高效宽负荷率超超临界锅炉垂直管圈水冷壁在低质量流速下的传热特性

王思洋， 王文毓， 沈 植， 聂 鑫， 杨 冬， 宋宝军， 贾培英

(1.西安交通大学 能源与动力工程学院，动力工程多相流国家重点实验室， 西安 710049；2.哈尔滨锅炉厂有限责任公司 高效清洁燃煤电站锅炉国家重点实验室， 哈尔滨 150046)

高效宽负荷率超超临界锅炉垂直管圈水冷壁在低质量流速下的传热特性

王思洋1， 王文毓1， 沈 植1， 聂 鑫1， 杨 冬1， 宋宝军2， 贾培英2

(1.西安交通大学 能源与动力工程学院，动力工程多相流国家重点实验室， 西安 710049；2.哈尔滨锅炉厂有限责任公司 高效清洁燃煤电站锅炉国家重点实验室， 哈尔滨 150046)

在压力p=21～29.8 MPa、质量流速G=600～1 100 kg/(m2·s)、热负荷q=330～793 kW/m2工况范围内，对低质量流速优化内螺纹管的传热特性进行了实验研究，并根据实验数据得到了近临界压力区和超临界压力区的传热实验关联式.结果表明:在近临界压力区，亚临界部分的传热特性好于超临界部分的传热特性，质量流速增大能推迟传热恶化，热负荷增大则使传热恶化提前发生，内螺纹管抑制膜态沸腾(DNB)的能力有所减弱；在超临界压力区，压力越低，大比热容区内强化传热作用越显著，在其他条件一定时，超临界水的热物性变化对管内传热的作用由质量流速和热负荷共同决定；质量流速不变，继续增大热负荷，大比热容区内的传热将由强化转变为恶化.

高效宽负荷率； 超超临界锅炉； 内螺纹管； 传热特性； 低质量流速； 热负荷

由于低质量流速垂直上升内螺纹管水冷壁技术的成功应用，超临界循环流化床(CFB)锅炉自投运以来就表现出优越的性能。当下，超超临界参数的CFB锅炉已成为主要的发展方向[1-3]。低质量流速垂直上升内螺纹管水冷壁技术也可以广泛应用到超超临界CFB锅炉和超超临界煤粉锅炉中.

近年来，超临界、超超临界机组也面临很大的调峰任务.运行实践表明，调峰深度越大，超临界、超超临界机组的效率和经济性下降越多，抵消甚至削弱了超临界、超超临界参数机组优点.因此，开发高效宽负荷率的超超临界机组成为当前新能源科技亟待解决的问题.我国电网负荷的现状表明，低质量流速垂直上升内螺纹管水冷壁技术是高效宽负荷率的超超临界锅炉水冷壁受热面优化设计的一个重要选择.但是，将该技术应用到超临界、超超临界锅炉中，尤其是煤粉锅炉中，则可能带来诸多不利影响，随着质量流速减小，浮力作用显著，增大了传热恶化发生的可能性，单管吸热能力减弱，在热负荷高的局部管壁处容易引发超温问题[4-5].因此，需要在更宽广的负荷范围内对低质量流速垂直内螺纹管的传热特性进行实验研究，以确定其临界热负荷与界限质量流速的大小，保证超临界、超超临界锅炉的安全运行，为高效宽负荷率的超超临界锅炉水冷壁受热面优化设计提供参考.

与光管相比，内螺纹管能够有效抑制膜态沸腾(DNB)，维持核态沸腾达到更高的干度.但随着压力逐渐升高至临界值，内螺纹管抑制DNB的能力不再显著[6-8].另外，内螺纹管的结构参数(如螺纹高度、管径和螺旋升角等)在很大程度上决定了其强化传热能力[8-9].在超临界压力下，大比热容区内发生传热强化还是传热恶化往往随实验条件变化.目前得到普遍认同的观点是超临界压力下传热强化(或传热恶化)主要是由于超临界水的热物性在大比热容区内发生剧烈变化，导致超临界水的密度和黏度等在径向产生很大的梯度变化而引起异常传热现象[9-11].但目前仍没有普遍适用且有足够精度的传热系数计算关联式.

综上可知，在近临界压力区，内螺纹管抑制DNB的能力减弱.不同结构参数的内螺纹管需要通过实验来确定其强化传热特性以及抑制DNB的效果.在超临界压力区，大比热容区内传热系数的计算仍需要根据实验数据拟合关联式来完成.根据实验数据得到临界热负荷与传热系数的经验关联式，可以作为超超临界锅炉优化设计与运行的参照.笔者以高效宽负荷率超超临界锅炉为研究对象，对优化内螺纹管在低质量流速下的传热特性进行了实验研究.

1 实验系统及方法

实验的回路系统如图1所示.采用电加热方式，工质为去离子水.实验段为优化的六头内螺纹管，外径为35 mm，壁厚为5.67 mm，平均内径为21.1 mm，长2 000 mm，材质为15CrMoG.表1为该内螺纹管的结构参数.实验段结构与温度、压力测点的布置如图2所示.

图1 垂直上升内螺纹管传热实验系统

采用固定实验段的压力、质量流量和热负荷，不断增加预热段加热功率的方法来进行实验，即不断提高实验段进口的工质温度和增大比焓，直到实验段某个截面处发生传热恶化或实验段出口的工质达到一定的过热度，可认为完成了一个实验工况.每完成一个实验工况就改变参数，即可获得不同参数条件下的实验数据.

表1 内螺纹管结构参数

图2 实验段结构及测点布置

2 实验结果与分析

2.1 近临界压力区的传热特性

2.1.1 压力影响

图3给出了近临界压力区压力p对内螺纹管内壁温度twi和传热系数α的影响，其中h为工质的比焓，G为工质的质量流速，q为热负荷.内螺纹管的内壁温度按照马可罗林级数法[12]由外壁温度计算得到.从图3可以看出，在低焓值区和高焓值区，2个工况下内壁温度和传热系数十分接近，而在1 600～2 400 kJ/kg比焓区间，近临界压力区亚临界部分的传热特性好于其超临界部分的传热特性，前者的内壁温度比后者低10 K左右，传热系数比后者大13 kW/(m2·K)左右.由此可见，在近临界压力区，亚临界部分的两相沸腾传热特性好于超临界部分的变物性强制对流传热特性.

图3 近临界压力区压力对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响

2.1.2 质量流速影响

图4给出了近临界压力区质量流速对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响，其中tb为工质的温度,x为干度.从图4可以看出，当工质比焓小于1 400 kJ/kg或大于2 400 kJ/kg时，质量流速增大，内螺纹管内壁温度显著下降，传热系数明显增大，如当工质比焓分别为1 150.9 kJ/kg和2 722 kJ/kg时，内壁温度分别降低了23.8 K和40.3 K，传热系数分别增大了2.4 kW/(m2·K)和1.1 kW/(m2·K).在两相区，由于内螺纹管的旋流作用，2个工况下均未发生DNB，而是在较高干度下发生了干涸.随着质量流速增大，临界干度值从0.65增大为0.72，表明增大质量流速推迟了干涸的发生.

图4 近临界压力区质量流速对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响

2.1.3 热负荷影响

图5给出了近临界压力区热负荷对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响.从图5可以看出，当热负荷为580 kW/m2时，内螺纹管在干度为0.68时发生干涸，传热系数的变化规律为几字形.随着热负荷增大为705 kW/m2，在干度为0.08时，内壁温度出现了较小的峰值，而当热负荷为793 kW/m2时，低干度下内壁温度飞升的现象更加明显，表明内螺纹管内发生了DNB.这是因为当热负荷较高时，在过冷沸腾区或低干度的核态沸腾区，由于管内壁面上的汽化核心密集，汽泡的脱离速度小于其生长速度，导致管壁上形成密集的汽泡层甚至形成连续的汽膜，阻碍了管内壁面与液态工质间的传热，使管内壁面得不到液态工质的冷却，从而导致内壁温度飞升，传热系数急剧减小.当热负荷从705 kW/m2增大到793 kW/m2时，发生DNB后的内壁温度飞升值也随之升高.从图5还可以看出，发生DNB后，内螺纹管的内壁温度开始下降，这说明近壁面处的密集汽泡层已被主流带走，使得壁面重新得到液态工质的润湿，内壁温度下降，传热系数有所回升.伴随着干涸的发生，内壁温度发生阶跃性升高，其上升速率随热负荷增大而加快.

图5 近临界压力区热负荷对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响

2.2 超临界压力区的传热特性

2.2.1 压力影响

图6给出了超临界压力区压力对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响，其中hpc为拟临界点处对应的工质焓值.从图6(b)可以看出，当工质比焓为1 402.3 kJ/kg、p=26 MPa时，内螺纹管的内壁温度为313.6 ℃，传热系数为9.9 kW/(m2·K)，p=29.8 MPa时内螺纹管的内壁温度为314 ℃，传热系数为10 kW/(m2·K)，说明压力对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响很微弱.当工质比焓为2 115.8 kJ/kg、p=26 MPa时内螺纹管的内壁温度为437.1 ℃，传热系数为12.5 kW/(m2·K)，p=29.8 MPa时内螺纹管的内壁温度升高为455.8 ℃，传热系数减小为10.7 kW/(m2·K)，即在相同的质量流速和热负荷下，压力升高削弱了大比热容区内的传热能力，造成内壁温度升高.此外，在远离拟临界点的高焓值区，内螺纹管的内壁温度随工质比焓增加而显著升高，传热系数迅速减小至5 kW/(m2·K)左右，小于低焓值区的传热系数，说明拟临界点前的传热特性好于拟临界点后的传热特性.

对比图6中的内壁温度曲线，不难发现压力越低，拟临界点附近的内壁温度越低，曲线越平缓，传热系数越大.这是因为当压力升高并逐渐远离临界压力时，超临界水的热物性随温度变化的剧烈程度逐渐减缓，对管内传热的影响也随之减弱.

(a)G=1 000 kg/(m2·s)，q=605 kW/m2

(b)G=1 100 kg/(m2·s)，q=620 kW/m2

2.2.2 质量流速影响

图7给出了超临界压力区质量流速对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响.从图7可以看出，增大质量流速能够降低内壁温度、增大传热系数，有效改善管内传热特性.随着质量流速由1 000 kg/(m2·s)增大到1 100 kg/(m2·s)，在工质比焓分别为914.2 kJ/kg、1 903.3 kJ/kg和2 592.8 kJ/kg时，内壁温度分别从299.2 ℃、463.3 ℃和559.9 ℃降低到287.8 ℃、447.1 ℃和525.5 ℃，分别降低了11.4 K、16.2 K和34.4 K，传热系数则分别由8.3 kW/(m2·K)、8.7 kW/(m2·K)和4.7 kW/(m2·

图7 超临界压力区质量流速对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响

K)增大到9.6 kW/(m2·K)、10.9 kW/(m2·K)和5.7 kW/(m2·K).这主要是因为管内工质的湍流强度随质量流速增大而增强，再加上管内凹槽对边界层的破坏作用和螺旋槽道对近壁面工质的旋流作用，提高了边界层对数湍流区工质的湍流强度，因而强化了内螺纹管内壁面与工质之间的传热.

2.2.3 热负荷影响

图8给出了超临界压力区热负荷对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响.从图8可以看出，随着热负荷由620 kW/m2增大到745 kW/m2，在拟临界点附近的焓值区，内壁温度升高了25.8 K，传热系数峰值减小了2.3 kW/(m2·K).因此，假如热负荷继续增大，内螺纹管内将发生显著的传热恶化.对于管内垂直上升流动形式，边界层内工质的热加速方向与浮力方向相同导致的边界层层流化是引起传热恶化的主要原因.在一定的压力和管径条件下，当热负荷高、质量流速低时，近壁面工质的温度达到拟临界温度后，工质的密度会急剧减小，导致边界层内的工质膨胀加速，形成很强的浮力作用，造成管内径向速度梯度降低，部分湍动能转化为工质的动能，径向湍流强度减弱，管内壁面得不到中心低温流体的冷却，传热被削弱，直至发生恶化.因此，减小壁面热负荷是改善管内传热特性的一个有效途径.对于超临界CFB锅炉，由于炉内热负荷低且分布更均匀，其安全性比煤粉锅炉高.对于煤粉锅炉，由于炉内热负荷较高，应避免管壁超温的情况.

图8 超临界压力区热负荷对内螺纹管内壁温度和传热系数的影响

3 传热实验关联式

3.1 近临界压力区的传热实验关联式

参照文献[2]和文献[3]对实验数据进行整理，分别得到单相水、两相正常传热区和干涸后的传热实验关联式：

Nu=0.089 41Re0.681 06Pr0.967 41

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：Re为雷诺数；Pr为普朗特数；Nu为努塞尔数；Xtt为Martinelli数；x为蒸汽干度；ρ为工质的密度，kg/m3；μ为工质的动力黏度，Pa·s；λ为工质的导热系数，W/(m·K)；λcr为热力学临界点处的导热系数，取0.914 W/(m·K)；下标g表示汽相，l表示液相，tp表示汽液两相，w表示以内壁温度为定性温度.

式(1)、式(4)中Nu和式(2)中αtp/αl的平均相对误差分别为3.9%、8%和9.3%，适用范围为p=21～21.5 MPa，G=600～1 000 kg/(m2·s)，q=330～793 kW/m2.

在近临界压力区，内螺纹管分别发生了第一类和第二类传热恶化，通过整理实验数据得到临界干度xcr和临界热负荷qcr的计算关联式：

xcr=846.467 1q-0.382 19G0.240 92e-6.728(p/pcr)

(5)

qcr=8.654 87(pcr-p)0.259 04×G0.643 86(1-x)0.229 85

(6)

式(5)和式(6)中，xcr和qcr的平均相对误差分别为6.8%和7.9%，适用范围为p=21～21.5 MPa，G=600～1 000 kg/(m2·s)，q=330～793 kW/m2.

3.2 超临界压力区的传热实验关联式

由上文可知，内螺纹管在拟临界温度前后的传热情况有所不同，拟临界温度前的传热特性要好于拟临界温度后的传热特性，因此需要针对低焓值区和高焓值区的传热情况分别进行拟合.在大比热容区，由于超临界水的热物性发生剧烈变化，需要对其进行物性修正.

低焓值区(即拟临界温度前)的传热实验关联式为

(7)

高焓值区(即拟临界温度后)的传热实验关联式为

(8)

式中：v为工质的比体积，m3/kg；下标b表示工质.

式(7)和式(8)中，Nuw的平均相对误差分别为14.5%和6.2%，适用范围为p=22.5～32 MPa，G=600～1 300 kg/(m2·s)，q=330～745 kW/m2.

4 结 论

(1)在近临界压力区，亚临界部分的传热特性好于超临界部分的传热特性.质量流速增大能够改善传热特性，推迟传热恶化的发生.热负荷增大则使传热恶化提前.内螺纹管强化传热、抑制DNB的能力有所减弱，特别是高热负荷、低质量流速工况，极易在低干度区甚至过冷沸腾区发生DNB，此时热负荷越高，内壁温度飞升越高.但恶化后管内传热又发生好转，内壁温度降低，传热系数回升.

(2)超临界压力下，若发生传热强化，则压力越低，大比热容区内强化作用越显著，内壁温度曲线越平缓，传热系数峰值越大.在其他条件一定时，大比热容区内超临界水的热物性变化对管内传热的作用由质量流速和热负荷共同决定.质量流速增大可以改善管内传热特性.质量流速不变，继续增大热负荷，大比热容区内强化传热现象消失，传热系数逐渐减小，管内发生传热恶化.

(3)基于近临界压力区的数据，拟合得到了单相水、汽液两相常规换热、干涸后换热的传热实验关联式以及临界干度和临界热负荷的计算关联式.基于超临界压力区的数据，拟合得到了低焓值区和高焓值区的传热实验关联式.

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Heat-transfer Performance of Vertical Water Wall in an Ultra-supercritical Pressure Boiler with High Efficiency and Wide Regulation Load at Low Mass Flux

WANGSiyang1,WANGWenyu1,SHENZhi1,NIEXin1,YANGDong1,SONGBaojun2,JIAPeiying2

(1.State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering, School of Energy and Power Engineering, Xi'an Jiaotong University, Xi'an 710049, China; 2. State Key Laboratory of Efficient and Clean Coal-fired Utility Boilers, Harbin Boiler Co., Ltd., Harbin 150046, China)

Heat-transfer performance of an internally ribbed tube was experimentally studied at low mass flux under the condition ofp=21-29.8 MPa,G=600-1 100 kg/(m2·s) andq=330-793 kW/m2, following which relative heat-transfer correlations were derived by sorting out the experimental data in the near and super critical pressure region. Results show that in the near critical pressure region, where the capacity to restrain the DNB of rifled tube is weakened, heat-transfer performance in the subcritical part behaves better than that in the supercritical part; heat-transfer deterioration can be delayed by increasing the mass flux and lowering the heat flux. In the supercritical pressure region, the lower the pressure is, the stronger the heat-transfer enhancement would be in the large specific heat region; keeping all other parameters constant, the influence of thermal physical properties of supercritical water on the heat-transfer process would be significantly affected by both the mass flux and heat flux; continuously increasing the heat flux while keeping the mass flux unchanged, heat-transfer reduction would take the place of heat-transfer improvement in the large specific heat region.

high efficiency and wide regulation load; ultra supercritical pressure boiler; internally ribbed tube; heat-transfer characteristic; low mass flux; heat flux

2016-03-21

国家重点研发计划资助项目(2016YFB0600201)

王思洋(1989-)，男，山东济宁人，博士研究生，研究方向为多相流动与传热.电话(Tel.)：029-82668393； E-mail：1414581226@qq.com.

1674-7607(2017)02-0085-06

TK229.2

A 学科分类号：470.10