張帥博，馮偉忠

(1.上海電力學(xué)院 能源與機(jī)械工程學(xué)院，上?！?00090；2.上海外高橋第三發(fā)電有限責(zé)任公司，上?！?00137)

直流鍋爐水動(dòng)力不穩(wěn)定問題的分析與防治

張帥博1，馮偉忠2

(1.上海電力學(xué)院 能源與機(jī)械工程學(xué)院，上海200090；2.上海外高橋第三發(fā)電有限責(zé)任公司，上海200137)

摘要：直流鍋爐在啟動(dòng)和低負(fù)荷階段會(huì)發(fā)生水動(dòng)力不穩(wěn)定問題，主要原因是此階段汽水比容差較大, 水動(dòng)力的穩(wěn)定性對(duì)水冷壁入口的欠焓較大及管間的受熱不均勻性尤為敏感。介紹了上海外高橋三期的蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)和彈性回?zé)峒夹g(shù)，其分別解決了啟動(dòng)階段水動(dòng)力多值問題、提高了低負(fù)荷階段水動(dòng)力的穩(wěn)定性。同時(shí)，鍋爐降負(fù)荷時(shí)，燃燒器從最下層起依次退出可提高水動(dòng)力穩(wěn)定性及減小水冷壁管間壁溫偏差。

關(guān)鍵詞：直流鍋爐;水動(dòng)力不穩(wěn)定性；欠焓；受熱不均勻；蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)；彈性回?zé)峒夹g(shù)

節(jié)能減排、低碳經(jīng)濟(jì)已是國際社會(huì)關(guān)注的焦點(diǎn)，超(超)臨界機(jī)組由于熱效率高、煤耗低等優(yōu)越性成為了火電機(jī)組發(fā)展的重點(diǎn)，當(dāng)然，直流鍋爐也就成為了唯一選擇。相比定壓運(yùn)行，機(jī)組滑壓運(yùn)行可靠性高、負(fù)荷適應(yīng)性強(qiáng)、低負(fù)荷經(jīng)濟(jì)性高[1]，故超(超)臨界機(jī)組多采用不同的滑壓及調(diào)頻運(yùn)行方式[2]。在中國，由于煤電占比高，用戶負(fù)荷的多樣性和調(diào)峰需求，直流鍋爐經(jīng)常出現(xiàn)較低負(fù)荷運(yùn)行，當(dāng)水冷壁入口工質(zhì)的壓力低于臨界壓力且工質(zhì)欠焓較大時(shí)，因水冷壁管內(nèi)既有熱水段、又有蒸發(fā)段和過熱段，而蒸汽和水的比容不同，管子中易發(fā)生水動(dòng)力不穩(wěn)定問題，各管內(nèi)工質(zhì)的流量不均和各管間受熱不均會(huì)導(dǎo)致并聯(lián)管子的壁溫不均，當(dāng)相鄰管壁間溫差過大( >50℃)時(shí)，就會(huì)引起嚴(yán)重的熱應(yīng)力問題，進(jìn)而造成相鄰管壁發(fā)生撕裂等問題[3]；鍋爐啟動(dòng)階段，水冷壁入口工質(zhì)參數(shù)較低，欠焓更大，水動(dòng)力不穩(wěn)定問題更為突出，若控制不當(dāng)，會(huì)嚴(yán)重威脅鍋爐的安全運(yùn)行。

總而言之，直流鍋爐啟動(dòng)和低負(fù)荷下水冷壁管間的受熱不均勻以及水冷壁入口的欠焓過大是兩個(gè)影響水動(dòng)力穩(wěn)定的最主要問題。

1直流鍋爐水動(dòng)力不穩(wěn)定問題的定性分析

直流鍋爐水動(dòng)力特性是指在一定的熱負(fù)荷下，水冷壁蒸發(fā)管內(nèi)工質(zhì)的流量與壓降的關(guān)系。水動(dòng)力特性曲線如圖1所示。圖1中，曲線1為假定管內(nèi)處于純蒸汽狀態(tài)；曲線2為假定管內(nèi)為純熱水狀態(tài)。實(shí)際運(yùn)行中的水動(dòng)力特性介于曲線1和2之間。若曲線中出現(xiàn)dΔP/dG≤0線段，如曲線3，其在一定的ΔP區(qū)域內(nèi)可對(duì)應(yīng)多個(gè)流量G，水動(dòng)力呈多值性，則該管處于水動(dòng)力不穩(wěn)定狀態(tài)，如曲線3；而曲線4呈單值性，全程dΔP/dG>0，水動(dòng)力穩(wěn)定。顯然，曲線斜率dΔP/dG越大，表明穩(wěn)定裕度越高，水動(dòng)力越穩(wěn)定。

圖1　工質(zhì)不同狀態(tài)下的水動(dòng)力特性曲線

1.1立式管屏水冷壁

直流鍋爐爐膛輻射區(qū)水冷壁單管的總壓降由流動(dòng)阻力損失、重位壓頭損失和加速壓力損失組成，加速壓力損失較小可忽略[4]，故立式管屏光管水冷壁壓降可簡化為：

(1)

式中ρ——流體密度，kg/m3；ξ——總阻力系數(shù)；w——流體流速，m/s；g——重力加速度，m/s2；ΔH——爐膛輻射區(qū)水冷壁進(jìn)口、出口高度差，m；ζ——局部阻力系數(shù)；λ——沿程摩擦阻力系數(shù)；L，d——管子長度和內(nèi)徑，m；f——管圈流通截面，m2；G——工質(zhì)的流量，kg/s；v——工質(zhì)的平均比容，m3/kg；ΔH——爐膛輻射區(qū)水冷壁進(jìn)口、出口高度差。

水冷壁若采用垂直上升布置方式，則各管間受熱不均的問題始終存在。在某特定的負(fù)荷下，當(dāng)某根管子吸熱量相對(duì)較多時(shí)，則管內(nèi)蒸發(fā)量及蒸發(fā)段較多，熱水段較少，使得水冷壁全管長的平均比容較大，壓降趨向增大，但因水冷壁前后聯(lián)箱的壓力差沒變，結(jié)果必然是管內(nèi)流量減小，流量的減小使得熱水段繼續(xù)減少，從而形成惡性循環(huán)，嚴(yán)重時(shí)會(huì)出現(xiàn)含水不足的傳熱惡化現(xiàn)象。現(xiàn)普遍采用內(nèi)螺紋管且加節(jié)流圈的方法來提高垂直水冷壁水動(dòng)力的穩(wěn)定性。為解決管間受熱不均勻的問題，西門子研發(fā)了螺旋管圈水冷壁。

1.2螺旋管圈水冷壁

螺旋水冷壁管間受熱均勻，當(dāng)管子傾角較小時(shí)，管子的長度比其高度大很多，其阻力損失遠(yuǎn)大于重位壓頭。故螺旋管圈光管水冷壁壓降可簡化為：

(2)

當(dāng)機(jī)組負(fù)荷較高時(shí)，管內(nèi)工質(zhì)壓力大于臨界壓力，飽和蒸汽比容vn和飽和水的比容vt相等，此時(shí)圖1中曲線1和2重合，不存在水動(dòng)力多值問題。當(dāng)機(jī)組負(fù)荷較低時(shí)，管內(nèi)工質(zhì)壓力為超高壓甚至高壓，例如1 000 MW機(jī)組在400 MW負(fù)荷下，水冷壁入口壓力約為13 MPa，此時(shí)vn/vt=8.16，汽水比容差很大，圖1中曲線1和2距離非常大。當(dāng)受熱一定時(shí)，增加給水流量，則熱水段增加，這使得水冷壁全管長的平均比容減小，此時(shí)，dΔp/dG的正負(fù)取決于G2、v兩者的變化幅度；因受熱一定，若降低進(jìn)口水溫，則熱水段增加，蒸發(fā)段減少，因此時(shí)汽水比容差很大，會(huì)使平均比容迅速減小，而此時(shí)流量平方的上升速率若趕不上平均比容的下降幅度，會(huì)使dΔp/dG≤0，從而發(fā)生多值性流動(dòng)。綜上所述，汽水比容差大且水冷壁入口水溫低易導(dǎo)致直流鍋爐啟動(dòng)和低負(fù)荷階段發(fā)生水動(dòng)力多值問題，其水動(dòng)力的穩(wěn)定性對(duì)熱水段長度的變化尤為敏感。

2直流鍋爐水動(dòng)力不穩(wěn)定問題的數(shù)學(xué)分析

鍋爐負(fù)荷一定，則水冷壁入口壓力一定，此時(shí)，飽和蒸汽和飽和水的比容差為確定值，要提高水動(dòng)力的穩(wěn)定性應(yīng)著眼于提高入口水溫，即降低入口欠焓?，F(xiàn)以螺旋水冷壁為例進(jìn)行數(shù)學(xué)分析。

將螺旋管圈簡化成圖2的水平管[4]，沿管長方向熱負(fù)荷分布不均勻，記為qi。

圖2　水平布置蒸發(fā)管簡圖

管內(nèi)汽水混合物的平均比容可表示為：

(3)

當(dāng)沿管長方向均勻受熱時(shí)，式(3)可簡化為：

(4)

式中Lrs、Lzf、L——熱水段、蒸發(fā)段及管子總長度，m；x——出口處工質(zhì)的干度；Q——單根管圈總吸熱量，kJ/s；G——管內(nèi)工質(zhì)流量，kg/s；h1、h2、h′、hn——管圈進(jìn)、出口工質(zhì)的焓值、飽和水及飽和蒸汽的焓值，kJ/kg；v1、v2、v′、vn——管圈進(jìn)、出口工質(zhì)的比容、飽和水及飽和蒸汽的比容，m3/kg。

將式(4)代入(2)化簡得：

Δp=k(AG3-BG2+CG)

(5)

其中：

式(5)的一元三次函數(shù)，其曲線可能有兩個(gè)駐點(diǎn)(圖1曲線3)、一個(gè)駐點(diǎn)或沒有駐點(diǎn)(圖1曲線4)，當(dāng)有駐點(diǎn)時(shí)，曲線中會(huì)出現(xiàn)dΔP/dG≤0線段，發(fā)生水動(dòng)力多值問題。對(duì)該函數(shù)求導(dǎo)得：

(6)

若水動(dòng)力呈單值性，則dΔP/dG>0應(yīng)恒成立，則式(6)的右側(cè)函數(shù)與G軸無交點(diǎn)(方程無解)，即：

B2-3AC<0

(7)

對(duì)式(7)求解化簡得水動(dòng)力穩(wěn)定的條件為：

(8)

式(8)的不等號(hào)右側(cè)內(nèi)的干、濕飽和點(diǎn)參數(shù)在對(duì)應(yīng)的運(yùn)行壓力下為確定值，其左側(cè)(h′-h1)即為水冷壁的入口欠焓。

因此，由上述分析可知，要提高水動(dòng)力穩(wěn)定性，應(yīng)降低水冷壁入口欠焓，當(dāng)其欠焓滿足式(8)時(shí)，水動(dòng)力呈單值性。當(dāng)考慮沿管長方向受熱不均勻時(shí)，式(5)較為復(fù)雜，不易用顯函數(shù)表示，但水動(dòng)力的穩(wěn)定性與水冷壁入口欠焓強(qiáng)相關(guān)的原則不變，因此，提高水動(dòng)力的穩(wěn)定性宜從降低入口欠焓著手。因爐膛高度上的輻射傳熱熱負(fù)荷不均勻情況可參照相關(guān)資料，加之計(jì)算機(jī)強(qiáng)大的運(yùn)算能力，故可根據(jù)式(1)和(3)對(duì)水冷壁管內(nèi)壓降直接進(jìn)行較為準(zhǔn)確的計(jì)算。

3水動(dòng)力不穩(wěn)定問題解決方法探究

由上述分析可知，要提高直流鍋爐啟動(dòng)和低負(fù)荷階段水動(dòng)力的穩(wěn)定性，在改善了燃燒工況及水冷壁管間的吸熱均勻性的前提下，宜從盡可能降低水冷壁入口欠焓，即提高給水溫度入手。鍋爐點(diǎn)火前，給水在除氧器通過常規(guī)輔汽加熱，進(jìn)入水冷壁時(shí)已為欠焓較大的未飽和水，要提高給水溫度，可考慮在高壓加熱器引入較高壓力的他源蒸汽加熱給水；低負(fù)荷階段，給水溫度為至鍋爐的最后一級(jí)高壓加熱器的抽汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和水溫度(忽略上端差)，負(fù)荷一定時(shí)，抽汽壓力固定，給水溫度不變，要提高給水溫度，理論上應(yīng)提高最后一級(jí)高壓加熱器的蒸汽側(cè)壓力。同時(shí)，冷灰斗固有的不規(guī)則性導(dǎo)致水冷壁并聯(lián)管的長度不一、火焰中心面對(duì)冷灰斗同一高度的不同輻射面的角系數(shù)不同，加劇了并聯(lián)管子的壁溫分布的不均勻性，故從水動(dòng)力的穩(wěn)定性來講應(yīng)減少冷灰斗部分的吸熱量。

3.1直流鍋爐蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)

蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)是在鍋爐點(diǎn)火前利用他源蒸汽通過啟動(dòng)機(jī)組的某級(jí)高壓加熱器將給水加熱至較高溫度。以冷態(tài)啟動(dòng)為例，被加熱的給水進(jìn)入鍋爐后，首先加熱了省煤器和水冷壁管。在啟動(dòng)風(fēng)機(jī)后，省煤器成了碩大無比的加熱器，進(jìn)入爐膛的冷風(fēng)在流經(jīng)省煤器后被反向加熱，其排出的熱風(fēng)在空預(yù)器內(nèi)又加熱了一次風(fēng)和二次風(fēng)的進(jìn)風(fēng)，從而形成良性循環(huán)。在鍋爐點(diǎn)火前達(dá)到“熱水、熱爐、熱風(fēng)”的狀態(tài)[5]。該技術(shù)大大降低了啟動(dòng)能耗，提高了點(diǎn)火后燃料的燃盡率，實(shí)現(xiàn)了快速安全啟動(dòng)；與此同時(shí)，熱水的流動(dòng)壓降以及在水冷壁內(nèi)向上流動(dòng)時(shí)的靜壓下降，使部分熱水逐步汽化而形成兩相流，其中的蒸汽在汽水分離器內(nèi)被分離出并進(jìn)入過熱器和再熱器，驅(qū)離過(再)熱器里面的空氣，防止?fàn)t管在點(diǎn)火后高溫富氧條件下的干燒而快速氧化并生成氧化皮，也不存在常規(guī)啟動(dòng)下過(再)熱器管壁在干燒超溫后，待水冷壁管內(nèi)產(chǎn)汽，低溫蒸汽進(jìn)入過(再)熱器后引起的內(nèi)壁驟冷導(dǎo)致氧化皮脫落的問題[3]；值得注意的是，由于該方法大幅提高了啟動(dòng)階段的給水溫度，顯著降低了水冷壁入口欠焓，大大增強(qiáng)了水動(dòng)力的穩(wěn)定性；其系統(tǒng)如圖3所示[5]。

圖3　蒸汽加熱啟動(dòng)系統(tǒng)圖

以上海外高橋三期(以下稱外三)1 000 MW機(jī)組為例計(jì)算，水冷壁采用螺旋管加垂直管的布置方式，點(diǎn)火30 min后水冷壁入口工質(zhì)參數(shù)見表1，爐膛高度方向的熱負(fù)荷按不均勻計(jì)算，具體方法參照文獻(xiàn)[6](低負(fù)荷工況計(jì)算同此)，得到“蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)”技術(shù)應(yīng)用前后的水動(dòng)力特性曲線，如圖4、圖5所示。圖4和圖5中，a、b為平均流量下的工作點(diǎn)，顯然，該技術(shù)應(yīng)用前的水動(dòng)力特性是多值的，而應(yīng)用后的水動(dòng)力特性呈單值性，且dΔP/dG曲線的斜率較大。

表1　該技術(shù)應(yīng)用前后冷態(tài)啟動(dòng)點(diǎn)火30 min后

圖4　原啟動(dòng)方式水動(dòng)力特性曲線

圖5　現(xiàn)啟動(dòng)方式水動(dòng)力特性曲線

由此可見，采用蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)后，確保了啟動(dòng)階段該鍋爐水動(dòng)力的穩(wěn)定性。

3.2彈性回?zé)峒夹g(shù)

彈性回?zé)峒夹g(shù)是在現(xiàn)有末級(jí)高壓加熱器之前再增加一級(jí)更高等級(jí)的高壓加熱器，利用新增更高壓力等級(jí)可調(diào)式回?zé)岢槠麑?duì)給水進(jìn)行補(bǔ)充加熱，使機(jī)組在整個(gè)滑壓運(yùn)行區(qū)域內(nèi)保證給水維持在較高溫度，其方案設(shè)計(jì)和原理如圖6所示[7]。新的系統(tǒng)提高了鍋爐的平均吸熱溫度，減少了系統(tǒng)的冷端損失，故提高了機(jī)組的熱效率；在機(jī)組需快速加(減)負(fù)荷時(shí)可用抽汽調(diào)節(jié)閥快速減少(增加)新增高加抽汽量予以響應(yīng)，且負(fù)荷變化時(shí)主汽調(diào)門常開，節(jié)流損失降到最低，因此提高了機(jī)組的調(diào)頻能力和調(diào)頻經(jīng)濟(jì)性[8]；低負(fù)荷下，提高了省煤器入口水溫，導(dǎo)致省煤器出口煙溫升高，使得SCR處于催化劑的安全區(qū)運(yùn)行，最終解決了節(jié)能前提下SCR低負(fù)荷運(yùn)行的難題；低負(fù)荷下省煤器出口(對(duì)應(yīng)空預(yù)器入口)的煙溫升高，使得一次風(fēng)和二次風(fēng)的熱風(fēng)溫度升高，進(jìn)而提高了低負(fù)荷下的鍋爐燃燒效率和穩(wěn)燃性能。毫無疑問，由于該技術(shù)顯著提高了低負(fù)荷下的給水溫度，降低了水冷壁入口工質(zhì)的欠焓，進(jìn)而增強(qiáng)了水動(dòng)力的穩(wěn)定性。

圖6　彈性回?zé)峒夹g(shù)的系統(tǒng)和工作特性示意圖

仍以外三機(jī)組為例，其采用了彈性回?zé)峒夹g(shù)，改造前后400 MW工況時(shí)水冷壁入口工質(zhì)參數(shù)見表2，計(jì)算得改造前后水動(dòng)力特性曲線，如圖7、圖8所示。

表2　改造前后400 MW工況下水冷壁入口工質(zhì)參數(shù)

圖7　原400 MW工況水動(dòng)力特性曲線

圖8　現(xiàn)400 MW工況水動(dòng)力特性曲線

由圖7、圖8可知，改造前，水動(dòng)力是穩(wěn)定的，但總壓降和摩擦壓降曲線較為平緩，摩擦壓降曲線尤為平緩，說明水動(dòng)力的穩(wěn)定性裕度相對(duì)較?。欢脑旌?，兩曲線陡度增加。圖7和圖8中，c、d兩點(diǎn)為平均流量下的工作點(diǎn)，計(jì)算得到起始沸點(diǎn)高度由28.64 m降至18.94 m，即熱水段縮短了21.96 m(螺旋水冷壁傾角為26.21°)。顯然在改造后，水動(dòng)力特性曲線陡度增加且熱水段減少，這使得其水動(dòng)力穩(wěn)定性得到了增強(qiáng)。

外三實(shí)施彈性回?zé)峒夹g(shù)改造后，低負(fù)荷水動(dòng)力穩(wěn)定性明顯增強(qiáng)、水冷壁管間壁溫偏差減小。技術(shù)改造前后低負(fù)荷階段四面水冷壁墻的出口溫度三維分布圖如圖9、圖10所示。

圖9　原低負(fù)荷下水冷壁出口溫度分布圖

圖10　現(xiàn)低負(fù)荷下水冷壁出口溫度分布圖

3.3冷灰斗的受熱不均勻性問題

由直流鍋爐的特性可知，水冷壁管間的受熱不均勻，會(huì)直接對(duì)其水動(dòng)力產(chǎn)生負(fù)面影響。螺旋水冷壁的設(shè)計(jì)理念就是使傾斜布置的水冷壁管道繞行爐膛一周而解決管間的吸熱不均勻問題，但這個(gè)概念只對(duì)爐膛的垂直段有效，而冷灰斗固有的不規(guī)則性使得該部分的水冷壁管長度及壁面傾角不一、必然導(dǎo)致管間的吸熱量不均，若在低負(fù)荷時(shí)，冷灰斗在整個(gè)水冷壁的吸熱總量中占比較大，會(huì)加劇水動(dòng)力的不穩(wěn)定性?；诟鲗尤紵骰鹧嫫矫鎸?duì)冷灰斗的輻射角系數(shù)不同，在鍋爐降負(fù)荷時(shí)，若先退出上層燃燒器，則火焰中心下移，冷灰斗處的水冷壁管內(nèi)工質(zhì)相對(duì)輻射吸熱量增加，使得并聯(lián)管子的熱水段工質(zhì)溫差增大，則并聯(lián)管子的壁溫分布不均勻性會(huì)增強(qiáng)，必然對(duì)水冷壁系統(tǒng)的水動(dòng)力穩(wěn)定性產(chǎn)生負(fù)面影響，故鍋爐降負(fù)荷時(shí)，燃燒器應(yīng)從最下層起依次退出(限于篇幅，數(shù)學(xué)分析略)。

因外三采用了正確的燃燒器投切方式，低負(fù)荷的水動(dòng)力也得到了進(jìn)一步改善，圖9、圖10已包含了這一成效。

4結(jié)語

直流鍋爐在啟動(dòng)和低負(fù)荷階段會(huì)發(fā)生水動(dòng)力不穩(wěn)定問題，其主要原因是此階段汽水比容差較大，水動(dòng)力的穩(wěn)定性對(duì)水冷壁入口的欠焓較大及管間的受熱不均勻性尤為敏感。因此：

(1)蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)和彈性回?zé)峒夹g(shù)分別大大降低了啟動(dòng)和低負(fù)荷下水冷壁入口的欠焓，大大縮短了熱水段長度，顯著提高了直流鍋爐水動(dòng)力穩(wěn)定性；

(2)鍋爐降負(fù)荷時(shí)，燃燒器從最下層起依次退出可減輕水冷壁管間的吸熱不均勻性，提高水動(dòng)力的穩(wěn)定性；

(3)蒸汽加熱啟動(dòng)技術(shù)、彈性回?zé)峒夹g(shù)和降負(fù)荷時(shí)燃燒器從最下層起依次退出的方法對(duì)改善水動(dòng)力的穩(wěn)定性具有普適性。

參考文獻(xiàn)：

[1]靳智平.電廠汽輪機(jī)原理及系統(tǒng)[M].北京：中國電力出版社，2006.

[2]馮偉忠. 1000MW超超臨界汽輪機(jī)蒸汽參數(shù)的優(yōu)化及討論[J]. 動(dòng)力工程,2007(3):305-309，331.

FENG Wei-zhong. Discussion and optimization of steam parameters of 1000 MW ultra-supercritical steam turbines[J]. Power Engineering, 2007,27(3):305-309,331.

[3]曹艷，馮偉忠．超(超)臨界鍋爐啟動(dòng)階段出現(xiàn)的異常及防治[J]．華東電力，2013，41(7)：1529-1532.

CAO Yan, FENG Wei-zhong. Abnormal occurrence at the start-up phase of ultra-supercritical boiler and prevention measures[J]．East China Electric Power，2013，41(7)：1529-1532．

[4]西安交通大學(xué)《直流鍋爐》編寫組. 直流鍋爐[M].北京：水利電力出版社，1977.

[5]馮偉忠. 疏水?dāng)U容啟動(dòng)直流鍋爐鄰汽加熱鍋爐的啟動(dòng)方法[P]. 中國專利，ZL200710046959.9.

[6]馮俊凱，沈幼庭，楊瑞昌.鍋爐原理及計(jì)算[M].北京：科學(xué)出版社，2003.

[7]馮偉忠. 一種用于汽輪發(fā)電機(jī)組的可調(diào)式給水回?zé)嵯到y(tǒng)[P]. 中國專利，ZL201110459533.2.

[8]杜洋洋,馮偉忠. 基于彈性回?zé)峒夹g(shù)的調(diào)頻性能研究[J]. 華東電力,2014,42(9):1944-1949.

DU Yang-yang, FENG Wei-zhong. Research of properties of frequency regulation based on the flexible extraction technology J]．East China Electric Power，2014，42(9)：1944-1949．

(本文編輯：楊林青)

Analysis and Prevention of Hydrodynamic Instability of Once-Through Boiler

ZHANG Shuai-bo1, FENG Wei-zhong2

(1. College of Energy and Mechanical Engineering, Shanghai University of Electric Power, Shanghai 200090, China;2. Shanghai Waigaoqiao No.3 Power Generation Co., Ltd., Shanghai 200137, China)

Abstract:The hydrodynamic instability of once-through boiler occurs during the start-up period and the low-load conditions. The main reason is that the specific volume difference between the steam and the water is large during the period, and hydrodynamic stability is particularly sensitive to the big owe enthalpy of the substance at the entrance of water wall and the uneven heating between the water wall tubes. The steam heating start-up technology and the flexible extraction regeneration technology are developed and applied in Shanghai Waigaoqiao Phase III, where with the technology the hydrodynamic instability problem can be solved during the start-up period and be improved during the low load conditions respectively. Meanwhile, when the load drops, turning off the burners from the bottom in turn can also improve the hydrodynamic stability and reduce the temperature difference between the water wall tubes.

Key words:once-through boiler; hydrodynamic instability; owe enthalpy; uneven heating; steam heating start-up technology; flexible extraction regeneration technology

DOI：10.11973/dlyny201601025

作者簡介：張帥博(1989)，男，碩士研究生，從事超超臨界發(fā)電技術(shù)研究。

中圖分類號(hào)：TK22

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

文章編號(hào)：2095-1256(2016)01-0117-06

收稿日期：2016-01-10