超超臨界循環(huán)流化床鍋爐主燃料跳閘及鍋爐跳閘動(dòng)態(tài)特性仿真

中圖分類號(hào)：TK227.7 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1000-582X（2025）07-094-10

Dynamic simulation of a ultra-supercritical circulating fluidized bed boiler during main fuel trip and boiler trip

LI Guo13，TAO Xiangyu2， ZHANG Zonglong2， YANG Chen2，DENG Qigang ^1，3 ，NIE Li^1，3 HE Wei3，LI Weichen'3，LU Jiayi'3，GONG Liming13 Clean Combustion and Flue Gas Purification Key Laboratory of Sichuan Province，Chengdu 611731， ： R.China; 2.School of Energy and Power Engineering，Chongqing University，Chongqing 40044，P.R. China; 3. Dongfang Electric Corporation， Dongfang Boiler Group Co.，Ltd.， Zigong， Sichuan 6430o1，P.R. China）

Abstract：To investigate the dynamic characteristics ofan ultra-supercritical circulating fluidized bed （CFB）boiler during main fuel trip （MFT） and boiler trip （BT） events， a mathematical model of a 660MW ultra-supercritical CFB boiler was established using the Apros simulation platform.The model dynamically simulates MFT and BT scenarios under coal conbustion conditions at 100% BMCR （boiler maximum continuous rating）， 75% THA （turbine heat acceptance） and 50% THA operating loads. Numerical results show that under 50% THA operating conditions，the steam-water separator rapidly transitions from dry to wet operation folowing MFT and BT activationand gradually returns to dry operation after system reset.These frequent dry-wet transitions increase thermal stress on the steam-water separator， potentially reducing its service life and compromising equipment safety.Therefore，triggering MFT and BT under low-load conditions should be avoided to ensure system reliability.

Keywords： ultra-supercritical; circulating fluidized bed boiler; main fuel trip; boiler trip; dynamic simulation

循環(huán)流化床燃燒技術(shù)得益于良好的燃料適應(yīng)性和環(huán)保性能，在國內(nèi)得到了快速發(fā)展，容量更大、參數(shù)更高、環(huán)保性能更好是循環(huán)流化床鍋爐的主要發(fā)展方向[]。2019年國家能源局正式批復(fù)貴州威赫電廠660MW 超超臨界循環(huán)流化床鍋爐示范項(xiàng)目[4]，2020年貴州威赫 660MW 超超臨界CFB（circulating fluidizedbed，CFB）鍋爐發(fā)電機(jī)組進(jìn)入建造階段，貴州威赫 660WM 超超臨界CFB鍋爐是目前世界上循環(huán)流化床單機(jī)容量最大、參數(shù)等級(jí)最高、機(jī)組整體性能最先進(jìn)的鍋爐，解決了高硫無煙煤高效、清潔利用的世界難題。

國內(nèi)針對(duì)清潔高效的超超臨界循環(huán)流化床鍋爐已有多項(xiàng)研究[5-8]，對(duì)于 660MW 超超臨界CFB鍋爐的子系統(tǒng)的研究也有報(bào)道[]，但對(duì) 660MW 超超臨界CFB鍋爐的整體系統(tǒng)特性，尤其是系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的研究則較少?，F(xiàn)有研究主要關(guān)注鍋爐的子系統(tǒng)，如汽水系統(tǒng)、燃燒系統(tǒng)、灰循環(huán)系統(tǒng)等，而針對(duì) 660MW 超超臨界CFB鍋爐系統(tǒng)級(jí)的仿真研究少有報(bào)道。研究鍋爐整體的動(dòng)態(tài)特性，特別是事故工況下鍋爐的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，對(duì)CFB鍋爐的安全有效運(yùn)行具有重要意義。文中利用APROS仿真支撐軟件建立了 660MW 超超臨界CFB鍋爐整體動(dòng)態(tài)仿真模型，研究了 660MW 超超臨界CFB鍋爐運(yùn)行時(shí)的動(dòng)態(tài)特性，包括主燃料跳閘（masterfueltrip，MFT）和鍋爐跳閘（boilertrip，BT）。

1系統(tǒng)模型

1.1 鍋爐本體

文中建立數(shù)學(xué)模型的對(duì)象為貴州威赫 660MW 超超臨界循環(huán)流化床鍋爐，布置圖如圖1所示，該鍋爐采用單爐膛，褲叉腿結(jié)構(gòu)。一次風(fēng)由底部的布風(fēng)板進(jìn)人爐膛，使?fàn)t膛底部的床層處于流化態(tài)。在一次風(fēng)作用下，床料從底部爐膛向上運(yùn)動(dòng)。隨著爐膛升高，固體向上運(yùn)動(dòng)速度逐漸減小，在爐膛壁面附近向下運(yùn)動(dòng)，形成爐膛內(nèi)的物料循環(huán)過程。爐膛出口的顆粒物被旋風(fēng)分離器捕獲進(jìn)入外置床并從返料器返回爐膛，形成物料的外部循環(huán)。

圖1循環(huán)流化床鍋爐布置示意圖 Fig.1 Layout of circulating fluidizedbed boiler

1.2CFB爐膛的氣固兩相流動(dòng)與傳熱模型

1.2.1 氣固兩相流動(dòng)模型

CFB爐膛氣固兩相流動(dòng)基于“核心-環(huán)\"模型，由于爐膛內(nèi)顆粒物濃度的分布不均勻，中心核心區(qū)固體顆粒濃度較低向上運(yùn)動(dòng)，壁面附近固體顆粒濃度較高圍繞核心區(qū)向下運(yùn)動(dòng)形成環(huán)狀區(qū)，構(gòu)成“核心-環(huán)\"流動(dòng)結(jié)構(gòu)，如圖2所示[12]。

圖2CFB中“核心-環(huán)”流動(dòng)結(jié)構(gòu)示意圖

在APROS仿真模型中，CFB爐膛沿爐膛高度方向劃分為若干個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)包含1對(duì)“核心-環(huán)”，按照固體顆粒的濃度分布，將爐膛分為底部密相區(qū)和上部稀相區(qū)，如圖3所示[13-14]。

Fig.2Schematicdiagramofthe\"core-ring\"flowstructure inCFB

圖3APROS中CFB的\"核心-環(huán)\"模型 Fig.3The \"core-ring\"model of CFB in APROS

1）稀相區(qū)：每一個(gè)氣相節(jié)點(diǎn)包含2個(gè)固相節(jié)點(diǎn)（“核心-環(huán)\"對(duì)），用分流系數(shù)調(diào)節(jié)“核心-環(huán)\"對(duì)之間的固體質(zhì)量輸運(yùn)，最上部節(jié)點(diǎn)與旋風(fēng)分離器相連。在核心區(qū)，固體顆粒向下運(yùn)動(dòng)，在環(huán)狀區(qū)向下運(yùn)動(dòng)。

2）界面層（interfacelayer）：提供稀相區(qū)求解的邊界條件，是一個(gè)虛擬的界面。

3）底部床層（high-densitybed）：只有一個(gè)節(jié)點(diǎn)，假定固體顆?；旌暇鶆?。

1.2.2 傳熱模型

爐膛內(nèi)的傳熱發(fā)生在爐內(nèi)氣固兩相流與各受熱面之間，如圖4所示[14]。

圖4APROS中CFB的傳熱模型

Fig.4HeattransfermodelofCFBinAPROS

傳熱模型簡化為：

1）爐膛內(nèi)氣固兩相之間充分換熱，氣固兩相溫度相等；

2）“核心-環(huán)”之間只有通過質(zhì)量輸運(yùn)產(chǎn)生的能量交換，忽略熱擴(kuò)散；

3）將氣-固兩相與水冷壁之間的傳熱簡化為只有氣相與水冷壁進(jìn)行傳熱。

努塞爾數(shù) Nu_s，g^[15]

式中： ε_s，mf 表示最小流化速度下的固相體積分?jǐn)?shù)； ρ_g，ρ_s 分別為氣相和固相密度； ΔL 為節(jié)點(diǎn)高度； g 為重力加速度； Re 為雷諾數(shù)； Pr 為普朗特?cái)?shù)。

節(jié)點(diǎn)壓損 Δp 計(jì)算式為

式中： A_b 為節(jié)點(diǎn)面積； m_s 為節(jié)點(diǎn)內(nèi)質(zhì)量。壓力損失系數(shù)計(jì)算為

式中， u_g 為氣相速度。床層和燃料的熱擴(kuò)散采用以下公式計(jì)算。用2個(gè)相鄰節(jié)點(diǎn) i 和 （i+1） 計(jì)算由于顆粒運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的熱擴(kuò)散[15]：

式中： 為定壓比熱容； D_th 是熱擴(kuò)散系數(shù)； m_i 為節(jié)點(diǎn) i 中質(zhì)量; T_i 和 T_i+1 分別為節(jié)點(diǎn) i 和 （i+1） 的平均溫度。

燃料擴(kuò)散的擴(kuò)散速度為

式中： m_i，fuel 和 m_{i+1，fuel} 分別為節(jié)點(diǎn) i 和 i+1 中的燃料。

平均床溫為

式中： V_i 為節(jié)點(diǎn) i 的體積； V_{tot，bed} 為床層總體積。

1.4 煙風(fēng)系統(tǒng)

1.4.1一次風(fēng)系統(tǒng)

一次風(fēng)經(jīng)空氣預(yù)熱器加熱后，作為一次燃燒用風(fēng)和流化風(fēng)進(jìn)入爐膛底部的水冷風(fēng)室，通過布置在布風(fēng)板上的風(fēng)帽使床料流化，形成向上流動(dòng)的氣固兩相流。

1.4.2 二次風(fēng)系統(tǒng)

二次風(fēng)經(jīng)暖風(fēng)器，空氣預(yù)熱器加熱后分為2層，進(jìn)入爐膛下部內(nèi)側(cè)及外側(cè)，作為燃燒以及燃燒調(diào)整用風(fēng)。

1.4.3 煙氣系統(tǒng)

燃料燃燒產(chǎn)生的熱煙氣將熱量傳遞給爐膛水冷壁，然后流經(jīng)旋風(fēng)分離器，進(jìn)入后豎井包墻，墻內(nèi)布置有低溫過熱器、低溫再熱器和省煤器。煙氣再進(jìn)入煙氣給水加熱器和空氣預(yù)熱器，最后進(jìn)入除塵器，流向煙肉，排向大氣。

圖5CFB的煙-風(fēng)系統(tǒng)示意圖

Fig.5Schematic diagram of the air-flu gas system

1.5 汽水系統(tǒng)

1.5.1 氣液兩相流動(dòng)模型

為了精確地模擬汽水系統(tǒng)“氣-液\"兩相流動(dòng)的動(dòng)態(tài)特性，采用氣液兩相流動(dòng)的“六方程\"模型。氣液兩相流模型分別針對(duì)氣相以及液相建立質(zhì)量守恒、能量守恒以及動(dòng)量守恒方程。汽水側(cè)氣液兩相流數(shù)學(xué)模型如下所示[1]：

質(zhì)量守恒：

動(dòng)量守恒：

能量守恒：

式中：下標(biāo) k 表示氣體和液體中任意一種；下標(biāo) i 和 w 分別表示兩相與壁面接觸面； T 表示兩相之間質(zhì)量交換率； F 表示摩擦力； 表示熱量；動(dòng)量方程后3項(xiàng)分別表示閥門摩擦力、沿程摩擦和泵的壓頭，能量方程中 h 表示考慮了動(dòng)能在內(nèi)的總焓。

1.5.2 過熱蒸汽系統(tǒng)

鍋爐給水從給水泵出口進(jìn)入煙氣給水加熱器，吸收煙氣熱量后進(jìn)入省煤器，由省煤器出口集箱經(jīng)連接管進(jìn)入水冷壁入口集箱，從水冷壁出口的蒸汽（或汽水混合物）進(jìn)入汽水分離器。在鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，水冷壁出口為汽水混合物，經(jīng)汽水分離器后疏水進(jìn)入儲(chǔ)水罐，蒸汽則依次流經(jīng)旋風(fēng)分離器入口煙道、后豎井包墻、吊掛管、低溫過熱器，再流經(jīng)爐膛內(nèi)的中溫過熱器，最后流經(jīng)外置床中的高溫過熱器。過熱蒸汽溫度是由水-煤比和三級(jí)噴水減溫來控制。第一級(jí)減溫器布置在低溫過熱器（low temperature superheater，LTS）出口和一級(jí)中溫過熱器（intermediate temperature superheater1，ITS1）之間;第二級(jí)減溫器布置在二級(jí)中溫過熱器（ITS2）出口和一級(jí)高溫過熱器（high temperature superheater1，HTS1）之間;第三級(jí)減溫器布置在一級(jí)高溫過熱器和二級(jí)高溫過熱器（HTS2）之間，減溫水來自省煤器出口。

圖6過熱蒸汽系統(tǒng)示意圖

Fig.6Schematicdiagramof thesuperheatedsteamsystem

1.5.3 再熱蒸汽系統(tǒng)

從汽輪機(jī)高壓缸抽取的再熱蒸汽依次流經(jīng)尾部煙道中的低溫再熱器（low temperature reheater，LTR）和外置床中的高溫再熱器（high temperature reeater，HTR），最后引人汽輪機(jī)中壓缸。再熱蒸汽汽溫主要通過調(diào)節(jié)外置床中高溫再熱器的灰流量實(shí)現(xiàn)，在低溫再熱器出口管道上布置有事故減溫水，作為事故狀態(tài)下的調(diào)節(jié)手段。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 模型的穩(wěn)態(tài)校核

研究主要在 100% BMCR、 75% THA和 50% THA工況下進(jìn)行，分別以上述3種的穩(wěn)態(tài)工況進(jìn)行穩(wěn)態(tài)校核驗(yàn)證。 100%BMCR、75%THA 和 50% THA工況下主要參數(shù)的設(shè)計(jì)值和仿真值如表1所示?？梢钥闯?，3種工況下的主要參數(shù)的相對(duì)誤差均在 1% 以內(nèi)，個(gè)別參數(shù)誤差在 5% 以內(nèi)，說明該模型在上述3種工況下均有良好的仿真精度，能夠滿足仿真要求。

圖7給出了不同工況下，爐膛內(nèi)溫度以及固體顆粒物濃度分布?？梢钥闯?，隨著爐膛高度升高，爐膛內(nèi)溫度逐漸降低。顆粒物濃度隨著爐膛高度升高而降低，底部床層密度明顯高于上部稀相區(qū)。

'able1Steadystatesimulationresultsof 100% BMCR/75%THA/50%THA

2.2 主燃料跳閘（MFT）仿真分析

主燃料跳閘是指鍋爐的安全運(yùn)行條件得不到滿足、需要緊急停爐而發(fā)出指令快速切斷所有通往爐膛的燃料并引發(fā)必要的連鎖動(dòng)作，避免對(duì)鍋爐的潛在危害，以保護(hù)鍋爐爐膛、其它設(shè)備及運(yùn)行人員的安全。鍋爐發(fā)出MFT后，將伴隨以下動(dòng)作：

1）給煤、油切除；

2）石灰石切除；

3）外置床跳閘；

4）減溫水總門關(guān)閉；

5）所有風(fēng)量控制改為手動(dòng)方式，并保持最后位置；

6）冷渣器切除。

在 100% BMCR、 75% THA和 50% THA工況下，鍋爐觸發(fā)MFT，此時(shí)給煤量快速降為0。由于循環(huán)流化床鍋爐爐膛內(nèi)有大量高溫床料，具有極強(qiáng)的蓄熱能力，給煤量降為0后，蒸汽依然從爐膛吸熱維持一定的過熱度。在觸發(fā)MFT后，由于主燃料切除，鍋爐給水快速降低，從而維持床溫以及主蒸汽、再熱蒸汽溫度的相對(duì)穩(wěn)定。 5min 后MFT復(fù)位，鍋爐進(jìn)入熱態(tài)啟動(dòng)，此時(shí)給煤量升高，外置床換熱器灰流量逐漸升高。 100% BMCR工況下約 60min 后，主蒸汽和再熱蒸汽溫度、流量恢復(fù)到設(shè)定值； 75% THA工況下 40min 后，主蒸汽和再熱蒸汽溫度、流量恢復(fù)到設(shè)定值。 50% THA工況下 30min 后，分離器由濕態(tài)逐漸轉(zhuǎn)為干態(tài)運(yùn)行，約50min 后，主蒸汽和再熱蒸汽溫度、流量恢復(fù)到設(shè)定值。鍋爐各參數(shù)變化示意圖，如圖8所示。

圖8不同工況下MFT過程中各參數(shù)變化示意圖Fig.8Parametersof CFBboilerduringtheMFT process

從 100% BMCR、 75% THA、 50% THA工況下MTF結(jié)果可以看出，在 50% THA工況下觸發(fā)MFT后，由于50% THA工況時(shí)負(fù)荷較低，觸發(fā)MFT后汽水分離器由干態(tài)轉(zhuǎn)為濕態(tài)運(yùn)行，當(dāng)MFT復(fù)位后，又逐漸由濕態(tài)轉(zhuǎn)為干態(tài)。頻繁干濕態(tài)轉(zhuǎn)換會(huì)使汽水分離器產(chǎn)生較大熱應(yīng)力，影響設(shè)備安全，應(yīng)避免在低負(fù)荷下觸發(fā)MFT。

2.3 鍋爐跳閘（BT）仿真分析

當(dāng)觸發(fā)鍋爐跳閘（BT）時(shí)，爐膛內(nèi)仍有大量未燃盡燃料，為了保護(hù)鍋爐安全，必須切斷所有通人爐膛的物料。與鍋爐MFT相比，當(dāng)鍋爐觸發(fā)BT后，除了需要切斷煤、石灰石外，還需要切斷通往爐膛的一次風(fēng)以及二次風(fēng)，盡可能降低爐膛的燃燒，保證爐膛的安全。鍋爐觸發(fā)BT后，鍋爐側(cè)將伴隨以下動(dòng)作：

1）給煤、油切除；

2）石灰石切除；

3）外置床跳閘；

4）減溫水總門關(guān)閉；

5）所有風(fēng)量控制改為手動(dòng)方式，并保持最后位置；

6）冷渣器切除；

7）一次風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)跳閘。

在 100% BMCR、 75% THA和 50% THA工況下，觸發(fā)鍋爐BT?？梢钥闯觯湾仩tMFT相比，由于BT時(shí)一次風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)均跳閘，煙氣無法將熱量從爐膛內(nèi)帶走，因此爐膛溫度比MFT后溫度要高。觸發(fā)BT后 5min ，鍋爐開始極熱態(tài)啟動(dòng)，在 100% BMCR工況下，約 60min 后主蒸汽、再熱蒸汽溫度、流量達(dá)到額定值；在 75% THA工況下，約 55min 后主蒸汽、再熱蒸汽溫度、流量達(dá)到額定值；在 50% THA工況下鍋爐觸發(fā)BT后，約 8min ，分離器由干態(tài)逐漸轉(zhuǎn)為濕態(tài)，液位控制在 6.5m 。此后，鍋爐BT復(fù)位，給煤量、風(fēng)量、給水量逐漸增加，約 25min 后分離器由濕態(tài)逐漸轉(zhuǎn)為干態(tài)，蒸汽溫度、床溫、外置床灰溫不斷升高， 40min 后各參數(shù)逐漸恢復(fù)到 50% THA。鍋爐各參數(shù)變化示意圖，如圖9所示。

從 100% BMCR、 75% THA、 50% THA工況下BT結(jié)果可以看出，與MFT結(jié)果類似，在 50% THA工況下觸發(fā)BT后，由于 50%THA 工況時(shí)負(fù)荷較低，觸發(fā)BT后汽水分離器由干態(tài)轉(zhuǎn)為濕態(tài)運(yùn)行，當(dāng)BT復(fù)位后，又逐漸由濕態(tài)轉(zhuǎn)為干態(tài)。頻繁干濕態(tài)轉(zhuǎn)換會(huì)使汽水分離器產(chǎn)生較大熱應(yīng)力，影響設(shè)備安全，應(yīng)避免在低負(fù)荷下觸發(fā)BT。

圖9不同工況下BT過程中各參數(shù)變化示意圖

Fig. 9 ParametersofCFBboilerduring the BTprocess

3結(jié)論

文中以貴州威赫 660MW 超超臨界循環(huán)流化床鍋爐為研究對(duì)象，通過仿真軟件APROS建立了CFB鍋爐的動(dòng)態(tài)仿真數(shù)學(xué)模型，分別在 100%BMCR 、 75% THA和 50%THA 工況下，進(jìn)行模型穩(wěn)態(tài)驗(yàn)證和動(dòng)態(tài)仿真試驗(yàn)，研究CFB鍋爐觸發(fā)MFT和BT時(shí)的動(dòng)態(tài)變化特性，得到如下結(jié)論。

1）模型穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果表明，文中所建模型在 100% BMCR、 75% BMCR以及 50% BMCR工況下，主要參數(shù)誤差均小于 1% ，展示了良好的仿真精度。同時(shí)，爐膛內(nèi)溫度以及顆粒物濃度的分布表明，所建模型能準(zhǔn)確反映爐膛內(nèi)-固兩相流動(dòng)的特性。

2）不同工況下的MFT仿真結(jié)果顯示，當(dāng)觸發(fā)MFT后，盡管主燃料切除，但由于爐膛內(nèi)仍有大量未燃盡床料在繼續(xù)燃燒，蒸汽依然可以從爐膛吸熱并維持一定過熱度。隨著爐膛內(nèi)殘余燃料燃盡，爐膛發(fā)熱量逐漸降低，床層溫度以及主蒸汽、再熱蒸汽溫度均逐漸降低。在 50% BMCR工況下，鍋爐觸發(fā)MFT后汽水分離器由干態(tài)逐漸轉(zhuǎn)為濕態(tài)運(yùn)行。MFT復(fù)位后，鍋爐進(jìn)人熱態(tài)啟動(dòng)，給煤量逐漸升高，床層溫度、主蒸汽溫度以及再熱蒸汽溫度均逐漸升高恢復(fù)至設(shè)定值。

3）與鍋爐MFT相比，鍋爐觸發(fā)BT后由于一次風(fēng)機(jī)、二次風(fēng)機(jī)、引風(fēng)機(jī)均跳閘，煙氣無法將熱量從爐膛內(nèi)帶走，鍋爐觸發(fā)BT后床層溫度比MFT后高。與MFT類似，在 50% BMCR工況下，鍋爐觸發(fā)BT后汽水分離器逐漸由干態(tài)轉(zhuǎn)為濕態(tài)運(yùn)行。BT復(fù)位后，床層溫度、主蒸汽、再熱蒸汽溫度均不斷升高恢復(fù)至設(shè)定值，50% BMCR工況下，汽水分離器逐漸從濕態(tài)轉(zhuǎn)為十態(tài)運(yùn)行。

4）結(jié)合鍋爐MFT、BT工況可以發(fā)現(xiàn)，在 50% BMCR工況下，汽水分離器均會(huì)經(jīng)歷干態(tài)-濕態(tài)-干態(tài)的變化，干濕態(tài)轉(zhuǎn)換會(huì)增大汽水分離器的熱應(yīng)力，應(yīng)避免在低負(fù)荷下觸發(fā)鍋爐MFT和BT，以保證鍋爐的安全、穩(wěn)定運(yùn)行。

參考文獻(xiàn)

[1］辛勝偉，王虎.超超臨界循環(huán)流化床鍋爐發(fā)展及主要技術(shù)特性探討[J].煤炭工程，2017，49（S1）：99-103. XinSW，Wang H.Progressandmaintechnicalcharacteristicsofultrasupereritical circulatingfluidizedbedboiler[J].Coal Engineering，2017，49（S1）： 99-103.（in Chinese）

[2]岳光溪，呂俊復(fù)，徐鵬，等.循環(huán)流化床燃燒發(fā)展現(xiàn)狀及前景分析[J].中國電力，2016，49（1）：1-13. Yue GX，LyuJF，XuP，etal.Theup-to-datedevelopmentand futureofcirculating fluidized bedcombustiontechnology[J]. Electric Power，2016，49（1）：1-13.（in Chinese）

[3]Cheng LM，JiJQ，WeiYJ，etal.Anoteonlarge-sizesupercriticalCFBtechnologydevelopment[J].PowderTechnology 2020，363：398-407.

[4］東方電氣網(wǎng).世界單機(jī)容量最大、參數(shù)最高、整體性能世界領(lǐng)先的循環(huán)流化床機(jī)組項(xiàng)目獲批國家電力示范項(xiàng)目[J].東方電 氣評(píng)論，2019，33（1）：23. Dongfang Electric Network.Thecirculating fluidizedbedunit projectwith thelargestsingleunitcapacity，thehighest parameters andtheworld-leadingoverallperformanceintheworld wasappovedasanationalpowerdemonstrationproject[J]. DongfangElectric Review，2019，33（1）：23.（in Chinese）

[5］高新宇，王鳳君，王君峰，等.哈鍋 660MW 高效超超臨界循環(huán)流化床鍋爐方案研究[J].鍋爐制造：2021（2）：10-12，27. Gao X Y， Wang FJ， Wang JF， et al. A design scheme of 660MW ULTRA-supercritical CFB boiler[J]. Boiler Manufacturing， 2021（2）：10-12，27. （in Chinese）

[6］凌文，呂俊復(fù)，周托，等. 660MW 超超臨界循環(huán)流化床鍋爐研究開發(fā)進(jìn)展[J].中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2019，39（9）：2515-2524. Ling W，LyuJF，ZhouT，etal.Researchanddevelopmentprogressofthe660MWultra-supercriticalcirculatingfluidizedbed boiler[J].Proceedings of the CSEE，2019，39（9）： 2515-2524.（in Chinese）

[7］聶立. 660MW 超超臨界循環(huán)流化床鍋爐關(guān)鍵技術(shù)與方案研究[D].杭州：浙江大學(xué)，2021. NieL. Study on key technologies and scheme of 660MW ultra supercritical circulating fluidized bed boiler[D]. Hangzhou： Zhejiang University，2021.（in Chinese）

[8]Nie L，Lu JY， DengQ G，et al. Study on the uniformity of secondary air of a 660MW ultra-supercritical CFB boiler[J]. Energies，2022，15（10）： 3604.

[9]TangGL，Zhang M，GuJP，etal.Thermal-hydrauliccalculationand analysisonevaporator systemofa 660 MWe ultrasupercritical CFB boiler[J].Applied Thermal Engineering，2019，151： 385-393.

[10]ZhouXH，NiuTT，XinYF，etal.Experimentalandnumericalivestigationonheattransferintheverticalupwardflowwater wallof a 660MWultra-supercritical CFB boiler[J].Applied Thermal Engineering，2021，188：11664.

[11] Zhu S H， Zhang M， Huang YQ，et al. Thermodynamic analysis of a 660MW ultra-supercritical CFB boiler unit[J]. Energy， 2019，173：352-363.

[12]Heimo H.Dynamiccore-annulus model of circulating fluidizedbedboilers[D].Finland Masterthesis，Lappeeranta University of Technology，2018.

[13]Yang C，Zhang Z L， Wu HC，etal. Dynamic characteristics analysis ofa660MWultra-supererical circulating fluidizedbed boiler[J].Energies，2022，15（11）： 4049.

[14]LappalainenJ，HidenkariH，TuuriS，etal.Dynamiccore-annulus modelforcirculatingfluidizedbedboilers[C/NordicFlame Days2019.August 28-29，2019， Turku，F(xiàn)inland： IEEE，2019：1-5.

[15]Apros.User manual： apros 6 feature tutorial; version 6.09[J].VTTamp; Fortum：Espoo，F(xiàn)inland，2019.

[16]鐘晶亮，鄧康杰，楊晨.關(guān)于超臨界直流鍋爐的啟動(dòng)仿真研究[J].計(jì)算機(jī)仿真，2018，35（12）：96-99，170. ZhongJL，DengKJ，Yang C.Researchonstart-upsimulationofsupereriticalonce-throughboiler[J].Computer Simulation， 2018，35（12）： 96-99，170.（in Chinese）

（編輯 陳移峰）