超临界机组深度调峰工质流动不稳定试验与理论计算
0 引 言
随着新能源快速发展,火力发电行业受到巨大冲击。因火电系统具备优良特性,可弥补新能源发电时空分布不均等缺陷。火电机组深度调峰受到电力行业广泛关注。深度调峰意味着火电机组需在满负荷或高负荷工况快速降至低负荷工况下运行,极大影响系统经济性与安全性[1-5]。因此,机组设计过程中要特别注意低负荷工况下管内水动力不稳定的问题。
从本质上讲,流动不稳定性问题是因受热管道内工质干度变化而引起管内汽水质量流量、压力、压降等参数震荡的现象。根据已有研究,可将管内水动力不稳定问题分为静态不稳定和动态不稳定[6-7]。静态不稳定性多发生在系统静态水动力特性曲线的负斜率区段。在系统稳定运行过程中,同一压降参数下流量可能发生阶跃,甚至流动方向改变,也称为系统水动力的多值性[8]。动态不稳定性按照产生机理主要分为沸腾起始点脉动、压力降型脉动、密度波型脉动和热力型脉动4种常见形式[9-10]。研究表明,受热管段的动态不稳定性主要与质量流速、入口过冷度、上游可压缩容积等参数有关。
现阶段,超临界锅炉水冷壁主要有螺旋管圈和垂直管圈2种形式。螺旋管圈水冷壁管能有效减弱炉内热偏差对工质受热不均的影响,但存在结构复杂、安装和检修困难等缺点[11-12]。垂直上升管水冷壁工质侧蒸发点随热负荷分布与机组功率的改变而移动,能更快调节机组出力。但垂直上升管工质侧水动力特性较复杂,易受运行压力、热流密度等条件影响,因此,在设计安装过程中要注意其流动不稳定问题[13-14]。WANG等[15-17]通过西安交通大学高温高压试验台开展试验研究不同参数下倾斜管和并联双管中的流动不稳定性。
超临界锅炉机组深度调峰的速度需考虑系统各设备间的适应性、经济性与稳定性。目前由于试验条件限制,无法深入研究深度调峰速度,因此仅研究超临界锅炉在深度调峰低负荷运行工况下,倾斜管内工质脉动的规律,寻求利于提高螺旋管圈水冷壁内工质流动稳定的条件,为工程实际问题优化改进提供试验和理论依据。此外,建立简化的一维流动通道模型,基于时域法分析,采用Fortran语言编写了符合超临界机组低负荷运行时垂直上升受热管不稳定性计算的程序;由不稳定性计算程序对试验段计算结果进行对比分析。通过程序计算结果,可初步判断超临界机组低负荷运行工况下的受热管段是否发生脉动,为工程实践中机组的安全稳定运行提供理论基础。
1 试验装置与参数
针对某超临界机组锅炉,按照变压运行方式设计,带基本负荷并参与调峰。锅炉机组采用定-滑-定运行或纯滑压运行方式,定-滑-定运行的变压运行范围按30%～90% BMCR;定压运行范围按0～30% BMCR和90%～100% BMCR。纯滑压运行方式变压运行范围按30%～100% BMCR。
西安交通大学超超临界机组锅炉水冷壁水动力不稳定性试验系统如图1所示。试验针对锅炉深度调峰即0～30% BMCR负荷下水冷壁内工质流动不稳定进行研究。水冷壁内工质质量流速见表1。
表1 水冷壁内工质质量流速分布
Table 1 Mass velocity distribution of working fluid in water wall
图1 水动力不稳定性试验系统
Fig.1 Hydrodynamic instability experimental system
试验系统中循环水从水箱中流出,经过滤净化后由高压柱塞泵升压至试验所需压力。其中部分循环工质经旁路系统回到水箱中,以满足试验过程中流量和压力的调节需要。另一部分主流水经过流量计和调节阀进入预热段,被加热至试验所需入口状态参数后,根据试验需要经过或不经过脉冲箱,进入试验段。试验段通过电加热方式,模拟周向均匀加热形式,将试验段中水进一步加热至汽液两相状态,甚至完全过热态。此外,整个系统中装设流量计、压力计、热电偶等测点,保证流量、压力、温度的实时监测。
水动力不稳定性试验系统中试验段结构示意如图2所示。试验段总长为12.75 m,倾斜布置,共包括4个加热段,其中每个加热段长3 m,加热段之间通过长度250 mm的绝热管连接。各加热段进、出口处安装有NiCr-NiSi铠装热电偶测量工质温度。试验段进、出口处装有取压环室,测量试验段进、出口压力及总压降。在试验段外壁每个加热段上,每隔一定距离取一截面,其上布置壁面热电偶,实时监测试验段外壁温度。
图2 试验段结构示意
Fig.2 Structure diagram of the test section
2 倾斜管试验结果与分析
动态不稳定中的热力型脉动较复杂,多为其他3种脉动形式的叠加,因此本节主要研究沸腾起始点脉动、压力降型脉动和密度波型脉动的规律。试验工况见表2。超临界锅炉在30% BMCR负荷条件下螺旋管中工质质量流速为709 kg/(m2·s)(表1),试验中设定倾斜受热管中工质质量流速为350～450 kg/(m2·s),相较实际运行参数降低约35%,与低负荷工况运行参数较接近,满足试验与实际运行条件间的安全裕量。
表2 试验工况
Table 2 Test condition data
注:P为运行压力;G为工质质量流速;Ps/Pe为上游可压缩容积;ΔT为入口过冷度。
2.1 沸腾起始点脉动
不稳定性试验中,倾斜管试验段流体吸热充分的条件下,出口流体开始沸腾,则在试验段内因气泡的产生与发展而导致流体质量流速G、压力P和压降ΔP的脉动称为沸腾起始点脉动。研究表明,沸腾起始点脉动多发生于低负荷工况、回路循环水干度较小的区域;随着机组运行工况的提高,受热管吸热量增大,沸腾起始点脉动逐渐向回路入口端移动,脉动逐渐消失。
初始试验工况压力P=6 MPa时,沸腾起始点脉动参数变化较明显。因此,控制试验压力不变,调整G、ΔT等参数,研究其对沸腾起始点脉动的影响规律。初始试验工况压力P=6 MPa、ΔT=50 ℃下,不同质量流速对沸腾起始点脉动的影响如图3所示。
图3 不同质量流速条件下沸腾起始点脉动曲线
Fig.3 Variation of the onset of nucleate boiling oscillations with different mass flow rates
结果表明,在相同压力、相同入口过冷度条件下,质量流速越大,回路工作压力偏差越小,进出口压降脉动变化趋势相近,质量流量脉动周期减小、脉动幅度增大。此外,在其他条件相同的前提下,回路质量流速越大,单位时间内冲刷受热管的工质越多,对受热管的冷却效果越好,更不易发生流动停滞,有利于提高回路的稳定性。
初始试验工况压力P=6 MPa、G=350 kg/(m2·s)时,不同入口过冷度对沸腾起始点脉动的影响如图4所示。
图4 不同入口过冷度条件下沸腾起始点脉动曲线
Fig.4 Variation of the onset of nucleate boiling oscillations with different inlet subcooling
由图4可以看出,在相同压力、相同质量流量条件下,随入口过冷度增大,单相区变长,导致混合物密度增大,回路工作压力偏差减小,进出口压降脉动幅度减小,而质量流速脉动的幅度增大,周期变化不明显。
通常,入口过冷度越大,脉动现象越不明显,系统越稳定;但有研究表明,在某些工况下,脉动幅度会随入口过冷度的增加先增大后减小[7]。这是由于入口过冷度增大,回路单相区段变长,稳定性增强;同时回路含汽率减小,两端压降降低,稳定性减弱。因此,入口过冷度变化对沸腾起始点脉动具有双重影响。
2.2 压力降型脉动
WANG等[15]研究了压力降型脉动的变化规律,结果表明在其他条件相同时,系统运行压力越大,热流密度越小,质量流速越大,上游可压缩容积越小,试验段压力降型脉动的幅度和周期越小,越有利于系统稳定运行。
初始试验工况压力设置为P=5 MPa、G=350 kg/(m2·s)、ΔT=50 ℃、Ps/Pe=1/3条件下得到的试验段压力降型脉动曲线如图5所示,可知压力降型脉动是一种复杂的复合型脉动现象。从总脉动趋势看,回路质量流量、压降呈同相脉动,而与系统压力呈反相脉动,且脉动周期基本一致。
图5 试验段压力降型脉动曲线
Fig.5 Pressure drop oscillation curves of test section
2.3 密度波型脉动
密度波型脉动一般在压力降型脉动基础上发展而来,发生时受热管热流密度较大。初始试验工况压力P=5 MPa、G=400 kg/(m2·s)、Ps/Pe=1/4时,不同入口过冷度对密度波型脉动的影响如图6所示。其他条件相同时,随入口过冷度增大,系统工作压力偏差和脉动周期减小,进出口压降脉动的幅度和周期增大,质量流速脉动的幅度减小而脉动的周期增大。因此,入口过冷度对系统稳定性的影响规律并不单一,同时还受上游可压缩容积参数双重作用的影响[9,15]。
图6 不同入口过冷度条件下密度波型脉动曲线
Fig.6 Variation of the onset of density wave oscillations with different inlet subcooling
G=350 kg/(m2·s)、P=6 MPa、ΔT=50 ℃时,不同上游可压缩容积对密度波型脉动的影响如图7所示。可知可压缩容积对密度波型脉动的周期影响较小,而对脉动幅度影响较大。结果表明,其他条件相同时,系统上游可压缩容积越小,回路工作压力、进出口压降和质量流速的脉动幅度越小,说明试验段的水动力稳定性越好。可压缩容积越大,密度波脉动幅度越大,导致管内工质温度和壁温的脉动幅度同向增大,使流动系统的工作条件恶化,加剧系统水动力的不稳定性。此外,从脉动趋势看,密度波型脉动的系统压力与回路进出口压降呈反相脉动,而与管内质量流速呈同向脉动。
图7 不同可压缩容积条件下密度波型脉动曲线
Fig.7 Variation of the onset of density wave oscillations with different compressible volume
王思洋等[10]采用均相模型,使用多重回归线性拟合方法推导出判别流动脉动无量纲形式的经验关联式。其中,压力降型脉动经验判别式为
(1)
密度波型脉动的经验判别式为
(2)
式中,Δh为试验段内工质焓增,kJ/kg;r为工况压力下工质的汽化潜热,kJ/kg;G为试验段内工质质量流速,kg/(m2·s); g为试验当地的重力加速度,m/s2;D为试验段管内径,m;ρl、ρg分别为工况压力下饱和水密度、饱和蒸汽密度,kg/m3;Δhi为试验段入口工质欠焓,kJ/kg;ΔP为受热管进出口间压降,kPa。
P=5～6 MPa、ΔT=30～70 ℃、G=350～450 kg/(m2·s),试验参数均在无量纲判别式适用范围内。将试验数据代入经验判别式中,对于压力降型脉动,式(1)计算结果与试验数据的均方差在15.9%内;对于密度波型脉动,式(2)计算结果与试验数据的均方差在17.2%以内,与试验结果一致,可将上述经验判别式作为螺旋管内流动脉动是否发生的依据。
3 垂直上升管流动不稳定性计算结果分析
为分析不同几何结构、不同工作条件下超临界锅炉垂直上升受热管内的流动不稳定性,建立了简化的一维单通道垂直上升受热管模型,编写回路流动不稳定性的计算程序。以时域法求解离散方程的方法,分别求解回路的稳态与非稳态特性,仅通过数值计算结果即可分析受热管的流动不稳定性,为实际工程应用提供参考与依据。该方法适用于求解一维单通道垂直上升受热管的流动不稳定性。控制方程、离散方法、求解步骤及模型验证内容参考文献[18-19]。
超临界机组深度调峰低负荷工况下,系统工作压力较低,通常保持不变或波动较小,影响受热管内流动不稳定性的因素主要为受热管外的热负荷即回路热流密度q及管内工质的质量流速M。取一典型不稳定性垂直上升受热管计算回路,针对热流密度与工质质量流速2个参数分别计算分析。本模型计算工况与前述试验工况一致,设定P=5.0 MPa、ΔT=50 ℃,管段与水平方向夹角为90°,工质垂直向上流动,符合超临界锅炉低负荷在0～30% BMCR工况范围内运行的参数条件。不稳定性计算回路的几何尺寸和工况数据见表3。
表3 计算回路几何尺寸和工况数据
Table 3 Data of geometry and working conditions of calculation loop
3.1 热流密度的影响
热流密度对计算回路进、出口质量流量变化趋势的影响如图8所示。
图8 不同热流密度条件下回路进、出口质量流量变化
Fig.8 Variation of mass flow rates at the inlet and outlet of the loop at different heat flux
根据试验段参数,在该部分计算中,取回路质量流量M=0.14 kg/s,热流密度取值按照由小到大依次为Q1=36.747 kW/m2、Q2=55.120 kW/m2、Q3=61.244 kW/m2、Q4=63.694 kW/m2,分别得到回路稳定型、收敛型、等幅振荡型和发散型进、出口质量流量随时间的变化趋势。
由图8可知,随热流密度增大,回路进、出口质量流量脉动逐渐加剧。图8(a)中低热流密度条件下施加热负荷扰动,回路进、出口质量流量波动很小,脉动幅值偏差为3.16%,且在75 s后进、出口流量稳定不再波动,说明该热负荷下回路较稳定。图8(b)中热流密度条件下,回路进、出口流量呈反相脉动,脉动幅值偏差为11.45%;但脉动随时间逐渐减小,最终仍会衰减到稳定状态的初始值。图8(c)中回路进、出口流量在热负荷扰动撤去后仍保持一定周期和幅度脉动,且脉动幅值不随时间衰减。说明Q3=61.244 kW/m2为该回路在此工况下的临界热流密度,低于此热流密度时回路保持稳定或经一段时间的震荡后收敛于稳定状态。进口流量脉动幅值偏差为18.14%,出口流量脉动幅值偏差为6.12%,且二者之间呈反相脉动。图8(d)中回路进、出口流量扰动撤去后脉动均随时间逐渐增大。此工况下的回路流动不稳定,不仅影响回路稳定性,且流量脉动易引起受热管壁温震荡,导致金属疲劳,影响系统安全。
3.2 质量流量的影响
管内质量流量对计算回路进、出口质量流量变化趋势的影响如图9所示。
图9 不同质量流量条件下回路进、出口质量流量变化
Fig.9 Variation of mass flow rates at the inlet and outlet of the loop at different mass flow
根据试验段参数,在该部分计算中,取受热管热流密度Q=61.244 kW/m2,回路质量流量的取值按照由大到小依次为M1=0.240 kg/s、M2=0.150 kg/s、M3=0.140 kg/s、M4=0.135 kg/s,分别得到回路稳定型、收敛型、等幅振荡型和发散型进、出口质量流量随时间的变化趋势。
由图9可知,随质量流量减小,回路进、出口质量流量的脉动逐渐加剧。图9(a)中高质量流量条件下施加热负荷扰动,回路进、出口质量流量波动值很小,脉动幅值偏差为4.01%,80 s后进、出口流量恢复到初始值,说明该质量流量下回路较稳定。图9(b)中质量流量下,回路进、出口流量呈反相脉动,脉动幅值偏差为14.08%;但脉动幅值随时间逐渐减小,流量最终衰减至稳态的初始值。图9(c)中回路进、出口流量在热负荷扰动撤去后仍保持一定周期和幅度脉动,且脉动幅值不随时间衰减。说明G=6.96 kg/(m2·s)为该回路在此工况下的临界质量流速,高于此质量流速时回路保持稳定或经一段时间震荡后收敛于稳态。进口流量脉动幅值偏差为18.14%,出口流量脉动幅值偏差为6.12%,且二者呈反相脉动。图9(d)中回路的进、出口流量在扰动撤去后脉动均随时间逐渐增大。因此,该质量流速下此回路的流动状态不稳定,易发生脉动,引起受热管壁温震荡,导致金属疲劳,影响系统安全。
通过时域分析方法可研究振荡周期和混沌等非线性效应,但在研究不稳定性边界方面存在一定缺陷;因此,在垂直上升受热管研究中常采用无量纲参数Nsub和Npch作为两相流流动不稳定性边界的判定条件。
(3)
(4)
其中,hf、hg分别为试验工况压力下饱和水比焓、饱和蒸汽比焓,kJ/kg;hin为入口工质比焓,kJ/kg;vf、vg分别为工况压力下饱和水、饱和蒸汽的比容,m3/kg;q为试验段热流密度,kW/m2;H为受热段长度,m;L为流道长度,m;ρf为工况压力下饱和水密度,kg/m3;w0为工质流速,m/s;A为流道面积,m2。将本章时域分析的工况条件代入式(3)、(4)中,该条件下计算得到无量纲参数Npch=9.548,Nsub=4.307,与相近工况(P=7 MPa)下得到的不稳定性边界无量纲参数 (Npch=9.0,Nsub=4.3)相近[20]。
4 结 论
1)倾斜受热管试验表明,提高运行压力、质量流速等参数能削弱管内工质的流动脉动,设计时应适当提高超临界锅炉深度调峰0～30% BMCR低负荷时的运行压力和质量流量等参数。入口过冷度和上游可压缩容积对沸腾起始点脉动和密度波型脉动的影响较复杂。一般情况下,入口过冷度越大,上游可压缩容积越小,脉动现象越不明显,系统越稳定,因此,低负荷工况下适当提高工质入口过冷度利于提升系统稳定性。
2)采用流动不稳定性计算程序,针对典型垂直上升受热管计算模型,施加1.02倍热负荷扰动,改变回路热流密度Q和质量流量M,计算回路进、出口流量随时间的变化情况,分析其对回路不稳定性的影响规律。结果表明,可通过模型计算得出的回路进、出口流量变化分析回路的稳定性能,从而得到回路的临界参数值,为低负荷工况下受热管的安全工作提供理论依据。
3)超临界机组深度调峰0～30% BMCR低负荷工况下螺旋管和垂直上升管内的流动不稳定性可通过无量纲判别式判定。螺旋管圈内工质流动不稳定可通过流动脉动无量纲形式的经验关联式判定。深度调峰低负荷工况下垂直上升管内工质的流动不稳定性可由Nsub和Npch判定。
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