1 000 MW寬負荷超超臨界機組鍋爐水動力特性計算及分析

滕敏華，胡 卿，萬 李，吳劍波，蔣慧卿，歐陽詩潔，楊 冬

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1 000 MW寬負荷超超臨界機組鍋爐水動力特性計算及分析

滕敏華1，胡 卿1，萬 李2，吳劍波1，蔣慧卿2，歐陽詩潔2，楊 冬2

（1.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，浙江 杭州 311121； 2.西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049）

針對 1 000 MW高效寬負荷率超超臨界機組鍋爐結(jié)構(gòu)特點，將水冷壁劃分為由流量回路、壓力節(jié)點和連接管組成的流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)。根據(jù)質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程，建立了超超臨界垂直管圈鍋爐水冷壁水動力計算模型。利用牛頓弦割法求解非線性模型得到了鍋爐在BMCR負荷、75%THA負荷和30%THA負荷下的流量分配、爐膛出口汽溫及水冷壁金屬壁溫分布情況。計算結(jié)果表明：各負荷下，壁溫和鰭片溫度在材料許可范圍內(nèi)，該采用垂直管圈的超超臨界機組鍋爐水冷壁在水動力方面安全可靠；30%THA負荷時水冷壁不會發(fā)生流動不穩(wěn)定性。

寬負荷；調(diào)峰；超超臨界；水冷壁；流動網(wǎng)絡(luò)法；水動力計算；不穩(wěn)定性；清潔燃燒

近年來，隨著居民用電和商業(yè)用電比重的不斷增加，我國電網(wǎng)負荷峰谷差迅速增大，使原本按照基本負荷設(shè)計的600 MW和1 000 MW超超臨界機組也開始頻繁參與調(diào)峰[1-2]。在電網(wǎng)負荷低谷時，機組面臨很大的深度調(diào)峰需求[3]。然而，隨著調(diào)峰深度的增加，低負荷超超臨界機組的熱效率和經(jīng)濟性下降明顯，無法發(fā)揮其低煤耗高效率的優(yōu)勢，造成不必要的能源浪費[4]。因此，研發(fā)高效寬負荷率的超超臨界機組，使其在寬負荷、調(diào)峰及快速變負荷條件下安全高效運行，是現(xiàn)階段清潔煤燃燒技術(shù)的首要問題[5-6]。與常規(guī)超臨界機組鍋爐相比，超超臨界機組鍋爐運行參數(shù)更高，爐內(nèi)熱負荷更大，水冷壁管內(nèi)工質(zhì)既可能運行于高負荷時的超超臨界狀態(tài)，也可能工作在低負荷時的汽水兩相區(qū)域，因此安全可靠的水冷壁技術(shù)是發(fā)展1 000 MW高效寬負荷率超超臨界機組鍋爐的關(guān)鍵技術(shù)之一。

目前，國內(nèi)外學者對超超臨界機組鍋爐水動力計算進行了廣泛而深入的研究，鍋爐水動力計算方法從復(fù)雜且精度低的圖解法發(fā)展到可以在計算機上應(yīng)用的流動網(wǎng)絡(luò)法[7-9]。本文針對高效寬負荷率超超臨界機組鍋爐布置方案，基于流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)開發(fā)出的超超臨界機組垂直管圈鍋爐水動力計算程序[10]，得出BMCR、75%THA和30%THA負荷下的壓力、流量、汽溫和壁溫等熱力參數(shù)的分布規(guī)律。根據(jù)計算結(jié)果對水冷壁的運行特性進行了全面的評價和分析，以確保設(shè)備安全可靠運行。

1 鍋爐概況

本工程鍋爐為超超臨界變壓運行直流鍋爐，采用П型布置、單爐膛、一次中間再熱、新型雙切圓低NO主燃燒器和高位燃盡風分級燃燒技術(shù)、反向雙切圓燃燒方式，爐膛為優(yōu)化內(nèi)螺紋管垂直上升膜式水冷壁，循環(huán)泵啟動系統(tǒng)；調(diào)溫方式除煤/水比外，還采用煙氣分配擋板、燃燒器擺動、噴水等方式。鍋爐結(jié)構(gòu)簡圖如圖1所示。爐膛寬度34 220 mm，爐膛深度15 670 mm，水冷壁下集箱標高為5 144 mm，爐頂管中心標高為73 400 mm。水冷壁管共有1 956根，下爐膛均為35 mm×5.67 mm（最小壁厚）六頭螺紋管，管材均為15CrMoG，節(jié)距為48 mm，管子間加焊的扁鋼寬為13 mm，厚度6 mm，材質(zhì)15CrMoG，在到達標高約36 328.2 mm處，管子材質(zhì)變?yōu)?2CrMoV，節(jié)距不變。下爐膛水冷壁工質(zhì)經(jīng)中間集箱混合后，進入上爐膛垂直管圈水冷壁，管子 為28.6 mm×5.8 mm光管，管材為12CrMoV，節(jié)距47.6 mm。后煙道處管屏前墻管子規(guī)格為38 mm×10 mm，后墻管子規(guī)格為42 mm×13 mm，側(cè)墻管子規(guī)格為38 mm×10 mm，中間隔墻管子規(guī)格為32 mm×7.5 mm。

圖1 鍋爐結(jié)構(gòu)（mm）

對于1 000 MW寬負荷率超超臨界機組鍋爐，BMCR、75%THA、30%THA 3個負荷時的水冷壁運行參數(shù)見表1。

表1 水冷壁運行熱力參數(shù)

Tab.1 The operating parameters of the water wall

本鍋爐具有以下優(yōu)點：1）正流量響應(yīng)特性賦予了鍋爐自主控制水冷壁管間吸熱偏差和流量偏差的能力，改善了其燃燒與汽溫匹配特性，增強了鍋爐的煤種適應(yīng)性，同時可以取消水冷壁節(jié)流孔圈；2）低質(zhì)量流速和取消節(jié)流孔圈使得水冷壁的流動阻力降低，減少了給水泵的功耗，節(jié)能效果明顯。

2 數(shù)學模型

2.1 回路劃分及熱負荷分布

圖2為下爐膛計算回路劃分示意?；芈穭澐种饕Y(jié)合爐膛的熱負荷分布曲線，分配各回路的管子根數(shù)。在熱負荷沿爐膛水平方向變化快的區(qū)域劃分的管子根數(shù)少，在熱負荷沿爐膛水平方向變化慢的區(qū)域劃分的管子根數(shù)多。由圖2可以看出，下爐膛共劃分了90個回路，其中前、后墻各劃分 30個回路，左、右墻各劃分15個回路。按照同樣的方法，將上爐膛共劃分104個回路，其中前、后墻各劃分36個回路，左、右墻各劃分16個回路。后煙道前、后包墻均劃分了12個回路，中間隔墻劃分了16個回路。

圖2 下爐膛回路劃分示意

根據(jù)典型的四角切圓燃燒鍋爐爐膛熱負荷分布曲線，結(jié)合以往的經(jīng)驗數(shù)據(jù)，得到鍋爐爐膛沿水冷壁相對高度的熱負荷分布曲線如圖3所示。圖中水平環(huán)帶熱負荷為某一高度的平均熱負荷，尖峰熱負荷指最大局部熱負荷，是考慮結(jié)渣以及各種可能的極端運行工況后某一高度上可能的最大熱負荷，用于壁溫計算。由圖3可以看出，爐膛熱負荷隨著水冷壁的高度的增加而增加，到達峰值后則逐漸減小，最終保持不變。

圖3 爐膛沿水冷壁相對高度熱負荷分布

2.2 流量分配及壓力計算模型

將超超臨界機組鍋爐水冷壁等效為流動網(wǎng)格系統(tǒng)，可以將水冷壁劃分為流量回路、壓力節(jié)點、連接管等三類元件。根據(jù)質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程，建立超超臨界機組直流鍋爐水冷壁流量分配計算模型[11]。

假設(shè)各回路的流量及各節(jié)點的壓力，列出流量回路、連接管和壓力節(jié)點所遵循的質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程、能量守恒方程。對這些方程組成的封閉非線性方程組進行求解，即可得到各回路的流量分配和節(jié)點壓力分布[11]。

圖4為流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意。圖中括號內(nèi)數(shù)字為流量未知數(shù)和壓力未知數(shù)。從省煤器出口集箱到分離器之間共假設(shè)351個未知數(shù)，共需建立351個方程組。其中1—315為流量未知數(shù)，需建立315個壓力方程；316—351為壓力未知數(shù)，需建立36個流量方程。聯(lián)立求解這351個壓力方程和質(zhì)量守恒方程，即可求得351個未知量。

1—30回路的壓降平衡方程：

式中：()為第節(jié)點的壓力，kPa；Δ()為第回路的總壓降，kPa。

312節(jié)點的質(zhì)量守恒方程：

式中：(279)為第279引出管流量，kg/s；()為回路的質(zhì)量流量。

2.3 壁溫及鰭端溫度計算模型

根據(jù)爐膛熱負荷均流系數(shù)分布模型和等截面直肋導(dǎo)熱控制方程，建立了內(nèi)壁溫度、中間點溫度、外壁溫度、鰭根溫度和鰭端溫度沿爐膛高度分布的計算模型，具體計算方法見文獻[12]。

圖4 流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意（mm）

換熱系數(shù)的計算與流體溫度、狀態(tài)及壁溫等因素有關(guān)。文獻[13]對適應(yīng)于高效寬負荷率鍋爐水冷壁管進行了實驗研究，并擬合了計算換熱系數(shù)的相關(guān)公式。試驗結(jié)果表明：在超超臨界壓力區(qū)，優(yōu)化內(nèi)螺紋管在擬臨界點前后的換熱特性不同；擬臨界點之前優(yōu)化內(nèi)螺紋管的換熱系數(shù)，明顯要大于擬臨界點之后的換熱系數(shù)。因此，針對高焓值區(qū)域和低焓值區(qū)域分別整理，采用比熱容比和截面上積分平均比熱容來修正換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 水冷壁壓降

表2列出了3個負荷時水動力計算得出的水冷壁各部分壓力。由表2可見：在BMCR負荷、75%THA負荷和30%THA負荷時，系統(tǒng)的總壓降（從下爐膛水冷壁入口集箱到分離器入口的壓降）分別為1.31、0.88、0.65 MPa；各個負荷時鍋爐各爐墻的水冷壁壓降偏差不大，在合理范圍內(nèi)。

3.2 回路流量分配

圖5為3個負荷時下爐膛各回路單管質(zhì)量流速分布情況。由圖5可以看出：下爐膛前后墻、左右側(cè)墻質(zhì)量流速分布對稱，這是爐膛結(jié)構(gòu)以及熱負荷對稱的結(jié)果[14]；在下爐膛各面墻中，位于墻體中部的回路質(zhì)量流速較高，位于兩側(cè)的回路質(zhì)量流速較低，質(zhì)量流速較高的回路對應(yīng)的熱負荷偏差系數(shù)較大，吸熱量也較高。BMCR負荷時，最大流量出現(xiàn)在16回路，最小流量出現(xiàn)在48回路，質(zhì)量流速范圍為974.4~1 230.4 kg/(m2·s)，最大質(zhì)量流速偏差為20.8%；75%THA負荷時，最大流量出現(xiàn)在20回路，最小流量出現(xiàn)在76回路，質(zhì)量流速范圍為701.2~945.4 kg/(m2·s)，最大質(zhì)量流速偏差為25.8%；30%THA負荷時，最大流量出現(xiàn)在20回路，最小流量出現(xiàn)在45和76回路，質(zhì)量流速范圍為220.2~431.8 kg/(m2·s)，最大質(zhì)量流速偏差為49%。這種質(zhì)量流速和熱負荷的匹配情況對鍋爐安全運行十分有利，也體現(xiàn)了優(yōu)化內(nèi)螺紋管正流量響應(yīng)特性的優(yōu)點。

表2 水冷壁各部分壓力分布計算結(jié)果

Tab.2 The pressure drops in water walls of different walls MPa

圖5 3個負荷時下爐膛各回路單管質(zhì)量流速分布

3.3 爐膛出口汽溫分布

圖6為3個負荷時下爐膛出口汽溫分布。從圖6可以看出：在BMCR負荷和75%THA負荷時，流量較小的回路相應(yīng)出口溫度值較低；四面墻最高溫度出現(xiàn)在前墻，最小溫度出現(xiàn)在左右側(cè)墻，四面墻最高出口汽溫和最低出口汽溫的偏差分別約為20.9 ℃和7.0℃，是垂直管圈各回路的吸熱偏差不同所致；下爐膛前、后墻平均出口汽溫分別為392.1、374.4 ℃和393.5、375 ℃；下爐膛左、右側(cè)墻平均出口汽溫分別為389.9、374.0 ℃和389.9、374.0 ℃。

在30%THA負荷時，工質(zhì)在下爐膛出口處于均兩相區(qū)，下爐膛前、后、左、右墻的溫度分布全部一致，工質(zhì)出口溫度均為333.2 ℃。工質(zhì)處于亞臨界區(qū)，存在汽液共存區(qū)。

圖6 3個負荷時下爐膛出口汽溫分布

圖7為3個負荷時上爐膛出口汽溫分布。從 圖7可以看出：在BMCR負荷下，四面墻最高溫度出現(xiàn)在后墻，最小溫度出現(xiàn)在左右側(cè)墻，四面墻溫度分布除后墻外非常相似，各墻溫度均呈明顯的對稱性，最大出口汽溫偏差為19 ℃；在75%THA負荷下，四面墻最高溫度出現(xiàn)在后墻，最低溫度出現(xiàn)在左右側(cè)墻，最大出口汽溫偏差為15 ℃，原因也是由于垂直管圈各回路存在一定的吸熱偏差；上爐膛出口汽溫偏差較小，在安全要求范圍之內(nèi)；在BMCR負荷和75%THA負荷下，計算得到的上爐膛前、后墻平均出口汽溫分別為408.4、381.1 ℃和410.1、382.1 ℃；上爐膛左、右側(cè)墻平均出口汽溫分別為405.4、378.2 ℃和405.4、378.2 ℃。

圖7 3個負荷時上爐膛出口汽溫分布

在30%THA負荷時，除后墻外，上爐膛各面墻的溫度分布類似，最高出口汽溫和最低出口汽溫的偏差約為78 ℃。

3.4 壁溫分布與鰭片溫度計算

圖8為BMCR負荷時下爐膛受熱最強管第16回路的工質(zhì)溫度、內(nèi)壁溫度、中間點溫度、外壁溫度和鰭端溫度沿爐膛高度方向的變化曲線。由圖8可以看出：在BMCR負荷下，工質(zhì)一直處于單相區(qū)，因此工質(zhì)溫度隨著爐膛高度的增加而增加，壁溫也隨著升高；對下爐膛來說，下爐膛在燃燒器以上部位壁溫較高，各個回路的中間點壁溫最高值為437.7 ℃，外壁溫度最高值為466.7 ℃，鰭端溫度最高值為469.6 ℃，選用15CrMoG可以滿足安全要求。

圖8 BMCR負荷時下爐膛第16回路工質(zhì)及金屬溫度沿爐膛高度分布

圖9為BMCR負荷時上爐膛前墻受熱最強管第108回路的金屬壁溫沿爐膛高度方向的變化曲線。

圖9 BMCR負荷時上爐膛第108回路工質(zhì)及金屬溫度沿爐膛高度的分布

由圖9可以看出，工質(zhì)溫度隨著爐膛高度的增加而升高，上爐膛外壁溫度最高達到456.0 ℃，中間點溫度最高值為439.7 ℃，鰭端溫度最高值為468.2 ℃，選用12CrMoV可以滿足安全要求。

圖10為BMCR負荷時后煙道中間隔墻受熱最強的第242回路的金屬壁溫沿爐膛高度方向的變化曲線。對于后煙道中間隔墻，開始是雙面受熱，之后變?yōu)橹芟蚴軣?。由圖10可以看出：工質(zhì)溫度和金屬壁溫均隨著高度增大而升高，并在出口處達到最高值，外壁溫度最高為485.1 ℃，中間點溫度最高為471.6 ℃；由于在后煙道隔墻管子間的鰭片高度較高，因此按計算結(jié)果，鰭端溫度相比管子溫度較高，在周向受熱時，沒有鰭片結(jié)構(gòu)，故鰭端溫度只有部分變化曲線；后煙道外壁溫度最高值達到489.8 ℃，中間點溫度最高值為484.2 ℃，鰭端溫度最高值為555.3 ℃，同樣可以滿足安全要求。

圖10 BMCR負荷時后煙道第242回路工質(zhì)及金屬溫度沿爐膛高度分布

4 水冷壁流動不穩(wěn)定性分析

作為一種動力設(shè)備，鍋爐的運行應(yīng)能適應(yīng)負荷的要求及克服各種外界條件變化時產(chǎn)生的干擾。由于流動不穩(wěn)定性的發(fā)生受管路熱負荷影響明顯，建立了適用于超超臨界機組鍋爐流動不穩(wěn)定性分析的一維單通道通用數(shù)值計算模型，采用時域法對控制方程進行求解，詳細內(nèi)容見文獻[15]。選取下爐膛前墻的受熱最強管第16回路為典型回路，計算分析其在30%THA負荷下的流動不穩(wěn)定性。在1.1、1.2和1.3倍熱負荷擾動時進出口流量的計算結(jié)果分別如圖11—圖13所示。由圖11—圖13可以看出：對第16回路施加1.1、1.2和1.3倍擾動后，進、出口流量脈動的振幅隨時間逐漸減小，最終進出口流量相等，恢復(fù)到穩(wěn)定狀態(tài)；隨著熱負荷擾動倍數(shù)的增加，進、出口流量脈動的振幅也逐漸增加，但仍隨時間逐漸減小至消失，表明 第16回路的流動是穩(wěn)定的。

圖11 1.1倍熱負荷擾動進、出口流量脈動

圖12 1.2倍熱負荷擾動進、出口流量脈動

圖13 1.3倍熱負荷擾動進、出口流量脈動

5 結(jié) 論

1）在BMCR負荷、75%THA負荷和30%THA負荷時，各爐墻的水冷壁壓降合理。對于下爐膛各回路，回路質(zhì)量流速與熱負荷成正比，體現(xiàn)了優(yōu)化內(nèi)螺紋管流量正響應(yīng)特性。

2）BMCR負荷時，上下爐膛由于是垂直管圈結(jié)構(gòu)，各個回路流量分配不太均勻，導(dǎo)致出口汽溫分布也出現(xiàn)一定偏差，下爐膛各面墻的出口汽溫偏差最大為20.9 ℃；75%THA負荷時，下爐膛四面墻最大汽溫偏差為7.0 ℃；30%THA負荷時，下爐膛四面墻最大汽溫偏差為0 ℃。

3）BMCR負荷時，下爐膛在燃燒器以上部位壁溫較高，最高中間點壁溫為437.7 ℃，最高外壁溫度為466.7 ℃；上爐膛水冷壁管最高外壁溫度為456.0 ℃，中間點溫度為439.7 ℃。75%THA和30%THA負荷時溫度水平更低。金屬溫度處于材料許用溫度之內(nèi)，1 000 MW超超臨界機組鍋爐水冷壁選用15CrMoG和12Cr1MoVG可以滿足安全要求。

4）對前墻受熱最強管第16回路，30%THA時施加1.1倍、1.2倍、1.3倍熱負荷擾動，水冷壁進、出口流量趨于一致，不會發(fā)生流動不穩(wěn)定性。

5）計算結(jié)果表明，該采用垂直管圈的超超臨界機組鍋爐水冷壁在水動力方面是安全可靠的，該研究結(jié)果可為我國開發(fā)具有自主產(chǎn)權(quán)的高效寬負荷率超超臨界機組鍋爐設(shè)計提供重要依據(jù)。

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Calculation and analysis on hydrodynamic characteristics of an ultra-supercritical unit boiler with 1 000 MW broad regulation load

TENG Minhua1, HU Qing1, WAN Li2, WU Jianbo1, JIANG Huiqing2, OUYANG Shijie2, YANG Dong2

(1. Zhejiang Energy Group R&D Institute Co., Ltd., Hangzhou 311121, China; 2. State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

According to the structural character of an ultra-supercritical 1 000 MW unit boiler with high frequency and broad regulation load, the water system can be equivalent to a network system consisting of flow circuits, pressure grids and connecting tubes. On the basis of the mass conservation equation, momentum conservation equation and energy conservation equation, the hydrodynamic calculation model of water wall of the ultra-supercritical vertical tube coils boiler is established. By using the Newton’s chord cutting method, the nonlinear model is solved, and the mass flux distribution, outlet vapor temperatures and metal temperatures at BMCR, 75%THA and 30%THA load are obtained. The results show that, the temperature of the wall and fin is within the allowable range of materials and the water wall of the ultra-supercritical vertical tube coils boiler is safe and reliable in hydrodynamic aspect. The water wall will not flow instability at 30% THA load.

broad regulation load, peak regulation, ultra supercritical, water wall, flow network method, hydrodynamic calculation, flow instability, clean combustion

TK223.3

A

10.19666/j.rlfd.201809193

滕敏華, 胡卿, 萬李, 等. 1 000 MW寬負荷超超臨界機組鍋爐水動力特性計算及分析[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(4): 60-67. TENG Minhua, HU Qing, WAN Li, et al. Calculation and analysis on hydrodynamic characteristics of an ultra-supercritical unit boiler with 1 000 MW broad regulation load[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(4): 60-67.

2018-09-10

滕敏華(1969—)，男，高級工程師，主要研究方向為熱力性能試驗和燃燒調(diào)整技術(shù)，tengmh@zjentc.com。

（責任編輯 馬昕紅）