超超臨界鍋爐水冷壁的壓降特性分析

賈明祥，李景翠，何 青

(1. 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學(xué))，北京102206)(2.中國石油集團(tuán)鉆井工程技術(shù)研究院，北京100000)

超超臨界鍋爐水冷壁的壓降特性分析

賈明祥1，李景翠2，何 青1

(1. 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學(xué))，北京102206)(2.中國石油集團(tuán)鉆井工程技術(shù)研究院，北京100000)

水動力特性是影響鍋爐安全可靠運行的重要因素，水動力循環(huán)不穩(wěn)定會導(dǎo)致水冷壁系統(tǒng)出現(xiàn)熱偏差、傳熱惡化等問題。為保證鍋爐良好的水動力特性，探索水冷壁內(nèi)壓降分布，分析了設(shè)計鍋爐水冷壁的結(jié)構(gòu)特點，研究了水冷壁系統(tǒng)各段的壓降損失。采用了均相流體阻力數(shù)學(xué)模型，并編寫了計算系統(tǒng)壓損的C++程序。對設(shè)計的2 950 t/h鍋爐75%～100%最大連續(xù)蒸發(fā)量工況下的壓降進(jìn)行了計算，得出了不同負(fù)荷下水冷壁中不同形式壓降的具體數(shù)據(jù)。通過計算出的壓力變化分析，得出隨質(zhì)量流量增大，螺旋管和垂直管內(nèi)壓力損失均增大，螺旋管的壓損變化幅度大于垂直管。在75%額定負(fù)荷以上時，摩擦壓損最大，占總壓損的85%以上，重力壓損和局部壓損很小，占總壓損的15%以下。水冷壁系統(tǒng)壓降變化的研究，有助于鍋爐的可靠性和經(jīng)濟(jì)性研究。

超超臨界鍋爐；水冷壁；水動力特性；壓降特性

0 引言

近年來，超臨界壓力的600 MW以上機(jī)組得到重點建設(shè)，中國自引進(jìn)超臨界機(jī)組[1]以來，在全國各地建設(shè)了大批超臨界機(jī)組，同時也積極探索了超超臨界機(jī)組的技術(shù)開發(fā)，并且計劃重點建設(shè)1 000 MW的機(jī)組。超超臨界機(jī)組的汽輪機(jī)入口工質(zhì)壓力可達(dá)到26.5 MPa，溫度可達(dá)600 ℃，鍋爐出口工質(zhì)參數(shù)為27.57 MPa/605 ℃，再熱蒸汽溫度可達(dá)603 ℃[2]。超超臨界機(jī)組的安全、可靠、經(jīng)濟(jì)運行與很多因素有關(guān)，其中水冷壁的水動力循環(huán)是很重要的一方面。對水冷壁壓降特性進(jìn)行分析和研究，獲得其水動力特性將有助于鍋爐的安全經(jīng)濟(jì)運行。

針對超超臨界鍋爐垂直水冷壁的特性，文獻(xiàn)[3]采用按出口工質(zhì)溫度相等的原則計算了節(jié)流補償壓降。文獻(xiàn)[4]主要對超臨界螺旋管圈直流爐的總壓降及水冷壁出口汽溫進(jìn)行了計算。文獻(xiàn)[5]主要對直流鍋爐25%～30%最大連續(xù)蒸發(fā)量(Maximum Continuous Rating，MCR)下的脈動進(jìn)行了驗證。文獻(xiàn)[6]對超超臨界機(jī)組垂直形式水冷壁的水動力進(jìn)行了研究。

為了探索螺旋水冷壁和垂直水冷壁結(jié)合的水冷壁系統(tǒng)內(nèi)的壓降情況，進(jìn)一步掌握超超臨界機(jī)組的水冷壁壓降特性，研究質(zhì)量流速、管子結(jié)構(gòu)、鍋爐熱負(fù)荷等因素對壓降的影響，基于水蒸氣國際性質(zhì)工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)建立超超臨界直流鍋爐單相流體模型，編寫C++計算程序，分別計算各管段壓降，與電廠運行數(shù)據(jù)對比驗證后，分析壓降與相關(guān)影響因素的關(guān)系。

1 水冷壁結(jié)構(gòu)及特點

設(shè)計鍋爐的水冷壁結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，下部吸熱面為內(nèi)部有螺紋的螺旋管圈式管子，上輻射區(qū)為垂直光管式水冷壁，兩者之間通過渡集箱連接，過渡點在標(biāo)高為54.765 m處，轉(zhuǎn)換比為1∶3。這樣的布置方式可以保證在爐膛周界長度一定的情況下，減少水冷壁管子的根數(shù)，提高工質(zhì)的質(zhì)量流速。

1.垂直水冷壁;2.螺旋水冷壁圖1 水冷壁結(jié)構(gòu)示意圖

由于管子采取沿繞爐膛盤旋而上的并列分布，由并聯(lián)管路原理可知各管路所吸收的爐內(nèi)熱負(fù)荷大致相同，螺旋而上的水冷壁系統(tǒng)中各管路內(nèi)流體的出口溫度一樣，出口壓力相等，防止了部分管子出現(xiàn)超溫現(xiàn)象[6]3215。另外，管道內(nèi)部的螺紋結(jié)構(gòu)也可以防止傳熱惡化現(xiàn)象產(chǎn)生[7]。此結(jié)構(gòu)設(shè)計可以使水冷壁內(nèi)流體的流速達(dá)到一定的數(shù)值，也可以避免受熱不均導(dǎo)致的非正常沸騰現(xiàn)象，可以減小管道出口工質(zhì)的熱偏差。水冷壁結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 水冷壁系統(tǒng)組件結(jié)構(gòu)

2 水冷壁壓降模型

煤粉在爐內(nèi)燃燒，將其化學(xué)能轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮懿⒁詿崃康男问结尫懦鰜?，被水冷壁管路中的工質(zhì)吸收后，給水依次呈現(xiàn)欠飽和水、飽和水、濕蒸汽、單相過飽和蒸汽等狀態(tài)[8]。由于工質(zhì)狀態(tài)的改變，使流動狀態(tài)和過程變得復(fù)雜，一定邊界條件下的理論流體力學(xué)方程無法應(yīng)用于工程。通常用理想方法簡化處理，例如在工程允許范圍內(nèi)，可假定受熱管流的熱負(fù)荷分布均勻，還可將管道內(nèi)的工質(zhì)流動形式看為一維流動等[9]。對于超超臨界機(jī)組，水冷壁內(nèi)的工質(zhì)相變過程非常短暫，故可以將工質(zhì)看為單相，進(jìn)一步建立單向流體流動阻力模型。

2.1 單相流體流動阻力數(shù)學(xué)模型

單相水在水冷壁內(nèi)流動時形成的總壓降由4種形式的壓降構(gòu)成，依次是由摩擦產(chǎn)生的摩擦壓降ΔPmc，由局部結(jié)構(gòu)形成的局部阻力壓降ΔPjb，因為重力帶來的重位壓降ΔPzw以及由于運動導(dǎo)致的加速壓降ΔPjs，即

ΔP=ΔPmc+ΔPjb+ΔPzw+ΔPjs

(1)

直流鍋爐中，布置有平置和微斜管子，管子轉(zhuǎn)彎處有彎頭，彎頭處有很大的流動阻力從而造成局部壓降。管子的高度與長度相比小很多，所以在總壓降中重位壓降損失ΔPzw最小。在壓力很高時，流體的加速壓力損失很小可以忽略不計，因此平置管子和傾斜管子的總壓降簡化為

ΔP=ΔPmc+ΔPzw=ΔPld

(2)

(1) 單相流體摩擦阻力

(3)

式中:λ為摩擦阻力系數(shù)；d為管子內(nèi)經(jīng)，mm；ρω為計算管段內(nèi)工質(zhì)的質(zhì)量流速，kg/m2·s；νj為管子入口橫截面上的工質(zhì)比容，m3/kg；νc為管子出口橫截面上的工質(zhì)比容，m3/kg；l為管子的長度，m。

由于鍋爐中溫度較高，水蒸氣粘性較小，管內(nèi)流動工況皆屬于粗糙管區(qū)，故摩擦阻力系數(shù)λ值與雷諾數(shù)Re無關(guān)[10]，即

(4)

式中:k為計算管子內(nèi)壁面上的粗糙度，mm。

(2) 單相流體局部阻力

(5)

式中:ξjb為管路局部阻力系數(shù)，是一個由實驗得到的無量綱量；v為局部阻力產(chǎn)生處流體比容，m3/kg。

進(jìn)出口比容是查表所得，其他情況的比容為進(jìn)出口比容的平均值。

(3) 單相流體重位壓降

(6)

(4) 單相流體加速壓降

ΔPjs=(ρω)(ωc-ωj)=(ρω)2(νc-νj)

(7)

式中：νj為管道入口橫截面上流體的比容，m3/kg；νc為管子出口橫截面上工質(zhì)的比容，m3/kg；ωj為計管段進(jìn)口工質(zhì)的流動速度，m/s；ωc為計管段出口工質(zhì)的流動速度，m/s。

水為不可壓縮流體，與系統(tǒng)外不存在換熱，又由于水受熱時比體積變化較小，故不考慮加速壓降的影響。

2.2 相變點的確定

直流爐水冷壁中，蒸發(fā)段的長度隨流量改變而變化[11]。假設(shè)管段沿管長吸熱均勻，由能量守恒方程

ql=(h2-h1)G

(8)

得到

(9)

式中：q為每米管子每小時的吸熱量，kJ/m·h；l為管段入口到相變點長度，m；h2為相變點焓值，kJ/kg；h1為管段入口焓值，kJ/kg；G為管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/h。

在假定水冷壁管路單位面上吸熱量相等的情況下，也可由能量守恒得出

(10)

得到

(11)

式中：q0為每平方米管子每小時吸收的熱量，kW/m2；l為管段入口到相變點長度，m；h2為相變點焓值，kJ/kg；h1為管段入口焓值，kJ/kg；G為管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/h。

兩種相變點確定方法得到的相變點長度一樣，相變點確定后有利于水冷壁的水動力分析和壓降分析。

3 水冷壁的水動力特性和壓降分析

3.1 水動力特性分析

工質(zhì)在直流鍋爐水冷壁內(nèi)經(jīng)過的過程包括加熱、蒸發(fā)、過熱，最初的工質(zhì)為液態(tài)水，經(jīng)過加熱蒸發(fā)為汽水混合物，再進(jìn)一步加熱變?yōu)檫^熱蒸汽。對于超超臨界鍋爐，在設(shè)計工況以及最大負(fù)荷下，水冷壁內(nèi)工質(zhì)由液態(tài)水直接汽化為水蒸氣[12]。直流鍋爐的動態(tài)特性與水冷壁的水動力特點有直接關(guān)系，水冷壁內(nèi)壓力損失與工質(zhì)的質(zhì)量流量的關(guān)系，可表示為ΔP=f(G)。單相水狀態(tài)下，一個質(zhì)量流量關(guān)聯(lián)一個固定的壓降值，這就是單值流動[13]。但經(jīng)過蒸發(fā)加熱后，工質(zhì)的狀態(tài)變?yōu)槠畠上啵@種工況中一個壓降對應(yīng)著多個流量值，這就是多值性現(xiàn)象。壓力越高，汽水密度差異越小，如果質(zhì)量流量增加，那么蒸發(fā)段的長度變長，壓損將變大，流動趨向單值函數(shù)。

3.2 水冷壁壓降分析

由單相流體摩擦阻力計算式(3)分析可得，當(dāng)管長變長時，摩擦阻力變大。當(dāng)比容保持不變，質(zhì)量流速變大時，水冷壁局部壓降變大。在熱水段中，工質(zhì)比容隨質(zhì)量流速ρω變化很小，此時局部壓降和質(zhì)量流速的二次方成正比關(guān)系有利于提高水動力穩(wěn)定性；在蒸發(fā)段中，工質(zhì)比容會隨流量的增大而明顯減小，某些工況可能出現(xiàn)流量增加壓降減小的情況，不利于水動力穩(wěn)定。重位壓降與管長和工質(zhì)的比容以及螺旋的角度有關(guān)，當(dāng)管長增大時，重位壓降增大，當(dāng)工質(zhì)比容增大時重位壓降反而減小。

由總壓降計算式(1)分析可得，當(dāng)管長增長時，摩擦壓降和重位壓降均變大，總壓降隨之增大；流量變大時，摩擦壓降和局部壓降均增大，則總壓降增大，由相變點長度計算式(11)分析可得，在熱流密度、管段進(jìn)出口溫度壓力一定的情況下，臨界點到入口的長度與流量成正比，流量增加則相變點離管段入口距離增加，即相變點后移，最終導(dǎo)致壓降增大。在流量和熱流密度保持不變時，增大管段進(jìn)口溫度和壓力，會使相變點前移，計算管段壓降損失減小。

3.3 水冷壁壓降計算流程

根據(jù)所設(shè)計的鍋爐特點，每根管的吸熱量相近。選擇并列布置管子中的一根，將其分為兩部分：進(jìn)口部分(管部1)和剩余部分(管部2)，剩余部分再以相變點(臨界點)為界分為相變點前、相變點后兩部分，分別計算這幾個部分的壓降損失。

在最大連續(xù)蒸發(fā)量(Boiler Maximum Continuous Rating, BMCR) 75%工況以上，進(jìn)口部分和剩余部分相變點前為液態(tài)水，由于進(jìn)口部分長度很短，工質(zhì)所受重力很小，故不考慮重位壓降[14]。由式(1)可算出特定工況下進(jìn)口部分的壓降ΔP0；根據(jù)進(jìn)口部分的給定數(shù)據(jù)，假定狀態(tài)變化處的壓力P2，根據(jù)水與水蒸汽焓熵表查得臨界點的焓值h2，進(jìn)一步得出進(jìn)口部分端口到狀態(tài)變化點的距離，代入P2進(jìn)行連續(xù)試值、迭代，由式(1)算出一定工況下剩余部分臨界點前壓降ΔP1；工質(zhì)在剩余段臨界點后的狀態(tài)為過飽和蒸汽，代入出口壓力和溫度進(jìn)行循環(huán)試值、迭代，再根據(jù)壓降計算式(1)，得出一定流量下該段管子的壓降ΔP2，進(jìn)而疊加得出總壓力損失ΔP。計算流程圖如圖2所示。

圖2 計算程序流程圖

本鍋爐是超超臨界直流爐，在壓力達(dá)到超臨界和超超臨界的情況下，工質(zhì)沒有汽水兩相共存狀況[10]1947，所以只考慮單相流體阻力壓降。

3.4 水冷壁壓降定量分析

本鍋爐計算所選取的螺旋水冷壁管子內(nèi)徑均為25.10 mm，初始壓力為29.56 MPa，進(jìn)口部分不受熱；假設(shè)鍋爐內(nèi)管子單位面積上吸熱量均勻。管段2臨界點前局部阻力系數(shù)ξjb1=1，臨界點后局部阻力系數(shù)ξjb2=1.15。內(nèi)螺紋管水冷壁的絕對粗糙度k=0.06 mm，根據(jù)計算式(4)得出摩擦阻力系數(shù)λ=0.024。在BMCR工況下的詳細(xì)參數(shù)見表2。

表2 BMCR工況參數(shù)

按照計算流程圖2，通過所編寫的計算程序可以計算得到75%BMCR工況以上不同流量對應(yīng)的壓降值。圖3顯示，總的壓力損失中因為摩擦產(chǎn)生的損失占比最大，影響也最大。ΔPmc占據(jù)總壓降的比例在85%以上，并且ΔPmc隨質(zhì)量流量的增加正比例增加，當(dāng)工質(zhì)流量增加時，摩擦壓力損失占總壓力損失的比例也有所增加，決定了總壓損的趨勢。

圖3 不同質(zhì)量流量下的壓降

另外當(dāng)管段入口溫度升高時，相變點處的焓值與入口段焓值差變小，在質(zhì)量流量和熱流密度不變的情況下，相變點的長度也是變短的，則下部螺旋管的壓降是減小的[15]。通過這些分析，有助于得到水冷壁的壓力變化，進(jìn)而保證水冷壁內(nèi)的水動力穩(wěn)定。由計算程序可以得出在不同質(zhì)量流量下螺旋管內(nèi)的總壓降、垂直管內(nèi)的總壓降，進(jìn)而可得整個管內(nèi)的總壓降，各壓降變化趨勢如圖3所示。

從圖3可以觀察出，局部壓損最小，重位壓損次之，摩擦壓損最大。流量變化時，摩擦壓降損失和總壓降損失的增長幅度保持一致，即圖線的斜率基本一致。局部壓降雖然有所增加，但增量很小。重位壓降基本不變，因為在螺旋管段時，水在管內(nèi)盤繞而上，增加緩慢，在垂直管段內(nèi)，工質(zhì)主要是水蒸氣，比容較小，所以整體導(dǎo)致重位壓降變化不大。工質(zhì)質(zhì)量流量增大，相變點到管段入口的長度變長，即相變點向后移動。相變點的后移標(biāo)志著汽化過程的后移，則相變點后移將減少水冷壁的傳熱惡化現(xiàn)象。由圖3可知，此時的水動力為單值性。

在BMCR工況下，將額定工況的數(shù)據(jù)代入所編程序中進(jìn)行計算發(fā)現(xiàn)總壓降可以達(dá)到2.417 6 MPa，同時得出螺旋管內(nèi)壓降可以達(dá)到2.146 9 MPa，由此看來，總的壓損中螺旋管內(nèi)壓力損失所占總壓損的百分比為88.8%，起主要影響。

如圖4所示，螺旋管壓降的上升斜率快于垂直光管水冷壁，并且螺旋管壓降占總壓降的份額較大，對總壓降的影響也較大。這是因為螺旋管中的內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了較大的摩擦力，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于光管式垂直布置的水冷壁。所以在鍋爐管道的設(shè)計中，不能忽略該壓降對水動力的影響。

圖4 不同管段內(nèi)不同質(zhì)量流量下的壓降

當(dāng)螺旋管內(nèi)的質(zhì)量流量發(fā)生變化時，壓降也發(fā)生變化。在BMCR工況下，由程序計算得出下輻射區(qū)摩擦壓降可達(dá)1.929 6 MPa，螺旋管內(nèi)總壓降可達(dá)2.146 9 MPa，占螺旋管內(nèi)總壓降的比例為89.8%，螺旋管內(nèi)的各壓降與流量的關(guān)系如圖5所示。

圖5 螺旋管內(nèi)不同質(zhì)量流量下的壓降

垂直管道位于上輻射區(qū)，在上輻射區(qū)管道外部溫度較高，可以達(dá)到1 000 ℃以上，此時垂直管內(nèi)的工質(zhì)主要是水蒸氣，水蒸氣產(chǎn)生的各種壓降很小。用計算程序算出在不同質(zhì)量流量下垂直管內(nèi)的局部壓降、摩擦壓降、重位壓降大小。垂直管的壓降小，與質(zhì)量流速有關(guān)，一般情況下螺旋管內(nèi)質(zhì)量流速是垂直管內(nèi)的2倍左右，故螺旋管內(nèi)壓降遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于垂直管的壓降。上輻射區(qū)的垂直管屏中，重位壓降幾乎不變，減少了流動的波動性。在垂直管中，摩擦壓降在總壓降中的比例最大，在90%以上，局部壓降和重位壓降共占10%左右。各壓降變化趨勢如圖6所示。

圖6 垂直管內(nèi)不同質(zhì)量流量下壓降

由以上分析可以得出不同管段、不同形式的壓降與質(zhì)量流量的關(guān)系，總的趨勢是在總壓降中摩擦壓降所占比例大并且隨質(zhì)量流量的增大變化快，而重位壓降和局部壓降與總壓降相比小得多，當(dāng)質(zhì)量流量變化時，重位壓降和局部壓降的波動較小，但是有利于維持壓降穩(wěn)定，有利于維持水動力特性穩(wěn)定，有利于鍋爐安全可靠運行。某電廠額定負(fù)荷時水冷壁進(jìn)口壓力為30.0 MPa，主蒸汽壓力為27.4 6 MPa，總壓降為2.54 MPa，而計算總壓降為2.417 6 MPa，絕對誤差為4.8%，滿足工程誤差范圍(小于5%)，所以計算合理，結(jié)果正確。

4 結(jié)論

(1) 經(jīng)過設(shè)計程序計算得出了本鍋爐的BMCR工況的相變點長度約為116.93 m，離管段入口距離為117.9 m，相變點壓力為28.08 MPa，到相變點壓降為1.347 MPa，水冷壁總壓降為2.417 MPa。

(2) 在超超臨界鍋爐運行過程中，水冷壁中的壓力逐漸下降，管道中壓降變化量與管道類型和布置方式有關(guān)，在螺旋管道中的壓降比垂直管中壓降變化大。

(3) 在垂直水冷壁和螺旋水冷壁中，摩擦壓降變化最大，重位壓降變化相對較小，局部壓降也較小，摩擦是影響壓降的主要因素。

(4)在流體流量變大時，水冷壁內(nèi)壓損變大，影響水冷壁壓降的主要因素是局部壓降和摩擦壓降。

[1]張廣磊. 我國電站鍋爐行業(yè)現(xiàn)狀與展望[J]. 鍋爐制造, 2016(2): 17-21.

[2]王為術(shù). 超(超)臨界鍋爐內(nèi)螺紋水冷壁管流動傳熱與水動力特性 [M]. 北京: 中國電力出版社, 2012.

[3]潘杰, 楊冬, 肖榮鴿. 低質(zhì)量流速優(yōu)化內(nèi)螺紋管摩擦阻力特性實驗研究[J]. 高技術(shù)通訊,2014, 24(4):429-433.

[4]盧歡, 楊冬, 周旭, 等. 超臨界直流鍋爐水冷壁壓降及出口汽溫計算[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報,2011, 45(1): 39-45.

[5]劉艷艷. 超臨界直流鍋爐水冷壁水動力特性研究[D]. 濟(jì)南: 山東大學(xué), 2014.

[6]王為術(shù), 趙鵬飛, 陳剛, 等. 超超臨界鍋爐垂直水冷壁水動力特性[J]. 化工學(xué)報, 2013, 64(9): 3215-3219.

[7]河南省電力勘測設(shè)計院. 鍋爐水動力計算[M]. 北京：中國電力出版社, 2009.

[8]吳燕華, 楊冬, 陳功名, 等. 首臺600MW超臨界W火焰鍋爐水動力特性計算及分析[J]. 中國電力,2013, 46(2):24-29.

[9]郭會軍. 600MW超臨界直流鍋爐水冷壁水動力特性研究[D]. 鄭州: 華北水利水電大學(xué), 2015.

[10]沈植, 楊冬, 姜勇. 環(huán)形爐膛鍋爐亞臨界及近臨界壓力區(qū)低質(zhì)量流率內(nèi)螺紋管傳熱特性[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報, 2015, 35(8):1947-1951.

[11]楊勇. 1000MW超超臨界壓力直流鍋爐螺旋管圈水冷壁的水動力及傳熱特性試驗研究[D]. 上海:上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院, 2010.

[12]王為術(shù), 郭會軍, 上官閃閃, 等. 超臨界鍋爐螺旋水冷壁流量分配和壁溫特性的研究[J]. 熱力工程,2016, 31(1): 59-65.

[13]畢延雙, 王少飛. 沈艷榮. 600MW機(jī)組塔式直流鍋爐水冷壁水動力特性計算[J]. 熱力發(fā)電,2015, 44(1):25-29.

[14]張偉強，李會雄，張慶,等. 內(nèi)螺紋管內(nèi)超臨界水的流動阻力特性試驗研究[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報，2013，33(17):1-7.

[15]趙伶玲, 周泰強. 鍋爐課程設(shè)計[M]. 北京: 中國電力出版社,2013.

Analysis of Pressure Drop of Water Wall of Ultra Supercritical Boiler

JIA Mingxiang1, LI Jingcui2, HE Qing1

(1.Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment Ministry of Education,North China Electric Power University, Beijing 102206, China；2.CNPC Drilling Research Institute, Beijing 100000, China)

As an important factor who affects the safe and reliable operation of the boiler, hydrodynamic characteristic is of great value of the research for the power plant. The instability of hydrodynamic circulation can lead to the problem of thermal deviation and heat transfer deterioration. In order to guarantee the good hydrodynamic characteristic of boiler, the structure characteristics of the water wall were studied and the pressure drop of water wall system was analyzed. A homogeneous fluid resistance mathematical model was adopted, and the C++ program for calculating the pressure loss of the system was also developed. The pressure drop of 2 950 t/h boiler with 75%～100% maximum continuous evaporation was calculated, and the specific data of different pressure drop in different load were obtained. Through the analysis of the pressure change, it was concluded that with the increase of mass flow rate, the pressure loss of the spiral pipe and the vertical tube increased as well, and the pressure loss of the spiral pipe was larger than that of the vertical pipe. With the load of more than 75% rated, the frictional pressure loss was the largest, accounting for more than 85% of the total pressure loss, and the gravity pressure loss and local pressure loss were very small, accounting about 15% of the total pressure loss. The study on the pressure drop of water wall system was helpful to enhance the reliability and economic effect of the boiler.

ultra supercritical boiler; water wall; hydrodynamic characteristics; pressure drop

2016-08-08。

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金(2015XS93)。

賈明祥 (1991-)，男，碩士研究生，研究方向為電站設(shè)備故障診斷與狀態(tài)監(jiān)測、壓縮空氣儲能技術(shù)等，E-mail：1542950079@qq.com。

TK229

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10.3969/j.issn.1672-0792.2016.12.002