三通集箱過(guò)熱器壓力分布與流量分配的數(shù)值模擬

周云龍， 劉 袖

（東北電力大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，吉林132012）

根據(jù)我國(guó)能源結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，火電在電力工業(yè)中一直起著十分重要的作用.據(jù)統(tǒng)計(jì)，過(guò)熱器爆管事故占鍋爐非計(jì)劃停運(yùn)事故30%左右，因此過(guò)熱器的穩(wěn)定運(yùn)行直接影響鍋爐的經(jīng)濟(jì)性和安全性.近年來(lái)三通集箱的過(guò)熱器和再熱器在大容量電站中得到廣泛運(yùn)用，然而在運(yùn)行中爆管事故時(shí)常發(fā)生.因此，研究三通系統(tǒng)流量的分配規(guī)律對(duì)鍋爐的設(shè)計(jì)和運(yùn)行有著重要意義，找到合理的方法來(lái)解決這個(gè)問(wèn)題對(duì)電站鍋爐的經(jīng)濟(jì)性和安全性非常重要.

雖然美國(guó)和前蘇聯(lián)的學(xué)者對(duì)三通結(jié)構(gòu)集箱的研究比較早，但是仍然存在不足的地方［1］.國(guó)內(nèi)，陸方［1］和衛(wèi)飛飛等［2］對(duì)三通集箱進(jìn)行了冷態(tài)模化試驗(yàn)，研究了“三通效應(yīng)”對(duì)三通集箱靜壓分布及流量分配的影響.隨著CFD軟件的發(fā)展及廣泛應(yīng)用，匡江紅［3］、劉進(jìn)［4］和張潤(rùn)卿［5］等利用數(shù)值計(jì)算的方法對(duì)三通結(jié)構(gòu)集箱進(jìn)行了深入研究，得到了三通集箱系統(tǒng)的靜壓分布、流動(dòng)特性和三通兩側(cè)的回流情況并提出了相關(guān)的建議.

目前，利用CFD軟件對(duì)三通集箱過(guò)熱器進(jìn)行的數(shù)值模擬局限于無(wú)支管和短支管的簡(jiǎn)化模型，沒(méi)有針對(duì)有支管和匯集集箱的模型方面的模擬.根據(jù)文獻(xiàn)［2］，筆者建立了由分配集箱、支管和匯集集箱構(gòu)成的模型并對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了集箱和支管內(nèi)流體的壓力分布、速度分布和流量分布，并提出了過(guò)熱器的改進(jìn)方法，為三通集箱過(guò)熱器的優(yōu)化提供了新思路.

1 湍流模型及邊界條件

1.1 模型的創(chuàng)建及網(wǎng)格劃分

由于過(guò)熱器的實(shí)際結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，劃分網(wǎng)格和計(jì)算難度都很大，而本文研究的重點(diǎn)是“三通效應(yīng)”對(duì)流動(dòng)特性的影響，因此根據(jù)文獻(xiàn)［2］和文獻(xiàn)［5］，對(duì)過(guò)熱器進(jìn)行了合理的簡(jiǎn)化，分別建立了無(wú)支管集箱模型和有支管過(guò)熱器模型（圖1）.無(wú)支管模型是內(nèi)徑D為450mm的等徑三通，集箱長(zhǎng)度為10D即4 500mm.選取正對(duì)三通入口的0°正母線、90°側(cè)目線和180°背母線進(jìn)行研究.

圖1 無(wú)支管集箱模型和有支管過(guò)熱器模型Fig.1 Without－branch header model and with－branch superheater model

有支管過(guò)熱器模型在三通分配集箱上－60°、－30°、0°、30°和60°母線位置上分別引出17排支管，共17×5＝85根支管，支管內(nèi)徑為50mm，相鄰2排支管間距為250mm.匯集集箱與分配集箱結(jié)構(gòu)相同.這樣，該過(guò)熱器就可以簡(jiǎn)化為89根圓管組成的模型，實(shí)踐證明這樣簡(jiǎn)化既反映了分配集箱結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)的影響，又簡(jiǎn)化了計(jì)算.

1.2 湍流模型及邊界條件的設(shè)定

由于標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型具有較好的經(jīng)濟(jì)性、穩(wěn)定性和較高的計(jì)算精度，所以本次模擬采用的模型為標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型［4］.

模型壁面選用無(wú)質(zhì)量滲透和無(wú)速度滑移的邊界條件；模型入口采用速度入口邊界條件；模型出口選取出流邊界條件.

2 模擬結(jié)果及分析

模擬的工質(zhì)為570℃過(guò)熱蒸汽，密度ρ＝82.284kg／m3，動(dòng)力黏度μ＝33.607 7×10－6Pa·s［4］.為了保證流動(dòng)在自模區(qū)內(nèi)進(jìn)行［5］，入口流速u＝10m／s，Re＝1.102×107.

2.1 無(wú)支管集箱模型

圖2為無(wú)支管集箱模型中截面的速度矢量圖.由圖2可以看到，正對(duì)入口處有汽流停滯，而入口兩邊有明顯的渦流，該渦流主要是由于邊界層的分離現(xiàn)象而產(chǎn)生的，渦流下面是主汽流.渦流占截面流通面積的4／7，而主汽流僅占截面流通面積的3／7，由于主汽流的通流面積較小，所以速度較大，而渦流的速度較小.由圖2可知，渦流和主汽流有一個(gè)清晰的分界面，該分界面上的速度非常小，從渦流中心一直延伸到壁面，終止在3D位置上，在3D～5D內(nèi)，主汽流的流動(dòng)比較穩(wěn)定.

圖2 無(wú)支管集箱模型中截面的速度矢量圖Fig.2 Velocity vector distribution in axial middle section of without－branch model

圖3給出了正母線、側(cè)母線和背母線的蒸汽速度分布.由圖3可知，與側(cè)母線和背母線相比，正母線的蒸汽速度變化較大，其最大速度最大，vmax＝11.402 9m／s，比入口流速大，而最小速度也最小，vmin＝0.正母線的速度最小處為正對(duì)入口的速度停滯區(qū)，速度最大處在L／D＝±1.28處，其中L為與集箱中心的距離，當(dāng)L／D的范圍為±（0～1.28）時(shí)速度變化非?？?側(cè)母線的速度變化趨勢(shì)與正母線相同，但是其速度變化沒(méi)有正母線的速度變化劇烈，出現(xiàn)最大速度的位置也不同，當(dāng)L／D＝1.19時(shí)，最大速度為10.437m／s，該值比入口速度略大.背母線的速度變化趨勢(shì)與正母線、側(cè)母線的變化趨勢(shì)不同，L／D＝±（0.5～3）范圍是渦流的速度變化區(qū)間，渦流速度在L／D＝±0.5位置處開(kāi)始增大，增大到L／D＝±0.989 4位置處再減小，最后在L／D＝3位置處減小至接近0，當(dāng)L／D的范圍為±（3，5）時(shí)，主汽流的速度增大程度變快.

圖3 正母線、側(cè)母線和背母線的蒸汽速度分布Fig.3 Steam velocity distribution along main，side and back generating line

圖4和圖5分別為無(wú)支管三通集箱模型壁面靜壓分布和正母線、側(cè)母線、背母線的Eu分布圖.由圖4可知，正對(duì)入口處的壓力最高，主要是由汽流停滯引起的；由于受到渦流作用的影響，三通結(jié)構(gòu)兩邊的壓力較低.各母線靜壓分布的規(guī)律類似，只是Eu最小值的位置不同，但均在±（D～1.5D）內(nèi).

圖4 無(wú)支管三通集箱模型壁面靜壓分布Fig.4 Static pressure distribution in without－branch header model

圖5 正母線、側(cè)母線和背母線的Eu分布Fig.5 Eudistribution along main，side and back generating line

2.2 有支管過(guò)熱器模型

圖6和圖7分別為有支管過(guò)熱器模型中截面的速度矢量圖和靜壓分布.由圖6和圖7可知，分配集箱中工質(zhì)的流動(dòng)特性和靜壓分布與無(wú)支管模型的分布規(guī)律相似，三通附近均有渦流區(qū)而且壓力也最低，不同的是有支管模型分配集箱兩端的流體呈現(xiàn)渦流流動(dòng)，與三通接通區(qū)域的渦流相互影響.匯集集箱正對(duì)出口處壓力較低，兩邊的壓力較高.

圖6 有支管過(guò)熱器模型中截面的速度矢量圖Fig.6 Velocity vector distribution in axial middle section of with－branch superheater model

圖7 有支管過(guò)熱器模型中截面的靜壓分布Fig.7 Static pressure distribution in axial middle section of with－branch superheater model

圖8和圖9分別為有支管過(guò)熱器各支管入口的Eu分布和速度分布圖，其變化趨勢(shì)和無(wú)支管模型正母線、側(cè)母線的變化趨勢(shì)相似.有支管模型中正母線上各支管入口的蒸汽流速最大而壓力最低，±60°母線上各支管入口的蒸汽流速最小而壓力最高.管屏7和管屏11支管入口的蒸汽流速最大，靜壓最低，這一區(qū)域也是受渦流影響最大的地方.渦流區(qū)域支管的靜壓均較低.

圖10為各管屏和各支管的質(zhì)量流量分布圖，正對(duì)入口區(qū)域的支管流量較大，渦流區(qū)域下方的支管流量較小，逐漸遠(yuǎn)離渦流區(qū)域各支管的流量增大.本文模擬所得流量分布趨勢(shì)與文獻(xiàn)［2］所得的結(jié)果相同，這也說(shuō)明了本文模擬的正確性.

2.3 改進(jìn)措施

圖8 各支管入口的Eu分布Fig.8 Eudistribution at each branch inlet

圖9 各支管入口的速度分布Fig.9 Velocity distribution at each branch inlet

圖10 各管屏和各支管的質(zhì)量流量分布Fig.10 Mass flow distribution in each tube panel and branch tube

在模擬中發(fā)現(xiàn)渦流區(qū)域下面的支管入口出現(xiàn)小渦流（圖11），文獻(xiàn)［5］中也發(fā)現(xiàn)了同樣的渦流.大渦流中心附近的支管入口處的小渦流最明顯，而這些支管也是受“渦流效應(yīng)”影響最嚴(yán)重的地方，流量也最小.逐漸遠(yuǎn)離大渦流中心，支管入口處的小渦流區(qū)域變小，最后消除.這種小渦流形成的原因和三通結(jié)構(gòu)附近大渦流的形成原因相同.大渦流附近的蒸汽流速大、壓力低，逐漸形成小渦流，由于小渦流的支管通流面積變小，因此流量變小.針對(duì)這種現(xiàn)象，對(duì)支管入口進(jìn)行了改造，將第7管屏和第11管屏的入口形狀改為圓形，這2個(gè)管屏是蒸汽流速最大和Eu最小的管屏.圖12為改造后第7管屏和第11管屏入口處蒸汽的速度矢量圖，由圖12可以看出在流型變圓潤(rùn)之后，小渦流徹底消除了.圖13為改造后各管屏和各支管的蒸汽質(zhì)量流量分布圖.圖14為改造后各支管入口的Eu分布圖.結(jié)果表明在Eu變化較小的情況下，第7管屏和第11管屏的流量明顯增加，這說(shuō)明支管流量的分布不僅與Eu有關(guān)，還與入口處的小渦流有關(guān).綜上所述，三通結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)導(dǎo)致三通結(jié)構(gòu)附近流體流動(dòng)呈渦流狀，渦流的存在使集箱通流面積減小，速度增大而壓力降低，這些因素使“渦流”下面的支管入口出現(xiàn)小渦流而且導(dǎo)致支管流量偏小，改變支管入口形狀可以有效增大支管流量.

圖11 渦流區(qū)域支管入口的速度矢量圖Fig.11 Velocity vector distribution at branch tube inlet near eddy region

圖12 改造后支管入口的速度矢量圖Fig.12 Velocity vector distribution at branch tube inlet after retrofit

圖13 改造后各支管的質(zhì)量流量分布Fig.13 Mass flow distribution of each branch tube after retrofit

圖14 改造后各支管入口的Eu分布Fig.14 Eudistribution at each branch tube inlet after retrofit

3 結(jié) 論

（1）無(wú)支管三通模型±（0.5D～3D）范圍是受渦流影響的區(qū)域，渦流下方流體的流速大、壓力低.

（2）有支管過(guò)熱器模型渦流區(qū)域的支管入口處流體速度大且壓力低，渦流中心附近的支管入口出現(xiàn)了明顯的小渦流，支管流量偏小.

（3）改造支管入口形狀可以有效地增大支管流量，但會(huì)影響后面支管的流量，使后面支管的流量比改造前小.正對(duì)入口的支管流量始終偏大，解決流量不均勻的問(wèn)題應(yīng)從選擇管徑和改造支管兩方面綜合考慮，在實(shí)際工況中還要考慮煙氣溫度的分布特性.

［1］ 陸方，王孟浩，李道林，等.大容量電站鍋爐過(guò)熱器、再熱器三通集箱流量分布試驗(yàn)研究［J］.動(dòng)力工程，1996，16（3）：13－19.LU Fang，WANG Menghao，LI Daolin，etal.Flow distribution studies of superheaters and reheaters of large utility boilers with Tee－junction headers ［J］.Journal of Power Engineering，1996，16（3）：13－19.

［2］ 衛(wèi)飛飛，繆正清，黃國(guó)榮，等.三通鍋爐集箱的數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究［J］.鍋爐技術(shù)，2010，41（6）：19－23.WEI Feifei，MIAO Zhengqing，HUANG Guorong，et al.Numerical simulation and experimental research of flow problems of headers with T－type three－way pipe and parallel tube platen system of utility boiler［J］.Boiler Technology，2010，41（6）：19－23.

［3］ 匡江紅，劉平元，陳朝松，等.電站鍋爐過(guò)熱器、再熱器集箱靜壓分布的數(shù)值研究［J］.動(dòng)力工程，2004，24（2）：166－169.KUANG Jianghong，LIU Pingyuan，CHEN Chaosong，etal.Numerical study of static pressure distribution in steam headers of station boiler＇s superheater and reheater［J］.Journal of Power Engineering，2004，24（2）：166－169.

［4］ 劉進(jìn)，劉平元，陳朝松，等.電站鍋爐三通集箱系統(tǒng)流量分配的數(shù)值模擬［J］.動(dòng)力工程，2009，29（6）：528－533.LIU Jin，LIU Pingyuan，CHEN Chaosong，etal.Numerical simulation on flow distribution in Tee－junction header system of utility boilers［J］.Journal of Power Engineering，2009，29（6）：528－533.

［5］ 張潤(rùn)卿，袁益超.電站鍋爐再熱器帶“三通”集箱靜壓分布的數(shù)值模擬及受熱面熱偏差計(jì)算［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（6）：403－409.ZHANG Runqing，YUAN Yichao.Numerical simulation on static pressure distribution in T－joint header of boiler reheater and calculation of heat surface thermal deviation［J］.Journal of Chinese Society of Power Engi－neering，2011，31（6）：403－409.