吳鵬舉，朱 超，萬 李，楊 冬，邢勝利，徐 勇

（1.國網(wǎng)陜西省電力公司電力科學(xué)研究院，陜西 西安 710100；2.西安交通大學(xué)動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049；3.華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司，陜西 華陰 714000）

目前，煤炭資源在我國能源結(jié)構(gòu)中占比仍接近60%，其主體地位在未來長時間內(nèi)很難改變[1]。隨著我國電網(wǎng)裝機(jī)容量的快速增加，電力供需不匹配問題日益嚴(yán)峻，居民用電量遠(yuǎn)小于供電量的現(xiàn)象使得電廠燃煤機(jī)組時常處于深度調(diào)峰低負(fù)荷運行狀態(tài)[2]。此外，隨著新能源發(fā)電技術(shù)的不斷發(fā)展，燃煤機(jī)組的上網(wǎng)空間被大規(guī)模占據(jù)。加之風(fēng)能等新能源具有波動性大、穩(wěn)定性差等反調(diào)峰特性，進(jìn)一步給燃煤機(jī)組調(diào)峰過程帶來了巨大的挑戰(zhàn)和限制[3-4]。目前，參與深度調(diào)峰的發(fā)電機(jī)組數(shù)量較少，并且調(diào)峰深度也不夠。因此，挖掘現(xiàn)有燃煤機(jī)組的深度調(diào)峰能力成為重要研究課題。

鍋爐的安全穩(wěn)定性是燃煤機(jī)組調(diào)峰可靠運行的關(guān)鍵。超臨界機(jī)組直流鍋爐通常采取變壓運行方式，機(jī)組運行壓力在額定負(fù)荷壓力和深度調(diào)峰負(fù)荷壓力之間變化時，其水冷壁管內(nèi)工質(zhì)的溫度、壓力、焓值等物性參數(shù)也會隨之發(fā)生改變，導(dǎo)致管內(nèi)工質(zhì)流動的復(fù)雜性[5]。在深度調(diào)峰低負(fù)荷運行工況下，爐內(nèi)火焰分布的不均勻性、動力不足以及壓力低等問題可能會導(dǎo)致水冷壁較大的汽溫偏差，進(jìn)而引發(fā)金屬管壁超溫甚至發(fā)生爆管現(xiàn)象[6]。低負(fù)荷時較大的管內(nèi)工質(zhì)汽水密度差也會使部分危險水冷壁管的流動穩(wěn)定特性變差，易出現(xiàn)并聯(lián)管流量周期脈動，從而引起金屬受熱面疲勞損壞[7]。同時，組成超臨界機(jī)組直流鍋爐水冷壁系統(tǒng)的元件種類和數(shù)量較多，需要保證復(fù)雜系統(tǒng)條件下的水動力安全性。因此，計算分析超臨界機(jī)組鍋爐深度調(diào)峰負(fù)荷時水動力特性對于確保鍋爐深度調(diào)峰運行過程的安全可靠具有重要意義。

本文針對華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司7號超臨界660 MW機(jī)組鍋爐的結(jié)構(gòu)布置方案，采用能夠處理復(fù)雜回路的流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)法[8-9]，突破30%BMCR最低啟動負(fù)荷的限制，在實爐試驗研究的基礎(chǔ)上，計算鍋爐在132 MW（20%BMCR）深度調(diào)峰干態(tài)運行負(fù)荷時的水動力特性，并校核計算最低負(fù)荷時典型水冷壁管的流動穩(wěn)定特性，全面評價和分析該機(jī)組鍋爐的深度調(diào)峰能力。

1 鍋爐概況

華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司7號機(jī)組鍋爐為DG2141/25.4-Ⅱ6型超臨界660 MW機(jī)組變壓直流爐，采用前后墻對沖燃燒方式、一次中間再熱、單爐膛平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、緊身封閉、全鋼構(gòu)架的Π型設(shè)計布置。制粉系統(tǒng)采用中速磨煤機(jī)正壓直吹方式，每爐配6臺磨煤機(jī)，燃用設(shè)計煤種時，5臺運行1臺備用。36只低NOx旋流燃燒器分3層布置在爐膛前后墻上，使沿爐膛寬度方向熱負(fù)荷及煙氣溫度分布更均勻。

爐膛結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。爐膛斷面屬于長矩形式，寬度為22 162.4 mm，深度為15 456.8 mm。水冷壁下集箱標(biāo)高為7 500 mm，汽水分離器標(biāo)高為78 000 mm。整個爐膛四周為全焊式膜式水冷壁，由下部螺旋盤繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁組成，兩者間由過渡水冷壁和混合集箱轉(zhuǎn)換連接。爐膛下部冷灰斗水冷壁采用材料為15CrMoG光管；中部螺旋水冷壁采用內(nèi)螺紋管，材料為SA-213T2；上部垂直水冷壁采用光管，材料為15CrMoG。該爐膛布置的特點在于后墻出口螺旋管中每3根抽1根管子直接上升成為垂直水冷壁后墻凝渣管。這種結(jié)構(gòu)的過渡段水冷壁可以把螺旋水冷壁的荷載平穩(wěn)地傳遞到上部水冷壁。

圖1 爐膛結(jié)構(gòu)示意（mm）Fig.1 Schematic diagram of the furnace structure (mm)

根據(jù)實爐試驗數(shù)據(jù)，660 MW（BMCR）負(fù)荷和132 MW（20%BMCR）深度調(diào)峰干態(tài)運行負(fù)荷時，該機(jī)組鍋爐的水冷壁運行參數(shù)見表1。

表1 水冷壁運行參數(shù)Tab.1 Operating parameters of the water wall

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 回路劃分與熱負(fù)荷分布

鍋爐水冷壁系統(tǒng)由大量串并聯(lián)管組成，其吸熱情況和結(jié)構(gòu)布置各不相同。為了節(jié)省程序計算時間，需要將相鄰的吸熱量和結(jié)構(gòu)布置情況接近的水冷壁管劃分為相同回路，并且統(tǒng)一設(shè)置該回路的熱力參數(shù)和幾何結(jié)構(gòu)。為了減小求解誤差，回路劃分應(yīng)遵循以下原則：在爐膛水平方向吸熱偏差或幾何結(jié)構(gòu)變化較劇烈的部位，回路劃分應(yīng)較為密集，對應(yīng)每回路分配管子根數(shù)較少；而在吸熱偏差或幾何結(jié)構(gòu)變化較平緩的區(qū)域，回路劃分應(yīng)較為稀疏。

圖2 為下爐膛螺旋管圈計算回路劃分示意?；芈穭澐謺r，結(jié)合爐膛的熱負(fù)荷分布曲線，分配各回路的管子根數(shù)。本文將下爐膛492根螺旋水冷壁管劃分為26個回路，圖中外圍數(shù)字為回路號，對應(yīng)位置的內(nèi)圈數(shù)字為該回路的管子根數(shù)。按照相同的方法，將上爐膛1 428根垂直水冷壁管劃分為78個回路。此外，從后墻螺旋水冷壁直接上升為后墻垂直水冷壁的48根管子單獨劃分為2個回路，水平煙道左右側(cè)墻管子各劃分為2個回路。

圖2 下爐膛螺旋管回路劃分Fig.2 The loop division of spiral tubes in lower furnace

參照典型前后墻對沖燃燒鍋爐爐膛熱負(fù)荷經(jīng)驗曲線，結(jié)合華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司超臨界機(jī)組鍋爐實際結(jié)構(gòu)布置特點，以及同類型鍋爐相關(guān)數(shù)值模擬結(jié)果[10]，計算得到鍋爐在機(jī)組660 MW負(fù)荷和132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時沿爐膛高度方向的熱負(fù)荷分布曲線以及沿爐膛寬度或深度方向的吸熱偏差曲線，具體見文獻(xiàn)[11]。

2.2 非線性迭代計算模型

超臨界機(jī)組鍋爐的水冷壁系統(tǒng)包括大量水冷壁管和各類集箱?；诹鲃泳W(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)法的非線性迭代計算模型適用于復(fù)雜系統(tǒng)，該方法將水冷壁系統(tǒng)的所有元件等效為流量回路和壓力節(jié)點，具有求解快、精度高的優(yōu)點[8-9]。

圖3 為超臨界660 MW機(jī)組鍋爐的流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意。圖中編號依次為回路編號和節(jié)點編號。進(jìn)出口集箱相同的水冷壁并聯(lián)管束第i回路的壓降與其對應(yīng)的管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量之間存在一定的函數(shù)關(guān)系，即

式中：Δp(i)為第i回路的壓降，Pa；Mi為第i回路的質(zhì)量流量，kg/s。

列出回路遵守的動量守恒方程式，共192個：

式中：p(i)in為第i回路的入口壓力，Pa；p(i)out為第i回路的出口壓力，Pa。

列出節(jié)點遵守的質(zhì)量守恒方程式，共85個：

式中：∑[M(i)in]為節(jié)點對應(yīng)所有入口回路的質(zhì)量流量，kg/s；∑[M(i)out]為節(jié)點對應(yīng)所有出口回路的質(zhì)量流量，kg/s。

超臨界660 MW機(jī)組鍋爐流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)共包括277個封閉的非線性方程組，通過回路流量與壓降之間存在的函數(shù)關(guān)系，運用擬牛頓法迭代求解出回路流量和節(jié)點壓力，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步計算壁溫。

2.3 壁溫計算模型

通過等截面直肋導(dǎo)熱控制方程原理，結(jié)合爐膛均流系數(shù)分布模型，可以求解得到超臨界機(jī)組鍋爐水冷壁管的內(nèi)壁溫度、中間點溫度、外壁溫度、鰭根溫度和鰭端溫度，具體求解方法見文獻(xiàn)[12]。

根據(jù)同類型水冷壁管流動傳熱試驗研究，在考慮各類換熱情況的基礎(chǔ)上，通過引入亞臨界、近臨界及超臨界壓力區(qū)內(nèi)螺紋管和光管的傳熱關(guān)聯(lián)式[13-14]，建立完整可靠的超臨界機(jī)組鍋爐水冷壁管壁溫計算模型。

圖3 流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)（mm）Fig.3 The flow network system (mm)

3 計算模型驗證

選取實爐數(shù)據(jù)中電負(fù)荷為660 MW，且運行參數(shù)為BMCR負(fù)荷的現(xiàn)場工況進(jìn)行比較計算分析，以驗證超臨界機(jī)組鍋爐水動力計算模型的可靠性。

3.1 水冷壁系統(tǒng)壓力計算結(jié)果與實爐數(shù)據(jù)比較

表2 給出了660 MW負(fù)荷時計算得到的水冷壁系統(tǒng)各部分壓力。其中，水冷壁入口集箱至汽水分離器之間的壓降，即水冷壁系統(tǒng)總壓降為2.426 MPa。根據(jù)華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司實爐試驗數(shù)據(jù)，省煤器入口壓力為29.01 MPa，汽水分離器壓力為26.98 MPa。省煤器入口工質(zhì)溫度為290.51 ℃，密度為765.21 kg/m3。省煤器入口集箱和水冷壁入口集箱的標(biāo)高分別為48 300、7 500 mm，得到二者之間的重位壓降為0.306 MPa。按照水動力計算方法[12]，得到省煤器內(nèi)工質(zhì)摩擦壓降為0.1 MPa。則實爐試驗測得的水冷壁系統(tǒng)總壓降為(29.01+0.306-0.1)-26.98＝2.236 MPa，與程序計算結(jié)果的相對誤差為8.50%，兩者吻合較好，說明本文建立的壓降模型和單管計算程序正確可靠。

3.2 爐膛出口汽溫計算結(jié)果與實爐數(shù)據(jù)比較

660 MW負(fù)荷時，程序計算得到的上爐膛四面墻水冷壁出口工質(zhì)最高溫度為420.7 ℃，工質(zhì)最低溫度為403.4 ℃；實爐試驗數(shù)據(jù)中，水冷壁出口工質(zhì)最高溫度為422.6 ℃，最低溫度為401.2 ℃。最高溫度偏差為0.45%，最低溫度偏差為-0.55%，二者的偏差范圍很小，即管屏出口汽溫吻合較好，充分驗證了計算模型的可靠性。

表2 660 MW負(fù)荷時水冷壁系統(tǒng)各部分壓力 單位：MPaTab.2 The pressure of each part in water wall system at 660 MW

4 132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷計算結(jié)果與分析

4.1 水冷壁系統(tǒng)壓力計算結(jié)果與實爐數(shù)據(jù)比較

表3 給出了132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時水冷壁系統(tǒng)各部分壓力計算結(jié)果。由表3可見，各爐墻水冷壁壓降偏差合理，132 MW負(fù)荷時計算得到的水冷壁系統(tǒng)總壓降為0.582 MPa。根據(jù)華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司實爐試驗數(shù)據(jù)，省煤器入口壓力為9.53 MPa，汽水分離器壓力為9.15 MPa。省煤器入口工質(zhì)溫度為205.7 ℃，密度為863.959 kg/m3，得到省煤器入口集箱至水冷壁入口集箱之間的重位壓降為0.345 MPa。按照水動力計算方法[12]，得到省煤器內(nèi)工質(zhì)摩擦壓降為0.1 MPa。則實爐試驗測得的水冷壁總壓降為(9.53+0.345-0.1)-9.15＝0.625 MPa，與程序計算結(jié)果的相對誤差為-6.88%，兩者吻合較好。

表3 132 MW負(fù)荷時水冷壁系統(tǒng)各部分壓力 單位：MPaTab.3 The pressure of each part in water wall system at 132 MW

4.2 回路流量分配

圖4 和圖5分別為132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時下爐膛和上爐膛受熱回路的質(zhì)量流速分布。由于幾何結(jié)構(gòu)布置特點，前墻與后墻質(zhì)量流速分布趨勢相同，左右側(cè)墻質(zhì)量流速分布趨勢相同。對于下爐膛，由于所有內(nèi)螺紋螺旋管圈均勻地繞過爐膛四面墻區(qū)域，各受熱管之間的吸熱量非常接近，因此質(zhì)量流速偏差很小。而各螺旋管之間較小的長度差異是引起流量偏差的主要原因，水冷壁管越長，其流動阻力越大，導(dǎo)致其質(zhì)量流速越小。對于上爐膛，水平方向較大的吸熱偏差是引起質(zhì)量流速偏差的主要原因。由圖4和圖5可以看出，與水平方向吸熱偏差曲線的拋物線特征相反，爐膛各墻并聯(lián)垂直水冷壁的質(zhì)量流速分布曲線呈現(xiàn)兩端高中間低的特點。此時流量分配與熱負(fù)荷呈負(fù)響應(yīng)特性，即管內(nèi)工質(zhì)受熱越強(qiáng)，其流量越低。下爐膛和上爐膛最大質(zhì)量流速偏差分別為9.1%和15.7%，在合理范圍之內(nèi)。

圖4 132 MW負(fù)荷時下爐膛質(zhì)量流速分布Fig.4 The mass flux distribution in lower furnace at 132 MW

圖5 132 MW負(fù)荷時上爐膛質(zhì)量流速分布Fig.5 The mass flux distribution in upper furnace at 132 MW

4.3 爐膛出口汽溫分布計算結(jié)果與實爐數(shù)據(jù)比較

圖6 和圖7分別為132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時下爐膛和上爐膛受熱回路的出口汽溫分布?；芈妨髁吭叫?，對應(yīng)的出口汽溫越高。對于下爐膛，由于內(nèi)螺紋螺旋管圈受熱的均勻性，且出口工質(zhì)均處于兩相區(qū)，因此出口汽溫保持一致。對于上爐膛，水平方向的吸熱偏差導(dǎo)致其汽溫偏差較大。總體來看，除后墻外，各墻回路的出口工質(zhì)溫度分布與水平方向吸熱偏差規(guī)律相同，均呈明顯的拋物對稱性。由于后墻出口工質(zhì)大多數(shù)處于兩相區(qū)，所以溫度總體較低。四面墻最高出口汽溫和最低出口汽溫的偏差為32.9 ℃，在安全要求范圍之內(nèi)。

132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時，計算得到的水冷壁出口工質(zhì)溫度，即水冷壁出口混合集箱工質(zhì)溫度為309.4 ℃，對應(yīng)的實爐試驗數(shù)據(jù)為308.56 ℃，兩者吻合較好。

圖6 132 MW負(fù)荷時下爐膛出口汽溫分布Fig.6 The outlet steam temperature distribution in lower furnace at 132 MW

圖7 132 MW負(fù)荷時上爐膛出口汽溫分布Fig.7 The outlet steam temperature distribution in upper furnace at 132 MW

4.4 壁溫與鰭片溫度分布

選取下爐膛最長管6回路和上爐膛受熱最強(qiáng)管58回路為壁溫校核對象，圖8和圖9分別為這2個回路工質(zhì)溫度與管壁金屬溫度沿爐高的變化趨勢。由圖8可以看出：在132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷下，工質(zhì)剛開始一直處于單相區(qū)，爐膛熱負(fù)荷沿高度方向增加，因此工質(zhì)溫度和壁溫均隨著爐膛高度的增加而上升；隨后，流動工質(zhì)進(jìn)入兩相區(qū)，換熱增強(qiáng)，管壁溫度有所下降，后隨著熱負(fù)荷的變化先增加后減?。辉跔t高27 m處外壁溫達(dá)到最大值，為327.4 ℃；其中突然變小的溫度點為繞過燃燒器不受熱的管段。

圖8 132 MW負(fù)荷時下爐膛6回路壁溫沿爐高的分布Fig.8 The wall temperature distribution along the furnace height of loop 6 in lower furnace at 132 MW

圖9 132 MW負(fù)荷時上爐膛58回路壁溫沿爐高的分布Fig.9 The wall temperature distribution along the furnace height of loop 58 in upper furnace at 132 MW

下爐膛采用內(nèi)螺紋螺旋管圈布置是超臨界機(jī)組鍋爐深度調(diào)峰負(fù)荷時水動力安全可靠的關(guān)鍵所在，該結(jié)構(gòu)具有以下優(yōu)點：1）內(nèi)螺紋管具有強(qiáng)化傳熱效果，可防止或推遲傳熱惡化的發(fā)生[15]；2）在較低質(zhì)量流速及工質(zhì)干度條件下，能有效地控制膜態(tài)沸騰[16]；3）有效抑制管內(nèi)流體分層流動，降低管壁溫度水平和不均勻程度；4）各根螺旋管受熱較均勻，管間溫度偏差??；5）敏感性較小，運行中不易堵塞。

從圖9可以看出：對于上爐膛58回路，工質(zhì)剛開始因處于兩相區(qū)，爐膛熱負(fù)荷保持不變，上爐膛進(jìn)口處與下爐膛的出口處在爐膛高度上相差較小，故上爐膛進(jìn)口處與下爐膛出口處壁溫和鰭片溫度相差不大，傳熱效果較強(qiáng)；隨后，在經(jīng)過兩相區(qū)后，傳熱系數(shù)明顯降低，工質(zhì)溫度和管壁溫度開始隨高度的增加不斷上升，在爐膛出口處外壁溫達(dá)到最大值，為369.2 ℃。

計算結(jié)果表明，132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時下爐膛和上爐膛的水冷壁溫度和鰭片溫度均處于材料允許范圍之內(nèi)，鍋爐運行安全。

4.5 流動不穩(wěn)定性校核

鍋爐水冷壁受熱管在熱負(fù)荷增大時，會導(dǎo)致管內(nèi)工質(zhì)汽水密度差增大，從而影響各并聯(lián)管流量分配。負(fù)荷越低時，工質(zhì)汽水密度差越大，部分危險水冷壁管越容易發(fā)生流動不穩(wěn)定現(xiàn)象。因此，本文建立適用于超臨界機(jī)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[17]，選取受熱最強(qiáng)管下爐膛6回路和上爐膛58回路為校核對象，圖10和圖11分別為2個典型回路在132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時施加1.2倍熱負(fù)荷擾動后的進(jìn)出口流量脈動曲線。

圖10 132 MW負(fù)荷時6回路1.2倍熱負(fù)荷擾動后進(jìn)出口流量脈動曲線Fig.10 The inlet and outlet flow pulsation curves of loop 6 with 1.2 times thermal load disturbance at 132 MW

圖11 132 MW負(fù)荷時58回路1.2倍熱負(fù)荷擾動進(jìn)出口流量脈動曲線Fig.11 The inlet and outlet flow pulsation curves of loop 58 with 1.2 times thermal load disturbance at 132 MW

由圖10和圖11可以看出：下爐膛6回路和上爐膛58回路在出現(xiàn)熱負(fù)荷擾動后，其進(jìn)出口流量均呈現(xiàn)反向脈動特征，即進(jìn)口流量增加或減小時，對應(yīng)的出口流量減小或增加；但兩回路脈動曲線的振幅均隨著時間逐漸減小，直至消失。說明水冷壁管在深度調(diào)峰負(fù)荷時流動穩(wěn)定特性良好，不會出現(xiàn)流動不穩(wěn)定性。

5 結(jié) 論

1）基于流動網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)法的非線性數(shù)學(xué)模型，計算得到華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司7號超臨界機(jī)組鍋爐在660 MW負(fù)荷時的水動力特性，并將計算結(jié)果與實爐數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，驗證了模型的可靠性。

2）在實爐試驗研究的基礎(chǔ)上，全面評價和分析了超臨界機(jī)組鍋爐在132 MW深度調(diào)峰干態(tài)運行負(fù)荷時的水動力安全性。實爐試驗研究和水動力計算表明，132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時水冷壁壓降和流量分配合理，爐膛四面墻流量分配均勻。受熱均勻的下爐膛內(nèi)螺紋螺旋管圈出口工質(zhì)處于兩相區(qū)，出口汽溫保持一致。上爐膛垂直管水平方向的吸熱偏差導(dǎo)致其出口汽溫偏差較大，最大出口汽溫偏差為32.9 ℃，在安全要求范圍內(nèi)。下爐膛和上爐膛受熱管最高壁溫分別為327.4、369.2 ℃，滿足材料強(qiáng)度和抗氧化要求。

3）流動不穩(wěn)定性計算表明，下爐膛最長管6回路和上爐膛受熱最強(qiáng)管58回路在熱負(fù)荷出現(xiàn)擾動時，進(jìn)出口流量脈動曲線振幅均隨著時間逐漸減小，直至消失，說明水冷壁管在132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷時流動穩(wěn)定特性良好。

4）華能陜西秦嶺發(fā)電有限公司7號超臨界660 MW機(jī)組鍋爐在進(jìn)行燃燒側(cè)精細(xì)化運行調(diào)整、協(xié)調(diào)優(yōu)化及動態(tài)分離器等改造后，鍋爐水動力突破了30%BMCR最低啟動負(fù)荷的限制，實現(xiàn)了132 MW（20%BMCR）深度調(diào)峰負(fù)荷時的水動力安全運行。該研究成果對其他同類型鍋爐開展深度調(diào)峰靈活性改造具有指導(dǎo)意義。