33－超临界汽轮机固体颗粒侵蚀分析研究－55
超临界机组汽轮机固体颗粒侵蚀的分析争辩 李续军1
刘志江 1
戴丽萍 2
俞茂铮 2
(1 西安热工争辩院有限公司，陕西 西安 710032 ； 2 西安交通高校，陕西 西安 710042)
摘 摘
要 要 ：
文章简介了超临界机组汽轮机固体颗粒的起因，接受数值方法对超临界汽轮机机组调整级和中压第一级喷嘴内的固体颗粒运动特性进行了计算，依据固体颗粒撞击叶片的位置、速度与撞击角度以及材料的抗冲蚀性能，综合分析了喷嘴的冲蚀机理与冲蚀特性，并阐明利用气动设计方法和表面强化手段降低冲蚀的基本原理，提出了降低汽轮机固体颗粒侵蚀的措施和途径。
关键词：固体颗粒；喷嘴；数值计算；方法
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概述 超临界汽轮机发电技术是我国电力工业进展的一个重要方面，我国超临界国产化 600MW机组依托工程华能沁北电厂一期工程 1 号和 2 号机组已经完成启动调试工作，分别于 2004 年12 月相继投入商业运行。依据国外超临界汽轮机的运行阅历，汽轮机尤其是超临界压力汽轮机通流部分高、中压级的喷嘴、动叶片及主蒸汽阀、旁路阀经常会发生固体颗粒侵蚀(SPE) 损伤。固体颗粒(粒子)侵蚀是指由锅炉过/再热器及主蒸汽管道内剥落下来的氧化垢层，这些坚硬的固体颗粒随蒸汽一起进入汽轮机，侵蚀通流部分的喷嘴、动叶片。固体颗粒的侵蚀导致汽轮机通流效率降低，功率下降，检修周期缩短，修理费用上升。为此，国外制造厂接受了叶片的气动抗冲蚀设计与表面强化两种方法改善叶片的抗冲蚀性能，取得了显著效果。
由于我国超临界容量机组进展得较晚，很有必要认真争辩分析超临界汽轮机的 SPE 问题，吸取国外在解决 SPE 过程中积累的成功阅历和教训，这对我国顺当进展超临界机组有着格外重要的意义。
1 1
固体颗粒的来源 [1] [2] [3] 4]
固体颗粒的形成主要是由锅炉过/再热器及主蒸汽管道内氧化垢层剥落所形成。而过热蒸汽管道内氧化膜的形成分为制造加工和运行后两个阶段。
过热器管制造加工过程中氧化层的形成是在 570℃以上的高温制造条件下，由空气中的氧和金属结合形成的。该氧化层分三层，由钢表面起向外依次为 FeO、Fe 3 O 4 ，Fe 2 O 3 ，如图 1。这试验结果表明，与金属基体相连的 FeO 层，其结构疏松，晶格缺陷多，当温度低于 570℃时，结构不稳定，会分解为 Fe 3 O 4 和 FeO，易造成氧化层的脱落，或在半脱落层部位下发生腐蚀。因此，在新锅炉投产前，确定要用蒸汽对过热器进行吹洗，将易脱落的氧化层颗粒冲掉，否则，在投运后，汽轮机会产生大量冲蚀坑。同时，炉管在投产前，也要对锅炉进行酸洗，洗去加工时形成的易脱落氧化层，然后重新钝化，以利在机组运行时形成良好的氧化层。
过热蒸汽管道内壁在运行后所形成的氧化膜是由水蒸气和铁形成的氧化膜，该膜分为二层，因此称为双层膜。内层称为原生膜(Topotactishe
schicht)，外层称为延长膜(Epitaktishe
schicht)，是由于铁离子向外集中，水的氧离子向里集中而形成的。内层的原生膜是水的氧离子对铁直接氧化的结果。其氧化铁结构由钢表面起向外依次为 Fe 3 O 4 、Fe 2 O 3 或 Fe 3 O 4 ，Fe 2 O 3 。如图 2 所示。从图中可以看到，二层中间的结合面是原来金属未氧化前的金属表面，因此这结合面下层的氧化铁是就地氧化的产物，这种氧化膜和金属的基体结合很牢固。
图 1
新管表面加工形成的氧化层
图 2 钢表面在蒸汽中氧化层的结构
运行后形成的氧化层，由于是在金属表面就地氧化形成的氧化膜，是结合比较牢固的双层膜，在开头运行阶段是薄而致密的，只有在有腐蚀介质和应力条件下才会被破坏。
1999 年美国 EPRI 对给水加氧是否引起过热器氧化皮的剥离问题进行了争辩，最终的结论是：不同的水工况对过热器管氧化膜剥离没有什么影响；过热器管氧化膜的剥离，主要是由于运行工况的条件，如超温存温度应力变化以及材料等方面因素造成的。
钢表面在蒸汽中生成氧化膜是个自然的过程。开头时，氧化膜形成很快，一旦形成后，进一步的氧化便慢了下来，与时间呈抛物线关系。但在某些不利的运行条件下，如超温存温度压力波动条件下，金属表面的双层膜就会变成了多层膜的结构，这时氧化和时间变成直线关系。起初双层膜先是变成两个双层膜，然后再进一步进展成为多个双层膜的多层氧化层结构，然后便会发生剥离。这种多层膜的形态如图 3。氧化层的剥离就发生在 2 和 3 之间(见图4)。剥离是因氧化膜与基体之间膨胀系数不同产生的应力作用而发生。机组在启动过程中负荷、温度和压力变化较大，氧化层剥离特殊简洁在机组停用后再次启动时发生。
图 3
钢在蒸汽中形成的多层氧化层
图 4
氧化层剥离位置的说明
氧化层剥离有两个条件：一是垢层达到确定厚度，不锈钢 0.10mm，铬钼刚 0.20～0.50mm，(运行 5 万小时即可达到)；二是温度变化幅度大、频度大。有关手册所列过热器、再热器管材钢的热膨胀系数一般为 16～20×10 -6 /℃，而 Fe 3 O 4 和 FeO·CrO 3 则分别为 9.1×10 -6 /℃和 5.6×10 -6 /℃。由于热膨胀系数的差异，当垢层达到确定厚度后，当温度发生变化，尤其是发生反复的或猛烈变化时，氧化层即很简洁从金属本体剥离。铬钼钢管氧化层，内外层同时剥离，剥离层厚度超过 0.2mm；不锈钢管只剥离 0.05mm 的外层。
再热器氧化层厚度和剥离程度不比过热器差。
从过热器和再热器管剥离的氧化层，很大一部分会被高流速的蒸汽携带出过热器和再热
器(末级过热器管内流速 19m/s，再热器 37m/s)，至调门以后或再经过喷嘴后，获得更大的速度，这些被携带的氧化层剥离物颗粒具有极大的动能，它们源源不断的撞击汽轮机叶片，使得汽轮机高压级和中压前几级叶片受到很大的损伤，损伤严峻时，前二级叶片会变小、损缺，降低机组出力。
工作温度高的高压级和中压前二级叶片，本身也存在着高温氧化层剥离问题，但来自过热器和再热器的剥离物颗粒对叶片的飞溅磨损显得危害更大。
2
超临界机组调整级和再热第一级固体颗粒冲蚀特性的数值计算[5][6]
2.1
流场和固体颗粒运动特性的计算方法 接受把握容积积分法和压力修正法，结合κ-ε湍流模型数值求解二维(对调整级)和三维(对再热第一级)稳态 N-S 方程组。相关争辩已对方程组及定解条件有具体论述，还依据现有叶栅气动特性试验资料考核了计算方法的有用性。
2.2
固体颗粒运动特性计算
在计算所得流场的基础上，接受离散颗粒轨迹模型计算固体颗粒的运动特性。即把流体相视作连续介质处理，把固体颗粒视为离散介质处理，颗粒运动的数学描述及处理方法接受拉格朗日方法，通过在已知气相流场中求解颗粒运动方程得到固体颗粒在气流中轨迹及其它运动参数。
依据调整级和再热第一级的蒸汽工作条件，固体颗粒在流场中所受各种作用力可只考虑惯性力和气流的粘性阻力，如将固体颗粒假设为球体，颗粒的运动方程可表示为: ) ( /p Du u F dt u dp? ? ?? ? ? 式中: u?表示气相速度， pu?表示固体颗粒速度，t－时间。F D 的表达式为: ? ?24Re 18D2p pDCdF?? 式中:
? 是气体的运动粘性系数， ? 是气体密度， ? p 是固体颗粒密度，pd是固体颗粒直径，Re 是相对雷诺数，阻力系数 C D 是 Re 的函数，可按常用关系式确定。固体颗粒反弹模型见图 5 所示，图中入射速度 u p1 与碰撞切面的夹角β1 为撞击角，反弹速度 u p2 与切面的夹角β2 为反弹角。氧化铁固体颗粒撞击 12Cr 调整级喷嘴和再热第一级叶片壁面后的反弹速度与方向角按如下近似关系计算：
u p2 /u p1 =1.0-2.03β 1 +3.32β 12 -2.24β13 -0.472β14 β 2 /β 1 =1.0+0.409β 1 -2.52β 12 +2.19β13 -0.531β14 式中 u p1 、u p2 、β 1 、β 2 分别为碰撞前后的速度和方向角(如图 5 所示)，角度单位为弧度。
0 20 40 60 80 100 1200510152025p 1p 04p 03p 02p 01p 0压力 （ Mpa）相
对 负
荷（ ％ ）
图 5
固体颗粒反弹模型
图 6
调整级喷嘴初、背压
图 7
固体材料冲蚀率
与负荷的近似关系曲线
与碰撞角的关系
2.3
计算参数
2.3.1 调整级与喷嘴的计算参数 调整级按四组喷嘴计算，分别由四个调整阀依次开启来把握流量。第一阀全开时，汽轮机负荷达到 50%设计负荷，其次阀和第三阀全开时，负荷分别为设计工况的 75%和 100%，第四阀为过载阀。图 6 表示各组喷嘴的初、背压与相对负荷的近似关系曲线。
喷嘴主要工作参数如下:栅距 t=0.0313mm，轴向宽度 B=0.070mm，安装角β b =56.49º。设计工况下蒸汽进口压力 p 0 为 25MPa，进口温度为 550º，出口背压 p 1 为 14.5 MPa，进口气流角为 90º。
2.3.2 再热第一级的计算参数 再热第一级热力设计参数为: 进口压力 p 0 为 5MPa，进口温度为 560º，出口压力 4.05 MPa。几何参数为:静叶轴向长度 B=79.8mm，安装角β 1 =45º，叶高 h=106mm，叶片数 z=60，节径d=1284mm；:动叶轴向长度 B=53.5mm，安装角β 2 =70º，叶高 h=110mm，叶片数 z=100，节径d=1285mm，动叶栅的旋转速度 n=3000r/min。
2.3.3 固体颗粒的尺寸大小选择 依据电厂的锅炉炉水和过热器疏水所含氧化物颗粒尺寸的测量结果，固体颗粒尺寸大多分布在 5～100μm 的范围内，故计算时分别取颗粒直径为 10μm、46μm 及 100μm 三种尺寸的固体颗粒进行计算。
2.3.4 固体材料冲蚀特性分析 氧化铁固体颗粒撞击喷嘴壁面的冲蚀率ε(单位质量固体颗粒冲蚀材料表面所去除的材料体积或质量)与固体颗粒的碰撞角β 1 和碰撞速度 u p1 有关。在 500℃下，氧化铁粒子对 12Cr的马氏体材料冲蚀的试验结果表明，在碰撞角为 30º左右时冲蚀率达到最大值，并且冲蚀量与碰撞速度的三次方到四次方成正比，典型的冲蚀率与碰撞角的关系如图 7 所示。依据喷嘴材料的抗冲蚀性能可知，喷嘴的气动设计应使固体颗粒撞击角避开 20º至 35º的高冲蚀区，同时还应当尽量降低固体颗粒的撞击速度和削减撞击颗粒的数量。
2.4
调整级固体颗粒运动特性与冲蚀特性的计算与分析
对调整级与喷嘴的固体颗粒计算了 10%、30%、50、100%额定负荷下 4 种工况 3 种尺寸颗粒的运动特性。
图 8 表示了所计算调整级设计工况下 3 种尺寸颗粒的运动轨迹。由图可见，由于颗粒惯性的作用，固体颗粒会撞击到压力面上，在壁面上反弹后穿过通道。固体颗粒尺寸越小，其
轨迹偏离流道迹线的程度越小，撞击压力面的位置也越接近喷嘴出口。
图 9 表示了 10%负荷下 3 种尺寸颗粒的运动轨迹。将图 8 和图 9 相比较可以看出， 10%负荷下固体颗粒的碰撞位置要比设计下的固体颗粒碰撞位置移前，而且固体颗粒轨迹比较分散，这是由于 10%负荷下气流对固体颗粒的作用力显著小于设计工况的。此外，还可以看出， 10%负荷下固体颗粒的碰撞角和反射角均大于设计工况。
(a) pd ＝10 μm
(b) pd ＝46 μm
(c) pd ＝100 μm
图 8
设计工况下固体颗粒的运动轨迹
(a) pd ＝10 μm
(b) pd ＝46 μm
(c) pd ＝100 μm
图 9
10%负荷下固体颗粒的运动轨迹 图 10 表示了 10%、30%、50%、100%设计负荷下不同尺寸固体颗粒碰撞壁面时的碰撞速度与轴向位置的关系。由图可见，碰撞速度随着轴向距离的增加而增大，随着颗粒尺寸的增大而削减；负荷对碰撞速度的影响也是很显著的。10%负荷下固体颗粒的速度明显小于其它工况，由于这时喷嘴的焓降最小，气体速度低，蒸汽密度比较小，气流对固体颗粒的夹带作用也比较小。50%负荷下固体颗粒速度稍大于 30%和 100%，这是由于此时一阀全开，焓降达到最大值。从碰撞速度对冲蚀率的影响可以确定，压力面出口边缘最简洁受到侵蚀，而且 50%负荷下最为不利。
图 11 表示了 4 种工况下不同尺寸固体颗粒第一次与壁面发生碰撞时的碰撞角随轴向距离的变化曲线。由图可知，轴向位置、固体颗粒大小和负荷对碰撞角均有显著影响。碰撞角随轴向距离和固体颗粒尺寸的增大而增大。50%负荷下固体颗粒的碰撞角最小，负荷在 10%到 50%范围变化时，碰撞角渐渐变小，负荷在 50%到 100%范围变化时，碰撞角略有增大，缘由与速度变化的缘由类似。50%负荷下，喷嘴焓降大，气体速度高，密度大，气流对固体颗粒的夹带作用力较大，因而粒子轨迹更接近流线，碰撞角较小。从碰撞角对冲蚀率的影响来看， 低负荷工况下压力面出口边缘最简洁受到侵蚀，因此这时的碰撞角格外接近最大冲蚀率所对应的30º碰撞角。此外还可以看出，轴向距离相同的位置上，大于 46μm 固体颗粒的碰撞角相差不多，小于 46μm 的固体颗粒的碰撞角相差较大。尺寸在 46μm～100μm 范围内的固体颗粒的碰撞角在相对轴向距离 0.8 四周大多落在 20º～35º之间的高冲蚀率区，因此碰撞角度落在高冲蚀区是较大尺寸的固体颗粒简洁造成冲蚀的重要缘由。
0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0100200300400500相
对 轴 向
位
置 （ X/B）
10um 46um 100um 拟 合
曲 线碰 撞
速 度 （ m/s）
0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0100150200250300350400450500相
对 轴 向
距 离（ X/B）
10um 46um 100um 拟 合
曲 线碰 撞
速 度 （ m/s）
(a)
10%负荷
(b)
30%负荷
0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0100150200250300350400450相
对 轴 向
距 离（ X/B）
10um 46um 100um 拟 合
曲 线碰 撞 速 度 (m/s)
(c)
50%负荷
(d)
...