660 MW超超臨界CFB鍋爐失電事故下受熱面安全性分析及緊急補(bǔ)水泵選型

李銀龍， 楊 冬， 李維成， 鄧啟剛， 周 旭， 魯佳易， 周 棋

(1. 西安交通大學(xué) 動力工程多相流國家重點實驗室， 西安 710049；2. 清潔燃燒與煙氣凈化四川省重點實驗室， 成都 611731)

循環(huán)流化床(CFB)燃燒技術(shù)是應(yīng)用最廣泛的潔凈煤燃燒技術(shù)。目前，CFB鍋爐可以燃燒低品位煤、生物質(zhì)燃料和固體廢物[1]，我國在超(超)臨界CFB鍋爐發(fā)電技術(shù)方面取得重大突破，并引領(lǐng)該技術(shù)在全球范圍內(nèi)發(fā)展[2]。隨著CFB鍋爐容量和燃燒器尺寸的增加，爐膛內(nèi)部燃燒換熱與鍋爐熱力分配之間的矛盾更加突出。外置床被廣泛用于解決受熱面布置和爐溫控制的問題。此外，帶有外置床的CFB鍋爐具有蒸汽溫度控制好、部分負(fù)荷性能好等優(yōu)點[3-4]。由于CFB鍋爐具有獨(dú)特的燃燒回路，其主回路中包含大量高溫床料，當(dāng)鍋爐發(fā)生失電事故時，鍋爐主給水泵停運(yùn)造成給水中斷，由此產(chǎn)生的危險比煤粉鍋爐給水中斷時的危險更大；此外，風(fēng)機(jī)和給煤機(jī)也將同時停止。雖然此時爐內(nèi)燃燒已基本停止，但床料、飛灰和耐火材料仍含有大量熱量，這些熱量將通過輻射和熱傳導(dǎo)繼續(xù)加熱汽水系統(tǒng)中的工質(zhì)，致使管內(nèi)工質(zhì)溫度和壓力不斷升高，如果不采取措施將會造成鍋爐受熱面損壞等重大事故。因此，有必要對鍋爐失電后受熱面內(nèi)的流動傳熱問題進(jìn)行研究與分析，以確定超(超)臨界CFB鍋爐是否需要配備緊急補(bǔ)水泵，如果需要配備則將面臨緊急補(bǔ)水泵的選型問題。

緊急補(bǔ)水系統(tǒng)整體較為復(fù)雜且造價不菲，一般在2 000萬元以上[5]。在電廠正常運(yùn)行過程中，系統(tǒng)需要定期檢測，以保證電廠在失電后能及時投運(yùn)并可靠運(yùn)行，因此運(yùn)行維護(hù)成本較高。但是電廠發(fā)生失電事故的概率很低，在整個設(shè)計壽命內(nèi)，緊急補(bǔ)水系統(tǒng)使用率較低。因此，在超(超)臨界CFB機(jī)組上是否需要配備緊急補(bǔ)水系統(tǒng)一直存在爭議。如果能夠?qū)﹄姀S失電后鍋爐受熱面內(nèi)的流動傳熱進(jìn)行準(zhǔn)確計算，確定是否需要緊急補(bǔ)水泵，不僅能夠為鍋爐的設(shè)計優(yōu)化提供重要參考，還能給電廠帶來巨大的經(jīng)濟(jì)效益。

目前，關(guān)于超(超)臨界鍋爐水冷壁穩(wěn)態(tài)流動和傳熱特性的研究相對較多[6-10]，而對鍋爐非穩(wěn)態(tài)特性的研究則較少。鄧博宇等[11]研究了350 MW超臨界CFB鍋爐失電事故發(fā)生后水冷壁內(nèi)工質(zhì)熱力參數(shù)的動態(tài)變化過程。王冬福等[12]對超臨界CFB鍋爐失電后無法正常得到補(bǔ)給水時爐膛內(nèi)的非穩(wěn)態(tài)傳熱問題進(jìn)行了理論分析與計算，得到失電后管內(nèi)工質(zhì)的蒸干時間與溫度的變化曲線。李果等[13]搭建了模擬鍋爐失電狀態(tài)下水冷壁傳熱的試驗裝置，開展了失電后高溫灰渣向水冷壁管傳熱的試驗研究，基于無工質(zhì)泄放的假設(shè)計算得到了水冷壁的燒毀時間。Yao等[14]采用數(shù)值模擬方法分析了CFB鍋爐失電后固定床物料的傳熱過程并估算了床溫。以上研究主要針對水冷壁開展分析，缺乏對失電后全爐系統(tǒng)的計算研究。

對于帶有外置床的超(超)臨界CFB鍋爐來說，在失電后對受熱面的保護(hù)尤為重要。筆者以某電廠660 MW超超臨界CFB鍋爐水冷壁、低溫受熱面以及外置床內(nèi)的高溫受熱面為計算對象，建立了由質(zhì)量、動量、能量守恒、金屬蓄熱及工質(zhì)側(cè)傳熱方程組成的數(shù)學(xué)模型。采用時域離散方法，開發(fā)了以Fortran語言為基礎(chǔ)的受熱面內(nèi)瞬態(tài)特性計算程序。通過計算得到鍋爐配備壓力為35 MPa、輸水量為140 t/h的緊急補(bǔ)水泵時受熱面金屬管壁溫與工質(zhì)溫度的變化規(guī)律，并計算了高壓旁路閥處的最小噴水量，為此類型鍋爐緊急補(bǔ)水泵選型與電廠運(yùn)行人員快速處理此類事故提供參考方案。

1 受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動傳熱計算模型

參考已經(jīng)建立的超臨界CFB鍋爐機(jī)組跳閘后受熱面內(nèi)流動傳熱計算模型[15]，筆者針對某電廠660 MW超臨界機(jī)組的跳閘事件，計算得到部分受熱面的熱力參數(shù)變化，并與實爐測量數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，結(jié)果表明二者符合良好。這說明該模型是正確可靠的，可以用于實際工程計算。金屬蓄熱會影響煙氣側(cè)至工質(zhì)側(cè)的傳熱量，在實際工程計算中還需要考慮金屬蓄熱的影響[16]。因此，在考慮金屬管壁蓄熱后建立了瞬態(tài)流動傳熱計算模型。

1.1 基本假設(shè)

為簡化計算，進(jìn)行如下假設(shè)：(1) 沿管道軸向采用一維近似；(2) 工質(zhì)與金屬管壁只在徑向方向進(jìn)行換熱，不考慮軸向換熱；(3) 汽液兩相間處于熱力平衡，即不考慮欠熱沸騰和相間熱力弛豫，兩相區(qū)采用均相模型來描述；(4) 在同一截面內(nèi)工質(zhì)溫度和速度分布是均勻的，無內(nèi)部環(huán)流；(5) 由于擬臨界點附近密度變化較大，考慮壓縮性和熱膨脹性；(6) 不考慮能量方程中動能、勢能以及黏性耗散的影響。

1.2 邊界條件與控制方程

質(zhì)量守恒方程如下：

(1)

式中：A為內(nèi)橫截面積，m2；ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；qm為質(zhì)量流量，kg/s；z為沿管長的軸向坐標(biāo)，m。

動量守恒方程如下：

(2)

式中：p為流體壓力，Pa；f為摩擦阻力系數(shù)；dn為管子內(nèi)徑，m；Kin為進(jìn)口局部阻力系數(shù)；Kex為出口局部阻力系數(shù)；Kjb為彎頭局部阻力系數(shù)；δd為一維狄拉克函數(shù)，m-1；L為管子總長度，m；zjb為彎頭處管子的軸向坐標(biāo)，m；θ為流動方向與水平面的夾角，rad；g為重力加速度，m/s2。

能量守恒方程如下：

(3)

式中：h為流體焓，J/kg；ql為線密度，W/m，代表單位管長的吸熱量。

狀態(tài)方程如下：

ρ=f(p,h)

(4)

式中：f(·)為函數(shù)。

當(dāng)工質(zhì)為單相時，上述方程的物性參數(shù)對應(yīng)該相的物性參數(shù)；當(dāng)工質(zhì)為兩相時，采用折合參數(shù)計算。

金屬蓄熱方程如下：

(5)

式中：q1、q2為金屬線密度，W/m；tb為金屬內(nèi)壁溫度，℃；cb為金屬比熱容，J/(kg·K)；mb為單位管長金屬質(zhì)量，kg/m。

工質(zhì)側(cè)傳熱方程如下：

q2=αF2(tb-tgz)

(6)

式中：α為工質(zhì)對流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；tgz為工質(zhì)溫度，℃；F2為換熱面積，m2。

1.3 離散方法

采用內(nèi)節(jié)點法對控制體進(jìn)行網(wǎng)格劃分。根據(jù)熱負(fù)荷分布，將管子沿流動方向分成若干個管組，每個管組的熱負(fù)荷相等，再對每個管組均勻劃分管段，共分為n個管段。采用控制容積法對控制方程進(jìn)行離散。界面上的物性參數(shù)采用一階迎風(fēng)差分[17]，即物性參數(shù)取來流方向上最后一個節(jié)點的值，在時間上采用全隱式。控制體網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 控制體網(wǎng)格劃分

根據(jù)所述網(wǎng)格劃分方式對控制體i離散如下：

(1) 質(zhì)量守恒方程：

(7)

(2) 能量守恒方程：

ql，i,j+1

(8)

(3) 狀態(tài)方程：

ρi,j+1=f(pi,j+1,hi,j+1)

(9)

(4) 動量守恒方程：

(10)

(5) 金屬蓄熱方程：

(11)

(6) 工質(zhì)側(cè)傳熱方程：

q2，i,j+1=αi,j+1F2，i(tb，i,j+1-tgz，i,j+1)

(12)

在保證計算精度情況下，傳熱方程可簡化為：

q2，i,j+1≈αi,jF2，i(tb，i,j+1-tgz，i,j)

(13)

式中：Δt為時間步長，s；Δz為空間步長，m；下標(biāo)i表示控制體編號，j表示時層編號。

穩(wěn)態(tài)離散方程即上述方程中j為0。為平衡計算精度與計算效率，選擇時間步長Δt=1 s和空間步長Δz=0.49 m，此時上述方程采用的差分格式是穩(wěn)定和守恒的，并且具有足夠的計算精度。

1.4 程序計算步驟

基于上述計算模型，開發(fā)了以Fortran語言為基礎(chǔ)的受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動傳熱計算程序。圖2為程序計算框圖，其中qm,in為進(jìn)口質(zhì)量流量，pout為出口壓力，ε1、ε2為誤差，Δp為壓差。

圖2 程序計算框圖

2 鍋爐簡介

2.1 鍋爐結(jié)構(gòu)

鍋爐結(jié)構(gòu)如圖3所示。該鍋爐采用雙布風(fēng)板、褲衩腿結(jié)構(gòu)，爐膛中設(shè)雙面受熱的水冷中隔墻。鍋爐外循環(huán)回路設(shè)6個旋風(fēng)分離器和6個外置式熱交換器。低溫過熱器(LTSH)和低溫再熱器(LTR)位于尾部煙道中，中溫過熱器(MTSH，即屏式過熱器)位于爐膛內(nèi)，高溫過熱器(HTSH)與高溫再熱器(HTR)布置于外置床中。

圖3 某電廠660 MW超超臨界CFB鍋爐結(jié)構(gòu)圖

2.2 鍋爐穩(wěn)態(tài)熱力參數(shù)

在鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)負(fù)荷下受熱面穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時的熱力參數(shù)如表1所示。這些參數(shù)可作為受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動傳熱計算模型的初始邊界條件，即提供迭代初值。

表1 受熱面穩(wěn)態(tài)熱力參數(shù)

3 鍋爐失電后的計算邊界條件

鍋爐發(fā)生失電事故后，爐內(nèi)物理過程復(fù)雜，影響因素較多。其中失電后受熱面的熱負(fù)荷、省煤器的進(jìn)口質(zhì)量流量和工質(zhì)溫度以及受熱面的進(jìn)出口壓力變化是影響受熱面安全性的關(guān)鍵因素。在實際工程中，只有四者良好匹配時才能使受熱面安全。

3.1 受熱面熱負(fù)荷

根據(jù)國內(nèi)某同等級機(jī)組失電后實爐測量的熱力參數(shù)變化預(yù)估出受熱面的平均熱負(fù)荷(以下簡稱熱負(fù)荷)隨時間的變化，如圖4所示，其中熱負(fù)荷為

圖4 失電后受熱面熱負(fù)荷的變化

(14)

S=πdnL

(15)

式中：q為熱負(fù)荷，kW/m2；qm,d為單管工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；hin、hout分別為進(jìn)、出口焓，kJ/Kg；S為管子受熱面積，m2。

3.2 省煤器進(jìn)口質(zhì)量流量

國內(nèi)的超(超)臨界鍋爐為保證給水泵的可靠性與經(jīng)濟(jì)性，大多數(shù)機(jī)組配備了汽動給水泵，以此作為主給水泵。在鍋爐發(fā)生失電事故后，由于汽動給水泵的惰轉(zhuǎn)特性，鍋爐的主給水質(zhì)量流量不會瞬時降為零。經(jīng)過惰轉(zhuǎn)時間后，緊急補(bǔ)水泵向鍋爐供水，維持補(bǔ)水泵的質(zhì)量流量不變。筆者選擇壓力為35 MPa、輸水量為140 t/h的緊急補(bǔ)水泵。省煤器的進(jìn)口質(zhì)量流量變化如表2所示。

表2 失電后省煤器進(jìn)口質(zhì)量流量變化

3.3 高壓旁路閥的壓力控制

高壓旁路閥位于高溫過熱器出口，在泄壓時閥門開度是系統(tǒng)壓力變化的一個決定性因素。在實際工程中，不同輸水量下受熱面內(nèi)的工質(zhì)狀態(tài)不同，可以調(diào)節(jié)閥門開度達(dá)到保護(hù)受熱面安全和系統(tǒng)泄壓的目的。在受熱面安全性分析計算時，閥門開度根據(jù)電廠實際操作確定；在實際工程中對緊急補(bǔ)水泵選型時，可以對閥門操作過程和不同工況的組合分別進(jìn)行計算。本文中設(shè)定失電后高壓旁路閥的壓力變化情況為由穩(wěn)態(tài)值29.7 MPa在10 s升到30.45 MPa，在20 s降至27.95 MPa，在>20～600 s維持27.95 MPa不變，在<600～2 400 s降至19.95 MPa(見圖5)。緊急補(bǔ)水泵投運(yùn)時間為20 s。

圖5 失電后高壓旁路閥的壓力變化

3.4 省煤器進(jìn)口工質(zhì)溫度

省煤器進(jìn)口壓力在汽動給水泵惰轉(zhuǎn)階段維持不變，為穩(wěn)態(tài)壓力32.3 MPa，進(jìn)口工質(zhì)溫度維持穩(wěn)態(tài)值303 ℃。溫度邊界條件中假設(shè)主給水質(zhì)量流量降至零之前，溫度均為303 ℃。由于省煤器進(jìn)口工質(zhì)均為未飽和水，壓力對其焓值影響不大。因此，工質(zhì)焓值取為1 342.920 kJ/kg，即壓力為32.3 MPa、溫度為303 ℃時對應(yīng)的焓值。在接入緊急補(bǔ)水泵輸水后，補(bǔ)水溫度為30 ℃，焓值取為149.820 kJ/kg，即壓力為35 MPa、溫度為30 ℃時對應(yīng)的焓值。

4 失電后受熱面安全性計算分析

根據(jù)上述邊界條件，計算得到受熱面內(nèi)工質(zhì)溫度、金屬管壁溫度及進(jìn)口壓力隨時間的變化規(guī)律。依據(jù)計算結(jié)果與受熱面材料的許用溫度要求即可判斷受熱面的安全性。

4.1 水冷壁計算結(jié)果與分析

選取單根管子為計算回路。計算從省煤器進(jìn)口開始，至水冷壁出口結(jié)束，計算回路共劃分成230個節(jié)點。根據(jù)邊界條件隨時間的變化分別擬合出線性變化公式，以此作為已知條件輸入程序。圖6給出了水冷壁出口溫度隨時間的變化趨勢。從圖6可以看出，水冷壁出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度先短時間降低，這是由于初始階段省煤器的進(jìn)口質(zhì)量流量維持不變以及出口壓力在10～20 s迅速降低。此后，水冷壁內(nèi)工質(zhì)持續(xù)受熱且進(jìn)口質(zhì)量流量逐漸減小至緊急補(bǔ)水泵的輸水量，出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度持續(xù)上升，在1 050 s達(dá)到最大值，此時水冷壁出口管壁溫度達(dá)到543 ℃，出口工質(zhì)溫度達(dá)到531.8 ℃，滿足水冷壁金屬材料12Cr1MoVG的許用溫度要求。最后出口工質(zhì)溫度呈下降趨勢，表明緊急補(bǔ)水泵的冷水到達(dá)水冷壁的出口。

圖6 水冷壁出口溫度變化

圖7給出了省煤器進(jìn)口壓力隨時間的變化趨勢。從圖7可以看出，省煤器進(jìn)口壓力在0～10 s短暫上升至最大值33 MPa，在>10～20 s迅速下降至30.5 MPa，在>20～600 s緩慢降低，幾乎保持不變，在1 800 s下降至25.4 MPa。由于高壓旁路閥的閥門開度是影響過熱器前系統(tǒng)壓力變化的決定性因素，因此，省煤器進(jìn)口壓力的變化趨勢與高壓旁路閥的壓力變化趨勢相同。省煤器進(jìn)口壓力的計算結(jié)果表明，壓力為35 MPa的緊急補(bǔ)水泵可以保證補(bǔ)水進(jìn)入鍋爐。

圖7 省煤器進(jìn)口壓力變化

4.2 過熱器計算結(jié)果與分析

圖8給出了低溫過熱器出口溫度隨時間的變化趨勢。由于初始階段系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量不變，高壓旁路閥在10～20 s壓力降低，以及失電后尾部煙道的熱負(fù)荷降低較快，因此初始階段低溫過熱器的出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈下降趨勢。此后，系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量減小，低溫過熱器持續(xù)升溫至1 700 s，此時出口管壁溫度最高，達(dá)到560 ℃，出口工質(zhì)溫度最高，達(dá)到551 ℃，滿足低溫過熱器材料12Cr1MoVG的許用溫度要求。最后100 s出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈現(xiàn)下降的趨勢。

圖8 低溫過熱器出口溫度變化

圖9給出了中溫過熱器出口溫度隨時間的變化趨勢。低溫過熱器出口工質(zhì)的熱力參數(shù)即為中溫過熱器進(jìn)口工質(zhì)的參數(shù)。因此，初始階段中溫過熱器進(jìn)口焓值與低溫過熱器的出口工質(zhì)溫度均呈下降趨勢。同時由于熱負(fù)荷下降，初始階段中溫過熱器出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈短時間的降低趨勢。此后，系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量減小，中溫過熱器持續(xù)升溫至2 250 s，此時出口管壁溫度達(dá)到604.5 ℃，出口工質(zhì)溫度達(dá)到596.5 ℃，滿足中溫過熱器材料SA-213T91的許用溫度要求。最后150 s出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈現(xiàn)下降的趨勢。

圖9 中溫過熱器出口溫度變化

圖10和圖11分別給出了高溫過熱器1和高溫過熱器2出口溫度隨時間的變化趨勢。計算得到的出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度降低原因如前所述，但溫度最低點對應(yīng)的時間有所延遲，這是由于不同受熱面間工質(zhì)流動需要時間。由圖10可知，當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)口質(zhì)量流量減小后，高溫過熱器1持續(xù)升溫至2 145 s，出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度分別為626 ℃和617 ℃，此時滿足高溫過熱器1材料SA-213S30432的許用溫度要求；此后一段時間高溫過熱器1出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度變化不大，在2 150 s開始呈現(xiàn)下降的趨勢。由圖11可知，高溫過熱器2持續(xù)升溫至2 200 s, 此時出口管壁溫度和出口工質(zhì)溫度分別為651 ℃和639 ℃，滿足高溫過熱器2材料SA-213S30432的許用溫度要求；此后一段時間高溫過熱器2出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度基本不變，在2 340 s開始呈現(xiàn)下降的趨勢。

圖10 高溫過熱器1出口溫度變化

圖11 高溫過熱器2出口溫度變化

4.3 高壓旁路閥處的噴水量計算

高壓旁路閥不僅可以通過調(diào)節(jié)閥門開度控制水冷壁及過熱器系統(tǒng)的壓力變化，還可以通過噴水調(diào)節(jié)低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度。此時為保證低溫再熱器和外置床內(nèi)的高溫再熱器系統(tǒng)安全性，存在最小臨界噴水量，因此筆者通過計算不同工況來確定高壓旁路閥處的最小臨界噴水量。

4.3.1 工況1噴水量計算

工況1為高壓旁路閥噴水后低溫再熱器的進(jìn)口工質(zhì)溫度為穩(wěn)態(tài)值367 ℃。根據(jù)能量守恒方程式(16)，計算得到高壓旁路閥處噴水量，如表3所示，表明該工況所需噴水量過大，最大噴水量發(fā)生在0 s，為257.65 t/h。

表3 工況1的噴水量計算結(jié)果

qm,HTSHhHTSH+qm,噴水h噴水=(qm,HTSH+

qm,噴水)hLTR=qm,LTRhLTR

(16)

式中：qm,HTSH為高溫過熱器出口質(zhì)量流量，kg/s；hHTSH為高溫過熱器出口焓，kJ/kg；qm,噴水為噴水量，kg/s；h噴水為噴水焓，kJ/kg；qm,LTR為低溫再熱器進(jìn)口質(zhì)量流量，kg/s；hLTR為低溫再熱器進(jìn)口焓，kJ/kg。

4.3.2 工況2噴水量計算

根據(jù)再熱器部件材料的許用溫度要求計算得到低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度的臨界值，將此工況定義為工況2。低溫再熱器1的材料15CrMoG的許用溫度最低，要求其值≤550 ℃。經(jīng)試算后得到當(dāng)滿足這一要求時低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度的臨界值為520 ℃，并得出此工況下高壓旁路閥處所需噴水量。計算方法與工況1相同。工況2的噴水量計算結(jié)果如表4所示。由表4可知，工況2最大噴水量也在0 s，這也是為保證低溫再熱器材料壁溫安全時高壓旁路閥處的最小臨界噴水量(8.06 t/h)。

表4 工況2的噴水量計算結(jié)果

4.4 再熱器計算結(jié)果與分析

4.4.1 邊界條件

選取工況2進(jìn)行再熱器系統(tǒng)的相關(guān)計算。此時，流量的邊界條件為低溫再熱器進(jìn)口質(zhì)量流量等于高溫過熱器2的出口質(zhì)量流量與噴水量之和；壓力邊界為高溫再熱器出口壓力變化。再熱器計算時設(shè)定壓力變化如圖12所示。進(jìn)口焓值邊界條件為再熱器系統(tǒng)壓力隨時間變化時對應(yīng)的520 ℃過熱蒸汽焓值。

圖12 高溫再熱器出口壓力變化

4.4.2 低溫再熱器計算結(jié)果

圖13給出了低溫再熱器出口溫度隨時間的變化趨勢。由圖13可知，低溫再熱器進(jìn)口工質(zhì)溫度為520 ℃時，低溫再熱器1出口管壁溫度的最大值為548.12 ℃，滿足其材料15CrMoG的許用溫度要求；低溫再熱器2出口管壁溫度的最大值為578.50 ℃，且隨著時間的增加呈下降趨勢，滿足其材料SA-213T91的許用溫度要求。圖14給出了低溫再熱器進(jìn)口壓力的計算結(jié)果。由圖14可知，低溫再熱器進(jìn)口壓力的變化趨勢與高溫再熱器出口壓力即背壓的變化趨勢相同。

圖13 低溫再熱器出口溫度變化

圖14 低溫再熱器進(jìn)口壓力變化

4.4.3 高溫再熱器計算結(jié)果

圖15給出了高溫再熱器出口溫度隨時間的變化趨勢。由圖15可知，高溫再熱器出口管壁溫度的最大值為652 ℃，且整體呈下降趨勢，滿足其材料SA-213S30432的許用溫度要求。這是由于低溫再熱器出口溫度在初始階段下降之后基本不變，同時高溫再熱器的熱負(fù)荷隨著時間增加而下降，因此高溫再熱器出口工質(zhì)溫度和出口管壁溫度呈下降趨勢。圖16給出了高溫再熱器進(jìn)口壓力的計算結(jié)果。由圖16可知，高溫再熱器進(jìn)口壓力的變化趨勢與高溫再熱器出口壓力變化趨勢相同。

圖15 高溫再熱器出口溫度變化

圖16 高溫再熱器進(jìn)口壓力變化

5 結(jié) 論

(1) 所建立的超超臨界CFB鍋爐失電后受熱面內(nèi)的瞬態(tài)流動傳熱計算模型是正確可靠的，可以用于實際工程緊急補(bǔ)水泵選型和失電后受熱面的安全性分析計算。

(2) 失電事故發(fā)生后，啟動緊急補(bǔ)水泵，并耦合高壓旁路閥優(yōu)化運(yùn)行，既可以達(dá)到鍋爐泄壓的目的，又可使各受熱面得到冷卻，保證鍋爐運(yùn)行安全。高壓旁路閥處噴水量為8.06 t/h時可以保證低溫再熱器和外置床內(nèi)高溫再熱器系統(tǒng)受熱面的安全性。

(3) 660 MW超超臨界CFB鍋爐失電后受熱面內(nèi)瞬態(tài)流動傳熱計算結(jié)果表明，壓力為35 MPa、輸水量為140 t/h的緊急補(bǔ)水泵可以保證鍋爐受熱面的壁溫安全。