 g/( N·m3)管壁采取無滑移壁面模型（wall），管壁與換熱流體的對流換熱系數為3000 W/（m2·K），網格采用結構化網格，網格單元數為1067838，具體網格分布如圖4所示。

圖4 網格分布圖

采用RNGk-ε湍流模型模擬換熱管束之間湍流運動，流動遵循質量守恒定律、動量守恒定律以及能量守恒定律，各控制方程如下[11]。

質量守恒方程：

動量守恒方程：

能量守恒方程：

湍動能k輸運方程：

湍動能耗散率ε輸運方程：

式中：ui、uj為速度分量；ρ為空氣密度；P為空氣壓力；μ為動力黏度；t為時間；k為湍動能；ε為湍動能耗散率；xi為位置分量；ui為速度分量；Gk為湍動能生成率；αε為湍流流動的普朗特數；μeff為等效黏性系數；C為常數；T為溫度；cp為流體定壓比熱；ST為黏性耗散項。

2.3 管束沖蝕模型

本文采用離散相模型（Discrete Phase Model，DPM）模型模擬顆粒運動，進行氣固兩相耦合計算，進口設置為逃逸邊界（escape），出口設置為捕捉邊界（trap），換熱管束壁面采用DEFINE_DPM_BC宏定義顆粒與壁面的非彈性碰撞過程[12]。顆粒與不銹鋼的壁面碰撞模型為：

圖5 顆粒壁面碰撞過程

在飛灰磨損模擬的半經驗理論中，Oka模型以實驗數據為基礎，綜合考慮了不同沖蝕角度、速度、粒徑以及壁面材質下的沖蝕速率。本文選用的Oka沖蝕模型為[13]：

式中：α為沖蝕角；Hv為維氏硬度；v為顆粒來流速度。

2.4 求解參數設置

本文采用壓力基求解器，進行換熱管束穩態計算，近壁面采用標準壁面函數處理，采用coupled 壓力-速度耦合方法，動量松弛因子設置為0.3，計算時考慮壓力梯度力和Saff?man 升力,顆粒密度為2600 kg/m3，粒徑為300 μm。Oka 沖蝕模 型 中:E90＝6.154e－4， Hv=1.75，n1=0.8，n2=1.3，k2=2.35，k3=0.19，dref=326，Vref=104。

3 計算結果分析

3.1 氣相流場結果

圖6 所示為換熱管束氣相流場計算結果，煙氣流經換熱管后受到管束的繞流作用，使得壁面附近的速度、壓力和溫度存在明顯差異，由于管束對氣流的滯止，管束前壓力存在一定的高壓區，管束后存在回流區，管束與管束之間氣流加速運動，沿流向溫度逐漸降低。

圖6 氣相流場分布

圖7 所示為5 m/s 下換熱管束磨損與顆粒運動軌跡。直徑300 μm 顆粒流經換熱管束時，對第一排管壁迎風面有沖擊，大部分顆粒從管排之間的間隙中流過。受管壁面對顆粒反彈的作用，管束間的顆粒運動軌跡較為紊亂，不斷沖擊管壁造成換熱面的磨損。

圖7 5 m/s下管路沖蝕與顆粒運動

3.2 顆粒粒徑對磨損的影響

圖8 所示為不同管排的顆粒平均磨損量隨粒徑變化關系。結果表明第一排管束后排管束存在明顯的差異，具體表現在第一排管束的磨損量隨顆粒粒徑的增大而增大，后排管束磨損量隨粒徑的增大先增加后降低。

圖8 磨損量隨粒徑變化情況

這是因為第一排管束磨損主要是由顆粒物直接沖擊換熱管束造成的沖擊磨損，顆粒物直徑增大時，沖擊動量越大，管壁的塑性磨損量越大；后排管束主要是顆粒物沿受熱面平行方向高速沖刷管壁時造成的切削磨損，隨著粒徑增大，管壁沖蝕效果增強，當粒徑繼續增大時，顆粒慣性增大，易從換熱管之間的間隙中流過，不容易受氣流運動與管壁發生反彈和膨脹，導致換熱管的磨損減弱。

3.3 不同管束排布下的沖蝕速率

圖9所示為不同換熱管垂直于流動方向的間距對換熱管束平均磨損速率的影響。結果表明，隨著橫向間距從60 mm增加到80 mm 時，換熱管的總平均磨損速率從2.42×10-8kg/（m2·s）降低到8.59×10-9kg/（m2·s），換熱管的磨損量大大降低，沖蝕模擬云圖情況如圖10所示。

圖1 電廠鍋爐換熱器爆管

圖9 不同橫向間隙下的磨損速率

圖10 不同橫向間距下磨損情況

換熱管間隙減小時，氣流流通截面積減小，氣流流動速率增加，煙氣中的顆粒物與管壁之間的碰撞幾率增大，并且由于管束間距較小，顆粒在流道間的反彈作用會進一步增加，使得換熱管束磨損加劇。因此，換熱器布置時適當增加管束間橫向距離有利于減少管束磨損。

圖11所示為改變換熱器流動方向的間隙時，換熱管束平均磨損速率。縱向距離的改變會影響管束后氣流漩渦的生成，會影響到管束后的接觸疲勞磨損強度。結果表明，當管束縱向間距從80 mm增加到120 mm，管束沖蝕磨損速率變化不明顯，8 排換熱管束的平均沖蝕磨損速率在1.16×10-8kg/（m2·s）左右。可見，縱向間距不是影響管束沖蝕磨損速率的主要因素。

圖11 不同縱向間隙下的磨損速率

圖12 所示為換熱管束叉排和縱排2 種布置方式時的管束磨損速率，縱排布置時，由于第一排管束的阻礙作用，使得第二排管束磨損量較小，隨后由于氣流影響和顆粒的反彈作用，管束磨損量增加。插排布置時，第二排管束會受到氣流的直接沖刷作用，面平均磨損量略大，下游管排磨損量相接近。

圖12 兩種管束布置方案下的磨損分布

圖13所示為換熱管束叉排布置時換熱管束磨損云圖，結果表明，叉排布置時，管束面磨損量為1.19×10-8kg/（m2·s），高于順排布置，粒子運動軌跡表明，部分粒子撞擊到管排壁面后的反彈作用更明顯，管束磨損量越大。

圖13 換熱管叉排布置

4 結束語

本文通過數值模擬研究了不同排布方式時的換熱管束沖蝕磨損情況，在本文研究范圍內，得到如下結論。

（1）煙氣流經換熱面時，會對第一排換熱管束造成沖擊磨損，顆粒與壁面的反彈作用會加劇下游換熱管束的磨損。

（2）壁面磨損量與顆粒粒徑有關，第一排管束由于受沖擊磨損較強，磨損量隨粒徑的增大而增大；后排管束受切削磨損影響較強，磨損量隨粒徑增加先增加后減小。

（3）適當增加管束橫向間距有助于減少換熱管束的磨損；改變縱向間距，換熱管束的平均磨損量基本不發生改變；叉排布置時的換熱管束磨損量高于順排布置。