俞谷穎， 張富祥， 楊 勇， 于 猛， 朱才廣

（上海發(fā)電設備成套設計研究院，上海200240）

電站鍋爐爐膛水冷壁處于鍋爐熱負荷最高的燃燒區(qū)域，并且水冷壁管內(nèi)流動的工質在傳熱過程中伴隨著聚集狀態(tài)的變化.當工質參數(shù)接近臨界點或擬臨界點時，其熱物理特性會發(fā)生很大變化.工質的熱物理特性變化以及水冷壁管內(nèi)表面的狀態(tài)等因素都對水動力和傳熱特性影響極大.因此，水冷壁管的水動力特性和傳熱特性受到業(yè)界的廣泛關注［1］.

深入研究亞臨界壓力和超臨界壓力直流鍋爐，了解直流鍋爐爐膛水冷壁管內(nèi)的水動力特性和傳熱特性，掌握發(fā)生膜態(tài)沸騰的規(guī)律以及內(nèi)螺紋管抑制和推遲膜態(tài)沸騰的效果，其目的是為直流鍋爐爐膛水冷壁的設計和運行提供可靠的技術依據(jù).為此，上海發(fā)電設備成套設計研究院（以下簡稱上海成套院）建立了水動力和傳熱特性試驗臺并進行了相應的研究工作［2］.

1 水動力和傳熱特性試驗方法

從1965年起，上海成套院與上海鍋爐廠開始合作研制亞臨界壓力300MW直流鍋爐.為了防止爐膛水冷壁發(fā)生膜態(tài)沸騰傳熱惡化，上海成套院開始了內(nèi)螺紋管水動力、傳熱特性研究，試驗研究的對象是管徑為22mm、壁厚為5.5mm的鰭片管.由于當時條件的限制，試驗在江蘇望亭電廠130t／h鍋爐爐膛內(nèi)進行，將管徑為22mm、壁厚為5.5mm的內(nèi)螺紋管與相同尺寸的光管并列固定于爐膛的2根水冷壁管之間，試驗管具有獨立的汽水循環(huán)系統(tǒng)，內(nèi)螺紋管與光管內(nèi)的質量流量相同，通過改變?nèi)剂狭縼砀淖冊囼灩艿臒嶝摵?通過比較光管與內(nèi)螺紋管的傳熱特性得出以下結論：當滿負荷運行、工質質量流速vm不小于2 100kg／（m2·s）時，燃煤鍋爐可以采用光管，而燃油鍋爐則必須采用內(nèi)螺紋管.據(jù)此，河南姚孟電廠1號300MW機組亞臨界壓力燃煤鍋爐水冷壁采用光管，而江蘇望亭電廠12號300MW機組亞臨界燃油鍋爐水冷壁則采用內(nèi)螺紋管［3］.

雖然試驗取得了成功，但是由于試驗受到鍋爐運行的限制，因此對試驗參數(shù)進行調(diào)節(jié)仍有一定的困難，所以建立了第一代膜態(tài)沸騰傳熱試驗臺，試驗臺自上世紀70年代開始建造，先后經(jīng)歷了三次大的改建.

1.1 膜態(tài)沸騰傳熱試驗臺的建立

在1973—1979年期間，上海成套院承擔了“亞臨界壓力直流鍋爐爐內(nèi)傳熱特性的試驗研究”專題項目，主要用于解決300MW機組直流鍋爐一次上升水冷壁管的安全問題.在亞臨界壓力下，對管徑為22mm、壁厚為5.5mm的四頭內(nèi)螺紋管的膜態(tài)沸騰傳熱進行了試驗研究.為了使試驗能夠順利進行，在西安交通大學、哈爾濱鍋爐廠有限責任公司、東方鍋爐股份有限公司以及重慶大學等單位的合作下，上海成套院于1973—1974間建成了膜態(tài)沸騰試驗臺.試驗臺的設計參數(shù)：試驗壓力為19.6MPa，試驗管內(nèi)壁熱負荷分別為250kW／m2、350kW／m2和450～500kW／m2，質量流速分別為600kg／（m2·s），450kg／（m2·s）和300kg／（m2·s）.

膜態(tài)沸騰傳熱試驗臺具有以下特點：

（1）試驗管段采用單面輻射加熱方式

采用管徑為9mm的二硅化鉬棒作為發(fā)熱元件，它能承受1 700℃的高溫.二硅化鉬棒的兩端通以50～54V電壓和300～400A電流，并根據(jù)試驗所需的熱負荷對相應的電壓電流進行調(diào)節(jié).

（2）采用遮熱片隔絕試驗管兩側和背面的熱量

實爐膜態(tài)水冷壁管的受熱工況除了單面受熱外，管子鰭片頂端的熱流傳遞方向垂直于管子軸線.因此，在試驗管段鰭片兩端和背面裝有遮熱片，遮熱片焊接在管徑為14mm、壁厚為3mm的1Cr18Ni9Ti不銹鋼管上，管內(nèi)通水冷卻.圖1為試驗管段測點布置.圖2為試驗爐橫剖面結構示意圖.

通過試驗，對SG型四頭內(nèi)螺紋管的傳熱特性進行了全面研究，該四頭內(nèi)螺紋管的結構見圖3.

圖1 試驗管段測點布置 （單位：mm）Fig.1 Arrangement of measurement points on the test piece（unit：mm）

圖2 試驗爐橫剖面結構示意圖（單位：mm）Fig.2 Structural diagram of the test furnace cross－section（unit：mm）

圖3 四頭內(nèi)螺紋管結構示意圖Fig.3 Structural diagram of the 4－threaded rifled tube

通過試驗研究得到，管徑為22mm、壁厚為5.5 mm四頭內(nèi)螺紋管的傳熱惡化的開始點臨界質量含汽率xL可以表達為

式中：p為壓力，MPa；qn為管內(nèi)壁熱負荷，kW／m2；vm為工質質量流速，kg／（m2·s）.

內(nèi)螺紋的深度對含汽率xL有很大影響.當內(nèi)螺紋深度為0.5mm時，可以保證水冷壁的運行安全.

1.2 輻射加熱水動力和傳熱特性試驗臺

在“八五”期間，上海成套院承擔了國家重點科技攻關項目——超壓5%自然循環(huán)鍋爐的研制，其汽包壓力達到19.6MPa，還承擔了超壓5%自然循環(huán)鍋爐水冷壁傳熱特性和水循環(huán)可靠性的研究.該科技項目要求對管徑為60mm、壁厚為7mm矩形槽內(nèi)螺紋管進行試驗.

為了模擬試驗管的實爐工作條件，采用單面半周輻射加熱，試驗管輻射加熱爐的橫剖面和縱剖面結構分別見圖4和圖5.從圖4和圖5可知：試驗管輻射加熱爐爐膛由2個半徑分別為117.5mm和45 mm的直段組成，兩圓心距爐膛中心分別為35mm和10mm，爐膛高度為700mm，爐膛四周爐壁、爐頂和爐底材料均采用剛玉磚，厚度均為57.5mm，爐芯外圍爐體采用輕質耐火磚砌成，直徑為800mm.

對原有試驗臺進行了以下改進：（1）在試驗系統(tǒng)中增加了循環(huán)泵并采用封閉式的控制循環(huán)方式，不需要進行連續(xù)補水；（2）由于試驗管徑的增大，熱負荷的需求增大，因此在加熱元件中增大了二硅化鉬的質量.

圖4 試驗爐橫剖面結構示意圖（單位：mm）Fig.4 Structural diagram of the test furnace cross－section（unit：mm）

經(jīng)改造的試驗系統(tǒng)采用封閉式的控制循環(huán)系統(tǒng)，系統(tǒng)內(nèi)工質通過循環(huán)泵的壓頭進行循環(huán)（該循環(huán)泵工作壓力可達30MPa）；工質經(jīng)過預熱段加熱，達到所需的溫度后進入試驗段，工質出試驗段后進入汽水分離器，出來的蒸汽或部分熱水進入給水加熱器用于加熱給水，最后進入蒸汽冷卻器，冷凝水利用自身重位壓頭下降，與分離器內(nèi)分離出的飽和水混合后進入循環(huán)泵進行重復循環(huán).

圖5 試驗爐縱剖面結構示意圖（單位：mm）Fig.5 Structural diagram of the test furnace longitudinal－section（unit：mm）

試驗臺建成后，進行了矩形槽內(nèi)螺紋管水動力與傳熱試驗，結果發(fā)現(xiàn)：當矩形槽內(nèi)螺紋管發(fā)生傳熱惡化時，它的壁溫仍然很高，但由于矩形槽內(nèi)螺紋管的作用可以使臨界質量含汽率xL提高.在壓力為19.6MPa下，xL可用下式進行計算［4］：

1.3 電加熱超臨界水動力和傳熱特性試驗臺

為了完成上海市經(jīng)濟委員會下達的上海市重大技術裝備支撐建設專項的子項目——1 000MW超超臨界壓力直流鍋爐螺旋型水冷壁的水動力和傳熱特性研究課題，在試驗臺上對管徑為38.1mm、壁厚為7.2mm的傾斜上升光管進行試驗研究，將傾斜光管的傾斜角度定為26.120 3°，與上海鍋爐廠生產(chǎn)的1 000MW超超臨界壓力塔式直流鍋爐的螺旋管圈水冷壁傾斜角保持一致，試驗壓力從亞臨界到超臨界，以模擬鍋爐啟動全過程.

由于二硅化鉬棒在高溫下很容易軟化，無法水平或傾斜放置，所以對傾斜光管不能采用輻射加熱方式.

為解決上述問題，筆者提出了以下2種試驗方法：（1）在試驗臺上采用電直接加熱法；（2）在實爐水冷壁上布置向火面、背火面管壁溫度測點，并根據(jù)測得的壁溫采取迭代計算方法對試驗結果進行分析.電直接加熱法以管壁作為發(fā)熱元件，雖然與實爐水冷壁管受熱情況有一定差異，但通過對管壁的傳熱進行分析和計算，仍然可以得出正確的結果.

2 試驗和結果

2.1 采用電直接加熱試驗管段的傳熱方式

通過電流直接加熱，把試驗管段的管體作為一個發(fā)熱元件，其熱量必然向2個方向傳遞.圖6和圖7分別為電加熱管子的傳熱和輻射加熱管子的傳熱示意圖.從圖6可看到：向外壁傳遞的熱量qo為散熱損失，向內(nèi)壁傳遞的熱量qi用于加熱流動工質.在管壁內(nèi)必然存在某個位置（Rx），其壁溫最高，半徑為Rx的圓筒面為一絕熱面，Rx的位置與加熱效率η有關.筆者認為：傳向外表面的熱量為Rx與Ro之間管壁散發(fā)出的熱量，而Rx與Ri之間管壁散發(fā)出的熱量傳遞給流動工質.試驗管段的加熱效率為

若管壁內(nèi)具有均勻分布的發(fā)熱率Φ，則管壁的導熱系數(shù)λ為常數(shù).由此，可在Rx與Ro之間半徑為R處取厚度為dR的一圓筒薄層，對于該圓筒薄層，其傳熱方程為：

由式（4）和式（5）可以得到：

進行積分可得：

積分常數(shù)C1由邊界條件t＝to｜R＝Ro確定，所以溫度分布方程為：

外層管壁內(nèi)溫度變化幅度為：

對于半徑在Rx與Ri之間的管壁，在半徑R處取厚度為dR的一薄層，同樣可以得到其溫度分布方程：

內(nèi)層管壁內(nèi)溫度變化幅度為：

圖6 電加熱管子的傳熱Fig.6 Heat transfer of electric heating tube

圖7 輻射加熱管子的傳熱Fig.7 Heat transfer of radiant tube

筆者通過試驗數(shù)據(jù)進行了實例計算.表1為采用電直接加熱試驗管段傳熱的試驗結果，其中的數(shù)據(jù)是從管徑為38.1mm、壁厚為7.2mm傾斜光管（傾斜角度為26.21°）水動力和傳熱特性試驗研究中獲得的.在2009年3月13日，我院完成了超臨界壓力水動力和傳熱特性試驗［5－6］.

2.2 實爐單面輻射加熱的傳熱方式［1］

實爐單面輻射加熱試驗則測量了水冷壁管向火面和背火面的管壁溫度（經(jīng)試驗證實背火面管壁溫度即為工質溫度）.圖8為水冷壁管的傳熱過程示意圖.通過實爐單面輻射加熱試驗，筆者測得了各點向火面和背火面的管壁溫度、相應的運行參數(shù)以及膜式水冷壁管的結果參數(shù)等，然后通過迭代計算可以得到各測點的內(nèi)壁溫度、對流傳熱系數(shù)以及內(nèi)壁熱負荷［7］.表2為實爐的試驗結果.圖9為計算程序框圖.

圖8 水冷壁管的傳熱過程示意圖Fig.8 Heat transfer of water－cooled wall tube

表1 采用電直接加熱試驗管段傳熱的試驗結果Tab.1 Test results of heat transfer with direct electric heating tube

以下列舉了實爐試驗下沿水冷壁管管長方向的計算結果，其水冷壁管管徑為38.1mm、壁厚為6.78mm、節(jié)距S為53mm，管材為SA－T23，機組負荷為899MW，貯水罐壓力為25MPa，給水流量為2 470t／h，質量流速為2 026kg／（m2·s）.

表2 實爐試驗結果Tab.2 Test results with real furnace

圖9 計算程序框圖Fig.9 Block diagram of calculation program

3 結 論

通過分析2種試驗方法中試驗管的傳熱過程和試驗數(shù)據(jù)的處理方法，給出了在水動力試驗臺上采用電加熱以及實爐試驗單面輻射受熱的試驗結果.通過試驗結果對比可以看出，兩種試驗結果非常接近，相差不到10%，完全能滿足工業(yè)性試驗的需要.因此，可以根據(jù)實際情況選擇適當?shù)脑囼灧椒ǎㄟ^直接通電加熱和單面輻射得到的試驗結果均可以作為水冷壁系統(tǒng)設計的參考依據(jù).

［1］徐仁德，張今朝.由實測管壁溫度確定爐膛壁面熱負荷的方法［J］.動力工程，1986，6（3）：46－51.XU Rende，ZHANG Jinzhao.Determining the thermal load on furnace wall by measuring tube wall［J］.Journal of Power Engineering，1986，6（3）：46－51.

［2］楊勇，俞谷穎，張富祥，等.超臨界壓力傾斜光管水動力及傳熱特性的研究［J］.動力工程學報，2011，31（11）：809－816.YANG Yong，YU Guying，ZHANG Fuxiang，et al.Hydrodynamic and heat－transfer characteristics of inclined smooth tube at supercritical pressures［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（11）：809－816.

［3］于猛，俞谷穎，張富祥，等.超臨界變壓運行鍋爐垂直上升內(nèi)螺紋管的傳熱特性［J］.動力工程學報，2011，31（5）：321－324.YU Meng，YU Guying，ZHANG Fuxiang，et al.Heat transfer characteristics of vertical upward internally ribbed tube in supercritical sliding－pressure operation boilers［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（5）：321－324.

［4］俞谷穎，朱才廣.電站鍋爐水動力研究［J］.動力工程學報，2011，31（8）：590－597.YU Guying，ZHU Caiguang.Study on hydrodynamic performance of power plant boiler［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（8）：590－597.

［5］俞谷穎，張富祥，陳端雨，等.超（超）臨界壓力鍋爐垂直管屏水冷壁水動力與熱偏差調(diào)整建議［J］.動力工程學報，2010，30（9）：658－662.YU Guying，ZHANG Fuxiang，CHEN Duanyu，et al.Suggestion on adjustment of hydrodynamic and thermal deviation of ultra－supercritical pressure boiler waterwall with vertical tube panel［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（9）：658－662.

［6］楊勇.1 000MW超超臨界壓力直流鍋爐螺旋管圈水冷壁的水動力及傳熱特性試驗研究［D］.上海：上海發(fā)電設備成套設計研究院，2010.

［7］車德福，莊正寧，李軍，等.鍋爐［M］.西安：西安交通大學出版社，2008.