滕敏華，胡 卿，萬(wàn) 李，吳劍波，蔣慧卿，歐陽(yáng)詩(shī)潔，楊 冬

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1 000 MW寬負(fù)荷超超臨界機(jī)組鍋爐水動(dòng)力特性計(jì)算及分析

滕敏華1，胡 卿1，萬(wàn) 李2，吳劍波1，蔣慧卿2，歐陽(yáng)詩(shī)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(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049）

針對(duì) 1 000 MW高效寬負(fù)荷率超超臨界機(jī)組鍋爐結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將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)。根據(jù)質(zhì)量守恒方程、動(dòng)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(dòng)力計(jì)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(fù)荷、75%THA負(fù)荷和30%THA負(fù)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(jì)算結(jié)果表明：各負(fù)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(jī)組鍋爐水冷壁在水動(dòng)力方面安全可靠；30%THA負(fù)荷時(shí)水冷壁不會(huì)發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。

寬負(fù)荷；調(diào)峰；超超臨界；水冷壁；流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)法；水動(dòng)力計(jì)算；不穩(wěn)定性；清潔燃燒

近年來(lái)，隨著居民用電和商業(yè)用電比重的不斷增加，我國(guó)電網(wǎng)負(fù)荷峰谷差迅速增大，使原本按照基本負(fù)荷設(shè)計(jì)的600 MW和1 000 MW超超臨界機(jī)組也開(kāi)始頻繁參與調(diào)峰[1-2]。在電網(wǎng)負(fù)荷低谷時(shí)，機(jī)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(fù)荷超超臨界機(jī)組的熱效率和經(jīng)濟(jì)性下降明顯，無(wú)法發(fā)揮其低煤耗高效率的優(yōu)勢(shì)，造成不必要的能源浪費(fèi)[4]。因此，研發(fā)高效寬負(fù)荷率的超超臨界機(jī)組，使其在寬負(fù)荷、調(diào)峰及快速變負(fù)荷條件下安全高效運(yùn)行，是現(xiàn)階段清潔煤燃燒技術(shù)的首要問(wèn)題[5-6]。與常規(guī)超臨界機(jī)組鍋爐相比，超超臨界機(jī)組鍋爐運(yùn)行參數(shù)更高，爐內(nèi)熱負(fù)荷更大，水冷壁管內(nèi)工質(zhì)既可能運(yùn)行于高負(fù)荷時(shí)的超超臨界狀態(tài)，也可能工作在低負(fù)荷時(shí)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(fù)荷率超超臨界機(jī)組鍋爐的關(guān)鍵技術(shù)之一。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)超超臨界機(jī)組鍋爐水動(dòng)力計(jì)算進(jìn)行了廣泛而深入的研究，鍋爐水動(dòng)力計(jì)算方法從復(fù)雜且精度低的圖解法發(fā)展到可以在計(jì)算機(jī)上應(yīng)用的流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)法[7-9]。本文針對(duì)高效寬負(fù)荷率超超臨界機(jī)組鍋爐布置方案，基于流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)開(kāi)發(fā)出的超超臨界機(jī)組垂直管圈鍋爐水動(dòng)力計(jì)算程序[10]，得出BMCR、75%THA和30%THA負(fù)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(jì)算結(jié)果對(duì)水冷壁的運(yùn)行特性進(jìn)行了全面的評(píng)價(jià)和分析，以確保設(shè)備安全可靠運(yùn)行。

1 鍋爐概況

本工程鍋爐為超超臨界變壓運(yùn)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(fēng)分級(jí)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(dòng)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(dòng)、噴水等方式。鍋爐結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)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(biāo)高為5 144 mm，爐頂管中心標(biāo)高為73 400 mm。水冷壁管共有1 956根，下?tīng)t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(dá)標(biāo)高約36 328.2 mm處，管子材質(zhì)變?yōu)?2CrMoV，節(jié)距不變。下?tīng)t膛水冷壁工質(zhì)經(jīng)中間集箱混合后，進(jìn)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(duì)于1 000 MW寬負(fù)荷率超超臨界機(jī)組鍋爐，BMCR、75%THA、30%THA 3個(gè)負(fù)荷時(shí)的水冷壁運(yùn)行參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 水冷壁運(yùn)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(diǎn)：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(qiáng)了鍋爐的煤種適應(yīng)性，同時(shí)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(dòng)阻力降低，減少了給水泵的功耗，節(jié)能效果明顯。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 回路劃分及熱負(fù)荷分布

圖2為下?tīng)t膛計(jì)算回路劃分示意?；芈穭澐种饕Y(jié)合爐膛的熱負(fù)荷分布曲線，分配各回路的管子根數(shù)。在熱負(fù)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(fù)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?tīng)t膛共劃分了90個(gè)回路，其中前、后墻各劃分 30個(gè)回路，左、右墻各劃分15個(gè)回路。按照同樣的方法，將上爐膛共劃分104個(gè)回路，其中前、后墻各劃分36個(gè)回路，左、右墻各劃分16個(gè)回路。后煙道前、后包墻均劃分了12個(gè)回路，中間隔墻劃分了16個(gè)回路。

圖2 下?tīng)t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(fù)荷分布曲線，結(jié)合以往的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到鍋爐爐膛沿水冷壁相對(duì)高度的熱負(fù)荷分布曲線如圖3所示。圖中水平環(huán)帶熱負(fù)荷為某一高度的平均熱負(fù)荷，尖峰熱負(fù)荷指最大局部熱負(fù)荷，是考慮結(jié)渣以及各種可能的極端運(yùn)行工況后某一高度上可能的最大熱負(fù)荷，用于壁溫計(jì)算。由圖3可以看出，爐膛熱負(fù)荷隨著水冷壁的高度的增加而增加，到達(dá)峰值后則逐漸減小，最終保持不變。

圖3 爐膛沿水冷壁相對(duì)高度熱負(fù)荷分布

2.2 流量分配及壓力計(jì)算模型

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

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

圖4為流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意。圖中括號(hào)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(gè)未知數(shù)，共需建立351個(gè)方程組。其中1—315為流量未知數(shù)，需建立315個(gè)壓力方程；316—351為壓力未知數(shù)，需建立36個(gè)流量方程。聯(lián)立求解這351個(gè)壓力方程和質(zhì)量守恒方程，即可求得351個(gè)未知量。

1—30回路的壓降平衡方程：

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

312節(jié)點(diǎn)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(jì)算模型

根據(jù)爐膛熱負(fù)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(diǎn)溫度、外壁溫度、鰭根溫度和鰭端溫度沿爐膛高度分布的計(jì)算模型，具體計(jì)算方法見(jiàn)文獻(xiàn)[12]。

圖4 流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)示意（mm）

換熱系數(shù)的計(jì)算與流體溫度、狀態(tài)及壁溫等因素有關(guān)。文獻(xiàn)[13]對(duì)適應(yīng)于高效寬負(fù)荷率鍋爐水冷壁管進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并擬合了計(jì)算換熱系數(shù)的相關(guān)公式。試驗(yàn)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(diǎn)前后的換熱特性不同；擬臨界點(diǎn)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(diǎn)之后的換熱系數(shù)。因此，針對(duì)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(lái)修正換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 水冷壁壓降

表2列出了3個(gè)負(fù)荷時(shí)水動(dòng)力計(jì)算得出的水冷壁各部分壓力。由表2可見(jiàn)：在BMCR負(fù)荷、75%THA負(fù)荷和30%THA負(fù)荷時(shí)，系統(tǒng)的總壓降（從下?tīng)t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(gè)負(fù)荷時(shí)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(gè)負(fù)荷時(shí)下?tīng)t膛各回路單管質(zhì)量流速分布情況。由圖5可以看出：下?tīng)t膛前后墻、左右側(cè)墻質(zhì)量流速分布對(duì)稱(chēng)，這是爐膛結(jié)構(gòu)以及熱負(fù)荷對(duì)稱(chēng)的結(jié)果[14]；在下?tīng)t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(duì)應(yīng)的熱負(fù)荷偏差系數(shù)較大，吸熱量也較高。BMCR負(fù)荷時(shí)，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(fù)荷時(shí)，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(fù)荷時(shí)，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(fù)荷的匹配情況對(duì)鍋爐安全運(yùn)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(diǎn)。

表2 水冷壁各部分壓力分布計(jì)算結(jié)果

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

圖5 3個(gè)負(fù)荷時(shí)下?tīng)t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(gè)負(fù)荷時(shí)下?tīng)t膛出口汽溫分布。從圖6可以看出：在BMCR負(fù)荷和75%THA負(fù)荷時(shí)，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?tīng)t膛前、后墻平均出口汽溫分別為392.1、374.4 ℃和393.5、375 ℃；下?tīng)t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(fù)荷時(shí)，工質(zhì)在下?tīng)t膛出口處于均兩相區(qū)，下?tīng)t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(gè)負(fù)荷時(shí)下?tīng)t膛出口汽溫分布

圖7為3個(gè)負(fù)荷時(shí)上爐膛出口汽溫分布。從 圖7可以看出：在BMCR負(fù)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(duì)稱(chēng)性，最大出口汽溫偏差為19 ℃；在75%THA負(fù)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(fù)荷和75%THA負(fù)荷下，計(jì)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(gè)負(fù)荷時(shí)上爐膛出口汽溫分布

在30%THA負(fù)荷時(shí)，除后墻外，上爐膛各面墻的溫度分布類(lèi)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(jì)算

圖8為BMCR負(fù)荷時(shí)下?tīng)t膛受熱最強(qiáng)管第16回路的工質(zhì)溫度、內(nèi)壁溫度、中間點(diǎn)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(fù)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(duì)下?tīng)t膛來(lái)說(shuō)，下?tīng)t膛在燃燒器以上部位壁溫較高，各個(gè)回路的中間點(diǎn)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(fù)荷時(shí)下?tīng)t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(fù)荷時(shí)上爐膛前墻受熱最強(qiáng)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(fù)荷時(shí)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(dá)到456.0 ℃，中間點(diǎn)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(fù)荷時(shí)后煙道中間隔墻受熱最強(qiáng)的第242回路的金屬壁溫沿爐膛高度方向的變化曲線。對(duì)于后煙道中間隔墻，開(kāi)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(dá)到最高值，外壁溫度最高為485.1 ℃，中間點(diǎn)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(jì)算結(jié)果，鰭端溫度相比管子溫度較高，在周向受熱時(shí)，沒(méi)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(dá)到489.8 ℃，中間點(diǎn)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(fù)荷時(shí)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(dòng)不穩(wěn)定性分析

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

圖11 1.1倍熱負(fù)荷擾動(dòng)進(jìn)、出口流量脈動(dòng)

圖12 1.2倍熱負(fù)荷擾動(dòng)進(jìn)、出口流量脈動(dòng)

圖13 1.3倍熱負(fù)荷擾動(dòng)進(jìn)、出口流量脈動(dòng)

5 結(jié) 論

1）在BMCR負(fù)荷、75%THA負(fù)荷和30%THA負(fù)荷時(shí)，各爐墻的水冷壁壓降合理。對(duì)于下?tīng)t膛各回路，回路質(zhì)量流速與熱負(fù)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(fù)荷時(shí)，上下?tīng)t膛由于是垂直管圈結(jié)構(gòu)，各個(gè)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?tīng)t膛各面墻的出口汽溫偏差最大為20.9 ℃；75%THA負(fù)荷時(shí)，下?tīng)t膛四面墻最大汽溫偏差為7.0 ℃；30%THA負(fù)荷時(shí)，下?tīng)t膛四面墻最大汽溫偏差為0 ℃。

3）BMCR負(fù)荷時(shí)，下?tīng)t膛在燃燒器以上部位壁溫較高，最高中間點(diǎn)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(diǎn)溫度為439.7 ℃。75%THA和30%THA負(fù)荷時(shí)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(jī)組鍋爐水冷壁選用15CrMoG和12Cr1MoVG可以滿足安全要求。

4）對(duì)前墻受熱最強(qiáng)管第16回路，30%THA時(shí)施加1.1倍、1.2倍、1.3倍熱負(fù)荷擾動(dòng)，水冷壁進(jìn)、出口流量趨于一致，不會(huì)發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。

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

［1］ 孫運(yùn)凱, 宋國(guó)良, 呂清剛, 等. 600 MWe超臨界CFB鍋爐機(jī)組定滑壓變負(fù)荷運(yùn)行特性的研究[J]. 電站系統(tǒng)工程, 2011, 27(1): 9-12. SUN Yunkai, SONG Guoliang, LV Qinggang, et al. Research on operation characteristics of constant and sliding pressure and variable loads for 600 MWe supercritical CFB boiler units[J]. Power System Engineering, 2011, 27(1): 9-12.

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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(wàn)李, 等. 1 000 MW寬負(fù)荷超超臨界機(jī)組鍋爐水動(dòng)力特性計(jì)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(jí)工程師，主要研究方向?yàn)闊崃π阅茉囼?yàn)和燃燒調(diào)整技術(shù)，tengmh@zjentc.com。

（責(zé)任編輯 馬昕紅）