660 MW超臨界直流鍋爐啟動(dòng)過(guò)程優(yōu)化計(jì)算及節(jié)能策略

劉萬(wàn)宇, 楊 冬, 萬(wàn) 李， 劉 丹， 黨 龍， 趙廣勛， 周?？?/p>

(1.西安交通大學(xué) 動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049；2.陜西華電發(fā)電有限責(zé)任公司，陜西蒲城 715501)

鍋爐啟動(dòng)技術(shù)是超臨界機(jī)組的關(guān)鍵技術(shù)之一，由于直流鍋爐的工作原理具有特殊性，其啟動(dòng)過(guò)程也具有某些特殊性[1]。對(duì)于電廠運(yùn)行人員來(lái)說(shuō)，獲得主蒸汽壓力與燃料量投入的對(duì)應(yīng)關(guān)系在鍋爐啟動(dòng)過(guò)程中顯得尤為重要，了解兩者的關(guān)系可以使機(jī)組按照預(yù)定曲線升溫升壓，還可避免相應(yīng)受熱部件超溫。為解決上述問(wèn)題，需要建立能夠準(zhǔn)確模擬鍋爐啟動(dòng)過(guò)程的數(shù)學(xué)模型。目前的發(fā)展趨勢(shì)是建立整臺(tái)機(jī)組的全工況實(shí)時(shí)仿真模型[2]。

對(duì)于機(jī)組的啟動(dòng)過(guò)程來(lái)說(shuō)，根據(jù)動(dòng)態(tài)特性曲線來(lái)確定鍋爐的動(dòng)態(tài)參數(shù)是很有必要的[3-5]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鍋爐各個(gè)部件的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析和研究。?str?m等[6]采用分布參數(shù)模型對(duì)汽包鍋爐長(zhǎng)期的動(dòng)態(tài)過(guò)程進(jìn)行了模擬。Starkloff等[7]提出了亞臨界鍋爐的計(jì)算模型。Oko等[8]開(kāi)發(fā)了能模擬500 MW超臨界燃煤鍋爐燃燒的計(jì)算模型。Schuhbauer等[9]提出了超臨界鍋爐工質(zhì)側(cè)溫度的計(jì)算模型，并對(duì)燃燒部分進(jìn)行了三維數(shù)值模擬。這些研究在其涉及的范圍內(nèi)都取得了較好的計(jì)算結(jié)果，但其中的許多方法進(jìn)行了大量簡(jiǎn)化，只適用于鍋爐在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行點(diǎn)附近發(fā)生微小變化時(shí)的動(dòng)態(tài)特性計(jì)算。

針對(duì)某發(fā)電公司5號(hào)超臨界直流鍋爐啟動(dòng)過(guò)程，筆者開(kāi)發(fā)了能夠模擬該鍋爐冷態(tài)啟動(dòng)過(guò)程的計(jì)算機(jī)程序，并對(duì)該程序進(jìn)行了實(shí)用性驗(yàn)證。通過(guò)試驗(yàn)研究確定了啟動(dòng)過(guò)程中的最小安全流量，對(duì)20%BMCR(其中BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量)啟動(dòng)流量下鍋爐的冷態(tài)啟動(dòng)特性進(jìn)行模擬計(jì)算，得到了從點(diǎn)火至最小直流負(fù)荷的最佳啟動(dòng)曲線，并與該發(fā)電公司目前37%BMCR啟動(dòng)流量方案進(jìn)行了對(duì)比分析，同時(shí)提出了機(jī)組啟動(dòng)過(guò)程中的節(jié)能及安全運(yùn)行策略，這對(duì)節(jié)能減排和加快機(jī)組并網(wǎng)發(fā)電具有積極作用。

1 計(jì)算程序HDBS開(kāi)發(fā)

1.1 爐膛燃燒及流動(dòng)換熱模型

與穩(wěn)態(tài)計(jì)算不同，本次計(jì)算中物理量是隨時(shí)間動(dòng)態(tài)變化的，要確定其隨啟動(dòng)時(shí)間的變化關(guān)系，需要建立合理的爐膛燃燒和流動(dòng)換熱模型。故本次動(dòng)態(tài)模擬主要分為2部分，即爐膛部分和包括過(guò)熱器、再熱器等在內(nèi)的受熱面部分。對(duì)后續(xù)受熱面進(jìn)行建模的前提是先進(jìn)行爐膛燃燒計(jì)算，得到所需要的煙氣參數(shù)，所以模型流程是先進(jìn)行鍋爐燃燒計(jì)算(即爐膛燃燒模型)，后進(jìn)行流動(dòng)換熱計(jì)算(即流動(dòng)換熱模型)，對(duì)流動(dòng)換熱模型的建立主要是求解工質(zhì)側(cè)、煙氣側(cè)參數(shù)與金屬蓄熱所滿足的連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程以及補(bǔ)充方程組成的封閉微分方程。

爐膛燃燒模型將爐膛分為2個(gè)計(jì)算區(qū)域，如圖1所示，燃燒器區(qū)域?yàn)檩椛鋮^(qū)，在該區(qū)只考慮煙氣與爐壁輻射換熱，不考慮兩者間的對(duì)流換熱；而對(duì)流區(qū)為爐膛其余部分，不僅要考慮輻射換熱，還要考慮煙氣流動(dòng)引起的對(duì)流換熱。

圖1 爐膛分區(qū)示意圖Fig.1 Partition of the furnace area

高溫?zé)煔庠谳椛鋮^(qū)放熱的熱平衡方程為：

φBj(Ql-hfo)=Qf+QI

(1)

式中：φ為保熱系數(shù)；Bj為計(jì)算燃料消耗量；Ql為以1 kg計(jì)算燃料為基準(zhǔn)送入爐膛的有效熱量；hfo為輻射區(qū)出口煙氣焓；Qf為輻射區(qū)內(nèi)火焰與爐壁的輻射換熱量；QI為火焰與出口截面I間的輻射換熱量。

鍋爐管道內(nèi)各種工質(zhì)的蓄熱能力不同，且汽水工質(zhì)在不同工況下會(huì)發(fā)生相變[10]。由于整個(gè)換熱過(guò)程模擬比較復(fù)雜，根據(jù)Wang等[11]的水動(dòng)力研究結(jié)果可知，以單管代表管組對(duì)本問(wèn)題影響不大，故將管束流動(dòng)換熱情況用一根管道來(lái)表示，且認(rèn)為換熱均勻,忽略了換熱過(guò)程中的水動(dòng)力不均勻性。

基于以上假設(shè)，質(zhì)量守恒方程為：

(2)

式中：qm為工質(zhì)流量；l為工質(zhì)流動(dòng)方向坐標(biāo)；F為管道橫截面積；ρ為工質(zhì)密度；t為時(shí)間。

動(dòng)量守恒方程為：

(3)

式中：u為工質(zhì)流速；p為工質(zhì)壓力；θ為管道傾角；fp為摩擦壓降；g為重力加速度 。

能量守恒方程為：

(4)

式中：q2為單位時(shí)間內(nèi)金屬壁對(duì)工質(zhì)的換熱量；h為工質(zhì)焓；mw為單位管長(zhǎng)中工質(zhì)質(zhì)量。

對(duì)于省煤器、給水管道等內(nèi)部工質(zhì)與金屬傳熱系數(shù)較大的部位，在模擬過(guò)程中可以忽略工質(zhì)與金屬的溫差；而對(duì)于過(guò)熱器等部件來(lái)說(shuō)，不僅要考慮溫差，還要求解金屬蓄熱的微分方程來(lái)獲得金屬溫度隨時(shí)間的分布情況。金屬蓄熱微分方程為：

(5)

式中：mM為單位管長(zhǎng)金屬質(zhì)量；cM為金屬比熱容；θM為金屬溫度；q1為單位時(shí)間高溫?zé)煔馀c金屬壁的換熱量。

根據(jù)煙氣在輻射區(qū)放熱的熱平衡方程，通過(guò)逐次逼近法可得到輻射區(qū)出口煙氣的溫度和焓；各部件中工質(zhì)參數(shù)可通過(guò)求解以上方程組成的微分方程組獲得；根據(jù)當(dāng)前時(shí)層爐膛出口煙氣參數(shù)和能量守恒方程，可得到該時(shí)刻煙氣在鍋爐各部件處的溫度分布[12]。

1.2 直流鍋爐簡(jiǎn)介及計(jì)算程序輸入結(jié)構(gòu)

所研究的DG2100/25.4-II2型鍋爐是東方鍋爐(集團(tuán))股份有限公司與東方日立鍋爐有限公司合作設(shè)計(jì)制造的660 MW超臨界直流鍋爐。該鍋爐為超臨界參數(shù)變壓直流爐，采用一次再熱、單爐膛、尾部雙煙道、擋板調(diào)節(jié)再熱蒸汽溫度、平衡通風(fēng)、半露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π型鍋爐，設(shè)計(jì)煤種為黃陵長(zhǎng)煙煤，各受壓件布置及汽水流程如圖2所示。

1-冷灰斗；2-螺旋管圈；3-過(guò)渡件；4-垂直管圈；5-折焰角；6-延伸側(cè)墻；7A-尾部煙井；7B-爐頂管；8-省煤器；9-前屏過(guò)熱器；10-后屏過(guò)熱器；11-末級(jí)過(guò)熱器；12-低溫再熱器；13-高溫再熱器；14-汽水分離器；15-集箱;16-連接管道

圖2 鍋爐結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.2 Structure diagram of the boiler

針對(duì)該鍋爐結(jié)構(gòu)及啟動(dòng)過(guò)程，在完成爐膛燃燒模型計(jì)算后，通過(guò)求解流動(dòng)換熱模型中涉及的鍋爐各部件中工質(zhì)側(cè)、煙氣側(cè)參數(shù)與金屬蓄熱所滿足的封閉微分方程組[12]，開(kāi)發(fā)了計(jì)算程序HDBS，其調(diào)用關(guān)系如圖3所示。

圖3 超臨界鍋爐計(jì)算程序調(diào)用關(guān)系流程圖Fig.3 Calculation chart for startup process of the supercritical boiler

按計(jì)算程序要求輸入鍋爐啟動(dòng)系統(tǒng)各種結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)及汽輪機(jī)旁路系統(tǒng)控制參數(shù)。計(jì)算程序按煙氣流程共劃分為13個(gè)計(jì)算部件，按照啟動(dòng)過(guò)程中工質(zhì)流動(dòng)順序，將受熱面依次分為省煤器、水冷壁、爐頂過(guò)熱器、包覆過(guò)熱器、分隔屏過(guò)熱器、后屏過(guò)熱器、末級(jí)過(guò)熱器、低溫再熱器及高溫再熱器,其輸入數(shù)據(jù)包括各個(gè)部件管子結(jié)構(gòu)尺寸，最小直流負(fù)荷時(shí)管內(nèi)工質(zhì)對(duì)流傳熱系數(shù)和管外煙氣傳熱系數(shù)，點(diǎn)火時(shí)刻各個(gè)部件金屬溫度分布和滿負(fù)荷時(shí)主蒸汽質(zhì)量流量、溫度、壓力以及再熱蒸汽質(zhì)量流量、溫度。水冷壁按長(zhǎng)度均分為200個(gè)計(jì)算單位，省煤器、過(guò)熱器與再熱器按長(zhǎng)度各均分為15個(gè)計(jì)算單位，其輸入數(shù)據(jù)包括管子根數(shù)、尺寸以及最小直流負(fù)荷時(shí)煙氣對(duì)流傳熱系數(shù)、輻射傳熱系數(shù)和管內(nèi)工質(zhì)對(duì)流傳熱系數(shù)等。從鍋爐點(diǎn)火時(shí)刻開(kāi)始計(jì)時(shí)，作為曲線起始值，計(jì)算程序初始值從電廠數(shù)據(jù)庫(kù)獲得。

計(jì)算程序的主要功能如下：(1)計(jì)算出燃料量與主蒸汽壓力的對(duì)應(yīng)關(guān)系，還可提供最佳啟動(dòng)曲線，從而在保證設(shè)備安全的前提下縮短啟動(dòng)時(shí)間，節(jié)省啟動(dòng)費(fèi)用并減少工質(zhì)及熱量損失；(2)計(jì)算啟動(dòng)期間各個(gè)時(shí)刻主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度，計(jì)算啟動(dòng)期間各個(gè)時(shí)刻汽水分離器水位，為其水位控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供依據(jù)；(3)計(jì)算啟動(dòng)期間工質(zhì)及熱量損失，并對(duì)鍋爐不同啟動(dòng)方式的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行比較。

2 實(shí)例驗(yàn)證

計(jì)算程序在鍋爐啟動(dòng)過(guò)程優(yōu)化過(guò)程前需進(jìn)行實(shí)用性驗(yàn)證。以2017年2月8日該鍋爐由點(diǎn)火至達(dá)到最小直流負(fù)荷這段冷態(tài)啟動(dòng)過(guò)程為模擬對(duì)象，利用所開(kāi)發(fā)的計(jì)算程序進(jìn)行模擬計(jì)算，比較了啟動(dòng)過(guò)程中燃料量、高壓旁路閥門開(kāi)度、給水質(zhì)量流量、蒸汽溫度及壓力等重要參數(shù)的計(jì)算值與輸入值，其中輸入值為鍋爐實(shí)際啟動(dòng)過(guò)程中主要運(yùn)行參數(shù)，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值擬合得到。啟動(dòng)過(guò)程中燃料量隨時(shí)間的變化曲線如圖4所示，高壓旁路閥門開(kāi)度變化如圖5所示，計(jì)算時(shí)將燃料量和高壓旁路閥門開(kāi)度作為輸入條件，將該曲線擬合成高壓旁路閥門開(kāi)度與時(shí)間的函數(shù)關(guān)系并輸入子程序SPECIFC2中。

圖6給出了冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)給水質(zhì)量流量、主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度計(jì)算值與測(cè)量值的比較。由圖6(a)可知，300 min以前流經(jīng)省煤器的給水質(zhì)量流量為137.45 kg/s，300 min以后給水質(zhì)量流量躍升為217.56 kg/s，計(jì)算值與測(cè)量值符合良好，說(shuō)明所采用的給水質(zhì)量流量計(jì)算模型是正確的。

從圖6(b)和圖6(c)可以看出，主蒸汽溫度、再熱蒸汽溫度計(jì)算值與測(cè)量值基本一致，表明所采用的管內(nèi)工質(zhì)及管外煙氣非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)換熱模型是正確的。

圖4 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)燃料量計(jì)算值與輸入值的比較

Fig.4 Comparison of fuel quantity between calculated results and input data during cold startup process

圖5 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)主蒸汽壓力和高壓旁路閥門開(kāi)度測(cè)量值的變化曲線

Fig.5 Main steam pressure vs. opening of high-pressure bypass valve during cold startup process

(a) 給水質(zhì)量流量

(b) 主蒸汽溫度

(c) 再熱蒸汽溫度圖6 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)給水質(zhì)量流量、主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度計(jì)算值與測(cè)量值的比較Fig.6 Comparison of feedwater flow and main/reheat steam temperature between calculated results and actual measurements

通過(guò)全面比較計(jì)算值與測(cè)量值，可知該計(jì)算程序能夠正確模擬實(shí)際啟動(dòng)過(guò)程，可用于超臨界鍋爐啟動(dòng)過(guò)程優(yōu)化并為用戶提供相應(yīng)啟動(dòng)曲線。

圖7給出了計(jì)算所得的工質(zhì)及熱量損失隨時(shí)間的變化。由圖7可知，至模擬過(guò)程結(jié)束，本次啟動(dòng)過(guò)程中工質(zhì)損失為177.871 t，熱量損失為2.587×1010kJ。綜合計(jì)算結(jié)果，可繪出啟動(dòng)過(guò)程中重要參數(shù)的變化曲線，如圖8所示，可供運(yùn)行人員參考。

圖7 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)工質(zhì)和熱量損失Fig.7 Heat and fluid loss during cold startup process

圖8 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)給水質(zhì)量流量、主蒸汽質(zhì)量流量、燃料量和主蒸汽溫度測(cè)量值的變化曲線

Fig.8 Variation of measured feedwater flow, main steam flow, fuel quantity and main steam temperature during cold startup process

3 鍋爐啟動(dòng)過(guò)程試驗(yàn)研究及優(yōu)化計(jì)算

3.1 20%BMCR啟動(dòng)流量的安全性試驗(yàn)研究

鍋爐啟動(dòng)流量大小直接影響啟動(dòng)過(guò)程中的安全性及經(jīng)濟(jì)性，大的啟動(dòng)流量對(duì)于改善水動(dòng)力特性是有利的，但工質(zhì)及熱量損失都會(huì)增加，因此在保證受熱面得到有效冷卻和工質(zhì)流動(dòng)穩(wěn)定的條件下，應(yīng)盡可能選擇小一些的啟動(dòng)流量。目前超臨界鍋爐的啟動(dòng)流量一般選為30%BMCR左右。

選擇更小的啟動(dòng)流量，可以適應(yīng)當(dāng)前靈活性運(yùn)行和深度調(diào)峰的要求，但同時(shí)也要保證受熱面得到有效冷卻和水動(dòng)力保持穩(wěn)定。直流鍋爐爐膛設(shè)計(jì)的關(guān)鍵是保持位于高熱流區(qū)域水冷壁管內(nèi)足夠的傳熱及均勻的管間金屬溫度。水冷壁的設(shè)計(jì)必須避免超臨界壓力下類膜態(tài)沸騰(PFB)及亞臨界壓力下膜態(tài)沸騰(DNB)的發(fā)生，此外還必須保證流體在蒸干點(diǎn)處金屬管壁得到足夠的冷卻。該鍋爐在BMCR負(fù)荷時(shí)的水冷壁質(zhì)量流速G=2 120 kg/(m2·s)，在20%BMCR負(fù)荷時(shí)水冷壁質(zhì)量流速G=424 kg/(m2·s)。選擇20%BMCR啟動(dòng)流量，對(duì)縮短啟動(dòng)時(shí)間、加快機(jī)組并網(wǎng)發(fā)電具有較好的促進(jìn)作用，但需要對(duì)其安全性進(jìn)行試驗(yàn)研究。

圖9給出了亞臨界壓力區(qū)壓力p=16 MPa，G=430 kg/(m2·s)時(shí)，外壁熱負(fù)荷q對(duì)內(nèi)螺紋管內(nèi)壁溫度隨工質(zhì)焓h變化的影響,其中x為干度。從圖9可以看出，在亞臨界壓力區(qū)壓力和質(zhì)量流速一定的情況下，隨熱負(fù)荷的增加，內(nèi)螺紋管內(nèi)發(fā)生傳熱惡化時(shí)工質(zhì)的臨界干度減??；發(fā)生傳熱惡化后的管內(nèi)壁溫度飛升也更加劇烈。值得注意的是，圖中所示工況下，管內(nèi)發(fā)生傳熱惡化時(shí)工質(zhì)的干度都較大，均大于0.8，這就說(shuō)明在亞臨界壓力區(qū)，內(nèi)螺紋管主要發(fā)生第二類傳熱惡化，即干涸。

圖10給出了亞臨界壓力區(qū)p=12 MPa，q=138kW/m2時(shí)，質(zhì)量流速對(duì)內(nèi)螺紋管內(nèi)壁溫度隨工質(zhì)焓變化的影響。從圖10可以看出，在很大的干度值范圍內(nèi)，內(nèi)螺紋管管壁始終保持在較低的溫度，內(nèi)螺紋管內(nèi)壁溫度較管內(nèi)工質(zhì)溫度略高，高出約9 K。在亞臨界壓力區(qū)壓力和熱負(fù)荷一定的情況下，管內(nèi)質(zhì)量流速由232 kg/(m2·s)增大到430 kg/(m2·s)時(shí)，內(nèi)螺紋管內(nèi)發(fā)生傳熱惡化時(shí)的工質(zhì)干度有所增大，即傳熱惡化被有效滯后。這主要是因?yàn)楫?dāng)質(zhì)量流速增大時(shí)，管內(nèi)流體湍流強(qiáng)度增加，強(qiáng)化了管壁與流體之間換熱的同時(shí)，也使得主流帶走壁面上汽泡的能力增強(qiáng)，迫使壁面無(wú)法形成連續(xù)的汽泡層，大大提高了管內(nèi)壁的換熱效果，在環(huán)狀流區(qū)域，內(nèi)螺紋產(chǎn)生的旋流導(dǎo)致更多的液滴被甩到壁面上，能夠有效抑制第一類傳熱惡化，并使得第二類傳熱惡化有效滯后。

圖9 熱負(fù)荷對(duì)管內(nèi)壁溫度的影響Fig.9 Impact of heat flux on the variation of inner wall temperature

圖10 質(zhì)量流速對(duì)管內(nèi)壁溫度的影響

Fig.10 Impact of mass flux on the variation of inner wall temperature

試驗(yàn)研究表明，采用較低的20%BMCR啟動(dòng)流量既能滿足機(jī)組安全性要求(推遲傳熱惡化的發(fā)生)，又對(duì)縮短啟動(dòng)時(shí)間、加快機(jī)組并網(wǎng)發(fā)電具有較好的促進(jìn)作用。同時(shí)，可以節(jié)約啟動(dòng)燃料量及耗水量，對(duì)節(jié)能減排和適應(yīng)當(dāng)前靈活性運(yùn)行及深度調(diào)峰具有重要的作用。

3.2 20%BMCR啟動(dòng)流量下啟動(dòng)過(guò)程優(yōu)化計(jì)算

該鍋爐目前采用的最小啟動(dòng)流量為37%BMCR，負(fù)荷達(dá)到最小直流負(fù)荷的時(shí)間為1 000 min左右。而啟動(dòng)流量為20%BMCR時(shí),達(dá)到最小直流負(fù)荷時(shí)啟動(dòng)時(shí)間大幅度減少至325 min，鍋爐啟動(dòng)時(shí)間越短，啟動(dòng)費(fèi)用及啟動(dòng)期間熱量損失越少。

圖11給出了冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)主蒸汽升壓曲線及高壓旁路閥門開(kāi)度計(jì)算值的變化曲線。由圖11可知，29.9 min以前，水冷壁中工質(zhì)未汽化，沒(méi)有蒸汽從汽水分離器進(jìn)入過(guò)熱器系統(tǒng)，高壓旁路閥門前壓力保持大氣壓力不變。隨著蒸汽產(chǎn)量的增加，高壓旁路閥門開(kāi)度隨之增大，主蒸汽壓力開(kāi)始上升，直至60 min時(shí)主蒸汽壓力達(dá)到0.7 MPa，此階段升壓速率為0.019 9 MPa/min。此后直到120 min，主蒸汽壓力達(dá)到8.561 MPa，此階段升壓速率為0.149 MPa/min，而此前高壓旁路閥門開(kāi)度已增大到80%，主蒸汽壓力達(dá)到最大值并在負(fù)荷達(dá)到最小直流負(fù)荷之前保持不變，高壓旁路閥門運(yùn)行模式則由閥位方式進(jìn)入定壓方式且開(kāi)度一直不變。

圖11 主蒸汽壓力和高壓旁路閥門開(kāi)度計(jì)算值的變化曲線

Fig.11 Variation of calculated main steam pressure and opening of high pressure bypass valve

圖12給出了與主蒸汽升壓及高壓旁路閥門開(kāi)度變化相匹配的燃料量隨時(shí)間的變化曲線。由圖12可知，130.85 min時(shí)燃料量為30.55 t/h，230.1 min左右時(shí)燃料量達(dá)到34.72 t/h，鍋爐達(dá)到最小直流負(fù)荷時(shí)所需燃料量為54.16 t/h。主蒸汽升壓曲線不同，計(jì)算程序所得的燃料量變化也不同。這就使得計(jì)算程序具有計(jì)算優(yōu)化啟動(dòng)曲線的功能，即根據(jù)壽命分析程序確定好優(yōu)化的升壓曲線后，可采用該計(jì)算程序計(jì)算出與之相對(duì)應(yīng)的優(yōu)化燃料量曲線。

圖13給出了計(jì)算程序所得的鍋爐給水質(zhì)量流量及水冷壁出口蒸汽質(zhì)量流量隨時(shí)間的變化曲線。水冷壁的質(zhì)量流速對(duì)其安全性影響很大，對(duì)于采用內(nèi)螺紋管垂直管圈超臨界鍋爐水冷壁來(lái)說(shuō)，質(zhì)量流速在最小直流負(fù)荷時(shí)應(yīng)大于管道在低負(fù)荷亞臨界區(qū)安全運(yùn)行的最小界限值。從圖13可以看出，一直到模擬過(guò)程結(jié)束，給水質(zhì)量流量始終保持不變；50 min以前，水冷壁出口工質(zhì)為過(guò)冷水，50～265 min水冷壁出口工質(zhì)為汽水兩相混合物，270 min以后水冷壁出口工質(zhì)處于過(guò)熱狀態(tài)，鍋爐負(fù)荷達(dá)到最小直流負(fù)荷。

圖12 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)燃料量計(jì)算值的變化曲線

Fig.12 Variation of calculated fuel quantity during cold startup process

圖13 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)給水質(zhì)量流量和水冷壁出口蒸汽質(zhì)量流量計(jì)算值的變化曲線

Fig.13 Variation of calculated feedwater flow and outlet steam flow of water wall during cold startup process

圖14給出了計(jì)算程序所得的汽水分離器水位隨時(shí)間的變化曲線。從圖14可以看出，啟動(dòng)初始水位維持在18 m不變，開(kāi)始汽化時(shí)水位隨時(shí)間變化較大；32.75 min時(shí)水位發(fā)生較大變化，這與主蒸汽質(zhì)量流量曲線相對(duì)應(yīng)，325 min時(shí)水位降為0。此后儲(chǔ)水箱疏水調(diào)節(jié)閥全部關(guān)閉，鍋爐運(yùn)行狀態(tài)轉(zhuǎn)為直流運(yùn)行狀態(tài)，一直保持到模擬過(guò)程結(jié)束。

圖15給出了計(jì)算程序所得的冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度隨時(shí)間的變化曲線。由圖15可知，48.95 min以前，由于沒(méi)有工質(zhì)流入末級(jí)過(guò)熱器，工質(zhì)溫度保持在初始設(shè)定值不變。在工質(zhì)流入的初始時(shí)刻，由于蒸汽質(zhì)量流量較小，對(duì)金屬的冷卻能力不高，工質(zhì)溫度和金屬壁溫較高，隨著蒸汽質(zhì)量流量的增加，工質(zhì)溫度開(kāi)始略有波動(dòng)。49.65 min以后，隨著蒸汽質(zhì)量流量的增加，由于來(lái)自汽水分離器的工質(zhì)進(jìn)入末級(jí)過(guò)熱器，工質(zhì)溫度逐漸升高。至整個(gè)模擬過(guò)程結(jié)束，主蒸汽溫度達(dá)到520.23 ℃，再熱蒸汽溫度達(dá)到388.84 ℃。圖16給出了計(jì)算程序所得的工質(zhì)及熱量損失隨時(shí)間的變化曲線。由圖16可知，至模擬過(guò)程結(jié)束，工質(zhì)損失為35.94 t，熱量損失為4.73 ×109kJ。綜合計(jì)算結(jié)果，繪出重要參數(shù)的變化曲線，如圖17所示。

圖14 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)汽水分離器水位計(jì)算值的變化曲線

Fig.14 Variation of water levels in moisture separator during cold startup process

圖15 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度計(jì)算值的變化曲線

Fig.15 Variation of calculated main steam temperature and reheat steam temperature during cold startup process

圖16 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)工質(zhì)和熱量損失計(jì)算值的變化曲線

Fig.16 Variation of calculated heat and fluid loss during cold startup process

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，采用20%BMCR啟動(dòng)流量后，工質(zhì)及燃料節(jié)約量見(jiàn)表1。從表1可以看出，降低啟動(dòng)流量至20%BMCR，啟動(dòng)時(shí)間縮短為325 min時(shí)，節(jié)煤率可以達(dá)到79.2%，節(jié)水率可以達(dá)到56.9%。這說(shuō)明20%BMCR啟動(dòng)流量的啟動(dòng)方式極大地節(jié)約了啟動(dòng)過(guò)程中的能耗，對(duì)于機(jī)組快速并網(wǎng)發(fā)電以及節(jié)約啟動(dòng)過(guò)程中燃料量、耗水量和廠用電量都有重要意義。

圖17 冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)給水質(zhì)量流量、主蒸汽質(zhì)量流量、燃料量和主蒸汽溫度計(jì)算值的變化曲線

Fig.17 Variation of calculated feedwater flow, main steam flow, fuel quantity and main steam temperature during cold startup process

表1 20%BMCR啟動(dòng)流量下工質(zhì)及燃料節(jié)約量Tab.1 Fluid and fuel saving under 20%BMCR startup flow t

3.3 啟動(dòng)過(guò)程中的節(jié)能及安全運(yùn)行策略

針對(duì)以上分析研究并結(jié)合實(shí)際鍋爐啟動(dòng)過(guò)程及運(yùn)行規(guī)程，提出了以下節(jié)能及安全運(yùn)行策略：

(1) 啟動(dòng)前應(yīng)對(duì)各系統(tǒng)進(jìn)行檢查，確保一切系統(tǒng)正常后方可進(jìn)行鍋爐啟動(dòng)。鍋爐清洗過(guò)程中利用省煤器進(jìn)行大小流量間歇沖洗，這樣可加速硅鐵垢的擾動(dòng)和剝離。

(2) 吹掃完成后維持爐膛通風(fēng)量在30%～40%BMCR風(fēng)量范圍內(nèi)，直到鍋爐負(fù)荷達(dá)到相應(yīng)水平時(shí)為止，滿足點(diǎn)火后才允許鍋爐點(diǎn)火。根據(jù)以上分析，降低最小直流負(fù)荷為20%BMCR。

(3) 根據(jù)電廠運(yùn)行規(guī)程，為使得啟動(dòng)過(guò)程中干濕轉(zhuǎn)換過(guò)程(達(dá)到最小直流負(fù)荷前)安全順利進(jìn)行，當(dāng)汽水分離器出口出現(xiàn)2～3 K過(guò)熱度后，應(yīng)立即增加機(jī)組負(fù)荷，快速完成此階段。主蒸汽溫度以不超過(guò)520 ℃為宜，為防止啟動(dòng)上部磨煤機(jī)后火焰中心位置上移，可使用多套制粉系統(tǒng)進(jìn)行操作。保證除氧器入口水質(zhì)滿足要求。在除氧器上水正常時(shí)，凝結(jié)水精處理入口水質(zhì)一旦滿足投運(yùn)條件馬上投運(yùn)，該發(fā)電公司精處理出口水質(zhì)控制標(biāo)準(zhǔn)為：Fe質(zhì)量濃度<5 μg/L，SiO2質(zhì)量濃度<10 μg/L。

(4) 啟動(dòng)過(guò)程中高溫受熱面易發(fā)生氧化皮大量剝落事故，嚴(yán)重影響機(jī)組運(yùn)行安全。相應(yīng)控制策略如下：按照計(jì)算曲線結(jié)合運(yùn)行規(guī)程嚴(yán)格控制鍋爐升溫升壓速率，另外控制汽水分離器內(nèi)外壁溫差不大于20 K，在主蒸汽溫度達(dá)到450 ℃以上時(shí)，嚴(yán)格控制蒸汽溫升率；控制受熱面各管屏相鄰間溫差不大于50 K。點(diǎn)火時(shí)盡量控制給水溫度在140 ℃左右。機(jī)組負(fù)荷低于22%額定負(fù)荷時(shí)不使用減溫水，再熱減溫水量應(yīng)小于10%再熱蒸汽質(zhì)量流量。

4 結(jié) 論

(1) 在正確建立和求解爐膛燃燒及各受熱面流動(dòng)換熱模型的基礎(chǔ)上，以某發(fā)電公司5號(hào)直流鍋爐啟動(dòng)過(guò)程為研究對(duì)象，開(kāi)發(fā)了能夠模擬鍋爐冷態(tài)啟動(dòng)過(guò)程的計(jì)算程序HDBS。利用計(jì)算程序?qū)υ摪l(fā)電公司目前37%BMCR啟動(dòng)流量下鍋爐冷態(tài)啟動(dòng)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，并與電廠測(cè)量值進(jìn)行了比較，結(jié)果表明二者吻合較好，計(jì)算程序可用于實(shí)際工程計(jì)算。

(2) 采用較低的20%BMCR啟動(dòng)流量既能滿足機(jī)組安全性要求，又對(duì)縮短啟動(dòng)時(shí)間、加快機(jī)組并網(wǎng)發(fā)電具有較好的促進(jìn)作用。同時(shí)，可以有效節(jié)約啟動(dòng)過(guò)程中的燃料量與耗水量，對(duì)節(jié)能減排和適應(yīng)當(dāng)前靈活性運(yùn)行及深度調(diào)峰具有重要的作用。

(3) 對(duì)采用20%BMCR啟動(dòng)流量下鍋爐的冷態(tài)啟動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得啟動(dòng)過(guò)程中各個(gè)時(shí)刻工質(zhì)側(cè)關(guān)鍵參數(shù)的分布、工質(zhì)及熱量損失、汽水分離器水位及疏水量的變化規(guī)律。計(jì)算結(jié)果可為電廠運(yùn)行人員提供從鍋爐點(diǎn)火至最小直流負(fù)荷的最佳啟動(dòng)曲線。

(4) 與該發(fā)電公司目前37%BMCR啟動(dòng)流量的啟動(dòng)方案相比，以20%BMCR為啟動(dòng)流量時(shí)啟動(dòng)時(shí)間縮短為325 min時(shí)，節(jié)煤率可以達(dá)到79.2%，節(jié)水率可以達(dá)到56.9%，故可以有效節(jié)約啟動(dòng)過(guò)程中的燃料量及耗水量，同時(shí)提出的機(jī)組啟動(dòng)過(guò)程中節(jié)能及安全運(yùn)行策略對(duì)節(jié)能減排和保證機(jī)組安全啟動(dòng)具有重要的作用。