周 旭,周妍君,李維成,魯佳易,劉行磊,鄧啟剛,李銀龍,楊 冬

(1.西安交通大學 能源與動力工程學院,陜西 西安 710049;2.清潔燃燒與煙氣凈化四川省重點實驗室,四川 成都 611731)

0 引 言

因循環(huán)流化床(CFB)鍋爐具備燃料適應(yīng)性強的優(yōu)勢,其在燃用劣質(zhì)煤、生物質(zhì)及垃圾焚燒等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛[1]。為進一步提高機組效率,降低碳排放,我國CFB發(fā)電技術(shù)不斷向高容量、高參數(shù)方向發(fā)展,且在該領(lǐng)域國際領(lǐng)先[2-3]。因循環(huán)流化床鍋爐采用流態(tài)化技術(shù),其運行過程中有大量的物料在爐膛內(nèi)部及主循環(huán)回路中完成循環(huán)燃燒,為防止氣固兩相流在高速流動中磨損受熱面,在密相區(qū)、分離器及回料器等易磨損位置均敷設(shè)有大面積的耐磨耐火澆注料[4-5]。當電廠因內(nèi)外部供電中斷導致全廠發(fā)生失電事故時,鍋爐主給水泵失去動力,無法繼續(xù)將冷卻水給入鍋爐汽水系統(tǒng),由于高溫床料及耐火材料蓄熱量較大,將持續(xù)向與其接觸的受熱面?zhèn)鳠帷Ｈ舨徊扇『侠泶胧?將損壞鍋爐受熱面,甚至發(fā)生受熱面超溫燒毀等重大事故[6-7]。因此有必要對循環(huán)流化床鍋爐緊急失電后對各級受熱面安全性進行評估并提出合理操作指導措施,保證受熱面金屬壁溫不超過材料許用溫度[8-11]。

目前,超臨界CFB鍋爐正常運行工況及變負荷過程中受熱面的流動換熱特性研究較多[12-18],而對特殊異常失電狀態(tài)下鍋爐受熱面的安全性研究較少。李銀龍等[19-20]研究了CFB鍋爐機組在發(fā)生廠用電故障事故工況下通過緊急補水泵對鍋爐進行冷卻時各級受熱面壁溫變化,得到電廠失電時通過緊急補水泵運行所需的最小補水量。李果等[21]搭建了模擬循環(huán)流化床水冷壁受熱面試驗臺,采用5 MW CFB試驗臺燃燒生成的高溫灰渣作為熱源,得到水冷壁內(nèi)工質(zhì)溫度及工質(zhì)損失量隨時間變化規(guī)律。董樂等[22]采用數(shù)值模擬的方法對某600 MW超臨界CFB鍋爐進行建模分析,計算了當水冷壁進口工質(zhì)流量發(fā)生擾動情況下受熱面的動態(tài)特性,評估系統(tǒng)穩(wěn)定性。王冬福等[23]在基于失電后鍋爐以恒定的蒸汽量排放,對計算該假設(shè)情況受熱面的壁溫變化規(guī)律。鄧博宇等[24]對某350 MW超臨界CFB鍋爐發(fā)生失電事故爐內(nèi)燃燒及傳熱進行數(shù)值模擬,為緊急補水泵配置選型提供參考。歐陽詩潔等[25]分析了負荷變化過程中水冷壁進口工質(zhì)流量發(fā)生波動時對應(yīng)受熱面出口工質(zhì)流量及溫度隨時間的變化情況。由此可見,對已有的CFB鍋爐失電事故研究較少,且主要針對單個受熱面部件展開分析,未整體分析失電后鍋爐汽水系統(tǒng)邊界條件及安全性,也未給出明確的可實施運行措施。

以某660 MW超超臨界循環(huán)流化床鍋爐受熱面為分析對象,根據(jù)質(zhì)量、能量、動量守恒方程及金屬管壁蓄熱方程,建立非穩(wěn)態(tài)流動傳熱計算模型,并開發(fā)了受熱面內(nèi)瞬態(tài)特性計算程序,得到了水冷壁、低溫過熱器、中溫過熱器、高溫過熱器溫度隨時間的變化規(guī)律,與實爐數(shù)據(jù)對比吻合性良好。計算得到保證受熱面安全條件下高壓旁路最短排汽時間,為電廠失電后的運行提供指導。

1 鍋爐受熱面安全性分析

1.1 鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

以目前國內(nèi)外參數(shù)最高的高效超超臨界循環(huán)流化床鍋爐為研究對象,布風板采用雙布風板結(jié)構(gòu),旋風分離器采用汽冷結(jié)構(gòu)形式,一次風從后墻引入,低溫過熱器布置在尾部煙道、中溫過熱器布置在爐膛上部、一二級高溫過熱器均布置在位于爐膛兩側(cè)的外置床內(nèi)。鍋爐主要蒸汽側(cè)設(shè)計參數(shù)見表1。

表1 鍋爐蒸汽側(cè)設(shè)計參數(shù)Table 1 Boiler main design parameters

1.2 影響受熱面安全性因素分析

鍋爐滿負荷運行時主循環(huán)回路中高溫物料保有量最大,爐內(nèi)熱負荷最高,滿負荷工況發(fā)生失電事故時受熱面超溫風險最大,因此采用滿負荷失電工況進行分析。

超超臨界CFB鍋爐在失電狀態(tài)下燃燒側(cè)和汽水側(cè)狀態(tài)較正常運行工況均發(fā)生較大變化,由于風機停止工作,爐內(nèi)循環(huán)物料在爐膛底部堆積,高溫物料對底部水冷壁進行持續(xù)放熱,澆注料敷設(shè)區(qū)域由于澆注料溫度較高,其蓄熱也對受熱面進行加熱,而此時主給水泵因失去動力停止向受熱面給入冷卻介質(zhì),如不采取合理的運行措施,鍋爐受熱面將面臨超溫爆管、材質(zhì)失效等重大事故。因此有必要研究在CFB電廠因內(nèi)外部供電中斷導致全廠發(fā)生失電事故時,鍋爐關(guān)鍵受熱面與爐內(nèi)主要蓄熱體間的非穩(wěn)態(tài)傳熱關(guān)鍵問題。發(fā)生失電事故時影響鍋爐受熱面安全性的因素有:

1)進口流量邊界條件:電廠發(fā)生失電事故后,鍋爐主給水泵停運,主給水流量驟減,緊急補水泵投運后,由于補水量僅為滿負荷運行給水量的7.4%,且緊急補水經(jīng)省煤器進口給入,補水流入到水冷壁進口需一定時間,因此需通過高壓旁路閥排汽使受熱面內(nèi)工質(zhì)保持流動狀態(tài),達到受熱面冷卻的目的,而受熱面內(nèi)存量工質(zhì)有限,因此確定合理的排汽流量及時間至關(guān)重要。

2)煙氣側(cè)熱負荷變化:電廠發(fā)生失電事故后,爐內(nèi)熱負荷的變化趨勢直接決定了受熱面壁溫隨時間的變化,失電后一次風機、二次風機停運,此時爐膛上部光管區(qū)熱負荷主要受煙氣輻射影響,因此熱負荷下降速率較快;而下部澆注料區(qū)、床料區(qū)熱負荷受澆注料固體及床料蓄熱導熱的影響,因此熱負荷下降速率較慢,對受熱面壁溫影響時間也更長。

3)高壓旁路閥開度變化:高壓旁路閥的開度是影響水冷壁、過熱器壓力與工質(zhì)流量的決定性因素。機組發(fā)生失電事故時,通過打開高壓旁路閥使鍋爐汽水系統(tǒng)中的蒸汽恢復流動狀態(tài),對受熱面進行有效泄壓冷卻,但由于給水中斷,如果排汽量過大或排汽時間過長,則導致鍋爐系統(tǒng)的冷卻介質(zhì)保有量快速降低,蒸干后受熱面則發(fā)生干燒,引起超溫失效,因此需計算保證各級受熱面不超溫的最低排汽流量及排汽時間,只有緊急補水泵投運并配合高壓旁路閥優(yōu)化運行,才能保證在電廠失電狀態(tài)下鍋爐受熱面的安全。

2 模型建立

2.1 邊界條件與控制方程

失電事故工況鍋爐汽水系統(tǒng)內(nèi)工質(zhì)流動傳熱的初始邊界條件為鍋爐正常運行時的壓力、流量與焓值,由于滿負荷運行時失電工況最惡劣,因此選取鍋爐滿負荷設(shè)計參數(shù)作為失電零時刻的初始邊界參數(shù),受熱面管子內(nèi)部的工質(zhì)流動及爐內(nèi)主要蓄熱體與受熱面的換熱用以下質(zhì)量、動量、能量守恒方程進行數(shù)學建模:

1)質(zhì)量守恒方程。在本計算中汽液兩相流混合物采用均相流模型處理,因此受熱面內(nèi)單相過冷水、汽液兩相流混合物、超臨界水的質(zhì)量守恒方程均可用下式進行描述。

(1)

式中,A為受熱面內(nèi)流動截面積,m2;ρ為密度,g/cm3;t為失電后時間,s;M為受熱面內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量,kg/s;z為管子軸向長度,m。

2)動量守恒方程。

(2)

式中,P為各級受熱面進口壓力,Pa;θ為受熱面管子與水平的夾角,rad;g為重力加速度,m/s2;λ為摩擦阻力系數(shù);dn為受熱面管內(nèi)徑,m;L為受熱面長度,m;zjb為彎頭軸向長度坐標,m;kin為進口阻力系數(shù);kex為出口阻力系數(shù);kjb為彎頭局部阻力系數(shù);δd為一維狄拉克函數(shù),m-1。

3)能量守恒方程。汽液兩相流混合物在本計算中采用均相流模型進行處理,因此受熱面內(nèi)單相過冷水、汽液兩相流混合物、超臨界水的能量守恒方程均可用式(3)進行描述。

(3)

式中,h為受熱面內(nèi)工質(zhì)焓,J/kg;ql為受熱面單位長度能量密度,W/m。

4)狀態(tài)方程。

ρ=f(P,h)。

(4)

5)金屬蓄熱方程。

(5)

式中,q2為金屬受熱面單位長度能量密度,W/m;tb為受熱面管內(nèi)壁的溫度,℃;cb為材料比熱容,J/(kg·℃);mb為管質(zhì)量,kg/m。

2.2 計算模型的建立

通過分析CFB鍋爐失電事故下影響鍋爐受熱面安全性的因素,基于以上描述工質(zhì)流動換熱特性的質(zhì)量守恒、動量守恒、能量守恒方程及描述工質(zhì)物理性質(zhì)的狀態(tài)方程,同時為計算準確性,考慮受熱面本身的金屬蓄熱方程,組合形成閉合方程組,對CFB鍋爐失電事故受熱面內(nèi)工質(zhì)流動換熱進行求解計算,得到失電后鍋爐各級受熱面的進出口工質(zhì)壓力、焓值、管壁溫度隨時間的變化曲線。鍋爐在發(fā)生失電事故時需保證各級受熱面不超溫,高壓旁路閥的排汽時間及緊急補水泵流量、補水時間。鍋爐失電后受熱面工質(zhì)溫度及管壁溫度計算程序如圖1所示。

圖1 受熱面內(nèi)瞬態(tài)特性計算程序[19-20]Fig.1 Program diagram for calculating transient characteristics in heating surface[19-20]

2.3 計算模型的驗證

為校核程序模型計算的準確性,對實爐發(fā)生失電工況的數(shù)據(jù)進行測量,并與該程序計算結(jié)果進行對比,圖2為本程序計算得到的水冷壁出口汽溫及高溫過熱器汽溫隨時間變化與實爐測量數(shù)據(jù)的對比(pout為出口壓力,i為計算溫度,j為對應(yīng)時間),可知該程序計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)趨勢性吻合很好,高溫過熱器計算值與實測值的平均誤差和最大誤差均小于1.0%,水冷壁計算值與實測值的平均誤差和最大誤差分別為-1.5%、-5.3%,計算結(jié)果滿足工程應(yīng)用需求。

3 受熱面瞬態(tài)特性分析

3.1 熱負荷變化

根據(jù)失電后實爐流量與實爐測量的水冷壁進出口溫度計算水冷壁平均熱負荷,采用線性插值法得到水冷壁熱負荷隨時間的變化。同時計算爐內(nèi)床料及澆注料的蓄熱,在爐膛高度方向上計算熱負荷時需考慮不同區(qū)域的熱偏差。因此根據(jù)爐內(nèi)床料及澆注料的實際分布情況將熱負荷計算區(qū)域在爐膛高度方向上分為4段,停爐后床料區(qū)域高度為1 m,澆注料區(qū)域高度為10 m,光管區(qū)域分2段,均為25 m。計算得到水冷壁各區(qū)段的熱負荷隨時間變化如圖3所示,該熱負荷為模型計算中水冷壁工質(zhì)分段焓值及管壁溫度的計算提供依據(jù)。

圖3 各區(qū)域熱負荷隨時間變化Fig.3 Variation of heat load in each region with time

3.2 流量邊界

為保證鍋爐發(fā)生失電事故時受熱面不超溫,需有足夠的冷卻工質(zhì)經(jīng)過各級受熱面,實際工程中大多數(shù)660 MW超超臨界CFB鍋爐配置汽輪機高壓缸旁路流量為40% BMCR,即760 t/h。因此計算流量邊界中設(shè)定發(fā)生失電事故時高壓旁路閥以760 t/h排汽量進行排汽。

滿負荷工況運行時省煤器進口處工質(zhì)溫度為303 ℃,同時緊急補水泵在20 s內(nèi)從省煤器進口投運對鍋爐進行補水。首先假設(shè)高壓旁路閥以760 t/h排汽量排汽時間為20 s,21 s后排汽量降為緊急補水泵輸水量140 t/h,若計算結(jié)果水冷壁金屬壁溫超過材料許用溫度,則進一步加長760 t/h排汽量排汽時間進行迭代計算,直至水冷壁管壁溫度低于材料12Cr1MoVG的允許使用溫度570 ℃。因此計算關(guān)鍵在于得到使水冷壁不超許用溫度570 ℃的最短排汽時間Tes(臨界安全時間),為運行操作提供指導。省煤器進口處工質(zhì)參數(shù)變化見表2,以此計算得到該工況下水冷壁的工質(zhì)溫度及管壁溫度變化趨勢。

表2 失電后省煤器進口工質(zhì)參數(shù)Table 2 Working medium parameters of economizer inlet under electricity failure

3.3 水冷壁溫度分析

計算結(jié)果表明高壓旁路閥以40% BMCR排汽量排汽20 s時,在1 400 s時水冷壁工質(zhì)溫度與金屬管壁溫度均達最高值,分別達752、766 ℃,遠超過水冷壁材料12Cr1MoVG的許用溫度570 ℃。因此需延長高壓旁路閥的排汽時間,由上述邊界條件經(jīng)計算得到,要保證水冷壁出口壁溫不超過材料許用溫度570 ℃,高壓旁路閥以40% BMCR排汽量最短的排汽時間Tes為110 s。

高壓旁路閥以40% BMCR排汽量排汽110 s工況水冷壁進口工質(zhì)溫度隨時間的變化趨勢如圖4所示,可知565 s開始水冷壁進口溫度降低的速度開始加快,表明經(jīng)省煤器進口補入的冷水進入水冷壁,開始對水冷壁起到降溫保護作用。水冷壁出口工質(zhì)溫度與管壁溫度隨時間的變化趨勢如圖5所示,計算結(jié)果表明,在880 s時水冷壁工質(zhì)溫度與管壁溫度均達到最大值,溫度分別為560.5、570.0 ℃。此時管壁溫度低于水冷壁材料的許用溫度,隨冷卻水逐步到達水冷壁出口位置,水冷壁出口工質(zhì)溫度及壁溫出現(xiàn)降低趨勢。

圖4 水冷壁入口溫度隨時間變化Fig.4 Temperature variation diagram of water wall inlet over time

圖5 水冷壁出口溫度隨時間變化Fig.5 Temperature variation diagram of water wall outlet over time

3.4 低溫過熱器出口溫度分析

低溫過熱器布置于尾部對流煙道上部,沿鍋爐寬度方向順列布置,管子材料為12Cr1MoVG/SA-213T91。蒸汽采用雙進雙出的結(jié)構(gòu)形式依次經(jīng)低溫過熱器入口分配集箱、低溫過熱器蛇形管換熱管組,低溫過熱器出口混合集箱,為強化蒸汽與煙氣的換熱效率,蒸汽流動方向與煙氣流動方向呈逆向流動形式布置。

由第3.3節(jié)中計算水冷壁出口工質(zhì)參數(shù)作為低溫過熱器入口邊界參數(shù)進行計算。得到低溫過熱器出口蒸汽溫度及管壁溫度隨時間的變化如圖6所示。計算結(jié)果表明低溫過熱器出口蒸汽溫度及金屬管壁溫度在1 570 s時最高,分別為580.8、588.4 ℃,此后呈降低趨勢,最高壁溫超過12Cr1MoVG的許用溫度,因此低過出口段受熱面材質(zhì)采用SA-213T91,確保事故工況低溫過熱器的安全。

圖6 低溫過熱器出口溫度隨時間變化Fig.6 Temperature variation diagram of low-temperature superheater outlet over time

3.5 中溫過熱器出口溫度分析

為充分利用爐內(nèi)高熱負荷區(qū)域換熱空間,提高金屬材料利用率,中溫過熱器以屏式過熱器的形式布置于爐膛內(nèi),并采用同屏上下流結(jié)構(gòu),中溫過熱器中間采用集箱進行混合,進一步減小熱偏差,受熱面出口段材料為SA-213TP347。蒸汽從低溫過熱器兩側(cè)出口分別引入同側(cè)布置的中溫過熱器進口集箱,流經(jīng)中溫過熱器下行屏、中溫過熱器下部混合集箱、中溫過熱器上行屏、中溫過熱器出口分配集箱,再通過連接管引入高溫過熱器進口集箱。

中溫過熱器出口溫度隨時間的變化規(guī)律如圖7所示,計算結(jié)果表明中溫過熱器出口蒸汽溫度及金屬管壁溫度在2 280 s時最高,分別達615.4、623.2 ℃,隨后保持穩(wěn)定呈緩慢下降趨勢,中溫過熱器出口最高管壁溫度低于中溫過熱器材料的許用溫度。

圖7 中溫過熱器出口溫度隨時間變化Fig.7 Temperature variation diagram of medium-temperature superheater outlet over time

3.6 高溫過熱器出口溫度分析

為解決CFB鍋爐大型化過程中爐內(nèi)受熱面空間不足的矛盾,該設(shè)計方案采用設(shè)計外置式換熱的方式進行解決。將高溫過熱器1及高溫過熱器2設(shè)計于外置式換熱器中,采用調(diào)節(jié)循環(huán)灰量的方式對汽溫進行控制,為減少循環(huán)灰對材料的磨損,受熱面采用管排與循環(huán)灰流動方向平行的布置方式。兩級高溫過熱器連接管上設(shè)置減溫器對出口汽溫進行細調(diào),受熱面材質(zhì)均為SA-213S30432。

高溫過熱器1、2出口蒸汽溫度和管壁溫度隨時間的變化如圖8所示,計算結(jié)果表明高溫過熱器1出口蒸汽溫度與出口管壁溫度最大值在280 s,分別為632、652 ℃;高溫過熱器2出口工質(zhì)溫度與出口管壁溫度最大值440 s,分別為669、683 ℃,隨后呈現(xiàn)緩慢下降趨勢,兩級高溫過熱器出口最高管壁溫度均低于高溫過熱器材料的許用溫度。

4 結(jié) 論

1)通過計算得到660 MW超超臨界CFB鍋爐失電事故考慮床料及澆注料蓄熱工況下,爐內(nèi)不同高度方向熱負荷隨時間的變化規(guī)律。

2)根據(jù)質(zhì)量、動量、能量守恒及金屬管壁蓄熱方程組成的鍋爐受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動傳熱計算模型,開發(fā)出鍋爐受熱面內(nèi)瞬態(tài)特性計算程序,對鍋爐主要受熱面的出口溫度進行分析,得到了工質(zhì)溫度及管壁溫度隨時間的變化規(guī)律。

3)通過分析受熱面的出口溫度,得到超超臨界CFB鍋爐失電事故情況下保證受熱面安全最有效的措施為經(jīng)高壓旁路閥排汽,且得到保證汽水系統(tǒng)不超溫時高壓旁路閥需以40% BMCR的流量排汽,最短排汽臨界時間為110 s。

4)通過計算得到本技術(shù)措施下,水冷壁、各級過熱器蒸汽溫度及管壁溫度隨時間的變化規(guī)律,各級受熱面金屬管壁溫度最高值均低于選材的許用溫度,說明該措施可保證CFB鍋爐在失電事故下各級受熱面安全可靠,為機組事故工況運行操作提供指導。