優化內螺紋管傳熱特性實驗研究

陳一平，楊東，呂當振，于鵬峰

(1．湖南省電力公司科學研究院，湖南長沙 410007;2．西安交通大學，陜西西安 710049)

我國煤炭儲量中，無煙煤占13%，依據當前燃燒政策和能源利用現狀，電站鍋爐燃用無煙煤、貧煤等低反應、劣質煤比例約為24.2%。以往電站鍋爐在燃燒無煙煤時主要選用直流燃燒器四角切圓燃燒方式的固態排渣煤粉爐，但在實際運行中存在著火困難、燃燒穩定性差、燃料灰熔點低時易結渣、飛灰可燃物含量高以及低負荷需投油穩燃等問題。目前美國CE公司和FW公司、英國Babcock公司、法國Stein公司、德國MAN公司等在利用劣質煤，特別是低揮發分的無煙煤時，廣泛采用W火焰燃燒技術。W火焰鍋爐綜合了強化無煙煤燃燒的多種措施，在燃燒低揮發分無煙煤方面具有較為突出的技術優勢。目前世界上運行的W火焰鍋爐都屬于亞臨界參數機組，而超臨界W火焰鍋爐一直是個空白，為了將新型的優化內螺紋管垂直管圈水冷壁技術應用于超臨界W火焰鍋爐的設計中，文中針對Φ32 mm×6.3 mm四頭12Cr1MoVG優化內螺紋管在亞臨界、近臨界、超臨界區的流動傳熱特性進行了試驗研究。

關于內螺紋管傳熱特性研究早在上世紀60年代Swenson等〔1〕就已開展，Swenson提出了水冷壁內采用內螺紋結構，能夠顯著改善其傳熱性能，相比于光管，核態沸騰臨界條件下質量流速更低，蒸汽含汽率更高;隨后 Nishikawa等〔2〕、Watson等〔3〕和鄭建學等〔4-5〕在亞臨界壓力條件下研究了內螺紋管沸騰傳熱特性和臨界熱負荷特性;Iwabuchchi等〔6〕、雄大紀等〔7〕、Kohler 等〔8〕、陳聽寬等〔9〕和鄭建學等〔10〕在亞臨界、近臨界壓力條件下研究了內螺紋管傳熱和阻力特性。當前大型電站在爐膛高熱負荷區域，尤其是燃燒器區域附近，廣泛采用內螺紋管水冷壁來改善傳熱，提高臨界熱負荷，防止或者推遲傳熱惡化。由于內螺紋管中兩相流傳熱機理的復雜性和內螺紋管結構參數對傳熱的顯著影響，文中深入研究了優化內螺紋管 (OMLR)傳熱特性，為世界首臺600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁內螺紋管設計和運行提供可靠數據。

1 試驗臺架和方法

試驗在高壓汽水兩相流及傳熱試驗臺上進行，試驗系統包括升壓系統和加熱系統，升壓系統提供最大壓力為42 MPa，最大流量4.5 t/h;加熱系統最大功率為150 kW，試驗系統如圖1所示，詳細介紹請見參考文獻〔4〕。試驗參數包括亞臨界、近臨界和超臨界區，壓力范圍:P=12～30 MPa;質量流速:G=270～1 400 kg/(m2s);外壁熱負荷:q=70～380 kW/m2。試驗在各壓力、流量和熱負荷下，逐步增加預熱段功率，直到試驗段壁溫發生飛升，在此過程中測定受熱管的壁溫分布，從而得出內螺紋管在不同工況下的傳熱特性。

圖1 高壓汽水兩相流試驗回路系統

試驗管采用Φ32 mm×6.3 mm、平均內徑為Φ19.4 mm、材質為12Cr1MoVG的內螺紋管，該管為600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁，其結構如圖2所示。內螺紋管試驗段熱電偶布置見圖3，其加熱長度為2 000 mm，沿管子周圍共布置Φ0.5 mm鎳鉻－鎳硅熱電偶30對，用來測量管外壁溫度。而內壁溫度Twi則通過將系統簡化為具有內熱源的一維穩態導熱問題〔5〕，然后用R－K法進行數值求解。

圖2 四頭內螺紋管結構

圖3 試驗段結構及測點布置

2 垂直上升內螺紋管強化換熱特性

2.1 亞臨界壓力區傳熱特性

圖4 亞臨界區不同熱負荷下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖4示出了壓力P=12 MPa、質量流速G=270 kg/(m2s)、不同熱負荷時試驗管壁及工質溫度隨焓值 (干度)的變化規律。如圖4所示，在亞臨界壓力區由于內螺紋管的旋流作用，壁面上產生的蒸汽迅速脫離進入主流，傳熱強化作用顯著，使得流體與管壁的換熱系數很高，因此即使在低質量流速 (G=270 kg/(m2s))工況下，內螺紋管壁在很寬的蒸汽干度范圍內都能得到流體的良好冷卻，壁溫飛升發生時的蒸汽干度值也較高，圖5(a)中質量流速G=360 kg/(m2s)的壁溫變化也具有同樣特性。同時從圖4可以看出，在過冷沸騰區，隨主流過冷度減小，工質溫度升高，換熱系數逐漸增大;在兩相蒸發區，換熱系數達到最大，并基本維持不變;隨著工質焓進一步增大，直到干度達到0.91時 (q=120 kW/m2)，由于液相蒸干而引起傳熱惡化，換熱系數降低，壁溫開始升高，在焓值從2 581.12 kJ/kg升高到2 827.05 kJ/kg過程中，內壁溫從334.32℃升高到463.09℃，外壁溫從343.43℃升高到475.82℃，仍遠低于材料的安全許可溫度。同時從圖4中可以看出壁面熱負荷對傳熱影響顯著，熱負荷越高，壁溫飛升點干度越小，關于這一點會在后續部分進一步闡述。

圖5 亞臨界區不同質量流速下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖5示出了壓力P=16 MPa、熱負荷q=200和q=250 kW/m2時、不同質量流速下管壁及工質溫度隨焓值 (干度)的變化規律。從圖5可以看出，隨著質量流速的提高，亞臨界壓力下壁溫飛升時的蒸汽干度顯著提高。如圖5(a)所示，當G=360 kg/(m2s)時，發生傳熱惡化的干度值為0.8;當G=600 kg/(m2s)時，發生傳熱惡化的干度值提高到0.9左右;隨著質量流速進一步升高，當G=800 kg/(m2s)時，內螺紋管內壁溫飛升在接近工質蒸干時才開始發生，這主要是由于質量流速提高時，兩相流體強制對流的湍流強度得到加強，強化了湍流傳熱。

此外，由圖5(a)可知，當熱負荷q=200 kW/m2時，在未發生傳熱惡化的兩相正常傳熱區，質量流速G分別為360，600和800 kg/(m2s)時，對應的內壁溫度分別為465.45℃，428.41℃和357.68℃左右。與圖5(a)相比，在相同工質焓值的試驗點下圖5(b)內螺紋管壁溫度普遍升高，當熱負荷q=250 kW/m2，質量流速為G=600和G=800 kg/(m2s)時，發生傳熱惡化的干度值分別為0.68和 0.72，內壁溫分別為 500.32℃和464.37℃。試驗結果表明，質量流速對內螺紋管傳熱的影響是顯著的，在相同的壓力和熱負荷條件下，質量流速越高，傳熱效果越好，隨著質量流速的增大，內螺紋管的內壁溫水平降低，傳熱惡化發生時的干度減小。

2.2 近臨界壓力區傳熱特性

圖6示出了壓力P=21 MPa、質量流速G=700 kg/(m2s)、不同熱負荷時管壁及工質溫度隨焓值(干度)的變化規律。如圖6所示，近臨界壓力區傳熱特性與亞臨界壓力區相似，在未發生傳熱惡化的兩相區，內壁溫度與工質溫度差在50～70℃左右。當q=250 kW/m2時，發生壁溫飛升時的工質焓值為2 130.57 kJ/kg，對應的工質干度為0.53;當熱負荷q減小到150 kW/m2時，直到工質干度接近1.0左右才發生壁溫飛升。試驗結果表明降低熱負荷可以有效地推遲或避免傳熱惡化發生。

圖6 近臨界區不同熱負荷下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖7 近臨界區不同質量流速下管壁溫度隨焓值h(干度)的變化曲線

圖7給出了近臨界壓力區，壓力P=21 MPa、熱負荷q=250 kW/m2時、不同質量流速下管壁溫度隨焓值 (干度)的變化規律。由圖7可知，在近臨界壓力區 (P=21 MPa)時，隨著質量流速的增加，管內流體湍流強度增加，強化管壁與流體之間換熱的同時，也使得主流帶走壁面上汽泡的能力增強，迫使壁面無法形成連續的汽泡層，從而顯著加強了換熱效果，使得管壁溫度大幅降低和發生傳熱惡化的干度卻明顯升高，在兩相區內內壁溫較管內工質溫度高約30℃，傳熱惡化被有效滯后。如圖7(a)管壁溫度隨焓值 (干度)的變化規律，當G=500 kg/(m2s)時，發生傳熱惡化的干度是0.8左右;當G=700 kg/(m2s)時，發生傳熱惡化的干度被推遲滯后到約0.9，而當質量流速進一步增大到900 kg/(m2s)時，工質發生傳熱惡化時的干度卻沒有明顯的變化，仍為0.9左右，原因在于當壓力低于臨界壓力時，內螺紋管內沸騰傳熱具有界限質量流速，接近或超過此流速，可避免壁溫飛升發生。

此外對比圖5和圖7，可以明顯看出，近臨界壓力小質量流速時發生壁溫飛升的干度顯著減小，這主要是由于在近臨界壓力范圍內，內螺紋管中旋流改善傳熱的能力迅速減弱，壁溫飛升點焓值減小，關于這個結論與文獻〔11〕報道一致。

2.3 超臨界壓力區的傳熱特性

圖8 超臨界區不同熱負荷下管壁溫度隨焓值h的變化曲線

圖8示出了超臨界壓力區P=25 MPa，P=28 MPa和P=30 MPa，質量流量G=700 kg/(m2s)，G=850 kg/(m2s)和G=950 kg/(m2s)，不同熱負荷下管壁溫度隨焓值的變化規律。如圖8所示，在壓力和質量流速相同的情況下，內壁溫度隨著熱負荷的增大而增大;從圖8中可以得到當P=25 MPa時，對應的擬臨界溫度為384.47℃，擬臨界焓值為2 136.25 kJ/kg;當P=28 MPa時，對應的擬臨界溫度為394.04℃，擬臨界焓值為2 149.66 kJ/kg;當壓力進一步升高到30 MPa時，對應的擬臨界溫度為399.84℃，擬臨界焓值為2 157.92 kJ/kg。

在超臨界壓力下，汽—液密度差消失，內螺紋管中旋流改善傳熱的能力進一步減弱，管壁溫度與工質的平均溫差在100～200℃。同時在擬臨界點(hcr=2 149.6 kJ/kg)前后的換熱規律不同，在擬臨界焓值附近，管壁溫度曲線較為平緩，即壁溫上升速度較慢，這是由于當流體溫度小于擬臨界溫度而壁溫大于擬臨界溫度時，出現了與過冷流動核態沸騰現象類似的傳熱強化現象，此時管壁與流體之間的溫度差減小，之后內壁溫度與工質溫度之差隨焓值的增加而增加，放熱系數隨焓值的增加逐漸降低，表明超臨界水的傳熱好于超臨界汽的傳熱。如圖8(b)所示，以壓力P=28 MPa，質量流速G=950 kg/m2s，熱負荷q=350 kW/m2為例來說明管壁和工質溫度隨焓值的變化規律。當焓值從1 322.70 kJ/kg增加至2 115.06 kJ/kg，流體溫度從298.66℃升高到392.19℃，內壁溫度卻從386.19℃升至434.55℃;當焓值從2 161.169 kJ/kg增加至2 617.134 kJ/kg，流體溫度從394.67℃升至417.03℃，內壁溫度卻從448.65℃大幅度升至543.39℃，升高了94.74℃。

3 內螺紋管中對流換熱系數

3.1 單相水對流換熱

單相介質在光管內的湍流強制對流換熱系數計算式為Dittus-Boelter公式:

內螺紋管相對光管有強化傳熱的作用，通過對試驗數據的線性回歸，可以擬合得到內螺紋管內單相介質的換熱系數試驗關聯式:

式 (2)適用范圍:壓力P=12～21 MPa，質量流速G=270～900 kg/(m2s)，外壁熱負荷q=60～250 kW/m2，Re數范圍為 28 500～251 000，Pr數范圍為0.87～2.26，相對誤差小于12.8%。

3.2 兩相對流換熱

由于內螺紋管的旋流作用，核態沸騰僅在含汽率很小時存在，而兩相強制對流區沿管長方向占有很大部分，因而本文認為內螺紋管內沸騰換熱系數的研究著重在兩相強制對流區。利用Lockhart-Martinelli關系式中系數Xtt來關聯試驗數據:

式 (3)中 αtp為兩相對流換熱系數;αlo為全液相流換熱系數;Xtt為L－M參數:

當汽液兩相均為紊流時，參數Xtt為:

考慮到壓力和質量流速的影響，兩相強制對流區的換熱系數的試驗數據可整理為:

式 (6)中 αlo為全液相對流換熱系數，由式 (1)來確定;Pcr為臨界壓力，Pcr=22.115 MPa;Gmax為試驗中的最大質量流速，亞臨界壓力區為Gmax=800 kg/(m2s)。

對382個工況的試驗數據進行擬合，可以得到兩相換熱系數計算關聯式為:

式 (7)適用范圍:壓力 P=12～20.5 MPa，質量流速G=270～900 kg/(m2s)，外壁熱負荷q=70～350 kW/m2，平均誤差小于15%。

3.3 干涸后的傳熱

試驗研究表明，內螺紋管干涸傳熱主要發生在高干度區，根據光管的研究結果可知，影響干涸后傳熱的主要因素包括:壓力、質量流速、熱負荷和干度等。干涸發生時流動結構基本上是霧狀流動，汽相傳熱起主要作用，因此用汽相參數對換熱公式進行整理:

根據式 (8)，利用Slaughterback經驗關系式，并考慮到壓力P/Pcr修正，對試驗數據進行擬合后可得干涸后換熱系數計算關聯式為:

式中 kcr=0.914為熱力學臨界點的導熱系數;Prg，w為以壁溫為定性溫度得到的汽相Pr數，其他物性以飽和溫度為定性溫度。

式 (9)適用范圍:壓力P=12～21 MPa，質量流速G=270～900 kg/(m2s)，外壁熱負荷q=70～350 kW/m2，平均誤差為12.3%。

4 結論

基于優化內螺紋管在600 MW超臨界W火焰鍋爐水冷壁的設計與應用，文中研究了Φ32 mm×6.3 mm四頭12Cr1MoVG優化內螺紋管內壁在亞臨界、近臨界、超臨界區，不同質量流量、不同熱負荷下的流動傳熱特性，并擬合建立了單相、兩相換熱系數以及干涸后傳熱計算關聯式。壓力、質量流速、壁面熱負荷對換熱性能都有顯著的影響，試驗結果表明:在亞臨界壓力區，內螺紋管內壁換熱性能良好，發生傳熱惡化的臨界熱負荷高;在近臨界壓力區，傳熱特性與亞臨界壓力區相似，但內螺紋管中旋流改善傳熱的能力迅速減弱，使得抑制傳熱惡化的能力降低;在超臨界壓力區，內螺紋管中旋流改善傳熱的能力進一步削弱，管壁溫度與工質的平均溫差在100～200℃。同時，由試驗結果發現內螺紋管在擬臨界點附近具有不同換熱機理，管壁溫度曲線較為平緩，出現與過冷流動核態沸騰現象類似的傳熱強化現象，從而有效改善了管壁的換熱性能。

〔1〕Swenson，H.S.et al.The effect of nucleate boiling versus film boiling on heat transfer in power boiler tubes〔J〕．Trans.ASME，Ser.A，1962，84:365-371.

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〔5〕鄭建學，陳聽寬，陳學俊，等.600 MW變壓運行直流鍋爐水冷壁內螺紋管內壁換熱特性的研究〔J〕．中國電機工程學報，1996，(4):271-275.

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〔9〕陳聽寬，陳宣政，陳學俊，等，內螺紋管高壓汽水兩相流摩擦壓降特性的研究〔J〕.動力工程，1989，(3).

〔10〕鄭建學，陳聽寬，羅毓珊，等，內螺紋管高壓汽水兩相流摩擦阻力特性的研究〔J〕.西安交通大學學報，1994，(5).

〔11〕陳聽寬，陳宣政，鄭建學，等，垂直光管和內螺紋沸騰傳熱特性的試驗研究〔J〕.西安交通大學學報，1990，24(11):89-98.