660 MW超超臨界CFB鍋爐失電事故下受熱面安全性分析及緊急補(bǔ)水泵選型

李銀龍， 楊 冬， 李維成， 鄧啟剛， 周 旭， 魯佳易， 周 棋

(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. 清潔燃燒與煙氣凈化四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 成都 611731)

循環(huán)流化床(CFB)燃燒技術(shù)是應(yīng)用最廣泛的潔凈煤燃燒技術(shù)。目前，CFB鍋爐可以燃燒低品位煤、生物質(zhì)燃料和固體廢物[1]，我國(guó)在超(超)臨界CFB鍋爐發(fā)電技術(shù)方面取得重大突破，并引領(lǐng)該技術(shù)在全球范圍內(nèi)發(fā)展[2]。隨著CFB鍋爐容量和燃燒器尺寸的增加，爐膛內(nèi)部燃燒換熱與鍋爐熱力分配之間的矛盾更加突出。外置床被廣泛用于解決受熱面布置和爐溫控制的問(wèn)題。此外，帶有外置床的CFB鍋爐具有蒸汽溫度控制好、部分負(fù)荷性能好等優(yōu)點(diǎn)[3-4]。由于CFB鍋爐具有獨(dú)特的燃燒回路，其主回路中包含大量高溫床料，當(dāng)鍋爐發(fā)生失電事故時(shí)，鍋爐主給水泵停運(yùn)造成給水中斷，由此產(chǎn)生的危險(xiǎn)比煤粉鍋爐給水中斷時(shí)的危險(xiǎn)更大；此外，風(fēng)機(jī)和給煤機(jī)也將同時(shí)停止。雖然此時(shí)爐內(nèi)燃燒已基本停止，但床料、飛灰和耐火材料仍含有大量熱量，這些熱量將通過(guò)輻射和熱傳導(dǎo)繼續(xù)加熱汽水系統(tǒng)中的工質(zhì)，致使管內(nèi)工質(zhì)溫度和壓力不斷升高，如果不采取措施將會(huì)造成鍋爐受熱面損壞等重大事故。因此，有必要對(duì)鍋爐失電后受熱面內(nèi)的流動(dòng)傳熱問(wèn)題進(jìn)行研究與分析，以確定超(超)臨界CFB鍋爐是否需要配備緊急補(bǔ)水泵，如果需要配備則將面臨緊急補(bǔ)水泵的選型問(wèn)題。

緊急補(bǔ)水系統(tǒng)整體較為復(fù)雜且造價(jià)不菲，一般在2 000萬(wàn)元以上[5]。在電廠正常運(yùn)行過(guò)程中，系統(tǒng)需要定期檢測(cè)，以保證電廠在失電后能及時(shí)投運(yùn)并可靠運(yùn)行，因此運(yùn)行維護(hù)成本較高。但是電廠發(fā)生失電事故的概率很低，在整個(gè)設(shè)計(jì)壽命內(nèi)，緊急補(bǔ)水系統(tǒng)使用率較低。因此，在超(超)臨界CFB機(jī)組上是否需要配備緊急補(bǔ)水系統(tǒng)一直存在爭(zhēng)議。如果能夠?qū)﹄姀S失電后鍋爐受熱面內(nèi)的流動(dòng)傳熱進(jìn)行準(zhǔn)確計(jì)算，確定是否需要緊急補(bǔ)水泵，不僅能夠?yàn)殄仩t的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供重要參考，還能給電廠帶來(lái)巨大的經(jīng)濟(jì)效益。

目前，關(guān)于超(超)臨界鍋爐水冷壁穩(wěn)態(tài)流動(dòng)和傳熱特性的研究相對(duì)較多[6-10]，而對(duì)鍋爐非穩(wěn)態(tài)特性的研究則較少。鄧博宇等[11]研究了350 MW超臨界CFB鍋爐失電事故發(fā)生后水冷壁內(nèi)工質(zhì)熱力參數(shù)的動(dòng)態(tài)變化過(guò)程。王冬福等[12]對(duì)超臨界CFB鍋爐失電后無(wú)法正常得到補(bǔ)給水時(shí)爐膛內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)傳熱問(wèn)題進(jìn)行了理論分析與計(jì)算，得到失電后管內(nèi)工質(zhì)的蒸干時(shí)間與溫度的變化曲線。李果等[13]搭建了模擬鍋爐失電狀態(tài)下水冷壁傳熱的試驗(yàn)裝置，開(kāi)展了失電后高溫灰渣向水冷壁管傳熱的試驗(yàn)研究，基于無(wú)工質(zhì)泄放的假設(shè)計(jì)算得到了水冷壁的燒毀時(shí)間。Yao等[14]采用數(shù)值模擬方法分析了CFB鍋爐失電后固定床物料的傳熱過(guò)程并估算了床溫。以上研究主要針對(duì)水冷壁開(kāi)展分析，缺乏對(duì)失電后全爐系統(tǒng)的計(jì)算研究。

對(duì)于帶有外置床的超(超)臨界CFB鍋爐來(lái)說(shuō)，在失電后對(duì)受熱面的保護(hù)尤為重要。筆者以某電廠660 MW超超臨界CFB鍋爐水冷壁、低溫受熱面以及外置床內(nèi)的高溫受熱面為計(jì)算對(duì)象，建立了由質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒、金屬蓄熱及工質(zhì)側(cè)傳熱方程組成的數(shù)學(xué)模型。采用時(shí)域離散方法，開(kāi)發(fā)了以Fortran語(yǔ)言為基礎(chǔ)的受熱面內(nèi)瞬態(tài)特性計(jì)算程序。通過(guò)計(jì)算得到鍋爐配備壓力為35 MPa、輸水量為140 t/h的緊急補(bǔ)水泵時(shí)受熱面金屬管壁溫與工質(zhì)溫度的變化規(guī)律，并計(jì)算了高壓旁路閥處的最小噴水量，為此類型鍋爐緊急補(bǔ)水泵選型與電廠運(yùn)行人員快速處理此類事故提供參考方案。

1 受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動(dòng)傳熱計(jì)算模型

參考已經(jīng)建立的超臨界CFB鍋爐機(jī)組跳閘后受熱面內(nèi)流動(dòng)傳熱計(jì)算模型[15]，筆者針對(duì)某電廠660 MW超臨界機(jī)組的跳閘事件，計(jì)算得到部分受熱面的熱力參數(shù)變化，并與實(shí)爐測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，結(jié)果表明二者符合良好。這說(shuō)明該模型是正確可靠的，可以用于實(shí)際工程計(jì)算。金屬蓄熱會(huì)影響煙氣側(cè)至工質(zhì)側(cè)的傳熱量，在實(shí)際工程計(jì)算中還需要考慮金屬蓄熱的影響[16]。因此，在考慮金屬管壁蓄熱后建立了瞬態(tài)流動(dòng)傳熱計(jì)算模型。

1.1 基本假設(shè)

為簡(jiǎn)化計(jì)算，進(jìn)行如下假設(shè)：(1) 沿管道軸向采用一維近似；(2) 工質(zhì)與金屬管壁只在徑向方向進(jìn)行換熱，不考慮軸向換熱；(3) 汽液兩相間處于熱力平衡，即不考慮欠熱沸騰和相間熱力弛豫，兩相區(qū)采用均相模型來(lái)描述；(4) 在同一截面內(nèi)工質(zhì)溫度和速度分布是均勻的，無(wú)內(nèi)部環(huán)流；(5) 由于擬臨界點(diǎn)附近密度變化較大，考慮壓縮性和熱膨脹性；(6) 不考慮能量方程中動(dòng)能、勢(shì)能以及黏性耗散的影響。

1.2 邊界條件與控制方程

質(zhì)量守恒方程如下：

(1)

式中：A為內(nèi)橫截面積，m2；ρ為流體密度，kg/m3；t為時(shí)間，s；qm為質(zhì)量流量，kg/s；z為沿管長(zhǎng)的軸向坐標(biāo)，m。

動(dòng)量守恒方程如下：

(2)

式中：p為流體壓力，Pa；f為摩擦阻力系數(shù)；dn為管子內(nèi)徑，m；Kin為進(jìn)口局部阻力系數(shù)；Kex為出口局部阻力系數(shù)；Kjb為彎頭局部阻力系數(shù)；δd為一維狄拉克函數(shù)，m-1；L為管子總長(zhǎng)度，m；zjb為彎頭處管子的軸向坐標(biāo)，m；θ為流動(dòng)方向與水平面的夾角，rad；g為重力加速度，m/s2。

能量守恒方程如下：

(3)

式中：h為流體焓，J/kg；ql為線密度，W/m，代表單位管長(zhǎng)的吸熱量。

狀態(tài)方程如下：

ρ=f(p,h)

(4)

式中：f(·)為函數(shù)。

當(dāng)工質(zhì)為單相時(shí)，上述方程的物性參數(shù)對(duì)應(yīng)該相的物性參數(shù)；當(dāng)工質(zhì)為兩相時(shí)，采用折合參數(shù)計(jì)算。

金屬蓄熱方程如下：

(5)

式中：q1、q2為金屬線密度，W/m；tb為金屬內(nèi)壁溫度，℃；cb為金屬比熱容，J/(kg·K)；mb為單位管長(zhǎng)金屬質(zhì)量，kg/m。

工質(zhì)側(cè)傳熱方程如下：

q2=αF2(tb-tgz)

(6)

式中：α為工質(zhì)對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；tgz為工質(zhì)溫度，℃；F2為換熱面積，m2。

1.3 離散方法

采用內(nèi)節(jié)點(diǎn)法對(duì)控制體進(jìn)行網(wǎng)格劃分。根據(jù)熱負(fù)荷分布，將管子沿流動(dòng)方向分成若干個(gè)管組，每個(gè)管組的熱負(fù)荷相等，再對(duì)每個(gè)管組均勻劃分管段，共分為n個(gè)管段。采用控制容積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散。界面上的物性參數(shù)采用一階迎風(fēng)差分[17]，即物性參數(shù)取來(lái)流方向上最后一個(gè)節(jié)點(diǎn)的值，在時(shí)間上采用全隱式。控制體網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 控制體網(wǎng)格劃分

根據(jù)所述網(wǎng)格劃分方式對(duì)控制體i離散如下：

(1) 質(zhì)量守恒方程：

(7)

(2) 能量守恒方程：

ql，i,j+1

(8)

(3) 狀態(tài)方程：

ρi,j+1=f(pi,j+1,hi,j+1)

(9)

(4) 動(dòng)量守恒方程：

(10)

(5) 金屬蓄熱方程：

(11)

(6) 工質(zhì)側(cè)傳熱方程：

q2，i,j+1=αi,j+1F2，i(tb，i,j+1-tgz，i,j+1)

(12)

在保證計(jì)算精度情況下，傳熱方程可簡(jiǎn)化為：

q2，i,j+1≈αi,jF2，i(tb，i,j+1-tgz，i,j)

(13)

式中：Δt為時(shí)間步長(zhǎng)，s；Δz為空間步長(zhǎng)，m；下標(biāo)i表示控制體編號(hào)，j表示時(shí)層編號(hào)。

穩(wěn)態(tài)離散方程即上述方程中j為0。為平衡計(jì)算精度與計(jì)算效率，選擇時(shí)間步長(zhǎng)Δt=1 s和空間步長(zhǎng)Δz=0.49 m，此時(shí)上述方程采用的差分格式是穩(wěn)定和守恒的，并且具有足夠的計(jì)算精度。

1.4 程序計(jì)算步驟

基于上述計(jì)算模型，開(kāi)發(fā)了以Fortran語(yǔ)言為基礎(chǔ)的受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動(dòng)傳熱計(jì)算程序。圖2為程序計(jì)算框圖，其中qm,in為進(jìn)口質(zhì)量流量，pout為出口壓力，ε1、ε2為誤差，Δp為壓差。

圖2 程序計(jì)算框圖

2 鍋爐簡(jiǎn)介

2.1 鍋爐結(jié)構(gòu)

鍋爐結(jié)構(gòu)如圖3所示。該鍋爐采用雙布風(fēng)板、褲衩腿結(jié)構(gòu)，爐膛中設(shè)雙面受熱的水冷中隔墻。鍋爐外循環(huán)回路設(shè)6個(gè)旋風(fēng)分離器和6個(gè)外置式熱交換器。低溫過(guò)熱器(LTSH)和低溫再熱器(LTR)位于尾部煙道中，中溫過(guò)熱器(MTSH，即屏式過(guò)熱器)位于爐膛內(nèi)，高溫過(guò)熱器(HTSH)與高溫再熱器(HTR)布置于外置床中。

圖3 某電廠660 MW超超臨界CFB鍋爐結(jié)構(gòu)圖

2.2 鍋爐穩(wěn)態(tài)熱力參數(shù)

在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)負(fù)荷下受熱面穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的熱力參數(shù)如表1所示。這些參數(shù)可作為受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動(dòng)傳熱計(jì)算模型的初始邊界條件，即提供迭代初值。

表1 受熱面穩(wěn)態(tài)熱力參數(shù)

3 鍋爐失電后的計(jì)算邊界條件

鍋爐發(fā)生失電事故后，爐內(nèi)物理過(guò)程復(fù)雜，影響因素較多。其中失電后受熱面的熱負(fù)荷、省煤器的進(jìn)口質(zhì)量流量和工質(zhì)溫度以及受熱面的進(jìn)出口壓力變化是影響受熱面安全性的關(guān)鍵因素。在實(shí)際工程中，只有四者良好匹配時(shí)才能使受熱面安全。

3.1 受熱面熱負(fù)荷

根據(jù)國(guó)內(nèi)某同等級(jí)機(jī)組失電后實(shí)爐測(cè)量的熱力參數(shù)變化預(yù)估出受熱面的平均熱負(fù)荷(以下簡(jiǎn)稱熱負(fù)荷)隨時(shí)間的變化，如圖4所示，其中熱負(fù)荷為

圖4 失電后受熱面熱負(fù)荷的變化

(14)

S=πdnL

(15)

式中：q為熱負(fù)荷，kW/m2；qm,d為單管工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；hin、hout分別為進(jìn)、出口焓，kJ/Kg；S為管子受熱面積，m2。

3.2 省煤器進(jìn)口質(zhì)量流量

國(guó)內(nèi)的超(超)臨界鍋爐為保證給水泵的可靠性與經(jīng)濟(jì)性，大多數(shù)機(jī)組配備了汽動(dòng)給水泵，以此作為主給水泵。在鍋爐發(fā)生失電事故后，由于汽動(dòng)給水泵的惰轉(zhuǎn)特性，鍋爐的主給水質(zhì)量流量不會(huì)瞬時(shí)降為零。經(jīng)過(guò)惰轉(zhuǎn)時(shí)間后，緊急補(bǔ)水泵向鍋爐供水，維持補(bǔ)水泵的質(zhì)量流量不變。筆者選擇壓力為35 MPa、輸水量為140 t/h的緊急補(bǔ)水泵。省煤器的進(jìn)口質(zhì)量流量變化如表2所示。

表2 失電后省煤器進(jìn)口質(zhì)量流量變化

3.3 高壓旁路閥的壓力控制

高壓旁路閥位于高溫過(guò)熱器出口，在泄壓時(shí)閥門(mén)開(kāi)度是系統(tǒng)壓力變化的一個(gè)決定性因素。在實(shí)際工程中，不同輸水量下受熱面內(nèi)的工質(zhì)狀態(tài)不同，可以調(diào)節(jié)閥門(mén)開(kāi)度達(dá)到保護(hù)受熱面安全和系統(tǒng)泄壓的目的。在受熱面安全性分析計(jì)算時(shí)，閥門(mén)開(kāi)度根據(jù)電廠實(shí)際操作確定；在實(shí)際工程中對(duì)緊急補(bǔ)水泵選型時(shí)，可以對(duì)閥門(mén)操作過(guò)程和不同工況的組合分別進(jìn)行計(jì)算。本文中設(shè)定失電后高壓旁路閥的壓力變化情況為由穩(wěn)態(tài)值29.7 MPa在10 s升到30.45 MPa，在20 s降至27.95 MPa，在>20～600 s維持27.95 MPa不變，在<600～2 400 s降至19.95 MPa(見(jiàn)圖5)。緊急補(bǔ)水泵投運(yùn)時(shí)間為20 s。

圖5 失電后高壓旁路閥的壓力變化

3.4 省煤器進(jìn)口工質(zhì)溫度

省煤器進(jìn)口壓力在汽動(dòng)給水泵惰轉(zhuǎn)階段維持不變，為穩(wěn)態(tài)壓力32.3 MPa，進(jìn)口工質(zhì)溫度維持穩(wěn)態(tài)值303 ℃。溫度邊界條件中假設(shè)主給水質(zhì)量流量降至零之前，溫度均為303 ℃。由于省煤器進(jìn)口工質(zhì)均為未飽和水，壓力對(duì)其焓值影響不大。因此，工質(zhì)焓值取為1 342.920 kJ/kg，即壓力為32.3 MPa、溫度為303 ℃時(shí)對(duì)應(yīng)的焓值。在接入緊急補(bǔ)水泵輸水后，補(bǔ)水溫度為30 ℃，焓值取為149.820 kJ/kg，即壓力為35 MPa、溫度為30 ℃時(shí)對(duì)應(yīng)的焓值。

4 失電后受熱面安全性計(jì)算分析

根據(jù)上述邊界條件，計(jì)算得到受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度、金屬管壁溫度及進(jìn)口壓力隨時(shí)間的變化規(guī)律。依據(jù)計(jì)算結(jié)果與受熱面材料的許用溫度要求即可判斷受熱面的安全性。

4.1 水冷壁計(jì)算結(jié)果與分析

選取單根管子為計(jì)算回路。計(jì)算從省煤器進(jìn)口開(kāi)始，至水冷壁出口結(jié)束，計(jì)算回路共劃分成230個(gè)節(jié)點(diǎn)。根據(jù)邊界條件隨時(shí)間的變化分別擬合出線性變化公式，以此作為已知條件輸入程序。圖6給出了水冷壁出口溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。從圖6可以看出，水冷壁出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度先短時(shí)間降低，這是由于初始階段省煤器的進(jìn)口質(zhì)量流量維持不變以及出口壓力在10～20 s迅速降低。此后，水冷壁內(nèi)工質(zhì)持續(xù)受熱且進(jìn)口質(zhì)量流量逐漸減小至緊急補(bǔ)水泵的輸水量，出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度持續(xù)上升，在1 050 s達(dá)到最大值，此時(shí)水冷壁出口管壁溫度達(dá)到543 ℃，出口工質(zhì)溫度達(dá)到531.8 ℃，滿足水冷壁金屬材料12Cr1MoVG的許用溫度要求。最后出口工質(zhì)溫度呈下降趨勢(shì)，表明緊急補(bǔ)水泵的冷水到達(dá)水冷壁的出口。

圖6 水冷壁出口溫度變化

圖7給出了省煤器進(jìn)口壓力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。從圖7可以看出，省煤器進(jìn)口壓力在0～10 s短暫上升至最大值33 MPa，在>10～20 s迅速下降至30.5 MPa，在>20～600 s緩慢降低，幾乎保持不變，在1 800 s下降至25.4 MPa。由于高壓旁路閥的閥門(mén)開(kāi)度是影響過(guò)熱器前系統(tǒng)壓力變化的決定性因素，因此，省煤器進(jìn)口壓力的變化趨勢(shì)與高壓旁路閥的壓力變化趨勢(shì)相同。省煤器進(jìn)口壓力的計(jì)算結(jié)果表明，壓力為35 MPa的緊急補(bǔ)水泵可以保證補(bǔ)水進(jìn)入鍋爐。

圖7 省煤器進(jìn)口壓力變化

4.2 過(guò)熱器計(jì)算結(jié)果與分析

圖8給出了低溫過(guò)熱器出口溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。由于初始階段系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量不變，高壓旁路閥在10～20 s壓力降低，以及失電后尾部煙道的熱負(fù)荷降低較快，因此初始階段低溫過(guò)熱器的出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈下降趨勢(shì)。此后，系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量減小，低溫過(guò)熱器持續(xù)升溫至1 700 s，此時(shí)出口管壁溫度最高，達(dá)到560 ℃，出口工質(zhì)溫度最高，達(dá)到551 ℃，滿足低溫過(guò)熱器材料12Cr1MoVG的許用溫度要求。最后100 s出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)。

圖8 低溫過(guò)熱器出口溫度變化

圖9給出了中溫過(guò)熱器出口溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。低溫過(guò)熱器出口工質(zhì)的熱力參數(shù)即為中溫過(guò)熱器進(jìn)口工質(zhì)的參數(shù)。因此，初始階段中溫過(guò)熱器進(jìn)口焓值與低溫過(guò)熱器的出口工質(zhì)溫度均呈下降趨勢(shì)。同時(shí)由于熱負(fù)荷下降，初始階段中溫過(guò)熱器出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈短時(shí)間的降低趨勢(shì)。此后，系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量減小，中溫過(guò)熱器持續(xù)升溫至2 250 s，此時(shí)出口管壁溫度達(dá)到604.5 ℃，出口工質(zhì)溫度達(dá)到596.5 ℃，滿足中溫過(guò)熱器材料SA-213T91的許用溫度要求。最后150 s出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)。

圖9 中溫過(guò)熱器出口溫度變化

圖10和圖11分別給出了高溫過(guò)熱器1和高溫過(guò)熱器2出口溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。計(jì)算得到的出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度降低原因如前所述，但溫度最低點(diǎn)對(duì)應(yīng)的時(shí)間有所延遲，這是由于不同受熱面間工質(zhì)流動(dòng)需要時(shí)間。由圖10可知，當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量減小后，高溫過(guò)熱器1持續(xù)升溫至2 145 s，出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度分別為626 ℃和617 ℃，此時(shí)滿足高溫過(guò)熱器1材料SA-213S30432的許用溫度要求；此后一段時(shí)間高溫過(guò)熱器1出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度變化不大，在2 150 s開(kāi)始呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)。由圖11可知，高溫過(guò)熱器2持續(xù)升溫至2 200 s, 此時(shí)出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度分別為651 ℃和639 ℃，滿足高溫過(guò)熱器2材料SA-213S30432的許用溫度要求；此后一段時(shí)間高溫過(guò)熱器2出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度基本不變，在2 340 s開(kāi)始呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)。

圖10 高溫過(guò)熱器1出口溫度變化

圖11 高溫過(guò)熱器2出口溫度變化

4.3 高壓旁路閥處的噴水量計(jì)算

高壓旁路閥不僅可以通過(guò)調(diào)節(jié)閥門(mén)開(kāi)度控制水冷壁及過(guò)熱器系統(tǒng)的壓力變化，還可以通過(guò)噴水調(diào)節(jié)低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度。此時(shí)為保證低溫再熱器和外置床內(nèi)的高溫再熱器系統(tǒng)安全性，存在最小臨界噴水量，因此筆者通過(guò)計(jì)算不同工況來(lái)確定高壓旁路閥處的最小臨界噴水量。

4.3.1 工況1噴水量計(jì)算

工況1為高壓旁路閥噴水后低溫再熱器的進(jìn)口工質(zhì)溫度為穩(wěn)態(tài)值367 ℃。根據(jù)能量守恒方程式(16)，計(jì)算得到高壓旁路閥處噴水量，如表3所示，表明該工況所需噴水量過(guò)大，最大噴水量發(fā)生在0 s，為257.65 t/h。

表3 工況1的噴水量計(jì)算結(jié)果

qm,HTSHhHTSH+qm,噴水h噴水=(qm,HTSH+

qm,噴水)hLTR=qm,LTRhLTR

(16)

式中：qm,HTSH為高溫過(guò)熱器出口質(zhì)量流量，kg/s；hHTSH為高溫過(guò)熱器出口焓，kJ/kg；qm,噴水為噴水量，kg/s；h噴水為噴水焓，kJ/kg；qm,LTR為低溫再熱器進(jìn)口質(zhì)量流量，kg/s；hLTR為低溫再熱器進(jìn)口焓，kJ/kg。

4.3.2 工況2噴水量計(jì)算

根據(jù)再熱器部件材料的許用溫度要求計(jì)算得到低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度的臨界值，將此工況定義為工況2。低溫再熱器1的材料15CrMoG的許用溫度最低，要求其值≤550 ℃。經(jīng)試算后得到當(dāng)滿足這一要求時(shí)低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度的臨界值為520 ℃，并得出此工況下高壓旁路閥處所需噴水量。計(jì)算方法與工況1相同。工況2的噴水量計(jì)算結(jié)果如表4所示。由表4可知，工況2最大噴水量也在0 s，這也是為保證低溫再熱器材料壁溫安全時(shí)高壓旁路閥處的最小臨界噴水量(8.06 t/h)。

表4 工況2的噴水量計(jì)算結(jié)果

4.4 再熱器計(jì)算結(jié)果與分析

4.4.1 邊界條件

選取工況2進(jìn)行再熱器系統(tǒng)的相關(guān)計(jì)算。此時(shí)，流量的邊界條件為低溫再熱器進(jìn)口質(zhì)量流量等于高溫過(guò)熱器2的出口質(zhì)量流量與噴水量之和；壓力邊界為高溫再熱器出口壓力變化。再熱器計(jì)算時(shí)設(shè)定壓力變化如圖12所示。進(jìn)口焓值邊界條件為再熱器系統(tǒng)壓力隨時(shí)間變化時(shí)對(duì)應(yīng)的520 ℃過(guò)熱蒸汽焓值。

圖12 高溫再熱器出口壓力變化

4.4.2 低溫再熱器計(jì)算結(jié)果

圖13給出了低溫再熱器出口溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。由圖13可知，低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度為520 ℃時(shí)，低溫再熱器1出口管壁溫度的最大值為548.12 ℃，滿足其材料15CrMoG的許用溫度要求；低溫再熱器2出口管壁溫度的最大值為578.50 ℃，且隨著時(shí)間的增加呈下降趨勢(shì)，滿足其材料SA-213T91的許用溫度要求。圖14給出了低溫再熱器進(jìn)口壓力的計(jì)算結(jié)果。由圖14可知，低溫再熱器進(jìn)口壓力的變化趨勢(shì)與高溫再熱器出口壓力即背壓的變化趨勢(shì)相同。

圖13 低溫再熱器出口溫度變化

圖14 低溫再熱器進(jìn)口壓力變化

4.4.3 高溫再熱器計(jì)算結(jié)果

圖15給出了高溫再熱器出口溫度隨時(shí)間的變化趨勢(shì)。由圖15可知，高溫再熱器出口管壁溫度的最大值為652 ℃，且整體呈下降趨勢(shì)，滿足其材料SA-213S30432的許用溫度要求。這是由于低溫再熱器出口溫度在初始階段下降之后基本不變，同時(shí)高溫再熱器的熱負(fù)荷隨著時(shí)間增加而下降，因此高溫再熱器出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈下降趨勢(shì)。圖16給出了高溫再熱器進(jìn)口壓力的計(jì)算結(jié)果。由圖16可知，高溫再熱器進(jìn)口壓力的變化趨勢(shì)與高溫再熱器出口壓力變化趨勢(shì)相同。

圖15 高溫再熱器出口溫度變化

圖16 高溫再熱器進(jìn)口壓力變化

5 結(jié) 論

(1) 所建立的超超臨界CFB鍋爐失電后受熱面內(nèi)的瞬態(tài)流動(dòng)傳熱計(jì)算模型是正確可靠的，可以用于實(shí)際工程緊急補(bǔ)水泵選型和失電后受熱面的安全性分析計(jì)算。

(2) 失電事故發(fā)生后，啟動(dòng)緊急補(bǔ)水泵，并耦合高壓旁路閥優(yōu)化運(yùn)行，既可以達(dá)到鍋爐泄壓的目的，又可使各受熱面得到冷卻，保證鍋爐運(yùn)行安全。高壓旁路閥處噴水量為8.06 t/h時(shí)可以保證低溫再熱器和外置床內(nèi)高溫再熱器系統(tǒng)受熱面的安全性。

(3) 660 MW超超臨界CFB鍋爐失電后受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動(dòng)傳熱計(jì)算結(jié)果表明，壓力為35 MPa、輸水量為140 t/h的緊急補(bǔ)水泵可以保證鍋爐受熱面的壁溫安全。