阮班鋮,蔡柳溪,李云,王順森,顏曉江,毛靖儒

(1.西安交通大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院,710049,西安;2.西安交通大學(xué)葉輪機(jī)械研究所,710049,西安)

在火力發(fā)電廠,機(jī)組啟動(dòng)、停機(jī)以及負(fù)荷急劇變化時(shí),鍋爐及蒸汽管道內(nèi)壁的氧化膜會(huì)大幅剝落,對(duì)機(jī)組的安全高效運(yùn)行帶來(lái)一系列問(wèn)題。首先,在鍋爐內(nèi)部,脫落的氧化皮顆粒會(huì)在高溫過(guò)熱器和高溫再熱器底部彎頭處堆積,從而使鍋爐受熱面發(fā)生局部過(guò)熱而爆管[1-2]。當(dāng)顆粒隨蒸汽進(jìn)入汽輪機(jī)系統(tǒng)時(shí),硬質(zhì)顆粒將沖蝕主汽閥、調(diào)節(jié)閥和汽輪機(jī)葉柵等通流部件,導(dǎo)致閥門調(diào)控失靈、葉柵經(jīng)濟(jì)壽命降低,維護(hù)費(fèi)用上升[3-5]。進(jìn)入汽輪機(jī)的氧化皮顆粒還會(huì)隨蒸汽進(jìn)入到疏水和抽汽系統(tǒng)。降壓擴(kuò)容后,氧化皮顆粒容易在細(xì)小管道、疏水閥門、逆止門等部位沉積堵塞,使抽汽和疏水系統(tǒng)產(chǎn)生安全隱患[6-7]。此外,氧化皮顆粒在經(jīng)過(guò)多次碰撞后逐漸變小、變細(xì),會(huì)連同撞擊金屬壁面產(chǎn)生的磨屑一起進(jìn)入凝汽器,成為熱力設(shè)備結(jié)垢的主要來(lái)源[8]。高溫高壓蒸汽管系中氧化物顆粒對(duì)汽輪機(jī)通流部件的沖蝕破壞以及對(duì)輔機(jī)設(shè)備的堵塞、堆積等問(wèn)題,嚴(yán)重影響到機(jī)組的安全高效運(yùn)行。因此,如何解決上述問(wèn)題對(duì)機(jī)組安全性和經(jīng)濟(jì)性具有重要意義。

針對(duì)氧化皮顆粒對(duì)汽輪機(jī)葉柵及閥門等的沖蝕問(wèn)題,目前主要通過(guò)優(yōu)化葉柵、閥門流道型線和材料表面涂覆強(qiáng)化涂層來(lái)解決。文獻(xiàn)[9-10]對(duì)汽輪機(jī)調(diào)節(jié)級(jí)噴嘴流道內(nèi)的顆粒沖蝕特性研究指出,相對(duì)于平直噴嘴型線,端壁收縮噴嘴的局部最大沖蝕率和沖蝕范圍分別減小了40%和30%。文獻(xiàn)[11]對(duì)不同斜置靜葉結(jié)構(gòu)下調(diào)節(jié)級(jí)葉柵的顆粒沖蝕行為進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)30°斜置靜葉結(jié)構(gòu)可以使噴嘴尾緣沖蝕質(zhì)量損失減少14%以上。文獻(xiàn)[12-13]指出,在進(jìn)行葉柵流道設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)綜合考慮葉柵流向加速特性和周向結(jié)構(gòu),同時(shí)提高葉片抗顆粒沖蝕性能和氣動(dòng)性能。

在強(qiáng)化涂層應(yīng)用方面,文獻(xiàn)[14-16]對(duì)多種涂層進(jìn)行了系統(tǒng)的高溫顆粒沖蝕試驗(yàn),指出具有高硬度的碳化鉻涂層在試驗(yàn)狀態(tài)下展示出優(yōu)異的抗沖蝕性能,是汽輪機(jī)葉柵表面強(qiáng)化的較好選擇。文獻(xiàn)[17]的試驗(yàn)表明,Cr3C2-NiCr涂層的沖蝕率僅為422不銹鋼的1/10。文獻(xiàn)[18-19]的常溫實(shí)驗(yàn)結(jié)果及本課題組[20-22]系統(tǒng)的高溫沖蝕實(shí)驗(yàn)結(jié)果均認(rèn)為,結(jié)構(gòu)致密的熱擴(kuò)散滲硼涂層具有更優(yōu)異的抗顆粒沖蝕性能。但是,在實(shí)際應(yīng)用中,由于不合理的工藝參數(shù)產(chǎn)生的涂層缺陷和質(zhì)量不穩(wěn)定,強(qiáng)化涂層的抗沖蝕性能并未得到充分發(fā)揮。文獻(xiàn)[23]通過(guò)大量調(diào)研發(fā)現(xiàn),由于鍋爐老化產(chǎn)生的大尺寸顆粒會(huì)對(duì)噴嘴吸力面涂層產(chǎn)生嚴(yán)重危害,防磨涂層對(duì)此類顆粒已經(jīng)失去抵抗作用。

盡管通過(guò)流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化和表面強(qiáng)化涂層可以在一定程度上緩解汽輪機(jī)部件的顆粒沖蝕問(wèn)題,但卻難以徹底解決。同時(shí),上述兩種方法也無(wú)法改善氧化皮顆粒對(duì)汽輪機(jī)抽汽系統(tǒng)、疏水系統(tǒng)以及汽水品質(zhì)帶來(lái)的影響。如果能將對(duì)葉片及強(qiáng)化涂層產(chǎn)生嚴(yán)重危害的100 μm以上大尺寸顆粒在進(jìn)入汽輪機(jī)之前分離出主蒸汽,那么配合葉型通道結(jié)構(gòu)優(yōu)化及強(qiáng)化涂層措施,葉柵高效做功壽命顯著延長(zhǎng)的同時(shí),氧化皮顆粒對(duì)抽汽系統(tǒng)、疏水系統(tǒng)以及汽水品質(zhì)帶來(lái)的危害會(huì)大大減輕。

目前,對(duì)于氧化皮顆粒的前置分離技術(shù)的研究非常少。Khaimov等[24]在汽輪機(jī)再熱蒸汽管道上設(shè)計(jì)了3種不同結(jié)構(gòu)的顆粒分離器,指出三通彎管分離器的分離效率和標(biāo)準(zhǔn)彎管分離器相當(dāng),口袋型顆粒分離器是目前唯一一種應(yīng)用于電廠的分離結(jié)構(gòu)。Cai等[25]對(duì)文獻(xiàn)[24]中的顆粒分離器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn),分析了分離器進(jìn)口幾何結(jié)構(gòu)對(duì)顆粒分離特性和壓損特性的影響,初步提出了分離后汽固兩相混合物的利用方案。顯然,要想設(shè)計(jì)出高效節(jié)能的汽輪機(jī)前端氧化皮顆粒分離裝置,必須對(duì)氧化皮顆粒在高溫高壓蒸汽管道內(nèi)的運(yùn)動(dòng)特性及其關(guān)鍵影響因素進(jìn)行系統(tǒng)探索。同時(shí),還需要考慮引入顆粒分離裝置對(duì)整個(gè)熱力系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性的影響。

本文以某超超臨界汽輪機(jī)主蒸汽管路為原型,結(jié)合高溫沖蝕試驗(yàn)結(jié)果,建立了粒子運(yùn)動(dòng)預(yù)測(cè)模型,系統(tǒng)探索了氧化皮顆粒在高溫高壓蒸汽管道內(nèi)的運(yùn)動(dòng)特性。在此基礎(chǔ)上,利用蒸汽管道原有結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)了彎管顆粒分離器,并對(duì)其分離性能、壓損特性和工藝經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行了系統(tǒng)的計(jì)算分析。本文的研究結(jié)果為徹底解決氧化皮顆粒對(duì)汽輪機(jī)通流部件沖蝕破壞、對(duì)抽汽系統(tǒng)和疏水系統(tǒng)堵塞安全隱患等問(wèn)題提供了技術(shù)依據(jù)。

1 幾何模型及數(shù)值方法

1.1 幾何模型

結(jié)合某超超臨界汽輪機(jī)主蒸汽管道實(shí)際尺寸進(jìn)行幾何建模,管道內(nèi)徑為292 mm,外徑D0為460 mm,彎管曲率半徑R1為686 mm,相對(duì)曲率半徑R1/D0=1.5。彎管進(jìn)口上游管長(zhǎng)L1取3倍管徑,管出口下游管長(zhǎng)L2取9倍管徑,幾何模型如圖1所示。

圖1 管道幾何模型Fig.1 Geometric model of steam pipe

1.2 數(shù)值方法

描述高壓蒸汽管道內(nèi)的三維穩(wěn)態(tài)黏性流動(dòng)時(shí)間平均連續(xù)方程、動(dòng)量方程和能量方程如下

(1)

(2)

(3)

采用耦合求解器對(duì)上述控制方程進(jìn)行離散,采用RNGk-ε湍流模型和scalable壁面函數(shù)法進(jìn)行模擬管道主流及近壁區(qū)蒸汽流場(chǎng),通過(guò)IAPWS-IF97數(shù)據(jù)庫(kù)提供蒸汽狀態(tài)參數(shù)。

對(duì)于在高溫高壓蒸汽攜帶下離散氧化皮顆粒的運(yùn)動(dòng)行為,可以采用單向耦合的分散顆粒群模型進(jìn)行模擬。在分散顆粒群軌道模型中,采用拉格朗日方法進(jìn)行固相的數(shù)學(xué)描述和處理。當(dāng)單相流場(chǎng)計(jì)算收斂后,固體顆粒在汽流中的軌跡和其他參數(shù)均是通過(guò)對(duì)施加在單個(gè)顆粒上的各種力的分析得到的。顆粒運(yùn)動(dòng)方程為

(4)

式(4)右邊的前兩項(xiàng)分別表示顆粒受到的氣動(dòng)阻力和重力,其他諸如附加質(zhì)量力、壓力梯度力、Basset力、Magnus力、Saffman力和熱泳力等在超臨界蒸汽參數(shù)下比氣動(dòng)阻力小得多,因此計(jì)算中并未考慮。

這里,顆粒阻力系數(shù)CD可由下式來(lái)表達(dá)

(5)

式中:參數(shù)b1、b2、b3和b4均為顆粒形狀因子φ的函數(shù),φ=s/S,其中s為與實(shí)際顆粒具有相同體積的球形顆粒的表面積,S為實(shí)際顆粒的表面積。

另外,要準(zhǔn)確預(yù)測(cè)顆粒在蒸汽管道內(nèi)的運(yùn)動(dòng)行為,顆粒反彈模型的選擇非常重要。顆粒反彈模型通常以顆粒的法向速度恢復(fù)系數(shù)eN(β)(反彈速度法向分量與入射速度法向分量的比值)和切向速度恢復(fù)系數(shù)eT(β)(反彈速度切向分量與入射速度切向分量的比值)來(lái)表達(dá),其中β為粒子入射角。在特定的顆粒和靶材組合下,它們主要依賴于粒子入射角度。本文計(jì)算的主蒸汽管道材料為A335P92,材料密度為7 850 kg/m3,600 ℃下屈服強(qiáng)度為277 MPa,彈性模型為98 GPa。粒子反彈預(yù)測(cè)模型是基于對(duì)氧化皮顆粒進(jìn)行系統(tǒng)的高溫沖蝕實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的[4]。試驗(yàn)中,采用PIV拍攝粒子群撞擊靶材表面前后的速度場(chǎng),對(duì)顆粒入射速度、反彈速度以及入射角度統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行最小二乘擬合,建立的顆粒速度恢復(fù)系數(shù)表達(dá)式如下

eT(β)=0.988 8-3.656 6β+11.045 1β2-

11.039 4β3+3.497 2β4

(6)

eN(β)=0.993 0-4.773 3β+11.558 3β2-

11.094 7β3+3.611 7β4

(7)

在數(shù)值模擬中,通過(guò)接口函數(shù)User Fortran將上述結(jié)果調(diào)入CFX主程序,預(yù)測(cè)顆粒在蒸汽管路內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡。該數(shù)值模擬方法已在文獻(xiàn)[4,8]中得到驗(yàn)證。

1.3 邊界條件

參照某超超抽凝供熱機(jī)組在熱耗保證工況(100%THA)主蒸汽管路實(shí)際參數(shù),邊界條件設(shè)置如下。

主蒸汽管道進(jìn)口總溫和總壓分別為600 ℃和25.85 MPa,出口給定管道設(shè)計(jì)流速為50 m/s。汽流進(jìn)口攻角和湍流強(qiáng)度分別設(shè)為0°和5%,所有固體壁面設(shè)置光滑壁面及無(wú)滑移流動(dòng)條件。

不同文獻(xiàn)對(duì)氧化皮顆粒尺寸分布的實(shí)測(cè)結(jié)果表明,進(jìn)入汽輪機(jī)調(diào)節(jié)級(jí)的氧化皮顆粒尺寸范圍在5～160 μm,因此本文在管道進(jìn)口設(shè)置了5、10、20、40、60、80、100、120、140、160 μm共10種單一尺寸顆粒。管道進(jìn)口顆粒采用零滑移速度、均勻分布設(shè)置。根據(jù)計(jì)算域網(wǎng)格尺寸,兼顧計(jì)算效率和計(jì)算精度,每種尺寸顆粒在管道進(jìn)口均勻撒播2 000個(gè)代表性顆粒。

計(jì)算中,記錄管道進(jìn)口播撒的代表性顆粒在通過(guò)計(jì)算域網(wǎng)格時(shí)的運(yùn)動(dòng)參數(shù),包括撞擊壁面的顆粒數(shù)量、撞擊速度以及相對(duì)壁面的運(yùn)動(dòng)方向等。但是,顆粒與顆粒之間的碰撞、顆粒的破碎以及由于顆粒沖蝕造成固體壁面幾何形狀的變化沒(méi)有考慮。

1.4 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

采用ICEM CFD軟件對(duì)蒸汽管道進(jìn)行網(wǎng)格離散。為了避免網(wǎng)格密度變化對(duì)蒸汽管道流場(chǎng)、壓損特性以及顆粒運(yùn)動(dòng)行為的影響,本文采用逐步增加網(wǎng)格密度的方法對(duì)蒸汽管道流體域進(jìn)行了網(wǎng)格無(wú)關(guān)性考核。隨著網(wǎng)格密度的增加,當(dāng)所關(guān)注物理量隨網(wǎng)格密度的增加不再發(fā)生明顯變化時(shí),則可認(rèn)為此時(shí)計(jì)算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)。本文沿著管道流動(dòng)方向和管道徑向逐漸增加網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)量,分別生成了5套離散網(wǎng)格,如表1所示。計(jì)算結(jié)果顯示,隨著網(wǎng)格密度不斷增加,相鄰網(wǎng)格密度之間管道進(jìn)出口壓力損失ΔP、出口溫度T、蒸汽最大流速V變化幅度均小于0.2%。因此,可以認(rèn)為,在上述網(wǎng)格密度范圍內(nèi),網(wǎng)格數(shù)量對(duì)蒸汽管道流場(chǎng)、壓損特性以及顆粒運(yùn)動(dòng)行為的影響可以忽略?？紤]到計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)長(zhǎng),本文最終不同計(jì)算工況下模型的網(wǎng)格數(shù)量均保持在355萬(wàn)左右。

表1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析

2 氧化皮顆粒運(yùn)動(dòng)特性

2.1 顆粒尺寸的影響

為了研究不同因素對(duì)氧化皮顆粒運(yùn)動(dòng)特性的影響,本文采用管道截面上顆粒的平均體積分?jǐn)?shù)分布來(lái)代表顆粒的位置分布。即顆粒平均體積分?jǐn)?shù)最大值(紅色)分布越集中,意味著顆粒在截面對(duì)應(yīng)位置的分布就越集中。圖2分別展示了在100%THA工況下10、40、100、160 μm 4種尺寸氧化皮顆粒在蒸汽管道彎管入口截面、彎管45°中間截面、彎管出口截面3個(gè)位置的分布情況?？梢钥闯?不同尺寸顆粒在蒸汽攜帶下通過(guò)彎管時(shí),受離心力作用逐漸向彎管下壁面(壓力面)集中。隨著顆粒尺寸增大,顆粒集中程度越高,越貼近彎管壓力面,160 μm以上的氧化皮顆粒運(yùn)動(dòng)至彎管出口截面時(shí)已經(jīng)接近完全貼壁。這為利用蒸汽管道原有彎管結(jié)構(gòu)來(lái)分離大尺寸氧化皮顆粒提供了可能。

(a)10 μm

2.2 蒸汽參數(shù)的影響

為了探索蒸汽參數(shù)對(duì)氧化皮顆粒在蒸汽管道內(nèi)運(yùn)動(dòng)特性的影響,本文在計(jì)算100%THA工況的基礎(chǔ)上,又對(duì)75%THA和50%THA工況下顆粒在蒸汽管道內(nèi)的運(yùn)動(dòng)行為進(jìn)行了模擬。3種工況下主蒸汽管道蒸汽參數(shù)如表2所示。

表2 不同工況下蒸汽參數(shù)

圖3為不同工況下彎管出口截面顆粒分布情況。可以看到,在高負(fù)荷工況下,管道中蒸汽壓力更高,流量更大,蒸汽攜帶氧化皮顆粒的能力強(qiáng)于低負(fù)荷工況。因此,隨著主蒸汽管道蒸汽參數(shù)(機(jī)組負(fù)荷)的降低,相同尺寸氧化皮向彎管壓力面的集中程度略有增強(qiáng),但差異不是很大。在50%THA工況下,100 μm的氧化顆粒在運(yùn)動(dòng)至彎管出口截面時(shí)已經(jīng)完全貼壁。

(a)10 μm

2.3 彎管曲率半徑的影響

為了探索蒸汽管道結(jié)構(gòu)對(duì)氧化皮顆粒運(yùn)動(dòng)特性的影響,本文在主蒸汽管道原模型的基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)了兩種蒸汽管道模型。保持主蒸汽管道外徑和內(nèi)徑不變,新設(shè)計(jì)的兩種蒸汽管道彎管曲率半徑分別為R2=920 mm和R3=1 380 mm,兩種蒸汽管道彎管的相對(duì)曲率半徑分別為R2/D0=2和R3/D0=3。

圖4為不同相對(duì)曲率半徑彎管出口截面顆粒分布情況?？梢钥吹?隨著彎管曲率增大,顆粒經(jīng)過(guò)彎管時(shí)所受到的離心力隨之增大,顆粒在彎管出口截面更加集中。這種作用對(duì)于大尺寸顆粒尤為明顯,100 μm以上的氧化皮顆粒幾乎全部貼著彎管下壁面運(yùn)動(dòng)。這為利用彎管結(jié)構(gòu)提高氧化皮顆粒的分離效率指明了方向。

(a)10 μm

3 氧化皮顆粒分離特性

3.1 彎管顆粒分離器幾何模型

結(jié)合上節(jié)分析可知,大尺寸氧化皮顆粒在流經(jīng)蒸汽管道中彎管后會(huì)貼壁運(yùn)動(dòng),基于這一現(xiàn)象,本文在文獻(xiàn)[25]研究結(jié)果的基礎(chǔ)上,利用電廠主蒸汽管道原有結(jié)構(gòu),在彎管下游設(shè)計(jì)了如圖5所示的顆粒分離裝置。分離裝置由主蒸汽直管段內(nèi)特制的顆粒分離導(dǎo)流板、主蒸汽管道以及主蒸汽直管道外的排汽配管組成。通過(guò)對(duì)比不同導(dǎo)流板安裝高度下的顆粒分離及壓損計(jì)算結(jié)果,確定分離導(dǎo)流板距離管道內(nèi)壁的距離為4.5%管徑。分離導(dǎo)流板與主蒸汽管道內(nèi)壁構(gòu)成的空間區(qū)域稱為捕集腔,捕集腔進(jìn)口截面積約占管道總截面積5%。按《火力發(fā)電廠汽水管道零件及部件典型設(shè)計(jì)(GD2016)》及《DLT5054 —2016火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計(jì)規(guī)范》,選取相應(yīng)的排汽配管及彎頭尺寸。排汽管內(nèi)徑為40 mm,小彎頭曲率半徑為76 mm,排汽管及小彎頭管材與主蒸汽管道一致。

氧化皮顆粒在流經(jīng)蒸汽管道中彎管后貼壁進(jìn)入顆粒捕集腔,進(jìn)而在壓差抽吸作用下從排汽配管排出。在設(shè)計(jì)捕集結(jié)構(gòu)時(shí),除了盡可能將100 μm以上大尺寸顆粒濾除出主蒸汽外,還要盡量減少引入分離裝置所帶來(lái)的阻力損失。此外,盡管輸送氧化皮顆粒的蒸汽可以回收利用,但考慮到工藝過(guò)程損失,還是應(yīng)盡可能減少這部分輸送蒸汽的消耗量,即應(yīng)可能降低輸送氧化皮顆粒的蒸汽量占總蒸汽量的百分比M。計(jì)算中,在主蒸汽流量一定時(shí),通過(guò)調(diào)節(jié)排汽配管的蒸汽流量,實(shí)現(xiàn)不同的輸送氧化皮顆粒的抽汽占比M值。

3.2 顆粒分離及壓損特性

圖6展示了100%THA、M=0.75%工況下蒸汽管道顆粒分離器縱向切面流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果。從中可以看到,盡管在主蒸汽管道內(nèi)設(shè)置了顆粒分離裝置,但整個(gè)管路流場(chǎng)非常均勻,主蒸汽管道進(jìn)、出口壓力損失很小,主蒸汽溫度基本維持恒定,主蒸汽管道汽流速度保持在50 m/s量級(jí),符合主蒸汽管道設(shè)計(jì)條件。

(a)汽流壓力

圖7展示了在100%THA、M=0.75%工況下不同尺寸氧化皮顆粒在蒸汽管道內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡。從圖中可以看出,隨著顆粒尺寸的增大,越來(lái)越多的氧化皮顆粒進(jìn)入到捕集腔內(nèi)被分離出主蒸汽管道。特別是100 μm以上氧化皮顆?；救勘环蛛x出去。另外,仔細(xì)觀察發(fā)現(xiàn),進(jìn)入捕集腔的部分顆粒受蒸汽回流影響,會(huì)隨蒸汽重新回到主蒸汽管道。隨著顆粒尺寸增大,蒸汽回流對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的影響減弱。

(a)10 μm

圖8展示了75%THA工況下4種尺寸顆粒的分離效率ηp隨抽汽占比M的變化曲線。不難看出,對(duì)所有尺寸顆粒,分離效率隨抽汽占比M的增大而增大。當(dāng)M=0.5%時(shí),分離結(jié)構(gòu)對(duì)100 μm以上大尺寸氧化皮顆粒的分離效率已超過(guò)90%。隨著抽汽占比M的增大,分離效率ηp的增加小于10%,提高效果有限。即當(dāng)M>0.5%后,繼續(xù)增加輸送粒子的蒸汽量,分離裝置的粒子分離效率增加緩慢,但需要耗費(fèi)的蒸汽流量卻大幅增加。因此,對(duì)于本文設(shè)計(jì)的彎管顆粒分離器,可以將M=0.5%作為最佳顆粒分離工況點(diǎn)。

圖8 不同工況下彎管顆粒分離器分離效率Fig.8 Separation efficiency of elbow particle separator under different working conditions

圖9展示了在75%THA、不同抽汽占比M工況下的阻力損失。從圖中可以看到,對(duì)于結(jié)構(gòu)確定的顆粒分離裝置,由于局部阻力系數(shù)恒定,在主蒸汽參數(shù)微小變化下,彎管顆粒分離裝置對(duì)主蒸汽所帶來(lái)的壓力損失基本維持在21 kPa左右,主蒸汽壓損可控。

圖9 不同抽汽占比下主蒸汽管道壓力損失Fig.9 Pressure loss of the main steam pipe in different steam extraction ratios

3.3 彎管顆粒分離器經(jīng)濟(jì)性分析

對(duì)于分離出主蒸汽管道的汽固兩相混合物,由于壓力很高,將其凈化后再引入主蒸汽管道的思路很難實(shí)現(xiàn)。通過(guò)對(duì)所研究的超超臨界機(jī)組熱力系統(tǒng)性能進(jìn)行詳細(xì)的分析,本文基于文獻(xiàn)[25]提出的思路,結(jié)合所研究的超超臨界機(jī)組熱力系統(tǒng)實(shí)際配置情況,提出將排汽配管引出的汽固兩相混合物凈化后,輸送到最高參數(shù)的高加加熱器加熱給水,減少高加的抽汽量。為了驗(yàn)證上述蒸汽回收方案的可行性,本文采用課題組研發(fā)的熱力系統(tǒng)軟件,對(duì)不同計(jì)算工況下顆粒分離及蒸汽回收工藝對(duì)整個(gè)熱力系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性的影響進(jìn)行計(jì)算分析。

圖10為本文建立的超超臨界機(jī)組在100%THA工況下的熱力系統(tǒng)模型。表3為采用軟件計(jì)算得到的機(jī)組熱耗、效率與機(jī)組熱平衡圖提供相應(yīng)數(shù)值的對(duì)比結(jié)果?？梢钥闯?本文方法計(jì)算得到的機(jī)組性能參數(shù)與機(jī)組設(shè)計(jì)參數(shù)非常接近,所有工況下的誤差均小于1%,滿足工程計(jì)算要求。

圖10 超超臨界機(jī)組100%THA工況熱力系統(tǒng)模型Fig.10 Thermal system model of an ultra-supercritical units (100%THA)

表3 各工況經(jīng)濟(jì)性計(jì)算結(jié)果與熱平衡圖結(jié)果的對(duì)比

表4為不同工況下顆粒分離及蒸汽回收工藝經(jīng)濟(jì)性情況?？梢钥吹?引入本文提出的顆粒分離和蒸汽回收工藝,不同工況下對(duì)機(jī)組熱耗和功率的影響均在0.2%以內(nèi)。在最佳抽汽比M=0.5%工況下,引入顆粒分離系統(tǒng)對(duì)機(jī)組熱力系統(tǒng)熱耗和效率的影響均小于0.1%。因此,可以認(rèn)為,相比顆粒分離結(jié)構(gòu)的收益,引入分離結(jié)構(gòu)對(duì)整個(gè)機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性影響可以忽略。

表4 不同工況下顆粒分離及蒸汽回收工藝經(jīng)濟(jì)性計(jì)算

4 結(jié) 論

(1)氧化皮顆粒被主蒸汽攜帶進(jìn)入蒸汽管道彎管后,受離心力作用,所有尺寸顆粒均會(huì)向管道壓力面貼近集中。顆粒尺寸越大,彎管的曲率半徑越大,蒸汽參數(shù)越低,氧化皮顆粒在彎管出口截面上就越集中,越貼近管道下壁面運(yùn)動(dòng)。

(2)當(dāng)輸送氧化皮顆粒的抽汽占比M=0.50%時(shí),分離裝置對(duì)100 μm以上大尺寸氧化皮固體顆粒的分離效率達(dá)到90%以上,分離裝置對(duì)主蒸汽產(chǎn)生的壓力損失約為21 kPa。綜合考慮分離裝置分離性能和壓損特性,確定M=0.50%為最佳分離工況點(diǎn)。

(3)提出將分離后的汽固兩相混合物凈化后,輸送至最高參數(shù)的高加加熱器的蒸汽回收利用方案。通過(guò)熱力系統(tǒng)建模和經(jīng)濟(jì)性計(jì)算,證實(shí)不同負(fù)荷工況下顆粒分離和蒸汽回收工藝對(duì)機(jī)組熱耗和功率的影響均在0.2%以內(nèi)。在最佳抽汽比M=0.5%工況下,引入顆粒分離系統(tǒng)對(duì)機(jī)組熱力系統(tǒng)熱耗和效率的影響均小于0.1%。

下一步將重點(diǎn)關(guān)注顆粒捕集結(jié)構(gòu)在蒸汽管道內(nèi)安裝或加工工藝、結(jié)構(gòu)可靠性以及各系統(tǒng)之間的運(yùn)行匹配特性,如用特制的雙層直管段結(jié)構(gòu)替代顆粒導(dǎo)流板與直管段的組合結(jié)構(gòu),確保分離結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和剛度。通過(guò)排汽配管閥門定時(shí)控制彎管顆粒分離器的開(kāi)啟和關(guān)閉,進(jìn)一步提高顆粒分離器的綜合經(jīng)濟(jì)性。