聶鑫，謝海燕，楊冬，劉輝，周科，周志培，李宇航，柳宏剛

(1. 西安熱工研究院有限公司，陜西 西安，710054；2. 中國核動力研究設計院，四川 成都，610213；3. 西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安，710049)

目前，我國可再生能源發(fā)電量占比日益增大[1]，但是風能、太陽能發(fā)電等的調峰能力有限，負荷變化快，給電網調峰帶來嚴峻考驗，同時也制約著新能源發(fā)電的發(fā)展[2]。為了解決這一問題，通過我國發(fā)電量占比最大的火電機組進行調峰已然勢在必行[3]，而循環(huán)流化床(CFB)機組作為火電機組的重要組成部分，也必須承擔起調峰任務。循環(huán)流化床具有獨特的燃燒方式，CFB 鍋爐具有負荷調節(jié)范圍廣、變負荷速率較大的特點[4]，尤其是CFB 鍋爐在超低負荷的情況下也能穩(wěn)定燃燒，燃燒效率高，氮氧化物排放量低[4-6]，故CFB 機組在參與深度調峰上具有較大優(yōu)勢。深度挖掘CFB同類型機組的調峰潛力，對于提高火電機組調峰能力具有重要意義。

目前，有關深度調峰的研究大部分集中在煤粉鍋爐，關于循環(huán)流化床的深度調峰研究較少[7-10]，而關于循環(huán)流化床鍋爐深度調峰時水動力安全性的研究更少。對于亞臨界鍋爐，在低負荷階段因燃燒不均和工質分布不均，易引起較大的水冷壁溫度偏差，也可能使受熱較弱的管出現(xiàn)水循環(huán)停滯或倒流現(xiàn)象，導致受熱管爆管。而對于循環(huán)流化床鍋爐，若布風均勻性較差，則更容易使遠離火焰中心水冷壁管出現(xiàn)溫度偏差較大或工質停滯、倒流等安全問題。在我國現(xiàn)役的循環(huán)流化床機組中，總功率為330 MW的機組較常見，因此，本文以某電廠330 MW機組循環(huán)流化床鍋爐為研究對象，通過現(xiàn)場試驗，研究該鍋爐深度調峰能力以及限制因素，并獲取低負荷鍋爐實際運行數(shù)據(jù)，再以實測數(shù)據(jù)為基礎進行水循環(huán)安全性分析，建立以網絡流動法為基礎的循環(huán)流化床水動力計算模型，計算得到實測低負荷工況下的水冷壁回路流量分配、循環(huán)倍率、循環(huán)流速、金屬壁溫等。

1 研究對象

本文以1臺總功率為330 MW的亞臨界型循環(huán)流化床機組為研究對象，其鍋爐為一次中間再熱的自然循環(huán)汽包爐。鍋爐主要由爐膛、尾部對流煙道、4個高溫絕熱分離器、4個回料閥、6臺滾筒冷渣器和1個回轉式空氣預熱器組成。鍋爐采用單爐膛、褲衩腿形雙布風板結構，燃燒室蒸發(fā)受熱面采用膜式水冷壁、水冷屏及水冷翼墻結構。采用水冷布風板和大直徑鐘罩式風帽，具有布風均勻、防堵塞、防結焦和便于維修等優(yōu)點，爐膛內布置高溫再熱器、高溫過熱器Ⅰ和高溫過熱器Ⅱ。

爐膛前墻布置有8 塊水冷屏、2 根集中下水管為其供水，每塊水冷屏由1根汽水引出管將汽水混合物引至汽包。另外，爐膛兩側墻分別布置有6面水冷翼墻，有2根集中下水管為其供水，每側翼墻分成2個出口集箱，每個出口集箱由1根汽水引出管將汽水混合物引至汽包。

爐膛四周為全焊接膜式水冷壁。四面水冷壁的下集箱是相互連通的，左、右側水冷壁各有一個上集箱，前、后水冷壁有共用一個上集箱(頂棚集箱)，水經集中下水管進入下集箱，然后經水冷壁引入上集箱，再由汽水引出管將汽水混合物引至汽包。鍋爐最大連續(xù)出力工況(BMCR)參數(shù)如表1所示。

表1 鍋爐最大連續(xù)出力工況(BMCR)參數(shù)Table 1 The maximum continuous rating parameters

2 深度調峰負荷試驗

低負荷試驗階段主要包括測試鍋爐、汽輪機等設備運行總體情況，檢查各系統(tǒng)運行狀態(tài)是否正常。觀測脫硝系統(tǒng)、受熱面、送風機、一次風機、引風機、空預器、給水泵、凝結水泵、循環(huán)水泵、控制系統(tǒng)等主要性能參數(shù)，研究低負荷下的輔機設備適應性，確保深度調峰期間輔機的安全運行。深度調峰目標為負荷小于額定電負荷的30%。

低負荷試驗從150 MW 負荷開始，并每隔5 min 對監(jiān)控數(shù)據(jù)進行記錄，降至目標負荷以后，穩(wěn)定15～20 min；如果某鍋爐燃燒穩(wěn)定，NOx排放達標并具有進一步減負荷的潛力，再以不大于1 MW/min的速度緩慢減負荷，當確認減至目標負荷時，穩(wěn)定運行1 h左右。在試驗過程中，若出現(xiàn)影響鍋爐安全運行的異常情況，則立即退出試驗；若床溫急速下降，則果斷加大投煤量和一次風量以增加負荷、保證流化，必要時投油助燃。

降負荷過程如圖1所示。不同工況下的降負荷試驗結果見表2。

圖1 降負荷過程中負荷及床溫偏差變化情況Fig.1 Variation of load and bed temperature deviation working during load reduction

從表2 可見，電負荷可安全降至約92 MW，小于額定負荷的30%。試驗期間機組主要參數(shù)均正常。當負荷為最大連續(xù)蒸發(fā)負荷PBMCR的27%時，主蒸汽溫度大于530 ℃，SCR 進口煙溫均在315 ℃以上，一次風機及送、引風機運行正常，爐膛負壓波動正常，各受熱面管壁不超溫，平均床溫為800 ℃，分離器入口平均煙溫為711 ℃，環(huán)保指標正常。由表2 可以看出：在電負荷從110 MW左右降至92 MW 左右的過程中，鍋爐左、右側床溫存在較大偏差，最大偏差達到100 ℃以上，這種偏差可能引起爐膛內熱負荷分布不均，導致水冷系統(tǒng)產生溫度偏差，存在安全隱患，須進一步計算分析。

表2 不同工況下低負荷試驗結果Table 2 Results of the low load test at different working conditions

3 水循環(huán)校核與分析

3.1 循環(huán)流化床水冷壁熱流密度分布

CFB 爐膛內受熱面熱流密度的分布是影響整個鍋爐水循環(huán)的關鍵?？傮w來說，水冷壁沿爐膛高度方向上熱流密度的分布呈現(xiàn)出典型的下降趨勢，但循環(huán)流化床鍋爐在爐膛寬度或深度方向上的橫向熱流分布與煤粉爐的相反，呈“中心低、角部高”分布，這與循環(huán)流化床爐膛中物料濃度有著密切關系。呂俊復等[11-16]通過物料濃度及受熱面換熱等預測模型和熱態(tài)實爐試驗，驗證了在循環(huán)流化床爐膛內寬度/深度方向的熱流密度呈“中心低、角部高”的分布規(guī)律，并將其應用于新的鍋爐水冷壁設計。

圖2所示為330 MW亞臨界鍋爐在各個負荷下水冷壁熱流密度沿高度方向變化情況。在爐膛9 m高度以下為耐磨耐火材料區(qū)，該區(qū)域熱流密度較低，在布風板以下按絕熱區(qū)處理[17-18]。圖3所示為循環(huán)流化床水平(深度/寬度)方向的熱負荷偏差系數(shù)分布情況。在爐膛高度44.13 m處，爐膛左、右側墻對稱布置4個旋風分離器，在旋風分離器入口處水冷壁管子被耐磨耐熱材料覆蓋[17]，故爐膛高度44.13 m處側墻熱負荷較低，如圖4所示。

圖2 高度方向熱流密度分布曲線Fig.2 Heat flux density distribution curves in height direction

圖3 水平方向熱負荷偏差系數(shù)Fig.3 Deviation coefficient of horizontal heat load

圖4 側墻44.13 m處熱負荷偏差系數(shù)Fig.4 Deviation coefficient of sidewall heat load at 44.13 m

3.2 計算模型

3.2.1 流動系統(tǒng)

根據(jù)循環(huán)流化床鍋爐幾何結構及爐膛熱流密度分布規(guī)律，劃分鍋爐水循環(huán)計算流動回路，見圖5。

將爐膛前墻、后墻186根水冷壁管均劃分為10個回路；將左、右側墻180根水冷壁管均劃分為10個回路，將水冷屏和水冷壁翼墻劃分為16 個回路和12 個回路，所有爐膛共劃分為68 個受熱回路。結合爐膛的熱負荷分布曲線，分配各回路的管數(shù)。圖5中，1～68為回路編號，對應的括號中數(shù)值表示該回路中的管數(shù)，其中回路1～10 布置在前墻，回路11～20 布置在右側墻，回路21～30 布置在后墻，回路31～40布置在左側墻?；芈?1～68為水冷屏和水冷翼墻回路。

圖5 流動回路劃分Fig.5 Division of flow loops

圖6 所示為鍋爐汽水網絡流動示意圖，其中，Φ273×25表示管外徑為273 mm，管壁厚為25 mm。由圖6可以看出鍋爐連接管的回路劃分，該鍋爐連接管分為引入管和引出管，共劃分35個流量回路。本文共劃分102個流量回路，以集箱作為計算壓力節(jié)點，壓力節(jié)點總共29個。

圖6 水冷壁系統(tǒng)網絡流動示意圖Fig.6 Flow network diagram of water-wall system

3.2.2 數(shù)學模型

根據(jù)劃分的工質流動計算回路及水冷壁集箱節(jié)點壓力，流動回路內單管的流量和每一個集箱的壓力為未知量，需計算求解，對所有未知量分別建立壓力平衡方程和流量平衡方程，再通過求解非線性方程組便可得到整個水冷系統(tǒng)的水循環(huán)特性[19-25]。

流動回路的壓力平衡方程分別如式(1)和(2)所示：

式中：x(i)為第i條回路內的單管流量；ΔPi為第i條回路對應的壓降，回路單管流量x(i)與壓降ΔPi存在函數(shù)關系Φi，具體函數(shù)關系根據(jù)流動工質狀態(tài)及物性計算[19-20]。Pin為流動回路進口集箱壓力；Pout為出口集箱壓力；m為流動回路總數(shù)，本文m取102。

壓力節(jié)點的質量平衡方程如下：

式中：xi,in為所有流入某一壓力節(jié)點的回路流量，xi,out為所有流出某一壓力節(jié)點的回路流量。

為了計算流動回路單管內工質的物性和判斷流動狀態(tài)，在水循環(huán)計算過程中將流動回路進行分段劃分，即沿著工質流動方向將流動回路再分為若干段管段，根據(jù)熱流密度分布及能量守恒便可由入口邊界條件得到回路流動過程中各段工質的狀態(tài)。某一管段進出口焓的計算過程如式(4)所示。

式中：hin和hout分別為管段出口、進口焓；q為熱負荷；s為節(jié)距；l為劃分管段的長度；w為質量流速。

依據(jù)每段管段的進出口焓及工質物性參數(shù)判斷管段內的流動狀態(tài)判斷，分別計算工質在過冷流體、兩相流體、過熱流體下的壓降及換熱情況。計算得到工質流量分配情況后，可以依據(jù)爐內熱負荷均流系數(shù)分布和對等截面導熱方程聯(lián)立求得水冷壁管內壁溫、外壁溫、鰭片端溫度等[2,3,23-25]。

3.3 低負荷水循環(huán)安全性分析

選取最低負荷試驗T-04 工況為計算工況，以鍋爐低負荷運行實測數(shù)據(jù)為計算依據(jù)，進行低負荷水循環(huán)安全性分析。

3.3.1 壓降計算

圖7 所示為水冷壁系統(tǒng)各個集箱節(jié)點壓力分布。根據(jù)計算可以得到在試驗低負荷階段整個水冷系統(tǒng)壓降為0.296 8 MPa。

圖7 集箱壓力分布Fig.7 Pressure distribution of header

爐膛四面墻受熱水冷壁管壓降組成如圖8 所示，水冷屏受熱管路和翼墻受熱管路的壓降組成如圖9所示。各個回路壓力組成類似，同類型回路管組的總壓降分布均勻，四面墻、水冷屏和翼墻的回路總壓降約0.297，0.173 和0.167 MPa。各回路壓降主要由重位壓降和摩擦壓降組成，局部阻力占比最小，所有回路的重位壓降占回路總壓降的89.6%～92.0%，摩擦壓降占回路總壓降的7.5%～9.9%，其余為局部阻力。

圖8 四面墻各回路壓力分布Fig.8 Pressure distribution of each loop in four walls

圖9 水冷屏各回路壓力分布Fig.9 Pressure distribution of each loop in water cooled panel and wing-walls

3.3.2 循環(huán)倍率和循環(huán)流速

按試驗最低負荷T-04(92 MW)工況進行計算，得到的鍋爐總體實際循環(huán)倍率為23.27，各個回路管出口汽水混合物水占比較大，金屬冷卻效果良好。不同回路循環(huán)倍率及循環(huán)流速分布見圖10。由圖10 可以看出：循環(huán)倍率分布與熱負荷呈負相關，受熱越強，回路循環(huán)倍率越小。相反，循環(huán)流速與熱負荷呈正相關。

圖10 低負荷時循環(huán)倍率及循環(huán)流速分布Fig.10 Circulation rate and circulation flow distribution at low load

在側墻旋風分離器位置處的回路受熱長度變小，使管子出口干度更小，故循環(huán)倍率比四面墻其他回路的大。同樣，受熱長度較小的水冷屏及翼墻回路循環(huán)倍率也較四面墻回路的大。圖10中，各個最小回路循環(huán)流速為1.67 6 m/s，大于界限循環(huán)流速0.40 m/s。

3.3.3 質量流速

圖11 所示為計算得到的低負荷時各回路單管的質量流速分布。從圖11 可知：單面墻的質量流速分布主要受熱負荷影響，質量流速分布與受熱程度呈正相關，在墻角處流速較高，而墻體中間部分流速較小，總體分布均勻。最小和最大質量流速分別出現(xiàn)在前墻回路6和水冷屏回路55處。

圖11 低負荷時各回路單管質量流速分布Fig.11 Flow distribution of water wall at low load

3.3.4 焓及溫度分布

圖12 所示為低負荷時流化床鍋爐各個回路出口焓及溫度分布。從圖12 可以看出：受熱程度越大，回路出口焓越大。由于各個回路出口位置壓力接近，故處于兩相區(qū)的工質溫度也非常接近。

圖12 不同回路出口焓及出口溫度分布Fig.12 Enthalpy and temperature distribution in the outets of different circuits

3.3.5 壁溫分布

選取爐膛前墻回路1作為分析對象，計算得到各個流動回路中沿工質流動方向的工質溫度、管內壁溫度、管中間點溫度、管外壁溫度和鰭端溫度，如圖13所示。圖13中，爐膛入口集箱高度為0 m。從圖13可以看出：沿工質流動方向，工質先從過冷狀態(tài)進入兩相區(qū)，在兩相區(qū)由于壓降較小，工質溫度變化較小。在工質過冷區(qū)域即爐膛相對高度0～10.7 m 內，換熱系數(shù)較小，同時熱流密度出現(xiàn)突增，金屬溫度也隨之升高，最大外壁溫度達到338 ℃。在工質兩相區(qū)，換熱系數(shù)增大，熱流密度也緩慢減小，金屬溫度也逐步降低?？傮w來說，低負荷下爐膛溫度較低，金屬溫度在安全區(qū)域內。

圖13 低負荷時水冷壁管金屬溫度分布及換熱對比Fig.13 Metal temperature distribution and heat transfer comparison of water wall tube at low load

3.4 大床溫偏差下水循環(huán)特性

在低負荷試驗過程中，左、右側床溫存在較大偏差，可能會影響鍋爐的安全運行[26]。

文獻[12-13, 15-16]研究了關于循環(huán)流化床CFB 鍋爐燃燒室床和受熱面之間的換熱系數(shù)，并提出了相關公式，具有一定的參考和應用價值。本文根據(jù)文獻[12-13,15-16]中的擬合公式，推導得出床溫與爐內受熱面熱流密度的關系，如圖14所示。由圖14 可以看出：在不同的懸浮物質量濃度和低負荷試驗床溫變化范圍內，床溫與受熱面熱流密度基本呈線性關系。

圖14 床溫與受熱面熱流密度的關系Fig.14 Relationship between bed temperature and heat flux density of heating surface

根據(jù)上述床溫與熱流密度關系和低負荷試驗結果，可分析鍋爐左、右床溫偏差對爐膛左右側受熱面熱流密度的影響。按試驗過程中的最大床溫偏差計算，爐內寬度方向熱負荷偏差系數(shù)分布如圖15所示。假設爐膛深度方向熱負荷分布不變，重新計算循環(huán)倍率、循環(huán)流速、質量流速和壁溫分布。

圖15 床溫偏差工況下水平方向熱負荷偏差系數(shù)Fig.15 Deviation coefficient of horizontal heat load under condition of bed temperature deviation

3.4.1 循環(huán)倍率和循環(huán)流速

在大床溫偏差的工況下計算得到的鍋爐總體循環(huán)倍率為23.18，各回路的循環(huán)倍率分布如圖16所示。對于前、后墻及水冷屏偏右側其循環(huán)倍率因受熱程度增大而減小，但總體影響較小。同樣，床溫偏差對循環(huán)流速影響也較小。

圖16 床溫偏差工況下循環(huán)倍率及循環(huán)流速分布Fig.16 Circulation rate and circulation flow distribution under condition of bed temperature deviation

3.4.2 質量流速

對比床溫偏差出現(xiàn)前、后質量流速分布，如圖17所示。由圖17可以發(fā)現(xiàn)：對于床溫較高的右側，質量流速也較高；但對比無床溫偏差的情況，由于亞臨界自然循環(huán)鍋爐的自適應性，爐膛右側部分回路質量流速變高，但總體質量流速分布區(qū)別不大。床溫對鍋爐流量分布不會產生太大影響。

圖17 床溫偏差工況下各回路單管質量流速分布Fig.17 Flow distribution of water wall at low load under condition of bed temperature deviation

3.4.3 壁溫分布

為了對比床溫偏差工況下金屬壁溫分布的不同，選取前墻受熱最強的10 個回路進行分析，結果如圖18所示。從圖18可以發(fā)現(xiàn)前墻最右側回路的換熱情況與無床溫偏差下的回路1的類似，且金屬壁溫也在安全范圍之內。

圖18 床溫偏差工況下水冷壁管金屬溫度分布及換熱對比Fig.18 Metal temperature distribution and heat transfer comparison of water wall tube under condition of bed temperature deviation

3.5 停滯校核計算

分別對循環(huán)流化床機組鍋爐試驗低負荷運行工況和大床溫偏差工況下的受熱水冷壁管進行停滯校核，選取爐膛受熱最弱的回路14 的單管進行計算，可以得出在2 種工況下回路14 所在管屏的共同運行壓差ΔP*均大于計算得到的停滯壓差ΔPtz，ΔP*/ΔPtz大于安全運行要求的1.15 倍，并有足夠安全裕度，不會出現(xiàn)循環(huán)停滯。

但若爐膛熱負荷進一步降低或床溫偏差過大，使部分管受熱低至正常熱負荷的1/5以下，即布風板位置熱負荷低于25.22 kW/m2或床溫低于602 ℃，則有可能會造成水循環(huán)停滯和爆管現(xiàn)象。

4 結論

1) 循環(huán)流化床(CFB)鍋爐具有很好的調峰潛力，能夠將負荷安全地降至額定負荷的30%以下，并保持穩(wěn)定運行。在低負荷的運行工況下，水冷壁系統(tǒng)的壓降分配合理，低負荷下自然循環(huán)爐循環(huán)倍率較大，循環(huán)流速也滿足安全需求。流量分布具有自補償效應，各墻面和管屏質量流速總體分布較為均勻。各回路出口工質溫度較一致，基本無偏差。低負荷下爐膛溫度較低，金屬溫度在安全區(qū)域內。

2)當爐膛右床溫較高時，右側爐膛對應的水循環(huán)回路的循環(huán)倍率變小，但整體仍在安全范圍內。提高床溫對循環(huán)流速影響較小，但右側爐膛的回路質量流速變高。床溫偏差較大的情況下金屬溫度滿足材料強度和抗氧化的要求。CFB 鍋爐在低負荷試驗條件下運行時不會發(fā)生水冷壁管停滯現(xiàn)象，但若爐內局部熱負荷進一步降低，則部分受熱較弱的回路水循環(huán)可能會發(fā)生停滯現(xiàn)象。為了滿足機組靈活運行和深度調峰的要求，在深度調峰階段低負荷應盡量保持爐內燃燒反應穩(wěn)定，流化床床溫偏差控制在安全范圍內。