自然循环汽包炉蒸发回路稳态数学模型.pdf

第 34 卷 第 32 期 中 国 电 机 工 程 学 报 vol.34 no.32 nov.15, 2014 2014 年 11 月 15 日 proceedings of the csee 2014 chin.soc.for elec.eng. 5709 doi：10.13334/j.0258-8013.pcsee.2014.32.003 文章编号：0258-8013 (2014) 32-5709-08 中图分类号：tk 22 自然循环汽包炉蒸发回路稳态数学模型 刘福国 1，何传怀2 (1国网山东省电力公司电力科学研究院，山东省 济南市 250002； 2华能山东发电有限公司，山东省 济南市 250014) a steady-state model of drum-downcomer-riser loop in natural circulation drum-type boilers liu fuguo1, he chuanhuai2 (1.shandong electric power research institute, jinan 250002, shandong province, china; 2. huaneng shandong power generation co. ltd, jinan 250014, shandong province, china) abstract: a steady-state model was developed which gave detailed account of the thermal-hydraulic phenomena in down-comer-riser-drum loop of a natural circulation drum-type boiler. the model was composed of mass, energy and momentum conservation equations, together with algebraic relationships to describe the working fluids properties and phase change. the empirical relative distribution of heat flux along the height of the furnace was used to drive the model, the averaged heat flux in furnace was solved as unknown, and this fairly accords with the physical process. the model is capable of predicting working fluids temperature, pressure, circulation flow-rates and steam distributions in risers under various operating conditions. results of the simulation provide a clear insight into two-phase flow and heat transfer conditions in evaporating tubes, and predicated circulation ratios are consistent with results obtained in other literatures. key words: natural circulation; drum-type boilers; thermosyphon; two-phase flow; numerical analysis 摘要：建立了自然循环汽包炉下降管上升管汽包回路的 稳态数学模型， 该模型是由物质、 能量和动量微分方程以及 工质物性和相变代数方程组成， 炉膛相对热负荷沿高度的一 维经验分布作为模型的驱动方程， 炉膛平均热负荷是求解变 量，因此，热负荷不是独立变量，它与汽包产生的蒸汽量相 关， 这与实际物理过程较好地相符。 该模型能够预测不同运 行状态下工质在上升管内的压力、 温度、 循环流量以及含汽 率分布， 模拟结果给出了蒸发管内两相流动和传热的清晰图 景，循环倍率的预测值与有关文献给出的结果相一致。 关键词：自然循环；汽包锅炉；热虹吸；两相流动；数值 分析 0 引言 自然循环汽包炉水冷壁内工质的流动是靠下 降管中的水和上升管中的汽水混合物的密度差来 维持，在设计上，自然循环系统通过对循环倍率、 入口质量流量、出口干度以及膜态沸腾安全余裕度 等参数的控制，保证炉膛受热面可靠冷却。随着自 然循环工作压力升高，汽和水的密度差变小，循环 驱动压头减少，汽包内汽水分离装置的分离效果变 差，自然循环整体可靠性下降1，从高压到亚临界 压力，循环特性会发生较大变化，判别循环可靠性 的判据也从循环停滞和倒流，转向防止传热恶化和 不出现极限循环倍率2；在汽包压力 19.7mpa 的亚 临界状态下，通过采用小直径内螺纹管作为水冷壁 管、汽包内布置轴流式涡轮分离器等结构改进，自 然循环系统仍能可靠地工作3，但一般认为这已是 自然循环工作压力的极限值2。目前，自然循环系 统的水动力特性已基本掌握，结构设计也趋于成 熟，该类循环系统因造价低和固有的安全性等优点 而在电厂锅炉中得到普遍应用。 在实际运行中，自然循环系统要承受更多考 验。亚临界发电机组在设计上通常采用变压运行方 式，系统工作压力和汽包水位时常处于剧烈变动 中，这会引起循环特性的变化；给水泵故障、燃烧 波动以及汽轮机甩负荷等运行突发事件会使正常 的水循环受到影响，甚至发生机组跳闸、受热面超 温或烧毁事故4。曾经有一台 300 mw 亚临界压力 自然循环汽包炉，因入炉煤质变化引起炉膛燃烧波 动，导致机组跳闸，但首发跳闸信号却是汽包水位 低保护动作5，这说明在某些条件下水循环回路比 炉膛燃烧系统更为脆弱。 由于运行方式和运行环境多变，自然循环系统 5710 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 的循环特性研究对于改善机组控制，提高运行安全 性有重要意义6-7，a. rahmani8对自然循环系统稳 态和瞬态动力学行为进行模拟，以此评估系统在突 然失去给水时的安全性；kim and choi9开发了一 个自然循环系统的汽包下降管上升管回路的水 位动态模型，可用来研究蒸汽需求量或热负荷变化 时水位的动态特性； h.e. emara-shabaik10采用数值 模拟方法分析热流量、工质流量、管径和压力等参 数对蒸发管管壁温度分布的影响，m.a. habib11的 模型能够详细描述蒸发管内壁和汽水两相流动之 间的传热过程，该模型用于模拟汽包压力和上升管 含汽率等参数与管壁温度的动态作用。 自然循环系统建模时，炉膛烟气侧都进行了显 著简化，通常将炉膛热负荷处理成输入量，或作为 集总参数处理，p.j. edge12首次将自然循环锅炉汽 水侧一维模型与炉膛三维 cfd 模型相连接，三维 模型得到的热负荷分布被回归成炉膛高度的函数， 用于驱动汽水侧的一维模型，但三维模型计算量 大，以煤质和煤量作为输入参数，而煤质数据目前 还未能实现在线测量，因此，该模型用于实际运行 锅炉的在线分析还存在一定困难。 上升管物质、能量和动量守恒方程，与水和水 蒸气物性代数方程一起，组成自然循环汽包炉蒸发 回路静态数学模型，该模型以进入回路的给水参数 和回路产生的蒸汽量作为输入参数，上升管内的蒸 汽分布和炉膛热负荷是求解目标，该模型通过炉膛 热负荷将循环回路汽水侧与炉膛烟气侧关联在一 起，计算速度快，符合实际运行锅炉的参数测量状 况，可用于蒸发回路的循环特性分析。 1 条件与假设 所建自然循环汽包炉蒸发回路静态数学模型 是基于如下假设： 1）给水从省煤器进入汽包后，其中一部分在 汽包内与饱和汽水充分接触后立即被加热到饱和 状态，其余部分则与饱和水混合后进入下降管，前 者所占份额为 b，后者所占份额为(1)b，并假定 工况变动时，b 不变； 2）汽包内的水认为是饱和状态； 3）下降管绝热； 4）采用均相模型，将两相流体看作均质的单 相流体； 5）忽略流体的加速压降，考虑流动阻力压降、 重力压降和局部压降； 6）工质分子势能和动能的变化忽略不计； 7）压力变化不大，工质内能的变化近似等于 焓值的变化； 8）研究对象为处于平均热力状态的单根水冷 壁均值管； 9）进出联箱、汽包的局部压力损失、弯管局 部压力损失在动量方程离散化时，可在相应的位置 考虑局部压力损失计算； 10） 热负荷沿炉膛高度按锅炉热力计算标准14 给出的经验分布。 2 蒸发回路稳态数学模型 2.1 汽包到下降管入口 图 1 为某 300 mw 锅炉炉膛水循环系统的 结构。 省煤器给水 去过热器 汽包 下集箱 上升管 下降管 64 730 mm 57 740 mm 10415mm 7 430 mm hr hd md qx 图 1 蒸发回路 fig. 1 drum-downcomer -riser loop 来自省煤器的给水，其流量、压力和温度参数 为 mfw、pfw、tfw，汽包压力为 pdr，图 1 中 hd、hr 分别是下降管高度和水冷壁高度，根据前文假设， 省煤器来的给水在汽包内被加热到饱和状态的份 额为 b，流入下降管的份额为(1b)；若下降管入口 工质流量 md，则下降管入口工质焓 hd满足如下 关系 fwfwdfwdd (1)(1)b m hmb mhm h+= (1) 式中hfw为给水焓，根据给水压力和温度计算；h 为汽包内饱和水的焓，根据汽包压力计算。 2.2 水冷壁下联箱入口 下降管出口压力 d p按下式计算 第 32 期 刘福国等：自然循环汽包炉蒸发回路稳态数学模型 5711 2 xjd ddrddxj 2 w ppgh =+ (2) 式中：xj为下降管沿程阻力系数；d为下降管中水 的密度，kg/m3。 下降管绝热，其出口工质焓等于入口工质焓 hd，根据出口工质压力pd和hd可得到下降管出口 工质温度： ddd (,)tf ph= (3) 2.3 水冷壁上升管欠饱和水段 下降管出口工质参数可作为下联箱入口工质 参数，考虑进、出下联箱的局部阻力以及下联箱出 口到上升管入口的垂直距离所产生的重位压降，可 得到水冷壁上升管入口的工质参数。 在忽略加速压降时，水冷壁上升管的连续方 程、动量方程和能量方程如下。 连续性方程 d() / d0uz= (4) 动量方程 2 d d2 pu g zd = (5) 能量方程15 w d() d uh q z = (6) 方程(4)(6)中：u为速度，m/s，p为压力， mpa，h为焓，kj/kg；为密度，kg/m3；qw为单位 蒸发管容积接受炉膛的辐射热，w/m3；为沿程摩 擦阻力系数；d为蒸发管内径，m；z为炉膛高度方 向坐标，m。 式(4)可以变为 dd dd u zuz = (7) 式(6)中的单位蒸发管容积接受炉膛的辐射热 qw(w/m3)可根据受热面热负荷q(w/m2)计算，如 图2，在dz高度上，蒸发管吸收的辐射热为qsdz， 该热量折算成单位蒸发管容积接受炉膛的辐射热 qw，其关系式为 2 w dd 4 d qzqs z = (8) 式中：d为为管子内径；s为为管子节距。 因此，得到单位容积接受的辐射热qw和与炉 膛受热面热负荷q(w/m2)的关系为 2 4 w s qq d = (9) q s dz 图 2 q 和 qw的转换 fig. 2 diagram of transition of q to qw 炉膛受热面热负荷q根据热力计算标准13-14， 由式(10)计算 120 qq= (10) 式中：q0为炉膛受热面平均热负荷，w/m2；1、2 为垂直和水平方向的热负荷分布系数，根据相对坐 标计算。 将式(9)代入式(6)，对函数积(uh)多次利用求 导法则，并将式(7)代入得到 2 d14 d hs q zud = (11) 在入口工质参数已知时，采用尤拉法或龙格库 塔法，结合水和水蒸气方程，可求解方程(4)(5)、 (11)组成的方程组，先利用方程(5)和(11)，得到p、 h，根据水和水蒸气方程求，最后利用式(4)求u。 2.4 水冷壁上升管汽液两相段 对于水冷壁上升管的汽液两相段，方程如下。 连续性方程 d (1)0 d uu z += (12) 动量方程 22w 4dd (1)(1) dd p uug zzd + +=+ (13) 能量方程 w d (1) d uhuhq z += (14) 式中：为管内容积含汽率；为汽相密度，kg/m3； 为液相密度，kg/m3；w为壁面摩擦切应力，nm-2； h为饱和汽焓，kj/kg；h为饱和水焓，kj/kg。 式(12)(14)中容积含汽率和质量含汽率x的 关系为 1 1 1(1) x = + (15) 方程(13)中 2 m w 42 u = (16) 5712 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 式中w为混合流体密度，按式(17)计算 m (1) =+ (17) 根据雷诺数re计算，雷诺数re为 /reud= (18) 式中：为运动黏度，m2/s。 当在re较小的水力光滑管区，值可用布劳修 斯(blasius)公式计算 0.25 0.316 5re = (19) 在完全粗糙管区，摩擦阻力系数与re无关， 按尼古拉兹(nikuradze)16计算 2 1 4lg(3.7) d k = (20) 根据水动力计算标准，可取管内壁绝对粗糙度 k=0.06 mm，如对于下文的算例锅炉，水冷壁d= 47.5 mm，计算得到=0.020 8。 将式(16)代入式(13)，忽略加速压降，即 22 d (1)0 d uu z +=，动量方程变为 2 d (1)(1) d2 pu g zd =+ (21) 对连续性方程(12)利用函数积求导法则得到 dd ()() dd ()dd 0 ddd u u zz dp uu ppz + += (22) 式(9)代入式(14)，并利用函数积求导法则，将 能量方程整理为 2 d ()() d dd()d() ddd d4 d u hhhhh z hhh uuu zpp ps q zd + + = (23) 在方程(21)(23)中，定义 2 (1)(1) 2 u ag d = +， ()b =+，()cu=，du= d()d dd u pp +，()ehhh=+， ()fhh u=， d() d hh gu p =+ d() d h u p ， 2 4 s hq d =。 方程(21)(23)变为 d d p a z = (24) ddd 0 ddd up bcd zzz += (25) ddd ddd up efgh zzz += (26) 方程(25)e减去方程(26)b，并将方程(24)代 入后化简 d() d bhbgde a zbfce = (27) 方程(25)f减去(26)c，并将方程(24)代入后 化简 d() d uchcgdf a zcebf = (28) 方程(24)、(27)、(28)组成方程组，系数a、b、 c、d、e、f、g、h是与水和水蒸气参数、热负荷 和阻力系数有关的量。 由于该区段是汽液共存段，水和水蒸汽的状态 由压力p和容积含汽率决定，因此，方程组的未 知数为p、和u。 2.5 上升管出口汽水混合物在汽包内的混合 上升管出口汽水混合物的流量等于下降管出 口工质流量md。上升管出口质量含汽率为x，则 上升管出口饱和蒸汽流量为mdx， 上升管出口饱和 水流量为md(1x)； 饱和汽将流量为bmfw的给水加 热到饱和，消耗掉的饱和汽量占上升管出口饱和蒸 汽流量mdx的比例为c，则有 fwfwfw dd bm hbm h c m x hm x h = (29) 式中h为汽包内饱和汽的焓，kj/kg；h为汽包内 的关系可根据式(15)导出 1 1 (1)1 x = + (30) 由微分方程组求解。 上升管出口饱和蒸汽流量mdx， 加热省煤器来 的给水消耗掉的饱和蒸汽量为cmdx，剩余的饱和 蒸汽量为(1c)mdx，该蒸汽量等于汽包出口的蒸汽 流量mms，即 msd (1)mc m x= (31) 将汽包、下降管和上升管作为一个整体，流入 该系统的水量mfw等于流出该系统的蒸汽量mms 第 32 期 刘福国等：自然循环汽包炉蒸发回路稳态数学模型 5713 msfw mm= (32) 3 模型变量分析及求解 3.1 局部阻力的考虑 如图1，在上升管上、下集箱处存在引入、引 出局部阻力或弯管阻力，对于上集箱，若引入、引 出和弯管局部阻力系数之和为，则局部阻力18为 2 mm 2 u p = (33) 式中p为局部阻力引起的总压降，pa；m为混合 流体密度，kg/m3；根据当地流体参数，按式(17)计 算；为引入、引出以及弯头局部阻力系数之和； um为当地气流速度，m/s，按当地管道截面积和工 质参数计算。 若引出管的沿程阻力和局部阻力系数一起考 虑在式(33)的中， 则水冷壁上集箱引出管出口压力 pdr按下式 gdr pppp = (34) 式中pg为上升管受热段末端到汽包水位线的垂直 距离所产生的重位压降，该管段不受热，可认为管 内工质密度不变， 式中p是根据上升管汽液两相段 方程(24)、(27)、(28)得到的上升管出口压力值。 上升管末端压力计算值pdr等于汽包压力pdr drdr pp = (35) 其他部位如水冷壁下联箱进、出口的局部阻力 计算与式(33)相似， 在水冷壁上升管管段离散化时， 在包含局部阻力的管段，除了在方程中要考虑沿程 阻力外，还要进行局部阻力计算。 当上述局部阻力过小时，也可以忽略不计。 3.2 模型求解 循环回路数学模型由前文所述的方程(1)(5)、 (11)、(24)、(27)(35)组成，这些方程中还包含水 和水蒸气物性参数计算，是由代数方程和微分方程 组成的混合方程组。 上述模型中已知变量包括：1）下降管高度hd； 2）水冷壁高度hr；3）水冷壁管内径d，节距s；4） 炉膛断面尺寸；5）水冷壁管总数量n；6）来自省 煤器的给水流量mfw、压力pfw和温度tfw；7）汽包 压力pdr；8)省煤器给水在汽包里与饱和汽混合后立 即被加热到饱和状态的份额为b。计算时，对于水 平方向的平均受热管，式(10)中的2=1。 求解的变量为：1）下降管入口工质流量md； 2）水冷壁受热管各处的压力、温度和含汽率； 3）方程(10)中炉膛水冷壁平均热负荷q0。 3.3 计算实例与对比 某厂#7锅炉为哈尔滨锅炉厂制造的hg-1021/ 18.2-ym9型、亚临界、一次中间再热、自然循环 锅炉，过热汽出口压力18.28 mpa，再热汽出口压 力3.65 mpa，过热汽和再热汽温度均为540 。 该锅炉炉膛设计尺寸见图1，其他数据如下： 1）下降管高度hd=56.4 m； 2）水冷壁高度hr=57 44010 415=47 025 mm； 3）水冷壁管63.5 mm8 mm，节距76.2 mm； 水冷壁管内径d=47.5 mm； 4） 炉膛断面尺寸(宽深)14 048 mml1 858 mm； 5） 前、后墙水冷壁管数量n1=368根，两侧 墙水冷壁管数量n2=307根，水冷壁管数量n= 675根； 6）方程(1)中的b=0.2。 在不同负荷下，省煤器出口水流量mfw、压力 pfw、温度tfw以及汽包压力pdr的数值见表1。 表 1 计算工况的变量值 tab. 1 input variables of calculation 变量 mcr (330mw) 89%mcr (300mw) 60%mcr (210mw) 43%mcr (150mw) 省煤器出口水流量/ t/h1021 880.8 558.8 422.8 省煤器出口水压力/mpa19.65 18.38 17.42 17.02 省煤器出口水温度/292.2 285.3 267.5 250.4 汽包压力/mpa 19.65 18.38 17.42 17.02 总耗煤量/(t/h) 141.5 128.4 91.55 67.43 主蒸汽流量/(t/h) 1021 908 609.3 443 计算是在excel中进行，采用excel vba编制 水和水蒸汽参数的计算函数，在单元格中可调用这 些函数计算水和水蒸汽的焓、密度和温度等参数。 计算流程如图3，先假设炉膛平均热负荷值q0 和下降管入口工质流量md，利用式(10)计算炉膛各 位置的热负荷q，根据汽包到下降管入口的混合计 算以及下降管高度确定水冷壁上升管入口的工质 参数，将水冷壁上升管离散成若干管段，根据上升 管入口参数，利用龙格库塔法求解上升管欠饱和水 段的常微分方程(4)、(5)、(11)，求解时，根据式(5) 和式(11)确定下一管段工质压力和焓值，利用压力 和焓值计算工质温度，再计算工质密度，利用式(4) 得到工质流速，在每一管段中判断工质是否达到饱 和状态， 确定达到饱和状态的位置， 在该位置之后， 求解的方程变为上升管汽液两相的方程。 上升管汽液两相的微分方程见式(24)、(27)、 5714 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 根据上升管出口求解结果，利用工质在汽包内的 混合过程，计算汽包产汽量 mms 输入给水流量 mfw、压力 pfw、温度 tfw 及汽包压力 pdr等数据 假设炉膛平均热负荷 q0 假设下降管入口流量 md 根据式(1)、(2)、(3)计算上升管入口 压力和温度，作为入口条件 采用龙格库塔法求解 “欠饱和水段”和 “汽液两相段”的连续、动量和能量微分方程 修正流量 md 是 修正热负荷 q 是 输出计算结果 结束 否 否 开始 |pdrpdr|0.0005 mpa? |mfwmms|0.5 t/h? 根据上升管出口计算压力，得到 引出管出口压力 pdr 图 3 模型求解步骤 fig. 3 solution of the model (28)，求解量变为压力p、容积含汽率和速度u， 也采用龙格库塔法递推求解，求解的起点是饱和水 状态，汽液两相微分方程中a、b、c、d、e、f、 g、h为系数，其中d、g中包含了密度、与 焓h、h的组合量对压力的导数 d() dp 、d dp 、 d() d hh p 、 d() d h p ，计算这些导数时，在 当地压力基础上加0.5 mpa，分别计算当地压力和 新压力下的密度和焓值，计算这些组合量对压力的 导数，再计算d、g的值。 水冷壁上升管求解结束后，根据上升管末端工 质参数，利用式(34)计算上集箱引出管出口压力计 算值pdr，若pdr与汽包压力pdr的偏差大于 0.0005mpa， 对下降管入口流量的假定值md进行校 正，直到小于给定偏差。 根据水冷壁上升管出口的工质参数， 根据式(31) 计算汽包产生的饱和蒸汽量mms，若mms与进入汽 包的给水流量mfw的偏差大于0.5t/h，则对炉膛平 均热负荷q0进行校正，直到满足要求为止。 在表1给定工况下，炉膛水冷壁内工质压力、 温度和含汽率随炉膛高度变化计算结果见图46， 可以看出，工质压力和炉膛高度基本上是线性关 系， 在100%mcr、89%mcr、60%mcr和43%mcr 负荷下，工质达到饱和状态的高度分别为17.84、 17.38、18.23、19.28 m，在这些高度以上，汽水混 合物温度基本维持不变，但容积含汽率逐渐升高， 见图6，4个工况出口容积含汽率分别为0.387、 0.379、0.299、0.254。 上述4个负荷得到炉膛平均热负荷q0分别为 100% mcr 89% mcr 60% mcr 43% mcr 压力/mpa 22 20 18 16 020 40 5030 10 炉膛高度/m 图 4 上升管工质压力随炉膛高度变化 fig. 4 pressure distribution in riser along vertical direction 100% mcr 89% mcr 60% mcr 43% mcr 温度/ 372 364 356 348 020 40 5030 10 炉膛高度/m 图 5 上升管工质温度随炉膛高度变化 fig. 5 temperature distribution in riser along vertical direction 100% mcr 89% mcr 60% mcr 43% mcr 容积含气率 020 40 5030 10 炉膛高度/m 0.4 0.3 0.1 0.0 0.2 图 6 上升管容积含汽率随炉膛高度变化 fig. 6 vapor content distribution in riser along vertical direction 第 32 期 刘福国等：自然循环汽包炉蒸发回路稳态数学模型 5715 116.0、114.3、81.5、66.5 kw/m2，下降管入口的工 质流量分别为6 980、7 250、7 200、7 150 t/h，水冷 壁入口的循环速为2.99、2.98、2.90、2.85 m/s。 有关文献给出自然循环锅炉炉膛循环倍率和 锅炉负荷的关系，文献16给出的关系是 d d 0.150.85/ k k d d = + (36) 式中：d、dd为低负荷和额定负荷下锅炉蒸发量； k、kd为低负荷和额定负荷锅炉循环倍率。 文献17, 19给出炉膛水冷壁循环流量计算式 xjxje ee () () n d dd d = (37) 式中dxje、de为额定负荷循环流量和锅炉蒸发量； dxj、d为低负荷下循环流量和锅炉蒸发量；、 为饱和蒸汽和饱和水的比容；n为经验值，n=0.15。 循环倍率k是自然循环锅炉的重要参数，循环 倍率定义为进入上升管的水的流量与上升管中产 生的蒸汽量的比值，等于下降管入口工质流量md 与上升管出口饱和蒸汽流量mdx的比值； 根据式(36) 和式(37)可以分别得到循环倍率k与锅炉蒸发量d 的关系，见图7，将循环倍率k的模型计算结果与 锅炉蒸发量的关系也绘在图7中，模型预测值介于 文献16-17之间。循环倍率不仅与负荷有关，还受 实际运行压力的影响，文献16未考虑锅炉实际运 行压力对循环倍率的影响，文献17用饱和汽水的 比容、修正压力带来的影响，因此与本文的结 果更为接近。 文献16 本文 文献17 循环倍率 k 400 800 1 000 600 蒸发量/(t/h) 16 14 8 6 10 12 图 7 循环倍率计算结果及与有关文献对比 fig. 7 circulation ratio calculation results 4 结论 1）自然循环系统具有较为成熟的设计，但实 际运行方式和环境多变，尤其是运行中的突发事件 使自然循环系统面临较大考验，该类系统循环特性 研究有助于改善机组控制，提高运行安全性。 2）通过简化和假设，基于最基本的物质、能 量和动量守恒方程，建立了自然循环系统蒸发回路 的静态数学模型。在实际物理过程中，炉膛热负荷 不是独立变量，它与汽包产生的蒸汽量相关，模型 将蒸汽量作为输入量，热负荷作为待求解量，更适 合现场实际，并根据蒸汽侧参数推算烟气侧参数。 3）采用所建模型模拟不同负荷下水冷壁上升 管内工质压力、温度、含汽率及循环流量等参数， 预测结果与现有文献给出的结果一致。 参考文献 1 俞谷颖，朱才广电站锅炉水动力研究j动力工程学 报2011，31(8)：591-597 yu guying，zhu caiguangstudy on hydrodynamic performance of power plant boilersjjournal of chinese society of power engineering，2011，31(8)：591-597(in chinese) 2 徐锋飞，韦志平，李俊，等亚临界自然循环水动力特 性研究j工业锅炉2011(1)：10-15 xu fengfei，wei zhiping，li jun，et althe summarize of the water dynamic analysis for sub-critical natural circulation boilersj industrial boiler， 2011(1)： 10-15(in chinese) 3 朱才广，蔡世林，李宗平，等锅筒压力 197mpa 自 然循环锅炉水循环系统的研究j动力工程，1997， 17(1)：1-4 zhu caiguang ， cai shilin ， li zongping ， et alinvestigation on water wall loop of natural circulation boiler at 19.7mpa drum pressurejpower engineering， 1997，17(1)：1-4(in chinese) 4 韩志宏dg1025/18.2ii 7 型自然循环锅炉循环回路 可靠性分析j山西电力2002(3)：10-11 han zhihongreliability analysis of the dg1025/18.2 ii 7 type natural circulation boilerjshanxi electric power，2002(3)：10-11(in chinese) 5 刘福国 十里泉发电厂#7 机组锅炉汽包水位低 mft 分 析报告r济南：山东电力研究院，2011 liu fuguoanalysis report on drum water level low mft in unit 7 of shiliquan power plantrjinan；shandong electric power research institute，2011(in chinese) 6 韩忠旭，李丹，高春雨汽包炉单元机组协调受控对象 的动态特性剖析j 中国电机工程学报， 2009， 29(11)： 105-110 han zhongxu， li dan， gao chunyu analysis on dynamic characteristic of coordinated control 0bject for drumboiler turbine generator unitjproceedings of the csee，2009，29(11)：105-110(in chinese) 7 卓旭升，周怀春，杨超，等燃煤汽包炉发电机组的动 态建模及其运行数据验证j 中国电机工程学报， 2008， 5716 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 28(17)：26-31 zhuo xusheng ， zhou huaichun ， yang chao ， et aldynamic modeling for a coal-fired drum boiler power unit and validation through using actual plant data jproceedings of the csee，2008，28(17)：26-31(in chinese) 8 rahmani a ， bouchami t ， bousbia-salah a ， et alassessment of boiler tubes overheating mechanisms during a postulated loss of feedwater accidentjapplied thermal engineering，2009，29(2-3)：501-508 9 kim h，choi sa model on water level dynamics in natural circulation drum-type boilersjinternational communications in heat and mass transfer， 2005， 32(6)： 786-796 10 mohammad ameri， s reza shamshirgaran a case study- the effects of the design factors on the thermal profile of shahid rajaiee boilerjapplied thermal engineering， 2008，28(8-9)：955-961 11 emara-shabaik h e， habib m a， al-zaharna i prediction of risers tubes temperature in water tube boilers japplied mathematical modeling，2009，33(3)： 1323-1336 12 edge p j，heggs p j，pourkashanian m，et alan integrated computational fluid dynamicsprocess model of natural circulation steam generation in a coal-fired power plantj com