周 科，何敏強，牛田田，李明皓，魯曉宇，何高祥，楊 冬

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；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；3.華能（浙江）能源開發(fā)有限公司玉環(huán)分公司，浙江 玉環(huán) 318000）

為落實“碳達峰，碳中和”的政策，以風電和太陽能發(fā)電為代表的可再生新能源加快了發(fā)展的腳步[1-5]。能源的可持續(xù)發(fā)展及國家經濟的高質量發(fā)展的轉變，使得燃煤電廠需將部分發(fā)電份額讓給新能源電廠，燃煤機組的調峰成為發(fā)電過程中不可缺少的一部分[6]，但可再生新能源發(fā)電機組的不穩(wěn)定性和不可預估性仍使燃煤機組在很長一段時間內發(fā)揮著不可替代的作用[7]。

保證鍋爐的安全穩(wěn)定性，是電網系統(tǒng)首要關注的技術問題，尤其是在燃煤機組調峰過程中。在調峰過程中，由于物性參數的改變，超臨界機組變壓直流鍋爐管內工質流動狀態(tài)很復雜[8]；深度調峰過程由于汽壓降低、水動力不足等原因經常造成水冷壁發(fā)生超溫爆管的現象[9]，加上爐膛內復雜的燃燒環(huán)境，受熱面容易出現較大熱偏差，導致機組受熱面超溫，主蒸汽和再熱蒸汽溫度失調等風險增大；鍋爐在調峰過程中低負荷運行時，由于運行參數較低，汽水兩相物性差別較大，容易發(fā)生流動不穩(wěn)定，導致金屬受熱面疲勞拉裂[10-11]；對超臨界褐煤鍋爐來說，為有效降低火焰溫度，避免結渣，會選擇高大型爐膛和較低的爐膛熱負荷參數[12]，爐膛內會布置較多的水冷壁管，管內質量流速將降低，對確保水冷壁得到充分冷卻和低負荷流動穩(wěn)定尤為不利。因此，針對超臨界褐煤鍋爐結構布置的特點，對爐膛在深度調峰負荷運行時的水動力特性及穩(wěn)定性進行研究分析尤其重要，不僅可以確保低負荷運行時水動力的安全性，同時還可提高機組調峰運行的經濟性。

本文通過建立復雜水冷壁系統(tǒng)的流動網絡系統(tǒng)法及非線性計算模型[13-14]，針對超臨界褐煤鍋爐爐膛較大、質量流速較低的特點及運行參數，對計算模型進行驗證修正，并對某電廠超臨界660 MW褐煤鍋爐30%BMCR深度調峰負荷下水冷壁的水動力安全性進行計算分析，校核了調峰負荷下水冷壁流動穩(wěn)定性，評估了超臨界褐煤鍋爐爐膛在深度調峰負荷下水動力特性，評價分析了該爐膛的深度調峰能力。

1 鍋爐概況

某電廠一期（2×660 MW）工程的鍋爐是哈爾濱鍋爐廠有限責任公司自主開發(fā)研制的超臨界660 MW褐煤鍋爐。該鍋爐為Π型布置，鍋爐下部爐膛采用螺旋管圈，在各負荷下均有足夠的冷卻能力，并能有效補償沿爐膛周界上的熱偏差，上部爐膛水冷壁采用一次上升垂直管屏，上、下爐膛間用過渡集箱連接，鍋爐尾部采用雙煙道，其結構如圖1所示。表1給出了一期2號機組部分運行工況下水冷壁的運行參數。

圖1 某電廠超臨界660 MW褐煤鍋爐結構（mm）Fig.1 Structure of a supercritical 660 MW unti lignite boiler (mm)

表1 部分工況下水冷壁的運行參數Tab.1 Operating parameters of water wall under some working conditions

2 數學模型

2.1 回路劃分及熱負荷分布

鍋爐下爐膛螺旋管水冷壁回路劃分如圖2所示。由圖2可見，下爐膛螺旋管受熱較均勻，因此回路數較少，1—40數字代表回路編號，對應位置帶括號數字為管子數。其中布置在前墻的回路為1—10，布置在右側墻的回路為11—20，布置在后墻的回路為21—30，布置在左側墻的回路為31—40。

圖2 下爐膛螺旋管圈回路劃分示意Fig.2 Schematic diagram of the loop division of spiral tubes in lower furnace

圖3為鍋爐上爐膛垂直管圈計算回路劃分。由圖3可見，上爐膛每面墻劃分26個回路。其中前墻回路編號為41—66，右側墻回路編號為67—92，后墻回路編號為93—118，左側墻回路編號為119—144。后墻水冷壁懸吊管劃分為14個回路。

圖3 上爐膛垂直管水冷壁回路劃分示意Fig.3 Schematic diagram of the loop division of vertical tubes of water wall in upper furnace

在爐內熱平衡的基礎上[15]，得到一次再熱超臨界鍋爐沿爐高方向的熱負荷分布，如圖4所示。由圖4可見，熱負荷隨著爐膛高度的增加先增高后降低。為分析水平方向熱負荷不均勻性對質量流量和爐膛水冷壁金屬溫度的影響，應考慮水平方向的吸熱量偏差。根據四角切圓燃燒方式的特點，結合數值模擬的相關研究成果，得到沿爐寬及爐深方向的吸熱偏差系數如圖5所示。由圖5可見，熱負荷及熱偏差曲線分布在實際爐膛中得到了很好的模擬[16]。

圖4 熱負荷沿爐膛高度分布Fig.4 Heat load distribution along the height of the furnace

圖5 吸熱偏差系數分布示意Fig.5 Schematic diagram of thermal deviation coefficient distribution

2.2 非線性迭代計算模型

為預測節(jié)點間的壓降和回路的質量流量，建立了考慮質量守恒和動量守恒的非線性迭代計算模型。該模型由224個方程組成，可以用迭代法同時求解。此方法求解快、精度高[13-14]。

圖6為超臨界褐煤鍋爐流動網絡系統(tǒng)。由圖6可見，1—175為水冷壁受熱回路編號，175—198為連接管回路編號，199—224為集箱節(jié)點編號。對176個加熱回路及23個不加熱連接回路建立能量守恒方程，方程為壓降與回路質量流量之間的函數關系，如式(1)所示。

圖6 流動網絡系統(tǒng)Fig.6 The flow network system

式中：Δpi為i回路壓降，Pa；x(i)為回路質量流量，kg/s。

動量守恒方程為：

式中：pin、pout分別為回路的進、出口壓力，Pa；Δpi為i回路壓降，Pa。

節(jié)點所遵循的質量守恒方程為：

式中：∑[xin(i)]為流入節(jié)點的總質量流量，kg/s；∑[xout(i)]為流出節(jié)點的總質量流量，kg/s。

3 計算模型驗證

為驗證計算模型的可靠性，根據熱負荷為648 MW的DCS圖像現場工況參數對計算結果進行比較分析。

3.1 水冷壁系統(tǒng)壓力計算結果與實測數據比較

表2給出了鍋爐在648 MW負荷時，各集箱計算得到的壓力值。

計算是從水冷壁入口集箱開始，表2中的系統(tǒng)總壓降為2.271 MPa。由爐膛DCS數據可得，實際運行中水冷壁壓降為2.280 MPa，二者的偏差為0.440%，驗證了所建立壓降模型以及所開發(fā)的單管計算程序的可靠性。

表2 648 MW負荷時水冷壁壓力分布Tab.2 The pressure distribution of water wall at 648 MW

3.2 水冷壁出口汽溫分布與實測數據對比

圖7為回路出口汽溫計算結果與實爐測量數據點對點對比圖。下爐膛計算最高出口蒸汽溫度為399 ℃，最低出口蒸汽溫度為397 ℃，實測數據與計算數據蒸汽溫度偏差分別為-0.49%、1.04%。上爐膛中實測數據與計算數據最高、最低出口蒸汽溫度偏差分別為0.24%、-2.05%，說明本計算所建立的流量分配模型是準確可靠的。

圖7 回路實測數據與計算結果點對點對比Fig.7 Point-to-point comparison between the loop measured data and the calculation results

4 198 MW負荷計算結果分析

4.1 水冷壁系統(tǒng)壓力分布

表3為鍋爐在198 MW負荷時，計算得出的各部分壓力值。由表3可知，系統(tǒng)總壓降為0.442 MPa。實際運行過程中測得的壓降為0.440 MPa。實測數值與程序計算得到的水冷壁總壓降基本一致。隨著熱負荷的減小，系統(tǒng)的壓降也隨之減小。

表3 198 MW負荷時水冷壁壓力分布Tab.3 The pressure distribution of water wall at 198 MW

4.2 回路流量分布

不同回路管子長度的差別造成各并聯回路摩擦阻力的差異，流量的分配與摩擦阻力關系密切，因此各回路流量分布有所不同。回路質量流速分布如圖8所示。下爐膛28回路質量流速最大，為708.12 kg/(m2·s)；3回路質量流速最小，為686.69 kg/(m2·s)：二者的質量流速偏差為3.03%。上爐膛水平熱偏差是造成沿爐寬方向各壁回路流量差異的主要因素。由計算結果看出，左、右側墻的分布較相近。前墻流量要整體小于后墻的流量是前后墻流動截面不同造成的。上爐膛118回路質量流速最大，為364.05 kg/(m2·s)；85回路質量流速最小，為314.33 kg/(m2·s)；二者偏差為13.66%。

圖8 198 MW負荷回路單管質量流速分布Fig.8 Mass flow rate distribution of single pipe in 198 MW load circuit

4.3 爐膛出口汽溫分布

圖9為鍋爐下爐膛螺旋管水冷壁出口蒸汽溫度分布。由圖9可見，螺旋纏繞管的優(yōu)點[17]使得下爐膛出口汽溫偏差較小。計算得到下爐膛最低出口蒸汽溫度為322.0 ℃，最高出口蒸汽溫度為331.7 ℃，最大汽溫偏差為9.7 ℃。最低、最高出口汽溫與實際出口汽溫偏差分別為0.48%、-1.83%。

圖9 198 MW負荷時下爐膛出口汽溫分布Fig.9 Distribution of steam temperature at outlet of the lower furnace at 198 MW

圖10為鍋爐在198 MW負荷時上爐膛出口蒸汽溫度分布?？傮w來看，上爐膛各墻回路的出口汽溫分布相似，4面墻最高出口汽溫出現在右側墻，最低汽溫出現在后墻。上爐膛最低出口汽溫為326.1 ℃，最高出口汽溫為335.7 ℃，最大汽溫偏差為9.6 ℃，最低、最高出口汽溫與實際出口汽溫偏差分別為-0.12%，-0.03%。上爐膛出口汽溫偏差在《大容量電站鍋爐水動力計算方法》[18]中規(guī)定的汽溫偏差安全要求范圍內。

圖10 198 MW負荷時上爐膛出口汽溫分布Fig.10 Distribution of steam temperature at outlet of the upper furnace at 198 MW

4.4 流體和金屬溫度分布

對鍋爐在198 MW負荷下的壁溫分布進行分析，下爐膛選取第3回路作為螺旋管圈壁溫分析對象；上爐膛垂直水冷壁管的壁溫分析對象選取為前墻管56回路。所有的壁溫分析曲線中已去除“0”管段的數據。

圖11、圖12為鍋爐在198 MW負荷時最危險回路（3回路、56回路）流體和金屬溫度變化曲線。由圖11、圖12可以看出，下爐膛在198 MW負荷下，工質最初為單相液態(tài)水，在16.017 m處，工質進入汽液兩相區(qū)，工質溫度不變，壁溫由于換熱系數的減小而降低。在21.135 m處，水冷壁金屬外壁溫度最高，為473.8 ℃，工質溫度為323.5 ℃。爐膛越高，熱負荷越小，管壁溫度降低。由圖12可見，上爐膛的水冷壁金屬管壁溫度有小幅上升。在爐膛標高66.5 m處水冷壁金屬溫度最高，為329.1 ℃，工質溫度為327.9 ℃。最高溫均低于15CrMoG材料許用溫度550.0 ℃，可保證水冷壁安全穩(wěn)定運行。

圖11 198 MW 負荷 3 回路壁溫沿爐膛高度分布Fig.11 The wall temperature distribution along the furnace height of loop 3 at 198 MW

圖12 198 MW 負荷時56回路壁溫沿爐膛高度分布Fig.12 The wall temperature distribution along the furnace height of loop 56 at 198 MW

褐煤的水分高、熱值低，以及易結焦等特性致使褐煤鍋爐在設計時的爐膛斷面及高度比煙煤鍋爐大，從而使得管內質量流速低。東方電氣集團東方鍋爐股份有限公司制造的660 MW螺旋管煙煤鍋爐爐膛尺寸為20 790.8 mm×15 456.8 mm，高度為64 000.0 mm[19]；上海鍋爐廠有限公司制造的煙煤鍋爐爐膛尺寸為18 816 mm×17 696 mm，高度為63 551.0 mm[20]；本文研究的哈爾濱鍋爐廠有限責任公司制造的褐煤鍋爐爐膛尺寸為20 402.3 mm×20 072.3 mm，高度為66 500.0 mm：由此可見，煙煤鍋爐爐膛尺寸及高度較褐煤鍋爐小。

煙煤鍋爐在30%BMCR負荷時下爐膛質量流速 分 別 為680.85～747.29 kg/(m2·s)、869.12～1 027.75 kg/(m2·s)，上爐膛質量流速分別為510.87～436.47 kg/(m2·s)、279.52～404.21 kg/(m2·s)。與煙煤鍋爐相比，電廠超臨界660 MW褐煤鍋爐在30%BMCR負荷時下爐膛質量流速為686.69～708.12 kg/(m2·s)，上 爐 膛 質 量 流 速 為314.33～364.05 kg/(m2·s)。比較可知，褐煤鍋爐爐膛質量流速較小，對爐膛水冷壁冷卻效果較差，同時，較低的質量流速較容易出現流動不穩(wěn)定現象；煙煤鍋爐在低負荷時，上、下爐膛最大出口汽溫偏差為54.8、35.0 ℃及18.8、1.7 ℃，某電廠超臨界660 MW褐煤鍋爐上、下爐膛最大出口汽溫偏差為9.6、9.7 ℃：由此可見，2種煤質的鍋爐下爐膛出口汽溫偏差相差較小，但上爐膛出口汽溫偏差相差較大。這是由于褐煤鍋爐燃用發(fā)熱量較低，灰分較大的褐煤，導致爐膛熱負荷較小，主蒸汽溫度偏低，出口汽溫偏差較小。通過對我國三大鍋爐廠主要爐型的對比分析，可為超（超）臨界鍋爐爐膛設計優(yōu)化提供依據。

4.5 流動不穩(wěn)定性計算分析

爐膛循環(huán)特性的動態(tài)不穩(wěn)定性會在熱流密度由于某種原因發(fā)生變化時出現。水冷壁在受到擾動時，會通過管內流量的脈動來達到新的平衡，有時這種流量脈動是不穩(wěn)定的，尤其在鍋爐低負荷運行時，會對爐膛水冷壁造成損壞，因此需要對鍋爐低負荷下水冷壁流動穩(wěn)定性進行分析。選取鍋爐在198 MW負荷時下爐膛水冷壁熱負荷最大的3回路和上爐膛水冷壁熱負荷最大的85回路為校核對象，對其流動不穩(wěn)定性進行計算分析。進、出口流量脈動結果如圖13、圖14所示。

圖13 3回路1.2倍熱負荷擾動工況下流量脈動曲線Fig.13 Flow pulsation curve of loop 3 under 1.2 times thermal load disturbance condition

圖14 85回路1.2倍熱負荷擾動工況下流量脈動曲線Fig.14 Flow pulsation curve of loop 85 under 1.2 times thermal load disturbance condition

由圖13、圖14可見：進、出口流量呈反向脈動；隨著時間的推移，進、出口流量脈動的幅度減小直至消失，最終二者相等，到穩(wěn)定狀態(tài)；3回路恢復穩(wěn)定大約需要250 s，85回路大約需要22 s。以上均表明施加1.2倍熱負荷擾動時，工況流動是穩(wěn)定的。

5 結 論

針對超臨界褐煤鍋爐爐膛較大、質量流速較低的特點，通過非線性計算模型，分析了超臨界褐煤鍋爐爐膛在深度調峰低負荷下水動力特性以及流動穩(wěn)定性。

1）為驗證模型的正確性和可靠性，將超臨界褐煤鍋爐648 MW負荷下壓降、出口汽溫的計算值與爐膛運行數據進行對比，通過結果對比，說明水動力數學模型正確可靠。

2）對機組進行了深度調峰198 MW（30%BMCR）負荷下的水動力特性計算，得到了各負荷下的流量分配、壓力分布以及出口汽溫和管子壁溫分布規(guī)律。計算表明，鍋爐198 MW負荷時系統(tǒng)總壓降為0.442 MPa，對于流量分布，下爐膛最大質量流量偏差為3.03%，上爐膛最大質量流量偏差為13.66%，流量偏差較小，分布較合理；下爐膛最高出口汽溫為331.7 ℃，上爐膛最高出口汽溫為335.7 ℃；下爐膛最高外壁溫度為473.8 ℃，上爐膛最高外壁溫度為329.1 ℃，偏差以及最高溫度均在合理范圍內，鍋爐在198 MW深度調峰負荷時可以安全穩(wěn)定運行。

3）流動不穩(wěn)定性計算表明，在施加1.2倍熱通量擾動時，3回路在大約250 s時進、出口流量相等，85回路在大約22 s時達到穩(wěn)定狀態(tài)，說明爐膛在低負荷運行時不會出現流動不穩(wěn)定現象。

4）某電廠超臨界660 MW褐煤鍋爐2號機組在30%BMCR（198 MW）負荷時具有較好的水動力特性，這為超臨界褐煤鍋爐水動力突破低于30%BMCR深度調峰負荷提供了理論依據，該研究成果對超臨界褐煤鍋爐深度調峰優(yōu)化改造具有指導意義。