超超临界锅炉水冷壁流动网络的构建

超超临界锅炉水冷壁流动网络的构建

0水冷壁水动力特性计算成熟的超级通信技术已经成为当前发电机主要发展的方向，这是中国能源可持续发展的重要清洁能源发电技术。超(超)临界锅炉水动力特性计算与性能分析是超(超)临界锅炉的关键技术之一，与水冷壁的形式及炉膛燃烧方式具有密切关系。水动力技术的研究目的主要是保证水冷壁受热面可靠的温度工况及确定整个汽水系统的压力损失以选择给水泵的工作压头。在“十五”863课题研究中，西安交通大学多相流国家重点实验室对玉环电厂超超临界锅炉水冷壁流动传热进行了系统深入的试验研究，并对水动力特性采用传统的串并联回路图解法进行了初步计算。由于研究时间紧、工作量大，特别是当时玉环电厂处于紧张的建设时期，没有实际运行数据。另外，三菱重工(MHI)转让的技术资料不全，制造厂和科研单位也缺乏足够的技术交流。这些因素使得所取得的研究成果缺乏验证考核，并且图解法只适用于简单回路的计算，对玉环电厂锅炉复杂的后墙回路布置和节流孔圈设计，难以取得满足工程要求的精度和可靠性。国内外学者根据水冷壁内汽水流动特性，建立了不同的数学模型以计算自然循环锅炉和直流锅炉流量分配和壁温。Tucakovic等人建立了汽包锅炉水循环模型，并对内螺纹管水冷壁安全特性进行了计算分析。Adam等人与Kim等人分别建立了基于均相模型的自然循环锅炉水动力模型。董凡等人根据流体力学原理和锅炉水动力计算方法的基本原则,提出了一种可以直接计算自然循环锅炉各循环回路中每根单管水动力特性的自然循环锅炉水动力数值计算新方法。赵振宁提出了一种可以把水动力计算中沿程各部件，包括管道、汽包、循环泵都抽象成一种“抽象管”的计算模型，并以其为单元描述了整个水动力“流量压力”平衡的结构，形成一套通用的水动力计算模型。这些模型和方法都是基于汽包锅炉提出的，目前尚未见到有关超(超)临界锅炉的类似计算方法。为了进一步提高锅炉效率、减少污染物排放，发展具有自主产权的大型高参数600MW超临界循环流化床锅炉是我国电力装备制造业的一个重要发展方向。由于存在磨损问题，这种锅炉不能采用螺旋管圈，而只能采用垂直管圈技术。由于有可能采用双裤衩腿的复杂结构和分离器对管子布置方式的影响，以及必需布置附加蒸发受热面的特点，都对垂直管圈水冷壁水动力特性计算提出了更高的要求。由此可见，开发准确可靠并适用于复杂回路结构的超(超)临界垂直管圈锅炉水冷壁流量分配和壁温计算模型与方法，不仅对开发自主产权超(超)临界煤粉锅炉具有一定的意义，而且对我国600MW超临界循环流化床锅炉的水冷壁设计也具有重要借鉴价值。针对玉环电厂超超临界锅炉结构特点，将水冷壁流动网络系统划分为流量回路和压力节点两类元件，通过对质量守恒、动量守恒和能量守恒方程组成的非线性方程组进行直接求解，得到了35%BMCR(锅炉最大连续蒸发量)、50%BMCR和BMCR负荷下各回路流量分配和壁温分布情况，并对水冷壁运行安全特性进行了分析。计算结果与国外公司计算值进行了比较，结果表明二者符合良好。1下炉硫回路划分玉环电厂锅炉上、下部水冷壁均采用内螺纹垂直管。上下部水冷壁之间设有混合集箱，在由各水冷壁下集箱引出的水冷壁入口管段上，按回路在水平方向的吸热曲线布置有不同孔径的节流孔圈。前墙和两侧墙上集箱出口工质经顶棚管流入顶棚出口集箱。对于回路结构复杂的后墙上部则作单独处理，后水冷壁上部管经折焰角斜坡至后水出口集箱，然后进入汇集管再用连接管将后水冷壁工质送往水平烟道二侧包墙和后水冷壁吊挂管。这3个平行回路出口的工质直接用连接管送往顶棚管出口集箱，降低了顶棚管的阻力。为了详细求解各个负荷下的水冷壁流量分配情况，下炉膛划分为78个回路，上炉膛划分为100个回路。回路的划分原则是根据沿炉宽、炉深方向热负荷分布曲线的特点，在热负荷变化剧烈处回路划分比较稠密。而在热负荷变化平缓的地方，回路划分较为稀疏。这样，在计算中能充分反映热负荷分布的不均匀性，使得节流孔圈布置方案对出口汽温偏差具有良好的调节特性。图1示出了下炉膛回路划分示意图。下炉膛各回路中吸热最强与最弱管子的吸热偏差的最大值为28%，最小值为2%。2数学模型2.1锅炉水冷壁系统的非线性方程玉环电厂锅炉水冷壁管子根数较多、回路复杂、炉内热负荷不均匀性较大，采用传统的图解法难以获得满意的流量分配计算结果。本文通过直接求解回路和节点守恒方程组的方法求解流量和压力。图2为后墙的流动网络示意图。图中节点1代表下集箱，下炉膛后墙回路编号为40～67，上炉膛后墙为129～162回路，混合集箱为节点2，上炉膛后墙出口集箱为节点3，节点190与195之间的连接管编号为184。节点3遵守的质量守恒方程为：式中：x(184)为连接管184的流量，kg/s;x(i)为i回路中单根管子流量，kg/s;n(i)为管子根数。下炉膛i回路遵守的动量守恒方程为：式中：p(1)、p(2)分别为节点1、2的压力，Pa；∆pf、∆pg、∆pjb分别为i回路摩擦压降、重位压降和局部压降，Pa。管段进、出口工质热力参数通过炉侧热负荷分布曲线和工质流量确定。连接管184遵守的动量守恒方程为式中：p(190)、p(195)分别为节点190、195的压力，Pa。能量方程用于计算水冷壁各划分管段的出口焓值：式中：h为焓值，J/kg;q为热负荷，W/m2;s为节距，m;l为管段长度，m;x为流量，kg/s；上标“o”、“i”分别代表管段出口、进口；下标“i,n”代表第i回路第n管段。锅炉水冷壁一般由集箱、引入管、回路、引出管、弯头、节流孔圈等元件组成，其流动规律均可归入节点质量守恒方程和回路、引入管、引出管动量守恒方程。玉环电厂锅炉整个水冷壁系统包括185个动量守恒方程、10个质量守恒方程，共195个非线性方程。对此进行直接求解，即可得到各回路流量分配及节点压力。2.2管传热数值计算法流量分配已知后，即可根据传热学基本理论计算壁温和鳍片温度。目前，在计算电站锅炉壁温及鳍片温度时，主要是通过查表确定热负荷分流系数，然后计算温度。但超(超)临界锅炉，经常会出现超出表格适用范围的情况，并且这种方法不利于计算机编程。有些作者采用数值计算的方法，对于工程应用则非常不便。水冷壁管传热可等效为等截面直肋中的导热问题。对等截面直肋导热控制方程进行解析求解，可得鳍端温度计算公式：式中：Tqg、Tqd分别为鳍根、鳍端温度，℃；wq为外壁热负荷，W/m2；η为均流系数；λ为导热系数，W/(m·K)；δ为鳍片厚度，m;wd为外径，m。鳍根温度根据管内工质换热系数、管外热负荷分布，由圆管壁稳态导热方程确定。超(超)临界锅炉水冷壁管内换热系数不仅受到压力参数(亚临界、近临界、超临界)的影响，而且与工质状态(单相水、汽水混合物、过热蒸汽)和管子结构密切相关。国内外学者对此进行了大量的试验研究[13,14,15,16,17,18,19,20]，得到了不同的计算模型。3计算与分析3.1bmcr负荷时炉硫气分配比选图3示出了计算得到的BMCR负荷时下炉膛前墙流量分布，并与玉环电厂的计算结果作了比较。可以看出，二者符合较好，最大相对误差为5.6%，出现在下炉膛回路14。回路1～14与回路15～28的流量分配完全对称，这是因为锅炉采用双切圆燃烧方式，热负荷呈对称分布形式。回路9质量流速最高，为2697kg/(m2·s)，其对应的水平方向吸热偏差系数也较大，为1.19。这从侧面说明了垂直管圈水冷壁加装节流孔圈进行流量调整的必要性。回路12的位置布置有燃烧器，中间有不受热段，因此吸热量较低，通过节流孔圈的作用该回路质量流速也较低，为1956kg/(m2·s)。图4示出了计算得到的BMCR负荷时下炉膛后墙流量分配。本文计算结果与玉环电厂计算值最大误差为5.1%，出现在后墙43回路。后墙流量总体上呈M型分布，回路40质量流速最低，为1577kg/(m2·s)，该回路的吸热偏差也最小，为0.72。该回路节流度较大，由此导致较小的质量流速，以达到质量流速与热负荷相匹配的要求。回路52～55处于M型曲线的峰底位置，这些回路处于双切圆火焰背风面重叠部位，热负荷较低，吸热偏差系数为0.98。从而使得这些回路的壁温处于较低的安全范围内。图5示出了50%BMCR负荷时水冷壁下炉膛回路流量分配及其与玉环电厂计算结果的比较。由于对玉环电厂的数据只收集到下炉膛前墙回路1～28的流量，因此只对这些回路进行了比较。可以看出，二者符合较好，最大相对误差为9.7%，出现在回路14;50%BMCR与BMCR负荷时的流量分配曲线相似，这是因为它们对应的横向吸热偏差系数曲线相同，沿炉高方向热负荷曲线相似。计算结果表明，正确的设计节流孔圈可以保证在各种负荷下对回路流量进行恰当调整，以满足垂直管圈锅炉变压运行的要求。图6示出了35%BMCR负荷时水冷壁上炉膛流量分配及其与玉环电厂计算结果的比较。可以看出，二者趋势符合较好，上炉膛回路流量最大相对误差为-1.4%，出现在回路1。3.2出口汽温计算值图7为计算得到的BMCR负荷时水冷壁下炉膛前墙出口汽温分布与玉环电厂计算结果的比较。回路3、12、17、26为通过燃烧器区域的回路，这些回路通过燃烧器区域的管段不受热(玉环电厂和本文都未考虑管子在燃烧器区域的弯管和弯头，而假设管子垂直通过燃烧器)，使得回路单管的总吸热量较小，因此出口汽温与其他回路相比较低。这4个回路的计算值和玉环电厂的结果非常符合，说明所建立的数学模型和所编制的程序是可靠的。回路14误差最大，本文计算值低6℃。下炉膛前墙出口汽温最高为409.6℃，出现在回路8。最低为387.4℃，出现在回路3，二者相差22.2℃。图8示出了50%BMCR负荷时上炉膛100个回路出口汽温的变化情况，及其与玉环电厂计算结果的比较。由于对玉环电厂只收集到上炉膛前墙回路1～34的出口数据，因此只对这些回路进行了比较。可以看出，二者符合较好，最大误差为3.3℃。后墙回路51～84出口工质处于两相区，温度为347.4℃。这是因为上炉膛后墙出口位置在折焰角斜坡处，受热面积比前墙和两个侧墙小。回路间出口汽温最大偏差为34℃。计算结果表明，BMCR、50%BMCR和35%BMCR负荷时水冷壁上炉膛与下炉膛出口汽温偏差小于玉环电厂规定的要求，水冷壁运行是安全可靠的。3.3运行结果比较图9示出了BMCR负荷时下炉膛回路8的外壁温度wT、内壁温度nT、管壁中间点温度mT、工质温度fT和鳍端温度Tqd沿炉膛高度方向的变化曲线，以及本文计算值和玉环电厂数据的比较。在BMCR负荷下，工质一直处于单相区，因此工质温度一直随着炉膛高度的增加而增加，使得壁温也随着炉膛高度的增加而升高，在炉高31.5m处达到最大值538.5℃，此时热负荷也达到最大，为466.3kW/m2。此后，随着热负荷的下降，管壁温度开始下降。总体来看，本文计算的下炉膛管子壁温和鳍片温度分布与玉环电厂的计算结果变化趋势相同，并且符合较好。对外壁温度来说二者最大误差为11℃，中间点温度最大误差为13℃，鳍端温度最大误差为15℃，这些误差都发生在下炉膛约10m处，这是因为二者在计算换热系数的模型上有差别，其他位置误差均在8℃以内。比较结果说明，本文所建立的流量分配数学模型及其求解方法以及壁温和鳍片温度计算模型是准确可靠的。另外还可以看出，玉环电厂计算的鳍端温度在某些部位处现了大幅波动，这是由于其定义了长度为0m的管段，这种大幅波动在锅炉运行时是没有实际意义的。图10示出了35%BMCR负荷时下炉膛回路1金属壁温沿炉膛高度方向的变化曲线，以及本文计算值和玉环电厂计算结果的比较。在炉高27m以下，工质处于单相区，管外热负荷随着炉膛高度的增加而增加，壁温也随着炉高的增加而升高。炉高达到27m时，工质开始汽化，进入两相区，换热系数比单相区增加较大，而工质温度保持为饱和温度不变，因此使得壁温明显下降。在31.5m处炉膛热负荷达到最大，为287.6kW/m2。此后，热负荷随着高度的增加而降低，因此使壁温也随高度增加而降低。可以看出，本文计算值与玉环电厂的计算结果变化趋势相同，并且符合的较好。炉高低于18m时，本文计算的壁温和鳍片温度比玉环电厂计算值约高5℃。进入两相区前本文计算值约高40℃。根据(5)计算可知，该管段进口为单相水，出口为汽水两相混合物。玉环电厂的换热系数是根据管段出口工质状态汽水两相换热公式计算的，约为120kW/(m2·K)，而本文则按管段进口工质状态单相水计算，换热系数较小，约为7.5kW(m2·K)，由此导致本文计算壁温偏高。这从一个侧面说明准确掌握管内工质传热规律是保证水动力计算可靠性的重要前提。进入两相区后二者偏差减小，外壁温度基本相同，鳍端温度高3～7℃。计算结果表明，本文计算结果偏于保守，具有较大的安全裕度。4不同负荷时炉秆温度分布(1）针对超(超)临界垂直管圈锅炉结构特点，将水冷壁流动网络系统划分为流量回路、压力节点和连接管3类元件。根据回路和节点所遵守的质量守恒、动量守恒和能量守恒方程，建立了流量分配和壁温计算模型。在此基础上，对玉环电厂不同负荷时各回路流量分配和壁温分布进行了计算，并与玉环电厂数据进行了比较。(2)BMCR负荷时下炉膛前墙质量流速分布与玉环电厂的计算结果符合较好，最大相对误差为5.6%，出现在下炉膛回路14。回路9质量流速最高，为2697kg/(m2·s)，其对应的水平方向吸热偏差系数也较大，为1.19。50%BMCR负荷时本文的流量计算值与玉环电厂数据的最大误差为9.7%，35%BMC