660 MW超超临界CFB锅炉失电壁温计算及运行措施

周 旭,周妍君,李维成,鲁佳易,刘行磊,邓启刚,李银龙,杨 冬

(1.西安交通大学 能源与动力工程学院,陕西 西安 710049;2.清洁燃烧与烟气净化四川省重点实验室,四川 成都 611731)

0 引 言

因循环流化床(CFB)锅炉具备燃料适应性强的优势,其在燃用劣质煤、生物质及垃圾焚烧等领域应用广泛[1]。为进一步提高机组效率,降低碳排放,我国CFB发电技术不断向高容量、高参数方向发展,且在该领域国际领先[2-3]。因循环流化床锅炉采用流态化技术,其运行过程中有大量的物料在炉膛内部及主循环回路中完成循环燃烧,为防止气固两相流在高速流动中磨损受热面,在密相区、分离器及回料器等易磨损位置均敷设有大面积的耐磨耐火浇注料[4-5]。当电厂因内外部供电中断导致全厂发生失电事故时,锅炉主给水泵失去动力,无法继续将冷却水给入锅炉汽水系统,由于高温床料及耐火材料蓄热量较大,将持续向与其接触的受热面传热。若不采取合理措施,将损坏锅炉受热面,甚至发生受热面超温烧毁等重大事故[6-7]。因此有必要对循环流化床锅炉紧急失电后对各级受热面安全性进行评估并提出合理操作指导措施,保证受热面金属壁温不超过材料许用温度[8-11]。

目前,超临界CFB锅炉正常运行工况及变负荷过程中受热面的流动换热特性研究较多[12-18],而对特殊异常失电状态下锅炉受热面的安全性研究较少。李银龙等[19-20]研究了CFB锅炉机组在发生厂用电故障事故工况下通过紧急补水泵对锅炉进行冷却时各级受热面壁温变化,得到电厂失电时通过紧急补水泵运行所需的最小补水量。李果等[21]搭建了模拟循环流化床水冷壁受热面试验台,采用5 MW CFB试验台燃烧生成的高温灰渣作为热源,得到水冷壁内工质温度及工质损失量随时间变化规律。董乐等[22]采用数值模拟的方法对某600 MW超临界CFB锅炉进行建模分析,计算了当水冷壁进口工质流量发生扰动情况下受热面的动态特性,评估系统稳定性。王冬福等[23]在基于失电后锅炉以恒定的蒸汽量排放,对计算该假设情况受热面的壁温变化规律。邓博宇等[24]对某350 MW超临界CFB锅炉发生失电事故炉内燃烧及传热进行数值模拟,为紧急补水泵配置选型提供参考。欧阳诗洁等[25]分析了负荷变化过程中水冷壁进口工质流量发生波动时对应受热面出口工质流量及温度随时间的变化情况。由此可见,对已有的CFB锅炉失电事故研究较少,且主要针对单个受热面部件展开分析,未整体分析失电后锅炉汽水系统边界条件及安全性,也未给出明确的可实施运行措施。

以某660 MW超超临界循环流化床锅炉受热面为分析对象,根据质量、能量、动量守恒方程及金属管壁蓄热方程,建立非稳态流动传热计算模型,并开发了受热面内瞬态特性计算程序,得到了水冷壁、低温过热器、中温过热器、高温过热器温度随时间的变化规律,与实炉数据对比吻合性良好。计算得到保证受热面安全条件下高压旁路最短排汽时间,为电厂失电后的运行提供指导。

1 锅炉受热面安全性分析

1.1 锅炉主要设计参数

以目前国内外参数最高的高效超超临界循环流化床锅炉为研究对象,布风板采用双布风板结构,旋风分离器采用汽冷结构形式,一次风从后墙引入,低温过热器布置在尾部烟道、中温过热器布置在炉膛上部、一二级高温过热器均布置在位于炉膛两侧的外置床内。锅炉主要蒸汽侧设计参数见表1。

表1 锅炉蒸汽侧设计参数Table 1 Boiler main design parameters

1.2 影响受热面安全性因素分析

锅炉满负荷运行时主循环回路中高温物料保有量最大,炉内热负荷最高,满负荷工况发生失电事故时受热面超温风险最大,因此采用满负荷失电工况进行分析。

超超临界CFB锅炉在失电状态下燃烧侧和汽水侧状态较正常运行工况均发生较大变化,由于风机停止工作,炉内循环物料在炉膛底部堆积,高温物料对底部水冷壁进行持续放热,浇注料敷设区域由于浇注料温度较高,其蓄热也对受热面进行加热,而此时主给水泵因失去动力停止向受热面给入冷却介质,如不采取合理的运行措施,锅炉受热面将面临超温爆管、材质失效等重大事故。因此有必要研究在CFB电厂因内外部供电中断导致全厂发生失电事故时,锅炉关键受热面与炉内主要蓄热体间的非稳态传热关键问题。发生失电事故时影响锅炉受热面安全性的因素有:

1)进口流量边界条件:电厂发生失电事故后,锅炉主给水泵停运,主给水流量骤减,紧急补水泵投运后,由于补水量仅为满负荷运行给水量的7.4%,且紧急补水经省煤器进口给入,补水流入到水冷壁进口需一定时间,因此需通过高压旁路阀排汽使受热面内工质保持流动状态,达到受热面冷却的目的,而受热面内存量工质有限,因此确定合理的排汽流量及时间至关重要。

2)烟气侧热负荷变化:电厂发生失电事故后,炉内热负荷的变化趋势直接决定了受热面壁温随时间的变化,失电后一次风机、二次风机停运,此时炉膛上部光管区热负荷主要受烟气辐射影响,因此热负荷下降速率较快;而下部浇注料区、床料区热负荷受浇注料固体及床料蓄热导热的影响,因此热负荷下降速率较慢,对受热面壁温影响时间也更长。

3)高压旁路阀开度变化:高压旁路阀的开度是影响水冷壁、过热器压力与工质流量的决定性因素。机组发生失电事故时,通过打开高压旁路阀使锅炉汽水系统中的蒸汽恢复流动状态,对受热面进行有效泄压冷却,但由于给水中断,如果排汽量过大或排汽时间过长,则导致锅炉系统的冷却介质保有量快速降低,蒸干后受热面则发生干烧,引起超温失效,因此需计算保证各级受热面不超温的最低排汽流量及排汽时间,只有紧急补水泵投运并配合高压旁路阀优化运行,才能保证在电厂失电状态下锅炉受热面的安全。

2 模型建立

2.1 边界条件与控制方程

失电事故工况锅炉汽水系统内工质流动传热的初始边界条件为锅炉正常运行时的压力、流量与焓值,由于满负荷运行时失电工况最恶劣,因此选取锅炉满负荷设计参数作为失电零时刻的初始边界参数,受热面管子内部的工质流动及炉内主要蓄热体与受热面的换热用以下质量、动量、能量守恒方程进行数学建模:

1)质量守恒方程。在本计算中汽液两相流混合物采用均相流模型处理,因此受热面内单相过冷水、汽液两相流混合物、超临界水的质量守恒方程均可用下式进行描述。

(1)

式中,A为受热面内流动截面积,m2;ρ为密度,g/cm3;t为失电后时间,s;M为受热面内工质质量流量,kg/s;z为管子轴向长度,m。

2)动量守恒方程。

(2)

式中,P为各级受热面进口压力,Pa;θ为受热面管子与水平的夹角,rad;g为重力加速度,m/s2;λ为摩擦阻力系数;dn为受热面管内径,m;L为受热面长度,m;zjb为弯头轴向长度坐标,m;kin为进口阻力系数;kex为出口阻力系数;kjb为弯头局部阻力系数;δd为一维狄拉克函数,m-1。

3)能量守恒方程。汽液两相流混合物在本计算中采用均相流模型进行处理,因此受热面内单相过冷水、汽液两相流混合物、超临界水的能量守恒方程均可用式(3)进行描述。

(3)

式中,h为受热面内工质焓,J/kg;ql为受热面单位长度能量密度,W/m。

4)状态方程。

ρ=f(P,h)。

(4)

5)金属蓄热方程。

(5)

式中,q2为金属受热面单位长度能量密度,W/m;tb为受热面管内壁的温度,℃;cb为材料比热容,J/(kg·℃);mb为管质量,kg/m。

2.2 计算模型的建立

通过分析CFB锅炉失电事故下影响锅炉受热面安全性的因素,基于以上描述工质流动换热特性的质量守恒、动量守恒、能量守恒方程及描述工质物理性质的状态方程,同时为计算准确性,考虑受热面本身的金属蓄热方程,组合形成闭合方程组,对CFB锅炉失电事故受热面内工质流动换热进行求解计算,得到失电后锅炉各级受热面的进出口工质压力、焓值、管壁温度随时间的变化曲线。锅炉在发生失电事故时需保证各级受热面不超温,高压旁路阀的排汽时间及紧急补水泵流量、补水时间。锅炉失电后受热面工质温度及管壁温度计算程序如图1所示。

图1 受热面内瞬态特性计算程序[19-20]Fig.1 Program diagram for calculating transient characteristics in heating surface[19-20]

2.3 计算模型的验证

为校核程序模型计算的准确性,对实炉发生失电工况的数据进行测量,并与该程序计算结果进行对比,图2为本程序计算得到的水冷壁出口汽温及高温过热器汽温随时间变化与实炉测量数据的对比(pout为出口压力,i为计算温度,j为对应时间),可知该程序计算结果与实测数据趋势性吻合很好,高温过热器计算值与实测值的平均误差和最大误差均小于1.0%,水冷壁计算值与实测值的平均误差和最大误差分别为-1.5%、-5.3%,计算结果满足工程应用需求。

3 受热面瞬态特性分析

3.1 热负荷变化

根据失电后实炉流量与实炉测量的水冷壁进出口温度计算水冷壁平均热负荷,采用线性插值法得到水冷壁热负荷随时间的变化。同时计算炉内床料及浇注料的蓄热,在炉膛高度方向上计算热负荷时需考虑不同区域的热偏差。因此根据炉内床料及浇注料的实际分布情况将热负荷计算区域在炉膛高度方向上分为4段,停炉后床料区域高度为1 m,浇注料区域高度为10 m,光管区域分2段,均为25 m。计算得到水冷壁各区段的热负荷随时间变化如图3所示,该热负荷为模型计算中水冷壁工质分段焓值及管壁温度的计算提供依据。

图3 各区域热负荷随时间变化Fig.3 Variation of heat load in each region with time

3.2 流量边界

为保证锅炉发生失电事故时受热面不超温,需有足够的冷却工质经过各级受热面,实际工程中大多数660 MW超超临界CFB锅炉配置汽轮机高压缸旁路流量为40% BMCR,即760 t/h。因此计算流量边界中设定发生失电事故时高压旁路阀以760 t/h排汽量进行排汽。

满负荷工况运行时省煤器进口处工质温度为303 ℃,同时紧急补水泵在20 s内从省煤器进口投运对锅炉进行补水。首先假设高压旁路阀以760 t/h排汽量排汽时间为20 s,21 s后排汽量降为紧急补水泵输水量140 t/h,若计算结果水冷壁金属壁温超过材料许用温度,则进一步加长760 t/h排汽量排汽时间进行迭代计算,直至水冷壁管壁温度低于材料12Cr1MoVG的允许使用温度570 ℃。因此计算关键在于得到使水冷壁不超许用温度570 ℃的最短排汽时间Tes(临界安全时间),为运行操作提供指导。省煤器进口处工质参数变化见表2,以此计算得到该工况下水冷壁的工质温度及管壁温度变化趋势。

表2 失电后省煤器进口工质参数Table 2 Working medium parameters of economizer inlet under electricity failure

3.3 水冷壁温度分析

计算结果表明高压旁路阀以40% BMCR排汽量排汽20 s时,在1 400 s时水冷壁工质温度与金属管壁温度均达最高值,分别达752、766 ℃,远超过水冷壁材料12Cr1MoVG的许用温度570 ℃。因此需延长高压旁路阀的排汽时间,由上述边界条件经计算得到,要保证水冷壁出口壁温不超过材料许用温度570 ℃,高压旁路阀以40% BMCR排汽量最短的排汽时间Tes为110 s。

高压旁路阀以40% BMCR排汽量排汽110 s工况水冷壁进口工质温度随时间的变化趋势如图4所示,可知565 s开始水冷壁进口温度降低的速度开始加快,表明经省煤器进口补入的冷水进入水冷壁,开始对水冷壁起到降温保护作用。水冷壁出口工质温度与管壁温度随时间的变化趋势如图5所示,计算结果表明,在880 s时水冷壁工质温度与管壁温度均达到最大值,温度分别为560.5、570.0 ℃。此时管壁温度低于水冷壁材料的许用温度,随冷却水逐步到达水冷壁出口位置,水冷壁出口工质温度及壁温出现降低趋势。

图4 水冷壁入口温度随时间变化Fig.4 Temperature variation diagram of water wall inlet over time

图5 水冷壁出口温度随时间变化Fig.5 Temperature variation diagram of water wall outlet over time

3.4 低温过热器出口温度分析

低温过热器布置于尾部对流烟道上部,沿锅炉宽度方向顺列布置,管子材料为12Cr1MoVG/SA-213T91。蒸汽采用双进双出的结构形式依次经低温过热器入口分配集箱、低温过热器蛇形管换热管组,低温过热器出口混合集箱,为强化蒸汽与烟气的换热效率,蒸汽流动方向与烟气流动方向呈逆向流动形式布置。

由第3.3节中计算水冷壁出口工质参数作为低温过热器入口边界参数进行计算。得到低温过热器出口蒸汽温度及管壁温度随时间的变化如图6所示。计算结果表明低温过热器出口蒸汽温度及金属管壁温度在1 570 s时最高,分别为580.8、588.4 ℃,此后呈降低趋势,最高壁温超过12Cr1MoVG的许用温度,因此低过出口段受热面材质采用SA-213T91,确保事故工况低温过热器的安全。

图6 低温过热器出口温度随时间变化Fig.6 Temperature variation diagram of low-temperature superheater outlet over time

3.5 中温过热器出口温度分析

为充分利用炉内高热负荷区域换热空间,提高金属材料利用率,中温过热器以屏式过热器的形式布置于炉膛内,并采用同屏上下流结构,中温过热器中间采用集箱进行混合,进一步减小热偏差,受热面出口段材料为SA-213TP347。蒸汽从低温过热器两侧出口分别引入同侧布置的中温过热器进口集箱,流经中温过热器下行屏、中温过热器下部混合集箱、中温过热器上行屏、中温过热器出口分配集箱,再通过连接管引入高温过热器进口集箱。

中温过热器出口温度随时间的变化规律如图7所示,计算结果表明中温过热器出口蒸汽温度及金属管壁温度在2 280 s时最高,分别达615.4、623.2 ℃,随后保持稳定呈缓慢下降趋势,中温过热器出口最高管壁温度低于中温过热器材料的许用温度。

图7 中温过热器出口温度随时间变化Fig.7 Temperature variation diagram of medium-temperature superheater outlet over time

3.6 高温过热器出口温度分析

为解决CFB锅炉大型化过程中炉内受热面空间不足的矛盾,该设计方案采用设计外置式换热的方式进行解决。将高温过热器1及高温过热器2设计于外置式换热器中,采用调节循环灰量的方式对汽温进行控制,为减少循环灰对材料的磨损,受热面采用管排与循环灰流动方向平行的布置方式。两级高温过热器连接管上设置减温器对出口汽温进行细调,受热面材质均为SA-213S30432。

高温过热器1、2出口蒸汽温度和管壁温度随时间的变化如图8所示,计算结果表明高温过热器1出口蒸汽温度与出口管壁温度最大值在280 s,分别为632、652 ℃;高温过热器2出口工质温度与出口管壁温度最大值440 s,分别为669、683 ℃,随后呈现缓慢下降趋势,两级高温过热器出口最高管壁温度均低于高温过热器材料的许用温度。

4 结 论

1)通过计算得到660 MW超超临界CFB锅炉失电事故考虑床料及浇注料蓄热工况下,炉内不同高度方向热负荷随时间的变化规律。

2)根据质量、动量、能量守恒及金属管壁蓄热方程组成的锅炉受热面内瞬态流动传热计算模型,开发出锅炉受热面内瞬态特性计算程序,对锅炉主要受热面的出口温度进行分析,得到了工质温度及管壁温度随时间的变化规律。

3)通过分析受热面的出口温度,得到超超临界CFB锅炉失电事故情况下保证受热面安全最有效的措施为经高压旁路阀排汽,且得到保证汽水系统不超温时高压旁路阀需以40% BMCR的流量排汽,最短排汽临界时间为110 s。

4)通过计算得到本技术措施下,水冷壁、各级过热器蒸汽温度及管壁温度随时间的变化规律,各级受热面金属管壁温度最高值均低于选材的许用温度,说明该措施可保证CFB锅炉在失电事故下各级受热面安全可靠,为机组事故工况运行操作提供指导。