, 张扬1,2, 陈书洁1,2, 张缦1,2, 杨海瑞1,2 1. 清华大学 能源与动力工程系, 热科学与动力工程教育部重点实验室, 北京 100084;
2. 清华大学 能源与动力工程系, 电力系统及发电设备控制和仿真国家重点实验室, 北京 100084
收稿日期：2018-09-12
基金项目：“十三五”国家重点研发计划项目（2016YFB0600204）
作者简介：姚禹歌(1996-), 男, 博士研究生
通信作者：吕俊复, 教授, E-mail:lvjf@tsinghua.edu.cn
摘要：受热面管壁温度是反映锅炉安全的重要参数。在循环流化床（CFB）锅炉中，由于炉膛和流化床换热器中高浓度固体颗粒物对受热面的剧烈冲刷，故在壁温测量中，传统放置热电偶的方法不可用。该文提出了一种可以应用于CFB锅炉的受热面壁温测量的方法：热电偶熔敷埋设法，即将热电偶贴壁式放置在待测锅炉受热面壁面上，熔敷金属熔化后敷设在热电偶表面形成熔敷层。通过实验对于所述测温方法进行可行性验证，针对两种不同的熔敷金属形状，比较实际管壁温度和所提出方法的测量值，并给出了实际管壁温度的计算方法。结果表明：在不同工况下，两种熔敷金属形状的测量值与实际管壁温度的偏差分别在±3℃和±7℃之内，该方法可以应用于锅炉受热面壁温的测量。
关键词：管壁温度热电偶熔敷金属循环流化床锅炉
Experimental study of tube-wall temperature measurements in CFB boilers by embedding thermocouples using deposited metal
YAO Yuge1,2, Lü Junfu1,2
, ZHANG Yang1,2, CHEN Shujie1,2, ZHANG Man1,2, YANG Hairui1,21.Key Laboratory for Thermal Science and Power Engineering of Ministry of Education, Department of Energy and Power Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China; (;
2.State Key Laboratory of Control and Simulation of Power System and Generation Equipments, Department of Energy and Power Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China
Abstract: Heating surface tube-wall temperatures are key parameters for boiler safety. The high solids concentration in circulating fluidized bed (CFB) boilers complicates installation of thermocouples in the furnace or the fluidized bed heat exchanger. This paper describes a method for embedding thermocouples using deposited metal to measure the tube-wall temperatures in CFB boilers. The method was evaluated experimentally with two deposition shapes with the heat transfer between the thermocouple and the tube-wall analyzed to calculate the actual tube-wall temperature without the deposited metal. The results show that the differences between the measured and actual temperatures of the tube-wall without the deposited metal for the two deposition shapes were about ±3℃ and ±7℃ for various working conditions. Thus, this method can be applied to measure tube-wall temperatures in CFB boilers.
Key words: tube-wall temperaturethermocoupledeposited metalcirculating fluidized bed boiler
受热面管道超温爆管是锅炉运行中一类较为常见的故障。一旦锅炉受热面壁温超过金属材料的最大许用温度，则受热面管壁强度将大幅下降，极易失效甚至造成爆管事故。在超临界和超超临界循环流化床(CFB)锅炉中，高温受热面处于高温高压的工作条件下；相比煤粉燃烧锅炉，CFB锅炉中高温受热面受到炉膛内部或外置式换热器中高浓度固体颗粒物的剧烈冲刷，磨损和腐蚀现象更加严重，管壁的强度也会因此有所下降。故在CFB锅炉中，管壁安全更应该受到重视，对于CFB锅炉壁温测量的准确性也应有较高的要求。
目前，锅炉受热面壁温测量分为直接测量和间接测量两种方式。直接测量是指将热电偶直接固定在受热面表面。传统固定热电偶的方式有点焊、喉箍和销钉等，并利用金属保护罩、防磨瓦或水泥[1]等工具进行保护。然而由于CFB锅炉炉膛内部或外置式换热器中高浓度固体颗粒物的剧烈冲刷，上述传统安装方式中的保护装置和热电偶极易被破坏，测量装置寿命较短，故难以应用于CFB锅炉。也有****提出在管壁上钻口放置热电偶的方法[2]，这种方法虽然能够保护热电偶避免剧烈冲刷，但是破坏了管壁的结构，降低了管壁的许用应力，存在安全隐患，因此这种测温方法很少应用于电站锅炉。
锅炉受热面壁温的间接测量是指将热电偶固定于炉膛外侧，根据炉外测量点的温度计算炉内壁温[3-4]。虽然CFB锅炉中的间接测量能够解决热电偶磨损的问题，并且国内外不同****对于管壁温度场与热流密度的分布进行了大量的计算研究[5-11]，但是间接测量的计算过程中存在误差传递，测量点温度测量值的微小误差可能导致温度的计算值具有较大的误差，影响锅炉的设计与运行。
目前测量CFB锅炉主循环回路壁温多用间接测量的方法，对直接测量方法的研究较为缺乏。一种既能保证测量准确度，又能避免炉膛内部冲刷的测温方案，对于管壁温度的准确监测和由超温引起的事故的预防均有重要意义。本文提出了热电偶熔敷埋设法用于直接测量CFB锅炉主循环回路的壁温，并对于该方法的可行性进行了实验验证，对比了该方法的测量温度与管壁实际温度。
1 壁温测量方法热电偶熔敷埋设法是利用熔敷金属将热电偶固定于管壁受热面表面，熔敷金属沿轴向完整地存在于管壁受热面表面，并沿受热面管道轴向具有相同的横截面形状。熔敷金属的这种铺设方式避免了受热面管壁表面的凸起，进而避免了CFB锅炉内部高浓度颗粒物的剧烈冲刷，同时起到了固定热电偶和保护热电偶的作用。与传统安装热电偶方法相比，热电偶熔敷埋设法可以使测温装置的寿命大幅提升。另外在该方法中，热电偶的末端紧贴锅炉受热面金属壁面待测点，可以实现受热面壁温的直接测量。
对于上述方法，熔敷金属横截面形状(以下简称“熔敷形状”)直接影响壁温测量过程。对于圆管，本文中的熔敷形状采用2种设计方案：图 1a方案A中熔敷金属横截面呈月牙形，外边界为一段圆弧；图 1b方案B中熔敷金属横截面呈包裹着热电偶的半球形。定义特征熔敷长度为图 1中熔敷金属横截面截圆管纵向对称轴的长度，则根据热电偶直径、特征熔敷长度和熔敷金属外边界的直径可确定方案A中熔敷金属的加工尺寸；根据热电偶直径和特征熔敷长度可确定方案B中熔敷金属的加工尺寸。
 |
| 图 1 两种熔敷形状方案的示意图 |
| 图选项 |
在该方法中，熔敷金属在受热面管壁的铺设会影响到受热面的换热过程，进而影响到测量点的温度，即熔敷金属覆盖下的测量点温度与光管条件下的测量点温度不同。若测量点温度因熔敷金属的铺设产生较大的变化，则该方法会给锅炉的运行造成较坏影响，不能用于实际工业生产中。因此，需要对于该方法的可行性进行实验验证。
2 实验系统及方法2.1 实验系统图 2与3分别为本研究中实验系统示意图和实物图，该实验系统主要部分为管式电炉和加热管道。
 |
| 图 2 实验系统示意图 |
| 图选项 |
 |
| 图 3 实验系统实物图 |
| 图选项 |
管式电炉采用开启式单加热区水平管式炉，升温速度10 ℃/min，加热区长度420 mm。加热元件为优质合金丝，炉内测温元件为N型热电偶。
加热管道采用独立圆管，内径d0=30 mm，外径d1=42 mm，材料为20 G钢。对于两种方案，熔敷金属材料均为1Cr18Ni9Ti钢，特征熔敷长度均选取为1.5 mm，方案A熔敷金属边界直径为42 mm。以方案A为例，管道出风口处的布置如图 4所示。选取出风口处附近的管壁高温点为温度测量点，选取直径为2 mm的K型铠装热电偶用于壁温测量，在熔敷埋设的热电偶的对称位置利用3个喉箍固定另一个热电偶。该热电偶用于光管壁温的测量，其中在管式炉内放置两个喉箍，管式炉外放置1个喉箍。热电偶与数字温度表连接，通过数字温度表读取测量温度。管式电炉出口的缝隙用防火棉封堵，避免了炉内热量散失。
 |
| 图 4 实验管道出风口布置图(以方案A为例) |
| 图选项 |
由于本实验中管式电炉加热区长度有限，若以比热容较大的水为工质，则管壁温度难以上升，无法模拟实际工业生产中的高温环境，故以比热容较小的空气作为工质。通过风机给风，风机频率在16 Hz时空气体积流量为100 m3/h.
2.2 实验方法在实验中，先启动总电源开关。在不加热的状态下调节风机至10 Hz，清理管内异物。随后将风机调至所需的频率，控制管式电炉程序，将管式电炉温度调至所需的炉内温度，开始测量管内有工质流动时的管壁温度。当数字温度表示数在5 min内变化范围在±0.1 ℃以内，实验系统可以视作已经达到稳态并记录此时示数。
在测量管内无工质流动时的管壁温度时，在不加热的状态下调节风机至10 Hz，清理管内异物。随后关闭风机，用防火棉堵住出风口和进风口，防止有异物在加热过程中进入管道内部。系统稳态判定方式与上段相同。管内无工质流动时的测量值用于后续真实光管壁温的计算。
按照上述实验方法，分别对于方案A和B的实验管道进行加热，其中管式电炉炉内温度分别设置为400、450、500、550、600 ℃，风机频率分别调整为0(管内无工质流动)、2.5、5、7.5 Hz，除去管内无工质流动情况下的测量，每种方案均有15组数据。
对于利用熔敷金属固定的热电偶，其示数可视作热电偶熔敷埋设法的测量值Tm。然而对于光管壁温，图 4中利用喉箍固定的热电偶直接裸露在炉膛内部，由于炉内温度高于管壁温度，故热电偶受到炉内高温热辐射的影响，其示数将会高于实际光管壁温。故需要根据热电偶的测量温度值，计算出实际光管壁温Tw，并与Tm进行对比。
3 实际光管壁温的计算方法根据节2的分析，图 5中喉箍固定的热电偶示数Tt高于实际光管壁温Tw，温差的存在使得热电偶与管壁间存在一定的热量传递。
 |
| 图 5 测量点处的传热示意图 |
| 图选项 |
为了便于计算，假定放置于炉内的实验管道加热段具有一致的管壁温度，则热电偶与管壁间的热流密度为
| ${q_{{\rm{tw}}}} = {\alpha _{{\rm{tw}}}}({T_{\rm{t}}} - {T_{\rm{w}}}).$ | (1) |
管壁外表面热流密度与qtw相等。在管内无工质流动时，可忽略对流换热，仅考虑热辐射：
| ${q_{{\rm{tw}}}} = \varepsilon \sigma (T_{\rm{b}}^4 - T_{\rm{w}}^4).$ | (2) |
工质均匀流过管道内部时：
| ${q_{{\rm{tw}}}} = \frac{{{T_{\rm{b}}} - {T_{\rm{f}}}}}{{\frac{{{d_1}}}{{{d_0}{\alpha _{\rm{f}}}}} + \frac{{{d_1}\ln \frac{{{d_1}}}{{{d_0}}}}}{{2{\lambda _{\rm{w}}}}} + \frac{1}{{{\alpha _{\rm{b}}}}}}}.$ | (3) |
αb可由下式得到：
| ${\alpha _{\rm{b}}} = \varepsilon \sigma (T_{\rm{b}}^2 + T_{\rm{w}}^2)({T_{\rm{b}}} + {T_{\rm{w}}}).$ | (4) |
当工质均匀流过管道内部时，工质入口温度为Tf'，工质出口温度为Tf″，平均工质温度为Tf，其中Tf'等于室温，Tf'和Tf″均可测得。
记ΔT'= T-Tf'，ΔT″= T-Tf″，则：
| $\Delta T = \frac{{\Delta T' - \Delta T''}}{{\ln \frac{{\Delta T'}}{{\Delta T''}}}}, $ | (5) |
| ${T_{\rm{f}}} = {T_{\rm{w}}} - \Delta T.$ | (6) |
| $N{u_{\rm{f}}} = 0.027Re_{\rm{f}}^{0.8}Pr_{\rm{f}}^{\frac{1}{3}}{\left( {\frac{{{\mu _{\rm{f}}}}}{{{\mu _{\rm{w}}}}}} \right)^{0.14}}, $ | (7) |
| ${\alpha _{\rm{f}}} = N{u_{\rm{f}}}\frac{{{\lambda _{\rm{f}}}}}{{{d_0}}}, $ | (8) |
| $R{e_{\rm{f}}} = \frac{{{u_{\rm{f}}}{d_0}}}{{{\nu _{\rm{f}}}}}, $ | (9) |
| ${u_{\rm{f}}} = \frac{{{Q_{\rm{f}}}}}{{\frac{{\rm{ \mathsf{ π} }}}{4}{d_0}^2}}, $ | (10) |
| $\frac{{{Q_{\rm{f}}}}}{{Q_{\rm{f}}^*}} = \frac{f}{{{f^*}}}.$ | (11) |
由式(1)—(11)可对Tt进行修正，得到Tw。
4 实验结果与分析按照节3的计算方法得到不同工作条件下的实际光管壁温，与测量值进行对比，如图 6所示。
 |
| 图 6 热电偶熔敷埋设法测量值与实际光管壁温的对比 |
| 图选项 |
在Tw的计算过程中，由于特殊参数的选取和计算方法自身的误差，αtw、αb和αf是影响Tw计算值的主要条件，其中αtw、αb直接由ε的取值决定。在本实验工况范围内，若ε取值的相对误差达到30%，Tw计算值的变化均在0.8%以内；若根据式(7)中计算的αf相对误差达到30%，Tw计算值的变化均在1%以内。故Tw计算值可以应用于本研究中热电偶熔敷埋设法的可行性评估。
图 6中，对于热电偶熔敷埋设法，方案A中的测量值与实际光管温度的偏差均在±3 ℃的范围之内，方案B中的测量值与实际光管温度的偏差均在±7 ℃之内。本实验结果所反映的温度偏差满足工业应用的要求，验证了该方法的可行性。
5 结论本文提出了一种可以准确测量CFB锅炉受热面壁温的方法，提出了热电偶熔敷埋设法，并对于该方法的可行性进行实验验证。
利用管式电炉和特制的实验管道，以空气为工质，对于两种熔敷形状下的管壁温度进行测量，得到热电偶熔敷埋设法的壁温测量值，同时根据喉箍固定热电偶的测量值计算实际光管温度。
实验数据表明，热电偶熔敷埋设法壁温测量值与光滑管壁温测量值的偏差均在工业应用的要求之内，该方法的可行性得到验证。
参考文献
| [1] | 张爱军, 王鹏, 朱宪然, 等. 600MW机组锅炉高温受热面炉内壁温测量初探[J]. 华北电力技术, 2011(6): 27-30. ZHANG A J, WANG P, ZHU X R, et al. Primary attempt of wall temperature measurement for high temperature surfaces in 600 MW subcritical boiler[J]. North China Electric Power, 2011(6): 27-30. DOI:10.3969/j.issn.1003-9171.2011.06.007 (in Chinese) |
| [2] | 邹天舒, 冷杰, 吴景兴, 等.超临界直流锅炉膜式水冷壁温度的测量方法: CN200710010198.1[P]. 2007-09-12. ZOU T S, LENG J, WU J X, et al. Measuring method for temperature of supercritical once-through boiler membrane wall: CN200710010198.1[P]. 2007-09-12. (in Chinese) |
| [3] | 张继锋.循环流化床水冷壁内传热的计算和实验研究[D].北京: 清华大学, 1998. ZHANG J F. Numerical and experimental study on heat transfer in the circulating fluidized bed water-wall[D]. Beijing: Tsinghua University, 1998. (in Chinese) http://www.wanfangdata.com.cn/details/detail.do?_type=degree&id=Y274722 |
| [4] | ZHANG Z Z, SUN B M, XU H, et al. Study on correlation of key points temperature of membrane water wall[C]//Proceedings[JP1]of the ASME 2005 International Mechanical Engineering Congress and Exposition, Orlando: ASME, 2005: 15-20. |
| [5] | BASU P, NAG P K. Heat transfer to walls of a circulating fluidized-bed furnace[J]. Chemical Engineering Science, 1996, 51(1): 1-26. |
| [6] | LU J F, YU L, YUE G X, et al. Heat flux distribution on circulating fluidized bed boiler water wall[J]. Frontiers of Energy & Power Engineering in China, 2008, 2(2): 134-139. |
| [7] | 李金晶, 李燕, 吕俊复, 等. 循环流化床锅炉炉内传热的影响因素[J]. 清华大学学报(自然科学版), 2007, 47(11): 2026-2030. LI J J, LI Y, Lü J F, et al. Factors affecting the heat transfer in a circulating fluidized bed boiler[J]. Journal of Tsinghua University (Science and Technology), 2007, 47(11): 2026-2030. DOI:10.3321/j.issn:1000-0054.2007.11.024 (in Chinese) |
| [8] | DUDA P, TALER J. A new method for identification of thermal boundary conditions in water-wall tubes of boiler furnaces[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2009, 52(5): 1517-1524. |
| [9] | 张瑞卿, 杨海瑞, 吕俊复, 等. 循环流化床锅炉炉膛的传热计算[J]. 动力工程学报, 2011, 31(4): 248-252. ZHANG R Q, YANG H R, Lü J F, et al. Calculation of heat transfer in furnace of a circulating fluidized bed boiler[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2011, 31(4): 248-252. (in Chinese) |
| [10] | LUAN W, BOWEN B D, LIM C J, et al. Suspension-to-membrane-wall heat transfer in a circulating fluidized bed combustor[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2000, 43(7): 1173-1185. |
| [11] | CHINSUWAN A, DUTTA A. An experimental investigation of the effect of longitudinal fin orientation on heat transfer in membrane water wall tubes in a circulating fluidized bed[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2009, 52(5): 1552-1560. |
| [12] | 章熙民, 朱彤, 安青松, 等. 传热学[M]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2014. ZHANG X M, ZHU T, AN Q S, et al. Heat transfer[M]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2014. (in Chinese) |
