周熙宏，畢凌峰，楊浩昱，楊 冬，朱 超，吳鵬舉

(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．國(guó)網(wǎng)陜西省電力公司電力科學(xué)研究院，西安 710100)

隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)的迅速增長(zhǎng)和人民生活質(zhì)量的不斷提高，全國(guó)電網(wǎng)裝機(jī)容量逐漸增大，燃煤發(fā)電機(jī)組裝機(jī)容量相對(duì)過剩。國(guó)民經(jīng)濟(jì)結(jié)構(gòu)的調(diào)整使得全國(guó)用電結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，第一產(chǎn)業(yè)用電量逐步下降，第二、三產(chǎn)業(yè)用電量穩(wěn)步上升，這在一定程度上導(dǎo)致電網(wǎng)峰谷差增大，系統(tǒng)調(diào)峰壓力隨之加劇，各大電網(wǎng)都面臨著高峰負(fù)荷出力不足和低谷出力有余而又低調(diào)困難的問題[1]。同時(shí)，太陽(yáng)能和風(fēng)能等新能源大規(guī)模并網(wǎng)擠占了常規(guī)機(jī)組的上網(wǎng)空間，加之風(fēng)電出力具有顯著的反調(diào)峰特性，導(dǎo)致系統(tǒng)調(diào)峰問題日益嚴(yán)峻[2]。由于我國(guó)大多數(shù)電網(wǎng)的電源組成結(jié)構(gòu)都以燃煤發(fā)電為主，因此為了實(shí)現(xiàn)傳統(tǒng)能源與新能源協(xié)同發(fā)電、提升負(fù)荷側(cè)響應(yīng)水平、建設(shè)高效電力系統(tǒng)，燃煤機(jī)組參與調(diào)峰成為必然選擇[3]。

燃煤機(jī)組深度調(diào)峰過程中，當(dāng)負(fù)荷降到一定程度時(shí)會(huì)出現(xiàn)燃燒不穩(wěn)定、空氣預(yù)熱器腐蝕以及風(fēng)機(jī)系統(tǒng)和爐膛水動(dòng)力故障等問題。因此，研究燃煤機(jī)組鍋爐深度調(diào)峰能力及性能評(píng)價(jià)顯得尤為重要。為了解決上述鍋爐深度調(diào)峰過程中可能出現(xiàn)的問題，需要從以下幾個(gè)方面著手進(jìn)行研究：(1)低負(fù)荷穩(wěn)燃；(2)水動(dòng)力循環(huán)；(3)寬負(fù)荷環(huán)保脫硝；(4)空氣預(yù)熱器低溫腐蝕；(5)輔機(jī)安全性。針對(duì)我國(guó)電網(wǎng)直調(diào)燃煤機(jī)組的特點(diǎn)，結(jié)合鍋爐運(yùn)行歷史數(shù)據(jù)，通過以上5個(gè)方面來(lái)評(píng)估鍋爐低負(fù)荷深度調(diào)峰能力，可以實(shí)現(xiàn)傳統(tǒng)能源與新能源協(xié)同、經(jīng)濟(jì)、高效、可靠地發(fā)電。

筆者針對(duì)燃煤機(jī)組調(diào)峰能力評(píng)估的研發(fā)需求，以燃煤機(jī)組鍋爐為研究對(duì)象，建立了低負(fù)荷穩(wěn)燃、水動(dòng)力循環(huán)、寬負(fù)荷脫硝、空氣預(yù)熱器低溫腐蝕和輔機(jī)安全相應(yīng)數(shù)學(xué)模型，并開發(fā)其計(jì)算程序，通過燃煤電廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)驗(yàn)證所開發(fā)的鍋爐深度調(diào)峰性能預(yù)測(cè)程序的正確性和適用性。

1 低負(fù)荷穩(wěn)燃計(jì)算分析

當(dāng)燃煤機(jī)組進(jìn)行深度調(diào)峰時(shí)，鍋爐在低負(fù)荷工況下運(yùn)行，爐膛溫度較低，爐內(nèi)燃燒惡化，溫度場(chǎng)分布不均勻，爐內(nèi)負(fù)壓波動(dòng)加劇，容易發(fā)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象。因此，在燃煤機(jī)組深度調(diào)峰前需要對(duì)其燃燒穩(wěn)定性進(jìn)行預(yù)測(cè)分析，得到鍋爐可長(zhǎng)期連續(xù)穩(wěn)定安全運(yùn)行的最低負(fù)荷。

1.1 低負(fù)荷穩(wěn)燃計(jì)算模型與程序開發(fā)

D-S(Dempster Shafer)證據(jù)論是對(duì)多個(gè)信息進(jìn)行綜合判斷的一種預(yù)測(cè)方法，其預(yù)測(cè)結(jié)果精度較高。

1.1.1 典型樣本

將常規(guī)運(yùn)行負(fù)荷(即參考負(fù)荷)下的火檢信號(hào)、爐膛負(fù)壓和磨煤機(jī)電流信號(hào)等數(shù)據(jù)作為典型樣本，對(duì)影響低負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性的因素所對(duì)應(yīng)的數(shù)據(jù)進(jìn)行預(yù)處理，獲得其不同目標(biāo)模式(燃燒不穩(wěn)定、燃燒穩(wěn)定)下的特征量，利用該特征量構(gòu)建概率函數(shù)，從而用于深度調(diào)峰負(fù)荷(即預(yù)測(cè)負(fù)荷)預(yù)測(cè)[4]。影響爐膛燃燒穩(wěn)定性的因素很多，不同的燃燒方案會(huì)導(dǎo)致不同的燃燒穩(wěn)定性，筆者選取標(biāo)準(zhǔn)差和均值作為深度調(diào)峰負(fù)荷燃燒穩(wěn)定性的特征量。

1.1.2 概率函數(shù)值的獲取

(1)

式中：i=1，2，3分別代表爐膛負(fù)壓(Pa)、風(fēng)煤比和一次風(fēng)溫度(℃)；j=1，2，3分別代表燃燒穩(wěn)定、燃燒不穩(wěn)定和不確定度。

1.1.3 歸一化處理

(2)

證據(jù)xi的概率函數(shù)值/(n個(gè)概率函數(shù)值+不確定度)即為證據(jù)xi在目標(biāo)模式vj下的概率函數(shù)值進(jìn)行歸一化處理后的值mi(vj)：

(3)

(4)

1.1.4 數(shù)據(jù)融合及分類決策

同一特征參數(shù)對(duì)應(yīng)的不同目標(biāo)模式下的概率函數(shù)值進(jìn)行歸一化處理后分別為m1和m2[4]，焦元分別為{v11,v21,…,vi1}和{v12,v22,…,vj2}。運(yùn)用D-S證據(jù)論對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行融合，計(jì)算公式為：

(5)

(6)

式中：vk為信度函數(shù)分配上的焦元；Φ為空集；m1和m2分別為歸一化處理后穩(wěn)定燃燒和不穩(wěn)定燃燒所對(duì)應(yīng)的概率函數(shù)值。

進(jìn)行分類決策時(shí)，應(yīng)遵循以下原則：(1)不確定度概率函數(shù)值必須<0.15；(2)判定結(jié)果需具有最大的概率函數(shù)值；(3)判定結(jié)果的概率函數(shù)值要大于不確定度的概率函數(shù)值，且應(yīng)≥0.45；(4)判定結(jié)果與其他概率函數(shù)值間的差值要不小于0.45[5]。

根據(jù)上述D-S證據(jù)論，基于Fortran6.6平臺(tái)，建立了低負(fù)荷穩(wěn)燃評(píng)價(jià)系統(tǒng)程序，程序計(jì)算流程如圖1所示。首先獲取常規(guī)運(yùn)行負(fù)荷下特征信息的分散控制系統(tǒng)(DCS)測(cè)量值，經(jīng)數(shù)據(jù)剔除、預(yù)處理后構(gòu)建不同燃燒狀態(tài)的概率函數(shù)，并利用該函數(shù)對(duì)深度調(diào)峰負(fù)荷下的燃燒穩(wěn)定性進(jìn)行預(yù)測(cè)評(píng)價(jià)。

圖1 D-S證據(jù)論程序開發(fā)流程Fig.1 The development process of D-S evidence method program

1.2 工程計(jì)算

以文獻(xiàn)[6]中數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，以火檢信號(hào)這一單參數(shù)作為特征參數(shù)進(jìn)行模型驗(yàn)證。對(duì)參考負(fù)荷下的火檢信號(hào)進(jìn)行預(yù)處理，燃燒穩(wěn)定(A1)的均值為102.2，標(biāo)準(zhǔn)差為2.09；燃燒不穩(wěn)定(A2)的均值為23.66，標(biāo)準(zhǔn)差為10.92。根據(jù)該樣本構(gòu)建穩(wěn)定燃燒、不穩(wěn)定燃燒及不確定度的數(shù)學(xué)模型。鍋爐在預(yù)測(cè)負(fù)荷下運(yùn)行30 min時(shí)4只火檢信號(hào)分別為：x1=94.70%，x2=106.06%，x3=101.52%，x4=103.79%。將這4只火檢信號(hào)帶入上述構(gòu)建好的3個(gè)模型中，得到不同燃燒狀況下不同火檢信號(hào)的概率函數(shù)值，將數(shù)據(jù)進(jìn)行歸一化處理，最后進(jìn)行數(shù)據(jù)融合，結(jié)果如表1所示，表中m(u1)、m(u2)和m(u3)分別表示A1、A2及不確定度的概率函數(shù)值。

表1 火檢信號(hào)融合結(jié)果Tab.1 Fusion results of fire detection signal data

由于實(shí)際運(yùn)行時(shí)燃燒不穩(wěn)定狀況下的數(shù)據(jù)較難獲取，于是通過將給煤量降為0 kg/s來(lái)模擬燃燒不穩(wěn)定的極限值，運(yùn)行過程中實(shí)際磨煤機(jī)電流變化如圖2所示。由圖2可以看出，鍋爐運(yùn)行第30 min時(shí)磨煤機(jī)電流不為0 A，因此此時(shí)爐膛燃燒穩(wěn)定。根據(jù)表1中結(jié)果，將第1只火檢信號(hào)與第2只火檢信號(hào)進(jìn)行融合時(shí)，因不確定度值較大，未能進(jìn)行結(jié)果判斷；將融合結(jié)果繼續(xù)與第3只火檢信號(hào)進(jìn)行數(shù)據(jù)融合后，滿足分類決策原則，判斷結(jié)果為燃燒穩(wěn)定；繼續(xù)與第4只火檢信號(hào)進(jìn)行融合，判斷結(jié)果同樣為燃燒穩(wěn)定，預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)際情況一致。這證明該方法可用于工程實(shí)踐，繼而對(duì)其他燃煤機(jī)組進(jìn)行預(yù)測(cè)計(jì)算，預(yù)測(cè)其在深度調(diào)峰運(yùn)行方式下能否實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒。

圖2 磨煤機(jī)電流隨時(shí)間的變化Fig.2 The tendency of coal mill current with time

2 水動(dòng)力循環(huán)計(jì)算分析

深度調(diào)峰負(fù)荷下，水冷壁質(zhì)量流速較低，對(duì)管子冷卻效果差，流動(dòng)穩(wěn)定性也變差[7]。因此，研究深度調(diào)峰運(yùn)行方式下的水動(dòng)力安全性顯得尤為重要。

2.1 水動(dòng)力計(jì)算模型與程序開發(fā)

2.1.1 復(fù)雜回路的非線性流量分配計(jì)算模型

目前，水動(dòng)力計(jì)算方法主要分為串并聯(lián)圖解法和流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)法。前者只適用于簡(jiǎn)單系統(tǒng)，且計(jì)算精度不高。因此，綜合比較各種技術(shù)路線，采用適用于復(fù)雜回路且具有較高求解精度的非線性流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)法[8]。非線性流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)計(jì)算模型根據(jù)質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒方程，將鍋爐水冷壁劃分為由流量回路、壓力節(jié)點(diǎn)和連接管組成的流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)。對(duì)上述非線性方程組進(jìn)行直接求解，以獲得流量分配，進(jìn)而計(jì)算壁溫分布。圖3為1個(gè)簡(jiǎn)化的流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意圖，其中1～19為計(jì)算回路或節(jié)點(diǎn)編號(hào)，pjj為進(jìn)口集箱壓力，16～18為中間集箱，19為出口集箱，流入進(jìn)口集箱的質(zhì)量流量為qm。

圖3 簡(jiǎn)化的流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意圖Fig.3 Schematic diagram of simplified flow network system

對(duì)于受熱回路1～回路12，忽略集箱中的靜壓變化，可以列出12個(gè)動(dòng)量守恒方程：

[pin-x(16)]-Δph(x(h))=0，h=1,2

(7)

[pin-x(17)]-Δph(x(h))=0，h=3,4

(8)

[pin-pout]-Δph(x(h))=0，h=5～12

(9)

式中：h為回路或節(jié)點(diǎn)編號(hào)，1個(gè)回路中包含有多個(gè)受熱和結(jié)構(gòu)相同的水冷壁單管；Δph為h回路的壓降，包括摩擦壓降、局部壓降、重位壓降及加速壓降，Pa；x(h)為h回路中的單管流量或h節(jié)點(diǎn)的壓力，kg/s或Pa；pin為回路5～回路12進(jìn)口處集箱壓力，Pa；pout為回路5～回路12出口處集箱壓力，Pa。

同理，對(duì)于連接管13～連接管15，可以列出3個(gè)動(dòng)量守恒方程：

[pin-x(18)]-Δph(x(h))=0，h=13

(10)

[x(18)-x(19)]-Δph(x(h))=0，h=14，15

(11)

節(jié)點(diǎn)16～節(jié)點(diǎn)19遵守的質(zhì)量守恒方程為：

[x(1)+x(2)]-[x(5)+x(6)+x(9)+

x(10)]=0，h=16

(12)

[x(3)+x(4)]-[x(7)+x(8)+x(11)+

x(12)]=0，h=17

(13)

[x(9)+x(10)+…+x(13)]-[x(14)+

x(15)]=0，h=18

(14)

qm-[x(5)+x(6)+x(7)+x(8)+

x(14)+x(15)]=0，h=19

(15)

以上共計(jì)19個(gè)獨(dú)立的非線性方程組，對(duì)應(yīng)19個(gè)未知變量，可用數(shù)值方法對(duì)其進(jìn)行迭代求解。

2.1.2 水冷壁阻力與傳熱計(jì)算

在計(jì)算超臨界鍋爐水冷壁水動(dòng)力特性及流量分配、壁溫分布時(shí)，需要準(zhǔn)確掌握水冷壁管內(nèi)工質(zhì)阻力與傳熱系數(shù)計(jì)算公式。為了準(zhǔn)確計(jì)算超臨界鍋爐水動(dòng)力，確保鍋爐設(shè)計(jì)及運(yùn)行的可靠性及安全性，必須準(zhǔn)確掌握亞臨界、近臨界及超超臨界區(qū)亞臨界汽水兩相及超臨界水的流動(dòng)傳熱特性及計(jì)算方法。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)室人員對(duì)我國(guó)許多鍋爐水冷壁流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，獲得了豐富的流動(dòng)傳熱數(shù)據(jù)庫(kù)，并據(jù)此擬合得到水冷壁管內(nèi)工質(zhì)阻力與傳熱系數(shù)計(jì)算關(guān)聯(lián)式[9]。

2.1.3 壁溫與鰭片溫度計(jì)算模型

根據(jù)傳熱學(xué)原理[10]，鍋爐水冷壁管內(nèi)工質(zhì)溫度與管子幾何結(jié)構(gòu)、內(nèi)壁傳熱系數(shù)、管子導(dǎo)熱系數(shù)和管外煙氣熱負(fù)荷分布有關(guān)。管子正面內(nèi)壁溫度tn計(jì)算公式如下：

(16)

式中：tf為壁溫計(jì)算點(diǎn)處管內(nèi)工質(zhì)溫度，℃；Jn為管子正面內(nèi)壁熱量均流系數(shù)；β為管子外徑與內(nèi)徑的比值；qw為壁溫計(jì)算點(diǎn)處正面外壁輻射熱負(fù)荷，kW/m2；α2為工質(zhì)與管子內(nèi)壁間的放熱系數(shù)，W/(m2·K)。

管子正面外壁溫度tw為：

(17)

根據(jù)上述求解非線性方程組方法、水冷壁阻力與傳熱計(jì)算模型以及壁溫計(jì)算模型，基于Fortran6.6平臺(tái)開發(fā)了鍋爐水動(dòng)力計(jì)算程序。通過該程序能夠計(jì)算出各種負(fù)荷下水冷壁回路流量分配、壓力沿流動(dòng)方向的變化、出口汽溫分布以及工質(zhì)溫度與管壁金屬溫度沿高度方向的變化，并對(duì)水冷壁在各種負(fù)荷條件下的壁溫安全特性進(jìn)行校核計(jì)算。

2.2 工程計(jì)算

以華能陜西秦嶺(秦華)發(fā)電有限公司660 MW超臨界直流鍋爐為例，采用所開發(fā)的水動(dòng)力計(jì)算程序，計(jì)算該電廠在20%鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)深度調(diào)峰負(fù)荷下的水冷壁回路流量分配、壓力沿流動(dòng)方向的變化、出口汽溫分布以及工質(zhì)溫度與管壁金屬溫度沿高度方向的變化，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)爐測(cè)量結(jié)果進(jìn)行了比較[11]。該鍋爐爐膛由下部螺旋盤繞上升水冷壁和上部垂直上升水冷壁2個(gè)不同的結(jié)構(gòu)組成。20%BMCR深度調(diào)峰負(fù)荷下總壓降程序計(jì)算值與實(shí)測(cè)值誤差為-6.88%，兩者非常吻合，說(shuō)明本程序建立的壓降模型和開發(fā)的單管計(jì)算程序是正確可靠的。20%BMCR深度調(diào)峰負(fù)荷下的壁溫分布表明，該負(fù)荷下鍋爐爐膛水冷壁溫度和鰭片溫度處于材料允許范圍之內(nèi)[11]。這說(shuō)明該方法可用于預(yù)測(cè)其他機(jī)組在深度調(diào)峰運(yùn)行方式下水冷壁能否安全運(yùn)行。

3 寬負(fù)荷脫硝計(jì)算分析

大多數(shù)燃煤電廠煙氣脫硝裝置采用選擇性催化還原(SCR)脫硝技術(shù)[12]，可保證NOx排放質(zhì)量濃度不大于50 mg/m3。對(duì)于采用SCR脫硝技術(shù)的火電機(jī)組，由于SCR脫硝系統(tǒng)裝置的固有特性，對(duì)反應(yīng)溫度有嚴(yán)格要求，當(dāng)脫硝裝置入口煙溫低于下限值時(shí)SCR脫硝系統(tǒng)無(wú)法正常投運(yùn)，導(dǎo)致NOx排放嚴(yán)重超標(biāo)，因此深度調(diào)峰時(shí)保證SCR脫硝裝置入口煙溫不低于下限值就顯得尤為關(guān)鍵。筆者在研究能廣泛應(yīng)用于不同容量燃煤電站鍋爐熱力計(jì)算數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上，開發(fā)可通過結(jié)合電廠DCS數(shù)據(jù)計(jì)算得到鍋爐不同負(fù)荷下各部件煙氣側(cè)與工質(zhì)側(cè)熱力參數(shù)的計(jì)算程序。通過計(jì)算來(lái)預(yù)測(cè)燃煤機(jī)組鍋爐深度調(diào)峰時(shí)SCR入口煙溫是否滿足催化劑工作要求的最低運(yùn)行溫度。

3.1 寬負(fù)荷脫硝計(jì)算模型與程序開發(fā)

寬負(fù)荷脫硝計(jì)算程序主要分為參考負(fù)荷計(jì)算和預(yù)測(cè)負(fù)荷計(jì)算2部分。

3.1.1 參考負(fù)荷的熱力計(jì)算

燃煤電站鍋爐經(jīng)過長(zhǎng)期的運(yùn)行和諸多改造，運(yùn)行參數(shù)往往偏離設(shè)計(jì)值，參考負(fù)荷的計(jì)算可以結(jié)合鍋爐工質(zhì)側(cè)DCS數(shù)據(jù)，根據(jù)蘇聯(lián)1973熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，計(jì)算得出不隨負(fù)荷改變的參數(shù)(如考慮曝光不均勻的爐膛面積等參數(shù))，為后續(xù)深度調(diào)峰負(fù)荷的計(jì)算提供準(zhǔn)確的參數(shù)。首先，根據(jù)能量守恒進(jìn)行爐膛傳熱計(jì)算。進(jìn)入爐膛總熱量Q1包括兩方面：燃煤燃燒釋放的熱量和空氣帶入的熱量。其中，燃煤燃燒釋放的熱量為燃煤的低位發(fā)熱量qar，而空氣帶入的熱量Q1為：

Q1=qar+αIrk+αIlk

(18)

式中：α為過量空氣系數(shù)；Irk和Ilk分別為理論熱空氣焓和理論冷空氣焓，kJ/kg。

規(guī)定后屏過熱器出口的煙溫為爐膛出口煙溫，參考負(fù)荷的DCS數(shù)據(jù)能提供各受熱面進(jìn)出口蒸汽參數(shù)，所以可以利用能量守恒計(jì)算爐膛出口煙氣焓：

(19)

式中：Iltout為爐膛出口煙氣焓，kJ/kg；qR為按煙氣流程第R個(gè)受熱面吸熱量，kJ/kg。

根據(jù)相應(yīng)的焓溫表便可查出爐膛出口煙溫Tltout，結(jié)合蘇聯(lián)1973熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)中爐膛出口煙溫計(jì)算公式，反推出與負(fù)荷無(wú)關(guān)的考慮曝光不均勻后爐膛總壁面積F1：

(20)

式中：Ta為理論燃燒溫度，K；cc為爐膛煙氣平均比熱容，kJ/(kg·K)；Bj為計(jì)算燃料消耗量，t/h；ψpj為爐膛平均熱有效性系數(shù)；at為爐膛黑度；M為火焰中心高度系數(shù);φ為保熱系數(shù)。

根據(jù)DCS數(shù)據(jù)，修正從爐膛出口到SCR脫硝裝置進(jìn)口各受熱面的熱力計(jì)算，得到不同受熱面準(zhǔn)確的灰污系數(shù)等傳熱計(jì)算參數(shù)，為后續(xù)深度調(diào)峰負(fù)荷的計(jì)算提供準(zhǔn)確的參數(shù)。

3.1.2 預(yù)測(cè)負(fù)荷的熱力計(jì)算

(21)

式中：上標(biāo)′表示新的迭代初始值。

根據(jù)參考負(fù)荷計(jì)算所得的灰污系數(shù)等參數(shù)進(jìn)行水平煙道和垂直煙道內(nèi)受熱面的熱力計(jì)算，得到預(yù)測(cè)負(fù)荷的SCR脫硝裝置入口煙溫，并將其與催化劑的最低運(yùn)行溫度進(jìn)行對(duì)比，判斷鍋爐深度調(diào)峰負(fù)荷SCR脫硝裝置入口煙溫是否滿足催化劑工作要求的最低運(yùn)行溫度。基于上述熱力計(jì)算模型，用Fortran語(yǔ)言編寫了寬負(fù)荷脫硝計(jì)算程序。

3.2 工程計(jì)算

以陜西渭河發(fā)電有限公司300 MW亞臨界壓力中間再熱自然循環(huán)燃煤汽包鍋爐為例來(lái)驗(yàn)證寬負(fù)荷脫硝計(jì)算模型和計(jì)算程序。爐膛中燃料燃燒產(chǎn)生的熱煙氣將熱傳遞給水冷壁、屏式過熱器和壁式再熱器，繼而穿過水平煙道的高溫再熱器、高溫過熱器進(jìn)入后豎井包墻，后豎井包墻內(nèi)布置低溫過熱器和省煤器，煙氣流過低溫過熱器和省煤器后進(jìn)入SCR反應(yīng)器，經(jīng)脫硝后流向空氣預(yù)熱器，最后進(jìn)入除塵器經(jīng)煙囪排入大氣。

參考負(fù)荷選取鍋爐常規(guī)運(yùn)行負(fù)荷50%BMCR(150 MW)，預(yù)測(cè)負(fù)荷為鍋爐深度調(diào)峰至30%BMCR(90 MW)負(fù)荷。將150 MW負(fù)荷下煙溫設(shè)計(jì)值與程序計(jì)算值以及實(shí)際DCS測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示。由于現(xiàn)場(chǎng)DCS對(duì)煙溫的測(cè)點(diǎn)較少且都分布在轉(zhuǎn)向室和尾部煙道，鍋爐經(jīng)過多次改造后DCS測(cè)量值偏離設(shè)計(jì)值，但程序計(jì)算值參照現(xiàn)場(chǎng)DCS測(cè)量的汽水參數(shù)，計(jì)算得到各受熱面的煙溫與DCS測(cè)量值相差不大，兩者的相對(duì)誤差都在5%以內(nèi)，省煤器出口煙溫(即SCR反應(yīng)器入口處的煙溫)相對(duì)誤差僅為0.27%，可對(duì)后續(xù)預(yù)測(cè)負(fù)荷的傳熱計(jì)算進(jìn)行相應(yīng)的修正。

圖4 參考負(fù)荷計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of calculation results under reference load

將程序計(jì)算出的預(yù)測(cè)負(fù)荷下各受熱面進(jìn)出口煙溫與DCS測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。由表2可知，預(yù)測(cè)負(fù)荷下各受熱面煙溫程序計(jì)算值與DSC測(cè)量值的相對(duì)誤差較小，兩者的相對(duì)誤差都在5%以內(nèi)，而省煤器出口(SCR反應(yīng)器入口)處的煙溫相對(duì)誤差僅為0.27%。催化劑正常工作要求SCR反應(yīng)器入口煙溫大于310 ℃，這樣才能發(fā)揮其最佳活性，因此，該電廠在深度調(diào)峰負(fù)荷(90 MW)下SCR反應(yīng)器不能正常運(yùn)行。

表2 預(yù)測(cè)負(fù)荷下煙溫計(jì)算誤差Tab.2 Calculation error of flue gas temperature under predicting load

綜上所述，該程序可以為鍋爐深度調(diào)峰運(yùn)行方式下SCR反應(yīng)器入口煙溫預(yù)測(cè)提供數(shù)據(jù)支撐，在鍋爐深度調(diào)峰前，給出負(fù)荷變化后SCR反應(yīng)器入口煙溫，判斷其是否能滿足催化劑要求并給出安全預(yù)警，為燃煤電站鍋爐安全、經(jīng)濟(jì)調(diào)峰運(yùn)行做出指導(dǎo)。

4 空氣預(yù)熱器低溫腐蝕計(jì)算分析

高溫?zé)煔庵械腟O3氣體不腐蝕金屬，在機(jī)組深度調(diào)峰過程中，鍋爐排煙溫度不斷降低，當(dāng)煙溫降到400 ℃以下時(shí)，SO3與煙氣中的水蒸氣結(jié)合生成硫酸，當(dāng)硫酸蒸氣在煙氣酸露點(diǎn)以下的金屬表面上凝結(jié)時(shí)會(huì)發(fā)生低溫腐蝕。因此，根據(jù)SO3生成體積分?jǐn)?shù)、煙氣酸露點(diǎn)及金屬壁溫判斷空氣預(yù)熱器發(fā)生低溫腐蝕的嚴(yán)重程度。

4.1 低溫腐蝕計(jì)算模型與程序開發(fā)

4.1.1 SO3生成模型

爐內(nèi)SO3形成原理[13]如下：

(22)

式中：k1為SO2和氧原子的反應(yīng)速度常數(shù)；k2為SO3熱分解的速度常數(shù)。

根據(jù)SO3生成速度和熱分解速度可得到穩(wěn)定后的SO3體積分?jǐn)?shù)：

(23)

4.1.2 煙氣酸露點(diǎn)模型

煙氣酸露點(diǎn)模型在蘇聯(lián)經(jīng)驗(yàn)公式的基礎(chǔ)上進(jìn)行了修正，包含了燃燒工況的影響，計(jì)算式[14]如下：

(24)

(25)

(26)

(27)

4.1.3 最低壁溫計(jì)算模型

不考慮設(shè)備的保溫效果和漏風(fēng)，根據(jù)能量守恒可以求解空氣預(yù)熱器內(nèi)任意一個(gè)橫截面的煙溫和空氣溫度，進(jìn)而計(jì)算該截面上空氣預(yù)熱器的平均壁溫[15]Tmin：

(28)

式中：Xy、Xk分別為煙氣側(cè)、空氣側(cè)沖刷份額，%；αy、αk分別為煙氣側(cè)、空氣側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；θ′為空氣預(yù)熱器出口煙溫，K；t′為空氣預(yù)熱器進(jìn)口空氣溫度，K。

低溫腐蝕的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)為：若Tmin>Td+10，不發(fā)生腐蝕；若Td-20

4.2 工程計(jì)算

以文獻(xiàn)[15]中的鍋爐為例，其尾部的省煤器與回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器單級(jí)布置，通過計(jì)算得出的主要溫度參數(shù)與文獻(xiàn)值[15]的對(duì)比如表3所示。

表3 主要溫度參數(shù)計(jì)算值與文獻(xiàn)值的對(duì)比Tab.3 Comparison of the calculated values and the literature values for the temperature parameters ℃

由表3可知，熱段空氣進(jìn)口溫度的絕對(duì)差值為2.2 K，相對(duì)誤差為3.4%；熱段煙氣進(jìn)口溫度絕對(duì)差值為1.5 K，相對(duì)誤差為0.83%；熱段出口平均壁溫的絕對(duì)差值為2.6 K，相對(duì)誤差為1.9%；熱段出口最低壁溫絕對(duì)差值為2.6 K，相對(duì)誤差為2.2%；酸露點(diǎn)的絕對(duì)差值為2.6 K，相對(duì)誤差為2%，說(shuō)明本程序計(jì)算值與文獻(xiàn)值相接近，計(jì)算模型準(zhǔn)確，可以用于工程實(shí)踐計(jì)算。

5 輔機(jī)安全計(jì)算分析

鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，其風(fēng)機(jī)和磨煤機(jī)均在超低負(fù)荷下運(yùn)行，偏離原設(shè)計(jì)工況較多，極易出現(xiàn)風(fēng)機(jī)搶風(fēng)、失速和喘振等問題[16]。輔機(jī)安全性評(píng)價(jià)主要是分析送風(fēng)機(jī)、一次風(fēng)機(jī)及引風(fēng)機(jī)在超低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)需克服的阻力與風(fēng)機(jī)特性的匹配情況。

5.1 輔機(jī)安全計(jì)算模型與程序開發(fā)

5.1.1 三大風(fēng)機(jī)出口所需壓頭計(jì)算模型

以一次風(fēng)機(jī)出口所需壓頭為例進(jìn)行分析，根據(jù)一次風(fēng)機(jī)通風(fēng)流程(圖5)可知，一次風(fēng)機(jī)需克服的阻力包括一次風(fēng)機(jī)出口至空氣預(yù)熱器一次風(fēng)入口管道阻力Δp1k、空氣預(yù)熱器一次風(fēng)本體阻力Δpk1、空氣預(yù)熱器一次風(fēng)出口至磨煤機(jī)入口管道阻力Δpkm、磨煤機(jī)本體阻力Δpm1、磨煤機(jī)出口至燃燒器一次風(fēng)入口阻力Δpmr和燃燒器一次風(fēng)本體阻力Δpr1。一次風(fēng)機(jī)出口所需壓頭H1為：

圖5 一次風(fēng)機(jī)通風(fēng)流程Fig.5 The ventilation flow of primary fan

H1=Δp1k+Δpk1+Δpkm+Δpm1+

Δpmr+Δpr1+pl

(29)

式中：p1為爐膛負(fù)壓，Pa。

5.1.2 各部分阻力計(jì)算模型

由于預(yù)測(cè)負(fù)荷下各部分阻力均為未知，可根據(jù)參考負(fù)荷下各部分阻力得到預(yù)測(cè)負(fù)荷下對(duì)應(yīng)的各部分阻力，從而根據(jù)壓頭計(jì)算方法分別得到三大風(fēng)機(jī)需克服的阻力。

預(yù)測(cè)負(fù)荷下風(fēng)機(jī)出口所需壓頭為：

(30)

式中：上標(biāo)′表示預(yù)測(cè)負(fù)荷。

沿程阻力為：

(31)

式中：ΔHyc為沿程阻力，Pa；λ為沿程摩擦阻力系數(shù)；ddl為當(dāng)量直徑，m；ρ為流體密度，kg/m3；ω為流速，m/s;l為長(zhǎng)度,m。

局部阻力為：

(32)

式中：ΔHjb為局部阻力，Pa；ζ為局部阻力系數(shù)。

不同工況下沿程阻力與局部阻力之和ΔHyc+jb為：

(33)

式中:qV為體積流量，m3/s；A為管道截面積，m2。

由式(33)可知，不同工況下的沿程阻力與局部阻力之和與管道體積流量的平方成正比。

5.1.3 三大風(fēng)機(jī)需克服的阻力與風(fēng)機(jī)特性匹配

將風(fēng)機(jī)出口所需壓頭換算成風(fēng)機(jī)的比功Yb：

(34)

式中：ptot為風(fēng)機(jī)全壓，Pa；f為氣體壓縮性系數(shù)。

將計(jì)算得到的風(fēng)機(jī)比功與風(fēng)機(jī)特性曲線匹配，即可判斷風(fēng)機(jī)是否在安全穩(wěn)定區(qū)域內(nèi)運(yùn)行。使用Fortran6.6編制了輔機(jī)安全性計(jì)算程序，其中數(shù)據(jù)傳遞是以dat數(shù)據(jù)文件實(shí)現(xiàn)的。

5.2 工程計(jì)算

以華能陜西秦嶺(秦華)發(fā)電有限公司660 MW超臨界直流爐一次風(fēng)機(jī)為例，該一次風(fēng)機(jī)型號(hào)為AST-1960/1400，為動(dòng)葉可調(diào)軸流風(fēng)機(jī)。鍋爐660 MW、507 MW、330 MW、260 MW及預(yù)測(cè)負(fù)荷(132 MW)下風(fēng)機(jī)體積流量分別為69.847 m3/s、56.628m3/s、42.120 m3/s、30.299 m3/s和20.595 m3/s(ρ=1.072 6 kg/m3)。表4為根據(jù)不同負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)DSC數(shù)據(jù)計(jì)算所得132 MW負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)關(guān)鍵參數(shù)。

由表4可知，依據(jù)660 MW、507 MW、330 MW和260 MW負(fù)荷計(jì)算得到的預(yù)測(cè)負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)出口表壓需為8 198.5 Pa、8 263.5 Pa、8 331.7 Pa和8 480.6 Pa，預(yù)測(cè)負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)出口壓頭現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量值為8 566.9 Pa，依據(jù)260 MW負(fù)荷得到的預(yù)測(cè)負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)出口壓頭與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量值誤差僅為1.01%。

表4 不同負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)關(guān)鍵參數(shù)Tab.4 Key parameters of primary fan under different loads Pa

根據(jù)一次風(fēng)機(jī)的特性曲線，預(yù)測(cè)負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)體積流量為20.595 m3/s，風(fēng)機(jī)比功約為7 650 J/kg，一次風(fēng)機(jī)動(dòng)葉調(diào)整角度在-25°時(shí)可滿足要求，該角度位于穩(wěn)定工況區(qū)，一次風(fēng)機(jī)可以安全穩(wěn)定運(yùn)行，因此判斷132 MW深度調(diào)峰負(fù)荷下一次風(fēng)機(jī)能夠穩(wěn)定運(yùn)行，該程序能對(duì)鍋爐深度調(diào)峰時(shí)可能出現(xiàn)的輔機(jī)運(yùn)行不穩(wěn)定的問題起到預(yù)警作用。

6 結(jié) 論

(1)建立了低負(fù)荷穩(wěn)燃、水動(dòng)力循環(huán)、寬負(fù)荷脫硝、空氣預(yù)熱器低溫腐蝕和輔機(jī)安全性計(jì)算模型，并基于Fortran語(yǔ)言編寫了相應(yīng)的計(jì)算程序，通過實(shí)例計(jì)算證明所開發(fā)的程序可用于工程實(shí)踐，為鍋爐深度調(diào)峰提供了指導(dǎo)。

(2)結(jié)合華能陜西秦嶺(秦華)發(fā)電有限公司660 MW超臨界鍋爐與陜西渭河發(fā)電有限公司300 MW亞臨界鍋爐實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，對(duì)其深度調(diào)峰能力進(jìn)行了研究，結(jié)果表明20%BMCR負(fù)荷下華能陜西秦嶺(秦華)發(fā)電有限公司660 MW超臨界鍋爐水動(dòng)力是安全穩(wěn)定的，且一次風(fēng)機(jī)運(yùn)行在穩(wěn)定區(qū)；30%BMCR負(fù)荷下陜西渭河發(fā)電有限公司300 MW亞臨界鍋爐SCR反應(yīng)器不能正常脫硝。