高壓蒸汽溫度測點管座氣流沖刷模擬分析

呂玉坤，楊帆，盧權

（1.華北電力大學動力工程系，河北 保定 071003；2.國華三河發電有限責任公司，河北 三河 065201）

燃煤電廠熱力設備及多數零部件長期工作于高溫、高壓環境中，并經受來自蒸汽、煙氣等流體介質的沖刷和磨損，其金屬強度會逐漸降低，致使設備性能和使用壽命受到影響，威脅機組的安全穩定運行[1]。

鍋爐受熱面作為熱量傳遞的重要載體，時常出現由于高溫腐蝕或顆粒沖蝕所導致的爆管泄漏事故[2]。葛闖等[3]利用數值模擬探究了煤粉及飛灰顆粒對分隔屏過熱器的磨損特性，發現彎管處的磨損速率遠高于直管。趙憲萍等[4]對主要應用于省煤器的20 號碳鋼進行了常溫態和熱態條件下的沖蝕磨損試驗，分析了不同飛灰顆粒粒徑對材料磨損的影響。

對于燃煤電廠中沖蝕磨損現象的研究還集中于其他關鍵設備及其零部件。Cao Lihua等[5]模擬發現汽輪機調節級葉片的磨損會影響級內氣流運動并導致級效率下降。葉學民等[6]以某單級軸流風機為對象，模擬探究了不同動葉安裝角下的顆粒運動特征及其對葉片磨損的影響。

布置于壓力管道上的溫度測點在為電廠安全可靠運行提供保護的同時，也帶來了許多安全隱患。溫度計通常通過管座連接于主管道以探測管道內部介質溫度。然而，目前國內外對于管座內壁磨損致泄漏的研究較少。本文以某300 MW 機組主蒸汽溫度測點管座為研究對象，應用雷諾時均法模擬其內部流動特征，探究管座內壁磨損原因，并提出針對性的改造方案。

1 數值模擬

1.1 研究對象

2020 年初，某電廠300 MW 機組以80%負荷運行時，主蒸汽溫度測點管座發生穿孔泄漏故障。該機組主蒸汽通過斜向三通結構分別由左、右兩側管道進入高壓缸主汽閥，泄漏測點為位于右側主蒸汽分支管道上游的3 號測點。由宏觀檢查發現：漏點位于管座上端部，距離焊縫約30 mm 處；泄漏圓孔直徑約為5 mm，其周圍管壁已明顯減薄；管座上端部的內壁面磨損最為嚴重，圓周方向的氣流沖刷和磨損痕跡明顯。主蒸汽管道布置及泄漏測點位置如圖1 所示，其主蒸汽壓力測點位于右側3 號溫度測點上游約200 mm 處。該機組不同負荷下主蒸汽參數見表1。

圖1 機組主蒸汽管道布置Fig.1 Arrangement of pipelines for the unit main steam

表1 不同負荷下主蒸汽參數Tab.1 The main steam parameters at different loads

主蒸汽溫度測點通常由熱電偶及熱電偶保護套管組成，套管上端的管帽與管座焊接固定，下端獨特的三棱錐型感應體（下稱棱錐體）則與位于主蒸汽管道上的安裝圓孔（直徑38 mm）通過線接觸配合，以確保其伸入管道內探測介質溫度時不發生晃動。熱電偶溫度計安裝示意如圖2 所示。

圖2 熱電偶溫度計安裝示意（mm）Fig.2 The installation schematic diagram of thermocouple thermometer (mm)

1.2 控制方程

直角坐標系下，不可壓縮流體的時均控制方程可表示為：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；η為流體動力黏度，Pa?s。

主蒸汽在彎曲管道中會形成垂直于主流方向的二次流，故選取realizabilityk-ε湍流模型，以計算由脈動所造成的湍流應力[7-8]。

采用realizabilityk-ε模型時，湍流黏性系數可表示為：

其中，系數Cμ[9]由下式計算：

湍動能和耗散率輸運方程形式如下：

式中：C2=1.9；σk=1.0；σε=1.2。

1.3 單值性條件設置及合理性驗證

本文擬分析100%、80%和60% 3 種負荷工況下管座內部的流動特征。模型邊界選為速度入口、壓力出口，模擬單值性條件設置見表2。其中，假設左、右兩側主蒸汽管道出口壓力相等，并給定主蒸汽壓力測點位置處至右側管道出口之間的壓損為0.01 MPa。由表2 可知，3 種負荷下主蒸汽壓力測點位置處壓力計算值p'與實測值p之間的相對誤差Δ皆低于0.050%，滿足工程誤差要求。相對誤差Δ計算式如下：

表2 不同負荷下模擬單值性條件Tab.2 The simulated single-value conditions at different loads

以100%負荷下入口與右側主蒸汽管道出口截面之間的壓損為衡量指標，進行網格無關性驗證，網格無關性驗證結果如圖3 所示。由圖3 可見，在100%負荷下，網格數量超過300 萬后壓損變化幅度較小，故綜合考慮確定計算所用網格數量為357 萬。

圖3 網格無關性驗證Fig.3 The grid independence verification

2 管座內流域整體流動特征

2.1 數據處理方法

為便于對流域整體流動特征進行分析，管座內三維流場空間中任意一點的氣流速度可表示為：

式中：vz、vr、vu分別為氣流軸向、徑向和周向速度。

定義氣流螺旋偏角θ為：

氣流在管座內部以軸向和周向運動為主，在忽略徑向速度的前提下，螺旋偏角θ可以表示三維流場空間某一點速度與流域中以軸向為法線方向的平面（下稱流域平面）之間的夾角。

圖4 給出了管座流域平面劃分示意。為研究管座近壁區流動特征，統計各流域平面不同圓周半徑（r1=23 mm，r5=19 mm，徑向步長Δr=1 mm）上的氣流運動參數。其中，引入近壁區周向速度和近壁區螺旋偏角θ：

圖4 管座內流域平面劃分示意Fig.4 Schematic diagram of division of fluid domain planes inside branch tube socket

圖5 為棱錐體安裝角α定義示意。棱錐體與安裝圓孔通過線接觸配合時產生3 個間隙口，致使管道內主蒸汽經由此進出管座。主蒸汽流向與保護套管棱錐體表面的夾角α稱為棱錐體安裝角。

圖5 棱錐體安裝角α 定義示意（mm）Fig.5 Schematic diagram of definition for pyramid installation angle α (mm)

2.2 管座內流域整體流動特征影響因素對比分析

圖6 示出了左、右兩側3 號溫度測點管座內部氣流運動參數沿z軸的分布。通常而言，從下端面（z=0）進入的主蒸汽主要在管座內形成螺旋運動，并以較高頻率（7～40 Hz）沖刷其內壁面。并且，管座內部氣流流動特征受棱錐體安裝角、彎管二次流和機組負荷等因素的影響。

圖6 機組各負荷下不同溫度測點管座內部流場特性分布Fig.6 The distribution of flow field characteristics inside tube sockets for different thermometers at different unit loads

2.2.1 棱錐體安裝角對流域整體流動特征的影響

以布置于左側直管道上的3 號溫度測點為對象，分析棱錐體安裝角對其管座內部流動特征的影響。

由圖6a)可知，當棱錐體安裝角α=60°時（即平面迎流方式），氣流在向上端面運動的過程中近壁區螺旋偏角從80°降低至10°左右，周向運動在中上區域逐漸占據主導，其近壁區周向速度約為4～7 m/s。這是由于流域上端面封閉，主蒸汽的持續涌入導致管座內部形成由下端面至上端面的逆壓梯度區所致。氣流在克服逆壓梯度向上端面運動的過程中，軸向速度分量逐漸衰減，最終形成以周向為主的繞z軸環形流動。而當棱錐體安裝角α=0°時（即錐面迎流方式），管座近壁區螺旋偏角約為15°，且沿軸向（z軸）變化較小。

造成上述差異的原因在于棱錐體安裝角α影響管道內主蒸汽通過間隙口進入管座的方式。圖7 為80%負荷下安裝角對間隙口處流動的影響。由圖7可見：當棱錐體安裝角α=60°時，主蒸汽可直接由某一間隙口沿軸向沖入管座，導致其內部氣流速度水平較高、螺旋偏角較大；當棱錐體安裝角α=0°時，主蒸汽主要由兩側的間隙口斜向進入管座，并驅動其內部流體形成繞z軸的環形流動。需要特別指出的是，中上區域（100～171 mm）內氣流的低螺旋偏角運動軌跡與管座解體后所觀察到的其內壁的磨損痕跡較為吻合。

圖7 80%負荷下安裝角對間隙口處流動的影響Fig.7 Influence of installation angle on flow at gaps at 80% load

2.2.2 彎管內二次流對流域整體流動特征的影響

彎管內二次流分布如圖8 所示。由圖8 可見：流體流過彎曲管道時受離心慣性力影響，外側（B處）壓強升高，內側（B′）壓強降低，促使流體沿壁面自外側向內側流動；同時，由于連續性及離心慣性作用，內側流體則沿BB′線向外側流動，即形成了垂直于主流方向的二次流。右側3 號溫度測點水平布置于彎管道外側，二次流的存在不但增加了主蒸汽管段的局部阻力，而且還使得主管道外側區域流體壓強升高、流速降低。較高的壓強有利于主蒸汽克服管座內的逆壓梯度而向上端面運動。因此，由圖6 可見，相較于布置于左側直管道上的3 號測點，右側3 號測點管座近壁區螺旋偏角較大。

圖8 彎管內二次流Fig.8 The secondary flow in curved pipe

圖9 給出了棱錐體安裝角α=60°時左右兩側3 號溫度測點管座內流體總壓差沿z軸的分布。其中，總壓差按下式計算：

圖9 棱錐體安裝角為60°時不同管座內部總壓差分布Fig.9 Distribution of total pressure difference inside different tube sockets at pyramid installation angle of 60°

2.2.3 機組負荷對流域整體流動特征的影響

機組負荷變化首先影響主蒸汽壓力和流速，高負荷意味著管座內部能量水平越高，沖刷強度越大。由圖6 可知：當棱錐體安裝角α=60°時，左側3 號測點管座中上區域（80～130 mm）氣流平均周向速度在100%、80%和60%負荷下分別為6.2、3.9、4.2 m/s；而當棱錐體安裝角α=0°時，則分別為2.6、1.7、1.5 m/s。可見，100%負荷工況下管座內部氣流沖刷速度明顯高于其他工況，且負荷對周向速度的影響隨負荷降低而逐漸減弱。

3 管座內流域局部流動特征

渦是流體運動特有的存在形式，管座內的湍流運動形成了不同形態的渦旋，其存在將影響流場近壁區的速度、湍流強度及固體顆粒運動軌跡[10]。因此，本節擬對管座內部渦旋運動特征進行定性和定量分析。

3.1 旋渦特征

3.1.1 局部平均旋渦頻率計算

圖10 給出了80%負荷下右側3 號溫度測點管座流域平面二維流線分布（α=60°）。

圖10 80%負荷右側3 號溫度測點管座流域平面二維流線分布（α=60°）（mm）Fig.10 The two-dimensional streamlines distribution in the fluid domain planes inside tube socket for No.3 temperature measuring point on the right side at 80% load (mm)

由圖10 可知，管座內部沿周向分布有直徑小于軸向長度的旋渦，亦稱軸狀渦。

旋渦是流體動能高度集中的相對穩定的結構[11]，其所具有的高能量、強離心力易造成局部氣流沖刷頻率加快。本文定義流場局部平均旋渦頻率為：

3.1.2 局部平均旋渦頻率分布

沿軸向（z軸）將管座內流域均等劃分為多個小區間，統計各區間內局部平均旋渦頻率極大值，結果如圖11 所示。

通常而言，氣流螺旋偏角較大的區域更易形成局部旋渦。觀察圖11b)、圖11c)和圖11e)，對于布置于右側彎管道上的3 號溫度測點，局部旋渦近乎分布于管座流域各個區間，其整體平均螺旋偏角分別約為45°、60°和55°（圖6）；與之相反，由圖11b)、圖11d)和圖11f)可知，當棱錐體安裝角α=60°時，左側直管道3 號測點管座中、上段流域（57～171 mm）內并未觀察到局部旋渦的存在，此時整體平均螺旋偏角分別約為12°、9°和10°。

由圖11c)、圖11e)中右側3 號溫度測點管座內旋渦頻率分布可知，局部旋渦頻率與所處區域內氣流速度大小有關。由于靠近進出口平面（z=0），管座下段流域（0～57 mm）流場紊亂且動能較大，故該區域分布有頻率較高的局部旋渦；主蒸汽向流域上端面（z=171 mm）運動的過程中，氣流速度逐漸降低，各區間內局部旋渦頻率也隨之減小，80%負荷時由91 Hz 減小至26 Hz。此外，彎管二次流效應導致右側3 號溫度測點管座內氣流速度較低，故其中、下段流域各區間內（0～114 mm）局部旋渦頻率明顯小于左側3 號溫度測點。

圖11 各區間內局部旋渦頻率極大值分布Fig.11 The distribution of maximum value of the local vortex frequency in each interval

3.2 Taylor 渦分布

圖12 為80%負荷時管座內流域子午面上二維流線分布。

圖12 80%負荷時管座內流域子午面上二維流線分布Fig.12 The distribution of two-dimensional streamlines on meridian plane of fluid domain inside tube sockets at 80% load

由圖12a)、圖12c)和圖12d)可知，流域中存在一對對交錯排列、旋轉方向垂直于z軸的渦旋。由于Taylor首先在旋轉同心圓柱面間流體穩定性實驗中觀察到這個現象，故這種交錯排列的渦旋稱為Taylor渦[12]。

Taylor 渦的出現表明氣流在管座內運動的過程中形成了二次流[13]。由第2 節整體流動特征分析可知，主蒸汽進入管座后形成螺旋流，其螺旋偏角隨氣流向上端面運動而逐漸減小，且受棱錐體安裝角α影響。螺旋偏角較小時，繞z軸的周向運動占據主導。此時，流體將在離心力的作用下向半徑更大處移動，致使管座近壁區壓強升高。之后，沿徑向的壓力梯度促使流體由流域外側向內側運動，最終導致一對對Taylor 渦，即二次流的形成。因此，觀察圖12 可以發現，當棱錐體安裝角α=60°時，對于左側3 號溫度測點，Taylor 渦分布于管座中上段流域（100～171 mm），該區域氣流螺旋偏角不超過40°；右側3 號溫度測點則因管座內氣流螺旋偏角較大（即使在上段流域也高于55°），其流域子午面內并未觀察到Taylor 渦的存在。而當棱錐體安裝角α=0°時，對于左右兩側溫度測點，其管座內部氣流螺旋偏角皆低于30°，故Taylor 渦近乎分布于整個流域子午面。

4 管座結構改進方案及模擬結果分析

工作條件（載荷、速度及運動方式等）是影響磨損的重要因素。對于溫度測點管座而言，其內壁面承受的載荷來自于高壓主蒸汽流及夾雜于其中的微小固體顆粒。機組運行時，主蒸汽的持續涌入致使管座上段流域成為能量積聚區域，高壓氣流裹挾小顆粒在該區域形成高速環流，對內壁面造成嚴重磨損。當金屬壁面厚度減小至難以承受來自于高壓主蒸汽的正應力時，管座便出現穿孔泄漏。

綜合考慮管座內氣流流動特征和保護套管現場安裝，設計3 條直肋片加裝于內壁面以改進管座結構。直肋片與管座等長（131 mm），肋高6 mm，肋寬4 mm，沿圓周方向均勻布置。加裝直肋片的管座結構示意如圖13 所示。

圖13 加裝直肋片的管座結構示意（mm）Fig.13 Structural schematic diagram of the tube socket with straight ribs (mm)

圖14 為80%負荷下管座結構改進后內部整體流動特征分布。

圖14 80%負荷下管座結構改進后內部流動特征分布Fig.14 The flow field characteristics distribution inside the tube sockets after improvement at 80% load

由圖14a)可知，2 種棱錐體安裝角度下（α=60°、α=0°），左右兩側溫度測點管座近壁區螺旋偏角皆高于70°。這表明加裝直肋片改變了管座內部氣流原有的螺旋運動方式，此時氣流以軸向運動為主，進行物質的“上下交換”。而對比圖14b)與圖6 可知，改進后管座近壁區氣流周向速度大幅降低，中、上段流域（57～171 mm）降幅超過90%，表明加裝直肋片可有效避免高壓氣流繼續以高頻沖刷管座內壁面。

5 結論

1）高壓主蒸汽進入管座后形成大尺度螺旋流，其螺旋偏角隨氣流向上端面運動而逐漸減小，最終在上段流域形成環形流動，以較高頻率沖刷內壁面。

2）棱錐體安裝角影響主蒸汽通過間隙進出管座的方式，使螺旋流具有不同表現形式。安裝角為60°時，管座近壁區螺旋偏角較大，中上段流域內氣流周向沖刷速度約為0°安裝角時的2 倍。

3）機組高負荷時，彎管內二次流可為管座內部的螺旋流提供更強的能量，有利于主蒸汽克服管座內的逆壓梯度而向上端面運動。

4）管座內部存在2 種不同形態的渦。氣流螺旋偏角較大區域易形成高頻旋渦（軸狀渦），致使局部氣流沖刷頻率加快。而受離心力影響，氣流螺旋偏角較小區域將形成Taylor 渦，導致管座內二次流的出現。

5）管座內加裝直肋片可有效改變其內部氣流原有的螺旋運動方式、削弱氣流周向沖刷速度，從而緩解由高壓氣流沖刷所導致的壁面損傷。