過熱器分配集箱三通區域靜壓分布試驗研究

袁益超，柯帥康，徐國鵬，曾憲鈺

（上海理工大學 能源與動力工程學院，上海 200093）

大型電站鍋爐過熱器與再熱器系統各級之間采用徑向引入、引出集箱的導汽管可簡化爐頂導汽管布置，減小阻力[1]，但分配集箱三通區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研究，揭示了三通區域渦流的影響范圍以及三通兩側分流比為1∶1，0∶1 時三通區域周向特定部位和兩側集箱軸向靜壓分布規律；分析了三通兩側集箱及三通區域支管分流對三通區域和兩側集箱靜壓分布的影響，但文中未給出三通區域有支管時的相關試驗結果。羅永浩等[5]通過無支管三通試驗獲得了兩側分流比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獲得了兩側分流比對支管入口阻力系數的影響規律。衛飛飛等[6]針對三通引入、引出集箱的并聯管組模型進行試驗和數值模擬，獲得了三通兩側支管數比不同時分配、匯集集箱側母線上的靜壓分布。此外，不少學者基于三通區域靜壓分布的數值模擬研究提出了一些改進措施[7-10]。但是，對于有支管三通區域靜壓分布及其變化規律的系統性試驗研究成果一直未見報道。

隨著600～1 000 MW 超臨界、超超臨界機組的批量投運，鍋爐過熱、再熱汽溫已分別高達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優化設計以調整沿寬度方向的熱負荷偏差[11]，另一方面通過增加受熱面壁溫測點以根據實際運行時壁溫分布和超溫情況進行燃燒調整，減小熱負荷偏差[12]。但是，由于燃燒工況受多種因素影響，運行過程中煙氣側熱負荷偏差總是不可避免，而蒸汽流量偏差主要決定于結構設計，如二者匹配不合理，則可能導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域的靜壓分布開展試驗研究，以分析超溫爆管原因，并提出相應對策。

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徑203 mm 等徑三通進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。在鍋爐運行過程中，爐頂過熱器進口三通區域引出的第39，45，133，139 號管在距前墻約2.5 m 處發生超溫爆管，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 試驗系統及數據處理

2.1 試驗系統

根據該過熱器爆管特點，本文采用如圖2 所示的試驗系統，以空氣代替實際高溫高壓蒸汽，對分配集箱三通區域靜壓分布進行試驗。環境空氣由鼓風機送入有支管三通模型，經各支管及三通左、右側集箱排出。試驗過程中，通過風機轉速、支管上調節閥及兩側集箱上調風擋板調節進入三通模型的風量及由各支管和三通左、右側集箱排出的風量。

2.2 試驗模型及測點布置

采用有機玻璃按實際進口三通1∶1 加工了有支管三通模型（見圖2），其中，在三通區域及其兩側集箱上布置15 根支管，支管內徑、管間距及其引出位置、引出方式與實際產品相同，并沿右側母線、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，如圖3 所示。

圖2 分配集箱三通區域靜壓分布試驗系統示意圖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布置Fig.3 Layout of static pressure measuring points for T-junction with branch tubes

2.3 試驗儀表及試驗數據處理方法

試驗過程中，用畢托管測量進入三通總風量及左、右側集箱排出風量，用精度1.5%的DN50 孔板流量計測量各支管風量；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壓差，用精度0.15%FS 的MSI 9116 型壓力掃描系統測量畢托管所在截面、孔板流量計進口及三通模型各部位的靜壓，用A 級精度Pt100 鉑電阻測量風溫。

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

雷諾數Re為

式中：u為三通進口空氣流速，m/s；ν為三通進口處空氣運動粘度，m2/s。

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

由于實際過熱器內的流動已進入第二自模區[5]，為確保試驗結果能反映實際運行工況，本文所有試驗工況的Re為7.49×105～8.65×105，均大于三通區域流動進入第二自模區的臨界Re[14]。根據誤差傳布原理[15]，所有試驗工況下歐拉數Eu的最大誤差為4.35%。

3 試驗結果及分析

3.1 三通區域及兩側集箱靜壓分布特性

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

圖4 支管分流比α=0.136 6、兩側分流比R=1∶1 時三通區域及兩側集箱靜壓分布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

進入三通的氣流因向兩側集箱分流，在轉彎處形成渦流，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，往兩側靜壓急劇降低，靜壓最低點位于X/D=±1.5 附近；側母線上靜壓明顯較低，不過，靜壓最高點依然位于三通引入管正對處附近，往兩側靜壓逐漸降低，靜壓最低點位于X/D=±1.0 附近。當|X/D|＞2.0時，正母線、右下16°線、右下40°線及側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律。

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

3.2 三通兩側分流比對三通區域及兩側集箱靜壓分布的影響

圖6 為三通區域支管分流比α=0.136 6、三通兩側分流比R分別為1∶1.25 和1∶1.5 時三通區域及兩側集箱靜壓分布，圖7 為支管分流比α=0.136 6、三通兩側分流比R不同時三通區域及兩側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，三通區域及兩側集箱靜壓分布基本對稱（圖中偏移主要是研究對象的結構不對稱所致）。隨著三通兩側分流比R的變化，三通區域及兩側集箱靜壓分布規律基本不變，但三通渦流區最低靜壓（位于側母線上）有所降低，靜壓最低點出現在流量較大一側，且該側集箱內靜壓也有所降低，而在流量較小一側，渦流區最低靜壓（位于側母線上）及集箱內靜壓均有所升高。上述表明，兩側分流比變化對側母線上靜壓的影響相對較大，不過，對三通渦流區范圍的影響不明顯。

圖6 支管分流比α=0.136 6、兩側分流比R 不同時三通區域及兩側集箱靜壓分布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域及兩側集箱靜壓分布的影響

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

從圖8 可以看出：支管分流比α變化對三通區域正母線、右下16°線和右下40°線上靜壓及其分布規律的影響不明顯；隨著支管分流比α的增大，側母線上靜壓分布規律也沒有變化，靜壓雖有所升高，但仍明顯低于其他部位。上述表明，三通區域支管分流的抽吸作用會減弱三通區域二次渦流，但減弱程度有限。三通兩側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律。

圖8 三通兩側分流比R=1∶1 時，支管分流比α 對三通區域及兩側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

上述試驗研究表明，由于分配集箱三通渦流區側母線上及X/D=±1.5 附近靜壓明顯偏低，因此，當匯集集箱內工質靜壓及并聯各管的阻力系數和吸熱量基本相同時，分配集箱三通渦流區側母線上及X/D=±1.5 附近引出的管子流量將明顯減小，導致其熱偏差和汽溫偏差偏大，嚴重時引起超溫爆管。本文研究的爐頂過熱器超溫爆管應該與這些管子由三通區域X/D=±1.5 附近引出有關。可見，盡管爐頂過熱器的熱負荷及工質溫度相對較低，但仍需重視其進口三通對流量偏差的影響。

針對三通區域渦流導致的相關管圈流量偏小及超溫爆管問題，部分學者提出了若干對策，如：羅永浩[16]基于福州電廠350 MW 機組鍋爐二級再熱器超溫爆管原因分析，認為合理布置進、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 鍋爐高溫過熱器進口集箱三通區域側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放大并改由進口集箱兩端引出；王孟浩等[18]通過在部分管圈加節流圈成功解決了北侖發電廠600 MW 機組鍋爐由于煙氣側熱負荷偏差及三通區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域特定部位。上述措施中，進、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域特定部位只能在設計階段實施，加裝節流圈對新設計鍋爐及實際超溫爆管事故的處理兼可實現工質流量偏差的合理調節，但節流圈的計算很復雜[18]，與受熱面管系結構及煙氣側熱負荷分布有關。

為了解決本文研究的爐頂過熱器超溫爆管問題，根據上述試驗結果及現場實際情況，采用如圖9 所示方案對爐頂過熱器進行了改造，即：在分配集箱進口三通附近引出的15 根受熱面管子下游一定位置串聯一混合集箱，以消除三通渦流區對流量分配的影響。改造后實際運行情況表明，此方案達到了預期的效果。

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，為解決鍋爐運行期間三通結構導致的過熱器與再熱器受熱面超溫爆管問題，在進口三通附近引出的部分受熱面管子下游串聯一混合集箱是比較方便且行之有效的措施；在設計階段，則可根據結構布置情況，采用上述串聯混合集箱方案，或避免在三通區域特定位置布置受熱面管，以消除三通區渦流對受熱面流量偏差的影響。

5 結論

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域靜壓分布進行了試驗研究，得到如下結論：

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

b.三通兩側分流比變化對三通渦流區影響范圍、三通渦流區及兩側集箱靜壓分布規律基本沒有影響，但三通渦流區最低靜壓及集箱靜壓在流量較大一側均有所降低，在另一側則有所升高；兩側分流比變化對側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影響范圍、三通渦流區靜壓分布規律的影響不明顯；隨著支管分流比增大，三通渦流區側母線上及三通兩側集箱靜壓均有所升高，但側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律。

d.在設計時，應避免在三通渦流區影響范圍的側母線上及X/D=±1.5 附近布置受熱面管；或者，在此區域引出的管子下游一定位置串聯一混合集箱可有效消除三通渦流區對流量分配的影響。