超臨界循環流化床鍋爐深度調峰時水冷壁流動不穩定特性計算分析

摘要：針對深度調峰時超臨界循環流化床鍋爐水冷壁管道內的汽液兩相流動不穩定問題，提出了一種適用于不同工況的頻域法數學模型。通過對質量、能量、動量方程進行小擾動線性化后經拉普拉斯變換得到了用于描述管道內汽液流體流動穩定性的傳遞函數，通過圖解奈奎斯特圖的方法判斷管內工質流動的穩定性。然后，通過該模型計算了某350MW超臨界循環流化床鍋爐水冷壁管段的不穩定邊界并研究了不同參數對流動不穩定特性的影響。計算結果表明：所選回路在20%和50%鍋爐最大連續蒸發量負荷發生流動不穩定時，熱負荷分別為76.09kW·m^－2和113.52kW·m^－2，水冷壁管道流動穩定且安全；入口過冷度對臨界熱流密度的影響呈非單值性；增大質量流速使流體的進口和出口密度差減小，有利于流動的穩定；增大入口節流系數，可以抑制入口處流量的脈動，有利于流動的穩定；在不同的工況條件下，改變管段傾斜角度會對流動穩定性產生不同的影響。

關鍵詞：深度調峰；流動不穩定性；頻域法；超臨界循環流化床鍋爐

中圖分類號：TK223.3"文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202501007"文章編號：0253-987X（2025）01-0068-11

Calculation and Analysis of Flow Instability Characteristics in Water

Wall of Supercritical Circulating Fluidized Bed Boiler During Deep Peak Shaving

LI Weiteng， GUO Zerui， HAN Lei， YANG Dong

（State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：A frequency domain mathematical model is proposed to address the instability of gas-liquid two-phase flow in water-cooled wall pipelines of supercritical circulating fluidized bed boilers during deep peak shaving， suitable for various operating conditions. The transfer function characterizing the stability of gas-liquid flow within the tubes is derived by linearizing the mass， energy， and momentum equations with small disturbances and applying Laplace transform. The stability of the working fluid flow in the tubes is assessed using Nyquist diagram interpretation. Using this model， the instability boundary of the water wall tube segment of a 350MW supercritical circulating fluidized bed boiler is calculated， and the impact of different parameters on the flow instability characteristics is investigated. The results show that the heat loads at which flow instability occurs during 20% and 50% of the boiler’s maximum continuous evaporation rate are 76.09kW·m^－2"and 113.52kW·m^－2， respectively， indicating the stability and safety of the water wall tube flow. The effect of inlet subcooling on critical heat flux density exhibits a non-monotonic relationship. Increasing the mass flow rate reduces the density difference between the inlet and outlet fluids， promoting flow stability. Moreover， raising the inlet throttling coefficient can dampen flow pulsations at the inlet， further enhancing flow stability. Altering the tilt angle of the tube section under different operational conditions leads to varying effects on flow stability.

Keywords：deep peak shaving; flow instability; frequency domain method; supercritical circulating fluidized bed boiler

在我國“碳中和、碳達峰”的能源發展目標下，新能源發電量逐年增加，占據了電力結構組成的重要位置^［1-3］。超臨界循環流化床（CFB）技術，以其超臨界參數發電和循環流化床燃燒的優勢，成為我國能源轉型中的關鍵推動力^［4-5］。“十三五”期間，我國超臨界循環流化床技術取得了顯著的進展，為我國能源結構的升級提供了堅實的基礎^［6-7］。然而，新能源如風能、太陽能具有隨機間歇性的特點，使得傳統火電機組面臨更為復雜的深度調峰任務，需要具備快速響應和在低負荷條件下安全運行的能力^［8-11］。在實際運行中，鍋爐系統中水冷壁的流動不穩定特性成為需要深入研究的關鍵問題^［12-13］。

目前，越來越多的研究人員通過頻域法研究流動不穩定性，頻域法避免了對復雜的非線性方程組的處理，直接通過奈奎斯特準則來判斷流動的穩定性^［14］。Zhang等^［15］以內旋紋管為對象建立了頻域法數學模型，并考慮了管壁儲熱的影響，發現兩相流的穩定性隨著壓力、質量通量或入口阻力系數的增加而增加。田曉艷等^［16］通過頻域法構建了關于超臨界水冷堆的理論框架，探析了堆芯的流動不穩定狀況，但其建模時采用單區域模型且沒考慮其他系統參數的影響。薛愛軍等^［17］建立了單區域超臨界水熱力系統模型，并研究了一些重要參數對系統穩定邊界、階躍響應和衰減比的影響。Liang等^［18］以垂直上升管內的工質為對象，通過頻域法建立了三區域流動不穩定性的數值模型，但未考慮傾角的影響。目前的研究對管道的幾何結構考慮的不夠充分，忽略了受熱管的傾斜角、進出口節流系數等因素的影響，或者在傳遞函數的構建中沒有考慮時間的延遲性。

本文通過頻域法建立了管道內汽液兩相流動不穩定特性的一維單通道三區域數學模型，并分析了超臨界循環流化床鍋爐低負荷運行時的流動不穩定特性。在該數學模型建立程序的基礎上，研究了入口過冷度、質量流速、管長、傾斜角度以及入口節流系數等參數對流動不穩定特性的影響，研究結果對超臨界循環流化床鍋爐機組深度調峰優化以及安全運行具有參考意義。

1"計算模型

在超臨界循環流化床鍋爐深度調峰的過程中，鍋爐會從高負荷運行迅速過渡到低負荷運行狀態。水冷壁管內部分工質處于兩相狀態，在深度調峰過程中，流動系統的不穩定性增加，可能導致水冷壁的傳熱效率下降，進而引起水冷壁管的超溫甚至爆管^［19］。鍋爐運行中不穩定特性通常由管組間的流量分配不均引起，本文根據某350MW超臨界鍋爐機組的實爐數據，選取某一負荷下流量小、熱偏差高的最易發生流動不穩定現象的回路進行計算分析，研究最易發生不穩定特性的單根管道的流動狀況，從而判斷鍋爐機組在當前負荷下運行的穩定性。本文建立了一個以頻域法為基礎的一維單通道數值計算模型，以瞬態飽和水臨界點（λ₁）和瞬態飽和蒸汽臨界點（λ₂）為邊界，將加熱管段分為單相區、兩相區和過熱區，如圖1所示。通過計算分析管徑、管長、傾斜角度、節流圈等幾何結構參數和質量流速、系統壓力、入口焓等工況參數研究其對汽液兩相流流動不穩定特性的影響。

針對水冷壁管道的特點，本文通過圖1所示數學模型對超臨界循環流化床鍋爐在深度調峰時變負荷至低負荷運行時的水冷壁管道發生的密度波不穩定進行研究。在建立模型時作了以下假設^［20-21］：①只考慮軸向的水冷壁管道壁的加熱，不考慮徑向熱負荷對管壁內工質的影響；②不考慮單相未飽和區工質的壓縮性，相比于分區后的兩相區和過熱區，單相未飽和區水的密度基本不發生變化；③工質流動是一維的，只考慮工質在軸向的流動，不考慮工質因壓力、溫度分布等因素的影響而引起的周向流動，以便于傳遞函數的推導；④不考慮由管道進出口壓力變化引起的密度變化；⑤汽液兩相區采用均相流熱平衡模型，在兩相區氣體和液體能夠混合均勻；⑥施加在管道上的熱負荷為均勻熱負荷；⑦進出口節流系數為常數。

1.1"控制方程

1.1.1"入、出口節流區

節流方程為

ΔP_in，out=K_in，outρ_f，gu²_in，out2 （1）

式中：ΔP為節流壓降，Pa；K為節流系數；ρ為流體的密度，kg·m^－3；u為流體的速度，m·s^－1；下角in表示進口；下角out表示出口；下角f表示飽和液；下角g表示飽和汽。

1.1.2"過冷區和過熱區

在以上假設的基礎上，過冷區和過熱區用以下方程來描述。

質量守恒方程為

uz=0 （2）

式中：z為流動方向坐標，m。

能量守恒方程為

ρ_f，ght+ρ_f，gu_inhz=q″PHAc （3）

式中：h為流體的焓，kJ·kg^－1；t為時間，s；q″為對管段施加的熱負荷，kW·m^－2；PH為管段的內圓周長，m；Ac為管段的流通截面積，m²。

動量守恒方程為

－pz=ρ_f，gdu_indt+f_l，gρ_f，gu²_in2De+ρ_f，ggsinφ （4）

式中：p為流體的壓強，Pa；f為流動摩擦系數；De為管段當量直徑，m；g為重力加速度，m·s^－2；φ為管段傾斜角，rad；下角l和g分別表示過冷區和過熱區。

1.1.3"兩相區

質量守恒方程為

ρmt+（ρmum）z=0 （5）

式中：下角m表示汽液兩相混合物。

能量守恒方程為

（ρmh）t+（ρmumh）z=q″PHAc （6）

動量守恒方程為

－pz=（ρmum）t+（ρmu²m）z+

fmρmu²m2De+ρmgsinφ（7）

式中：fm為兩相混合區的流動摩擦系數。

蒸汽產生率平衡方程為

（αρgug）z+（αρg）t=Γg （8）

Ω=umz=ΓgΔρρfρg （9）

式中：α為空隙率；Γg為蒸汽產生率，kg·m^－3·s^－1；Ω為相變頻率，s^－1；Δρ為飽和蒸汽和飽和液的密度差，kg·m^－3。

1.2"線性小擾動及拉普拉斯變換

采用線性頻域法研究模型時，在流動系統的穩定邊界附近，流體工質的工況參數的振蕩曲線近似為峰值很小的正弦曲線，周期較大。因此，可以用小擾動線性化和拉普拉斯變換的方法對水冷壁管道模型的傳遞函數進行推導。對于任意的泛函，半經驗公式都有如下形式

δf（x，y）=fx₀δx+fy₀δy （10）

式中：x、y分別表示隨時間、空間變化的參變量；下角0表示參數的穩態值；δx和δy為參數小擾動的變化量。根據式（10），有

x（z，t）=x₀（z）+δx（z，t） （11）

y（z，t）=y₀（z）+δy（z，t） （12）

式中：z為空間坐標；t為時間，s。

對3個區域的控制方程組進行小擾動線性化和Laplace變換，可以得到各個區域的小擾動量控制方程，根據總壓降和各個區域壓降的關系可以得到用于判斷流動穩定性的傳遞函數。

對于任意變量y可以表示為

y=y^*+δy （13）

式中：y為變量的穩態值（*表示穩態值）；δy為微小變量。

對微小變量進行Laplace變換可以得到

L［δy］=δy（s） （14）

式中：s為復變量。

1.3"各區域傳遞函數

按照上述方法對3個區域的守恒方程組進行小擾動線性化和Laplace變換可以得到各區域的傳遞函數^［22］。對單相區守恒方程進行小擾動線性化，消去穩態量并對其微分形式進行Laplace變換，在單相區積分后化簡可以得到單相區壓力擾動傳遞函數為

δ（ΔP₁）=G₁（s）δu_in"（15）

式中：ΔP₁為單相區壓力變化，傳遞函數為

G₁（s）=ρfλ^*₁s+flρfλ^*₁u^*_inDe+

ρfsu^*_in+flρfu^*2_in2De+ρfgsinφs（1－exp（－λ^*₁s/u^*_in））（16）

同理，兩相區的擾動函數為

δ（ΔP₂）=G₂（s）δu_in"（17）

式中：ΔP₂為兩相區壓力變化，傳遞函數為

G₂（s）=L₂₂（s）1s（1－exp（－λ^*₁s/u^*_in））ρ^*mu^*m+L₂₁（s）+M（s）L₂₃（s）（18）

M（s）=ρ^*mu^*mΩ^*+fm2Deρ^*mu^*mu^*_out+ρ^*mu^*mgsinφu^*_out（19）

L₂₁（s）=ρ^*mu^*mηs²Ω^*（s－Ω^*）+Ω^*2（s－Ω^*）²"（exp［η（Ω^*－s）/Ω^*］－1）+fm2De（λ^*₂－λ^*₁）2s－Ω^*s－Ω^*+

fmu^*_inσ2Deexp［η（2Ω^*－s）/Ω^*］－1+gsinφu^*_in（s－Ω^*）

1－e^－η+Ω^*s（exp（－sη/Ω^*）－1）（20）

L₂₂（s）=ηs²s－Ω^*+sΩ^*2（s－Ω^*）²（exp［η（Ω^*－s）/Ω^*］－1）+fm2DeΩ^*（λ^*₂－λ^*₁）2s－Ω^*s－Ω^*+

fm2Deu^*_insσ（exp［η（2Ω^*－s）/Ω^*］－1）+1+gsinφu^*_inΩ^*s－Ω^*（exp（－sη/Ω^*）－e^－η）+1+Ω^*（21）

L₂₃（s）=1Ω^*－sexpη（Ω^*－s）Ω^*－1+1（s－Ω^*）s（1－exp（－λ^*₁s/u^*_in））（sexp［η（Ω^*－s）/Ω^*］－Ω^*） （22）

η=lnu^*_in+Ω^*（λ^*₂－λ^*₁）u^*_in"（23）

σ=Ω^*（s－Ω^*）（s－2Ω^*） （24）

同理，過熱區的擾動函數為

δ（ΔP₃）=G₃（s）δu_in"（25）

式中：ΔP₃為過熱區壓力變化，傳遞函數為

G₃（s）=F（s）1－Ω^*s（1－exp（－λ^*₁s/u^*_in））+

F（s）Ω^*－K（s）N（s）（26）

其中

F（s）=sρg（LH－λ^*₂）+

fgDeu^*_outρg（LH－λ^*₂）+K_outu^*_outρg（27）

K（s）=fg2Deρgu^*2_out+ρggsinφ （28）

N（s）=1（s－Ω^*）s（sexp［η（Ω^*－s）/Ω^*］－Ω^*）·

（1－exp（－λ^*₁s/u^*_in））－1s－Ω^*（exp［η（Ω^*－s）/Ω^*］－1）（29）

整個管路系統的總壓降擾動與各區段的壓降擾動的關系式為

δ（ΔP）=δ（ΔP₁）+δ（ΔP₂）+δ（ΔP₃） （30）

各區段擾動函數如式（15）、（17）、（25）所述。根據上述三區段傳遞函數，選取壓降的擾動作為輸入，速度的擾動作為輸出，根據總的壓降和各個區域壓降的關系，得到總的傳遞函數如下

G（s）=G₁（s）+G₂（s）+G₃（s） （31）

根據經典自動控制理論，本研究使用奈奎斯特穩定性判據來判定流動系統的穩定性。在使用奈奎斯特穩定性判據判斷流動穩定性時，需要使用系統的開環傳遞函數。在Matlab中繪制出開環傳遞函數的Nyquist曲線來判斷流動的穩定性。

應用Nyquist穩定性判據來判別系統穩定性的步驟是：繪制流動系統的開環頻率特性圖，求曲線1+G_open（jω） 包圍原點的次數。當Nyquist曲線包圍原點的次數大于等于1時，流動是不穩定的。反之，流動是穩定的。

1.4"模型驗證

根據王文毓等^［23］的實驗數據對本文建立的流動不穩定特性計算模型進行驗證。表1為實驗工況及結果，實驗管道長度為2m，內徑為0.019m。

本文模型臨界熱負荷計算結果Q_cal見圖2，可以看出計算誤差基本在10%以內，與臨界熱負荷實驗結果Q_exp符合度高，可用于鍋爐水冷壁不穩定特性的計算。

1.5"回路不穩定邊界計算

受熱管的質量流速越低、管子越長、熱負荷越大，越容易發生流動的失穩而引起安全事故^［24-26］。對于超臨界鍋爐機組，當負荷越高時運行越穩定，因此在計算時選取深度調峰的50%鍋爐最大連續蒸發量（BMCR）負荷以及代表較低負荷的20%BMCR負荷，來研究深度調峰時的不穩定特性，同時選取水冷壁具有最大熱負荷和最大管長的回路作為典型回路進行流動不穩定性的計算分析。本文研究對象為某350MW超臨界CFB鍋爐機組，根據該機組鍋爐說明書及廠家提供的數據選取熱偏差最大、質量流速較低、管長較長的右墻某回路進行計算。該回路管段經Y型三通一分為二后，外徑由51mm變為32mm，內徑由37mm變為18mm，管長為40.15m，以分流后的管道來研究該機組不同負荷下水冷壁管道最易發生流動失穩部位的不穩定特性。表2為回路管段在20%以及50% BMCR負荷運行時的參數。

選取鍋爐20%BMCR負荷的工況參數，增加熱負荷，通過生成的Nyquist圖是否包圍原點對系統的流動不穩定性進行判斷，得到典型回路在20%BMCR負荷條件下的流動不穩定邊界如圖3所示。

經計算，當鍋爐機組在20%BMCR負荷運行時，典型回路的熱負荷為29.72kW·m^－2，通過系統參數進行程序計算生成的Nyquist曲線不包圍原點，系統穩定。繼續增加輸入的熱負荷到接近不穩定的狀態，當熱負荷為76.09kW·m^－2時，Nyquist曲線剛好包圍原點，系統為臨界穩定狀態，繼續增加熱負荷系統將發生流動不穩定現象。因此，針對本回路20%BMCR工況的壓力和質量流速，通過計算得到的發生流動不穩定的熱負荷為76.09kW·m^－2，大于正常工況下的熱負荷，具有較高的安全裕度。使用同樣的方法可以計算得出鍋爐機組在50%BMCR負荷運行時熱負荷為76.89kW·m^－2，發生流動不穩定的熱負荷為113.52kW·m^－2，水冷壁管道流動穩定且安全。

2"流動不穩定特性計算與安全分析

2.1"無量綱不穩定邊界判定參數

在兩相流動不穩定邊界特性的研究中，常使用無量綱入口過冷度數（N_sub）和無量綱相變數（N_pch）來構造流動不穩定邊界圖。N_sub和N_pch的計算公式分別為

N_sub=Δh_subh_fgv_fgvf （32）

N_pch=QG_inh_fgv_fgvf （33）

式中：Δh_sub為管道進口水的欠焓；h_fg為汽化潛熱，kJ·kg^－1；v_fg為飽和水和飽和蒸汽的比熱容差，m³·kg^－1；vf為飽和水的比熱容；Q為加熱功率，kW；G_in為進口流量，kg·s^－1。

2.2"20%BMCR及50%BMCR工況的不穩定邊界計算及分析

選取典型回路20%BMCR以及50%BMCR運行工況，通過改變入口過冷度繪制流動不穩定邊界圖。

圖4和圖5為20%BMCR回路流動不穩定邊界圖。在相同的入口過冷度條件下，隨著熱負荷的增大，流動逐漸從穩定狀態達到臨界穩定狀態，隨后進入不穩定狀態。通過觀察可以發現，入口過冷度的變化對流動系統穩定性的影響是不固定的，呈非單值性。這主要是因為隨著流入管內工質焓的增大，液氣兩相界面的動態擾動更容易向未加熱的上游部分傳播，抑制了管內工質的非定常流動的擾動，入口過冷度對應的臨界熱負荷在該原因的影響下會增大。但是，由于入口焓的上升，管段內單相過冷區域變短，不利于管內工質流動的穩定，在該因素影響下此入口過冷度對應的臨界熱負荷會減小。兩者影響的疊加可能在特定條件下增加或降低工質流動的穩定性。從圖4和圖5可以看出，在工況點附近隨著入口過冷度數的減小，流動的穩定性得到增強，并且有很大的安全裕度。

50%BMCR回路流動不穩定邊界圖見圖6和圖7。可以發現，在工況點附近，隨著入口過冷度的減小，流動穩定性先被削弱后得到增強，不穩定邊界呈“C”型。通過比較不同負荷工況的不穩定邊界可以發現，在20%BMCR負荷下流動的參數如入口過冷度發生變化時，流動穩定邊界的變化更劇烈，更容易發生流動不穩定的現象，因此下文針對20%BMCR工況分析不同參數對流動不穩定特性的影響。

2.3"不同條件下質量流速對不穩定特性的影響

選取典型回路20%BMCR運行工況為基礎工況，通過改變質量流速計算得到不同質量流速下的不穩定邊界，同時通過改變系統壓力、入口節流系數、入口過冷度等參數，計算得到不同條件下質量流速對應的臨界熱負荷邊界并進行分析。

2.3.1"壓力的影響

保持其他參數不變，計算不同壓力（P）下不同質量流速對應的熱負荷，結果見圖8。可以看出，在恒定壓力下，隨著質量流速的增加，臨界熱負荷也逐漸增大。這是因為在熱負荷保持不變的情況下，質量流速的增大會使工質進出口的密度差減少，從而使得工質流動更為穩定。在固定的質量流速下，壓力的增加也會使臨界熱負荷減小，是因為隨著壓力的增加，工質的沸騰點焓減小，在相同的入口焓的前提下入口過冷度會減小，單相區變短，流動的穩定性被削弱。

2.3.2"入口節流系數的影響

不同入口節流系數（K_in）下不同質量流速對應的熱負荷如圖9所示。可以看出，在其他條件不變的情況下，入口節流系數越大，發生流動不穩定的臨界熱負荷越大。這是因為增大入口節流系數增大了入口阻力，抑制了入口處流量的脈動，使系統的振蕩減弱，從而有利于流動的穩定。

2.3.3"入口過冷度數的影響

不同入口過冷度（T_sub）下不同質量流速對應的熱負荷如圖10所示。可以看出，入口過冷度對流動穩定性的影響受上文所述兩種因素的相互制約呈現出非單調性。對于本計算對象，在工況點附近的范圍內入口過冷度的減小會增大流動的穩定性。

從本節可以看出，增大質量流速可以提高流動的穩定性。

2.4"系統參數對無量綱流動不穩定邊界的影響

選取回路20%BMCR運行工況為基本工況，通過改變入口過冷度計算得到不同入口過冷度下的不穩定邊界，繪制流動不穩定邊界圖。

2.4.1"質量流速的影響

不同質量流速（G）對應的無量綱不穩定邊界見圖11。可以看出，在同一質量流速下的不穩定邊界上的總體趨勢為隨著無量綱過冷度數的減小，無量綱相變數增大。在其他條件相同的情況下，隨著質量流速的增大，不穩定邊界改變的整體趨勢為向右偏移，流動不穩定的臨界邊界增大，流動的穩定性變強，這與已有的研究結論相同。在高流速條件下，慣性力對流體流動的影響會占據主導地位，在低流速條件下，黏性力所發揮的作用更明顯。當慣性力增大時，流體對于擾動的響應時間會減小，從而增加工質流動的全局穩定性，并且在某些工況下，質量流速的增加可能會導致流態從層流轉變為湍流，可以更有效抵抗管內工質流動時產生的擾動。增大質量流速還會通過使流場中溫度壓力分布更加均勻從而增加流動的穩定性。因此，質量流速對流動穩定影響的趨勢為隨著質量流速的增加，臨界熱負荷增大，管內工質流動的穩定性增強。

2.4.2"傾斜角度的影響

傾斜角度（φ）為管道與水平面的夾角。保持其他參數不變，通過改變傾斜角度研究不同安裝方式對水冷壁管內工質流動穩定性的影響。傾斜角度的影響主要體現在以下兩個方面：一方面，隨著傾斜角的增大，流體經過整個管道的重位壓降增大，使得流體在各個部分的物性差異增大，更易產生擾動，不利于流動的穩定；另一方面，傾角的增大使重力與流動方向的夾角變小，會使兩相區氣泡分布以及流速分布更加均勻，減少壓力波動和流動振蕩，有利于流動的穩定。因此，本文通過數值計算來研究不同負荷水冷壁管道、不同傾斜角度兩種因素對流動不穩定特性的影響。

從圖12可以看出，在低入口過冷度時，傾角的增大有利于流動的穩定，高入口過冷度時則反之。其原因為入口過冷度較小時，單相區短，隨著傾角的增大，重力與流動方向的夾角變小，兩相區氣泡分布及流速分布更加均勻，該因素對整體穩定性的影響占據主導地位，進而增加了流動的穩定性。在高入口過冷度時，單相區長，重力對局部汽化流動的影響小，而隨著傾角的增加，重位壓降擾動增加，且在整體表現中占據主導地位，流動的穩定性被削弱。

2.4.3"入口節流系數的影響

入口節流系數（K_in）對流動不穩定邊界的影響見圖13。可以看出，在其他條件相同的情況下，當入口過冷數不變時，隨著入口節流系數的增大，臨界無量綱相變數逐漸增大，且與臨界熱負荷呈正相關，說明隨著入口節流系數的增大，管段流動的穩定性增強。

2.4.4"管徑的影響

不同管徑（D_e）對應的無量綱不穩定邊界圖如圖14所示。可以看出，隨著管徑的增大，流動的穩定性得到了增強。在質量流速和熱負荷不變的前提下，增大管徑，質量流量與加熱功率同時增大，且質量流量增加的速度更快，其結果為單位質量工質吸熱量減小，故在相同熱負荷條件下，隨著管徑的增大，無量綱不穩定邊界右移，流動的穩定性增強。

2.4.5"加熱段長度的影響

不同加熱段長度（L_H）對應的無量綱不穩定邊界圖見圖15。可以看出，在其他條件相同時，加熱管越長越容易發生流動的失穩。這是因為當質量流速和熱負荷不變時，加熱管越長，流體進口和出口的密度差越大，越容易發生流動失穩現象。因此，其他參數不變增加管長時，臨界熱負荷減小，流動穩定性減弱。

3"結"論

（1）通過對該鍋爐機組20%BMCR負荷及50%BMCR負荷下右墻回路進行流動不穩定特性計算分析得到：鍋爐在20%BMCR負荷和50%BMCR負荷運行時，右墻回路的臨界熱負荷分別為76.09kW·m^－2和113.52kW·m^－2。鍋爐在深度調峰的不同工況運行時均處于穩定狀態，且都存在足夠安全裕度。

（2）入口過冷度、傾斜角度以及壓力對流動穩定性的影響呈非線性。對于20%BMCR負荷，在該工況參數附近的范圍內，隨著壓力和入口焓的增加，系統的流動穩定性變差。對于50%BMCR負荷，在該工況參數附近的范圍內，入口焓的增加不利于流動系統的穩定；壓力的增加有利于流動系統的穩定。在低入口過冷度時，傾角的增加有利于流動的穩定，高入口過冷度則反之。

（3）增加管徑、流量以及入口節流系數會增加臨界熱負荷，有利于流動的穩定；增加管長會減小臨界熱負荷，不利于流動的穩定。在深度調峰過程中，通過本文建立的模型可計算變參數管道發生流動不穩定時的臨界熱負荷，結合不同系統參數對流動不穩定特性的影響，可對流動不穩定的發生進行干預，從而為深度調峰機組的安全運行提供指導。

參考文獻：

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（編輯"亢列梅）