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氧化皮捕集装置超超临界机组研究与分析

2023-08-01 73 上传者：管理员

摘要：为解决氧化皮问题对电厂运行安全的威胁，研发氧化皮主动式捕集技术，并提出了3种捕集结构：环锥捕集腔、环形捕集腔和口袋捕集腔，安装于主蒸汽管道弯头出口位置。CFD数值结果表明，环形捕集腔可利用0.25%流量的主蒸汽将80%100μm以上颗粒分离出主蒸汽，叶栅工作寿命大幅提高。携带颗粒的蒸汽进行汽固分离后送入高加具有最佳的热经济性。氧化皮捕集装置的研发与分析，对于从根源上解决高参数汽轮机叶片颗粒冲蚀问题意义重大，对超超临界锅炉抗蒸汽侧氧化具有推广示范作用。

关键词：
主蒸汽
捕集
氧化皮
汽固分离
超超临界
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我国电力结构逐渐向更高效、清洁方向转型，给超超临界机组的灵活运行提出了更高的要求。在快速启停、快速爬坡、超低负荷运行成为常态的现状下，超超临界锅炉高温受热面氧化皮剥落造成的堵塞爆管和汽轮机固体颗粒冲蚀问题是最突出的问题之一。Khaimov VA[1]研究发现氧化皮颗粒的冲蚀会导致机组效率下降0.35%。为了解决氧化皮问题对电厂运行安全的威胁，开展基于运行检修大数据的氧化皮综合治理的研究和实践对电力生产意义重大。

国内外电力工作者对减缓氧化皮对汽轮机叶栅冲蚀的研究主要集中于以下两方面，优化喷嘴通道型线和喷嘴表面强化涂层。Mazur Z[2]指出，在喷嘴压力面尾缘附近设置台阶可以改变粒子撞击位置和撞击角度，从而使喷嘴冲蚀率较小50%。Tabakoff[3]对多种涂层进行了系统的高温SPE试验研究，发现具有高硬度碳化铬涂层展示出优异的抗冲蚀性能。但学者们对锅炉蒸汽管系氧化皮颗粒前置分离技术研究较少。冯伟忠[4]认为最有效的途径就是通过旁路将氧化颗粒直接排入凝汽器，在申能外三机组配置大容量旁路来缓解SPE问题。Ronald[5]设计了用在汽轮机前端蒸汽管道上的分离器用于机组启动阶段，但给主蒸汽带来很大的压力损失。Khaimov[6]在再热蒸汽管道上设计了3种不同结构的颗粒分离器，结果表明100μm和200μm的颗粒的分离效率分别达到了60%和80%。神华国华研究院[7]基于绥中发电公司800MW超临界汽轮机中压缸第一级受固体颗粒冲蚀的现象，所设计的颗粒捕集器的压降仅为进口压力的0.13%。

通过上述研究不难发现，相比被动缓减氧化皮冲蚀技术，主动的氧化皮捕集方案更具优势。设法在汽轮机前端净化蒸汽的同时尽可能降低颗粒分离器对机组发电经济性的影响是颗粒捕集器技术的发展方向，对于从根源上解决高参数汽轮机叶片颗粒冲蚀问题意义重大。

1、模型建立

某660MW机组为28MPa/600℃/620℃高效型超超临界抽凝供热机组，为提高机组使用寿命，主蒸汽管道采用双管布置方案。针对该机组汽轮机高压主蒸汽管道进行颗粒分离器数值优化设计。

1.1位置选取与结构设计

结合机组蒸汽管路布置图，因α11和α22弯头出口位置有充裕空间，选取在该处设置颗粒捕集结构，如图1所示。利用颗粒通过弯管时离心力作用下的贴壁运动将颗粒送入捕集腔，进而在汽流输送下分离出主蒸汽管道。结合文献调研和前期研究经验，初步提出了图2所示的3种捕集结构：环锥捕集腔、环形捕集腔和口袋捕集腔。

图1叶片外弧面和内弧面表面形貌

图2颗粒分离器结构示意图

1.2物理模型

按照所选位置主蒸汽管道及弯头尺寸进行几何建模，管道内径292mm,壁厚84mm,弯头曲率半径686mm。捕集器排汽管内径32mm,弯头曲率半径76mm,排汽管及弯头管材选用和主汽管道相同材质。弯管颗粒分离器分离颗粒的最佳区域应位于转向段出口横截面1.5～2倍管径的位置，捕集板进口高度应为管径的3%～5%。因此，捕集结构A和捕集结构B进口最大高度分别为9mm和13mm,捕集腔进口截面占管道总截面积均为5%。捕集结构C进口最大高度为100mm,捕集腔进口截面占管道总截面积约21.9%。3种捕集结构几何模型如图3所示。

图3颗粒分离器几何模型

1.3数值方法

描述高压蒸汽管道内运动采用三维稳态黏性流动的时间平均连续方程、动量方程和能量方程。采用耦合求解器对上述控制方程进行离散求解，RNG k-ε模型对存在高应变率、漩涡和分离的流动具有较好的表现，本文汽流场计算选取RNG k-ε模型，近壁区选用scalable壁面函数法处理。定义thin cuts以及设置edge criterion参数提高导流板与管壁连接处狭缝的网格质量，单个模型网格总共350万。通过边界层加密使无量纲参数Y+在所有工况下小于100,最终网格质量保持在0.2以上。

对于高压蒸汽管道内的稀相气固两相流动，可以采用单向耦合的分散颗粒群模型进行模拟。颗粒运动方程描述为：

du⃗pdt=18μρpdp2CDRe24(u⃗ −u⃗p)+g⃗(ρp−ρ)ρp (1)

上式右边的前两项分别表示颗粒受到的气动阻力和重力，其它诸如附加质量力、压力梯度力、Basset力、Magnus力、Saffman力和热泳力等在超临界蒸汽参数下要比气动阻力小得多，因此未作考虑。

1.4边界条件

选取TMCR工况作为计算工况，主蒸汽管道进口给定总温600℃和总压28MPa,出口给定流速为50m/s,颗粒排出管出口则根据工况不同设置不同的质量流量，汽流进口攻角和湍流强度分别设为0°和5%,所有固体壁面设置光滑壁面及无滑移流动条件。为了分析颗粒排出管流量对装置捕集效率的影响，计算中对每种捕集器结构分别开展了5种排气管流量计算，5种排气管流量占单根主蒸汽管总流量的比例Qs分别为0.1%、0.25%、0. 5%、0.75%和1.0%。

结合对氧化皮颗粒尺寸分布的实测结果，本文在计算中设置了10μm、20μm、40μm、60μm、80μm、100μm和120μm共7种单一尺寸颗粒。进口颗粒采用零滑移速度、均匀分布。根据计算域网格尺度，兼顾计算效率和计算精度，每种尺寸颗粒在各调节阀进口均匀撒播2000个代表性颗粒，这些颗粒的运动被跟踪来描述离散相的平均运动行为。

2、结果分析与讨论

贴壁运动的颗粒会在蒸汽携带下进入捕集腔室，进而从排汽管排出进行不同方式的回收利用，主流蒸汽则直接进入主汽阀。由于捕集结构安装于主蒸汽管路上，无疑会对进入汽轮机的主蒸汽产生压损，因此，捕集结构的第一个设计要点就是要最小的阻力损失Δp;其次，应尽可能有效地将40μm～60μm以上的颗粒，特别是150μm以上的氧化皮颗粒滤除出主蒸汽，即颗粒分离效率ηp要高；第三，尽管输送粒子的蒸汽可进行不同用途处理，但考虑到工艺过程的损失，还是应尽可能减少这部分蒸汽的消耗量，即应尽量降低输送颗粒蒸汽量占总蒸汽量的百分比Qs。模拟结果将从以上3个关键参数来对不同结构颗粒分离器进行比较分析。

2.1结果定性分析

以机组TMCR工况作为计算工况，图4所示为Qs=0.75%工况下捕集结构A蒸汽管路纵向切面流场结果。可以看到，尽管在主蒸汽管道内设置了颗粒分离装置，但整个管路流场非常均匀，主蒸汽管道进出口压力损失很小，主蒸汽温度基本维持恒定，主蒸汽管道汽流速度保持在50m/s量级，符合主蒸汽管道设计使用条件。

图4 Qs=0.75%工况下捕集结构A蒸汽管路纵向切面流场结果展示

2.2不同尺寸颗粒分离情况

图5 Qs=0.75%工况下捕集结构A对不同尺寸颗粒的分离情况

分析在Qs=0.75%工况下捕集结构A对不同尺寸颗粒的分离情况如图5所示。随着颗粒尺寸的增大，在惯性力作用下，越来越多的颗粒贴近弯管压力面内壁运动，进入捕集腔的粒子数量逐渐增多，颗粒的分离效率ηp(被分离出主蒸汽管道的粒子质量占来流粒子总质量的百分比)随粒子尺寸增大而增大。由于捕集腔两侧回流影响，部分已进入收集腔的粒子被汽流重新带出，粒子的分离效率降低。

2.3不同捕集结构

Qs=0.75%工况下捕集结构B和C对100μm颗粒的捕集情况如图6所示。对比图5(c)可以看出，相对捕集结构A, B捕集腔两侧的蒸汽回流作用最弱，颗粒顺利进入捕集腔内使分离效率提高。而由于进口结构影响，蒸汽在捕集结构C进口处回流严重，大量粒子被蒸汽卷出逃逸，分离效率急剧下降。

图6 Qs=0.75%工况下捕集结构B和C对100μm颗粒的捕集情况

2.4不同输送颗粒蒸汽流量影响

3种结构捕集器在不同流量下对不同尺寸颗粒的分离效率如图7所示。由图7可见，3种捕集结构的捕集效率随携带颗粒蒸汽量Qs的增大而增大。同样工况下捕集结构A和B对40μm以上颗粒的捕集效率要比C高20%～30%。对于100μm以上的大尺寸氧化皮颗粒，捕集结构B与捕集结构A的分离效率相差不大。而对于40μm～80μm中等尺寸颗粒，B的捕集效率要高出A10%。Qs=0.25%工况下捕集结构A和B对100μm以上颗粒的分离效率达到80%,而当输送颗粒的蒸汽量继续增加至Qs=1%,100μm以上颗粒的分离效率仅增加10%。即是说当Qs>0.25%后，继续增加输送粒子的蒸汽量，捕集结构A和B的分离效率增加缓慢，而需要耗费的蒸汽流量却大幅增加。因此，可将该Qs=0.25%作为最佳分离点。

图7 3种结构捕集器在不同流量下对不同尺寸颗粒的分离效率

2.5不同压损特性

对于不规则捕集结构，其对主蒸汽带来的阻力损失则通过进出口压损来计算。图8所示为3种分离结构在不同Qs工况下阻力损失。可以看到，对于特定的捕集结构，由于局部阻力系数恒定，在主流蒸汽参数微小变化下，捕集结构对主蒸汽所带来的压力损失基本不变。其中，捕集结构A和B的压损相当，约16kPa～17kPa,捕集结构C的压损高达55kPa～70kPa。

图8 3种结构捕集器压损特性

因此，综合捕集器分离效率和系统压损，同样工况下环形进口捕集结构B最佳。

3、热经济性影响

用于携带颗粒的蒸汽量并非完全浪费掉，利用挡板分离器或旋风分离器将汽固混合物中的氧化皮颗粒分离后，剩余的洁净蒸汽仍然可以进一步回收利用，包括重新引入主蒸汽、送入高加加热给水、送入蒸汽吹灰系统吹扫受热面、驱动小汽轮机做功等不同方式。图9所示为外置分离装置结构示意图。通过搭建热力系统对不同蒸汽回收方式进行热力参数分析。

图9外置分离装置结构示意图

3.1引入主蒸汽

由于压力过高，不仅对外置分离器及辅助管路的材料及工艺要求极高，并且难以找到合适的位置将干净蒸汽引回。因此，该方法的实施比较困难。

3.2送入高加

通过对660MW超超临界机组携带颗粒的蒸汽参数及高压加热进口蒸汽参数计算，当将Qs=0.25%的气固混合物分离后送入高加时，对机组热耗和功率的影响分别为0.03%和0.02%,如图10所示。当将Qs=1%的气固混合物送入高加时，对机组热耗和功率的影响分别为0.13%和0.1%。

图10 Qs=0.25%工况下蒸汽回收送入高加

3.3送入蒸汽吹灰系统

回收蒸汽送入(或经减温减压)蒸汽吹灰系统对锅炉受热面上的积灰进行吹扫，减少对屏式过热器或低温再热器的抽汽量。通过对660MW机组的主蒸汽参数和为吹灰系统提供汽源的低温再热器出口蒸汽参数计算，当将Qs=0.25%的气固混合物送入吹灰系统时，对机组热耗和功率的影响分别为0.27%和0.34%。当将Qs=1%的气固混合物送入高加时，对机组热耗和功率的影响分别为1.1%和1.32%。

3.4推动小汽轮机做功

回收蒸汽可以推动一台小型汽轮机进行做功，如驱动一些风机，降低厂用电消耗。该方案对机组经济性影响微乎其微，但初始投资较高。

综合对比上述方案，结合初始投资和热经济性影响，将蒸汽进行汽固分离后送入高加是较为经济的选择。

4、结论

研究了主蒸汽管道内的氧化皮颗粒捕集器，得到如下结论：

(1)捕集器的安装位置要考虑有较充裕的空间位置，同时尽可能处于管路下游压力相对较低处，保证其运行安全可靠性。

(2)机组启、停、快速升降负荷阶段，此时应开启颗粒分离器。

(3)环形进口弯管捕集结构B可利用0.25%流量的主蒸汽将80%100μm以上颗粒分离出主蒸汽，叶栅工作寿命大幅提高。

当将Qs=0.25%的气固混合物分离后送入高加时，对机组热耗影响为0.03%,热经济性较好。

参考文献：

[4]冯伟忠超超临界机组蒸汽氧化及固体颗粒侵蚀的综合防治[J]中国电力, 2007(1):69-73.

[7]徐亚涛,张磊,张俊杰汽轮机进汽固体颗粒捕集技术研究[J]山西电力, 2015(5):51-53.

文章来源：崇培安,朱晓磊,蔡溪柳.超超临界机组氧化皮捕集装置研究与分析[J].汽轮机技术,2023,65(04):275-279.

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期刊名称：汽轮机技术

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主办单位：哈尔滨汽轮机厂有限责任公司

出版地方：黑龙江

专业分类：工业

国际刊号：1001-5884

国内刊号：23-1251/TH

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创刊时间：1958年

发行周期：双月刊

期刊开本：大16开

见刊时间：1年以上

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