基于固定邊界方法的超臨界直流鍋爐蒸發(fā)器仿真模型

基于固定邊界方法的超臨界直流鍋爐蒸發(fā)器仿真模型

上海外高橋能源二期工程的鍋爐采用alstic公司提供的900mw大型繞射塔式鍋爐。其固定參數(shù)：加熱蒸汽的輸出壓力為27.6ma，溫度為570c，固定蒸汽流量為725kg。制粉系統(tǒng)由6臺(tái)輥式中速磨煤機(jī)組成。作為國(guó)內(nèi)單機(jī)容量最大的超臨界直流鍋爐,其仿真培訓(xùn)裝置的研制又在機(jī)組投產(chǎn)之前,因此,如何開發(fā)出既符合實(shí)際機(jī)組特性,又能滿足機(jī)組培訓(xùn)要求的仿真系統(tǒng)是值得研究的。超臨界直流鍋爐仿真問(wèn)題的關(guān)鍵是蒸發(fā)器部分的仿真模型研究,在目前的研究中,一般采用最大比熱點(diǎn)或臨界比容點(diǎn)作為超臨界壓力下鍋爐蒸發(fā)受熱面內(nèi)熱水段與蒸汽段的分界。就整個(gè)蒸發(fā)受熱面而言,按照熱水段、過(guò)渡段、蒸汽段建立三段式的數(shù)學(xué)模型,而且對(duì)于超臨界與亞臨界狀態(tài)分別進(jìn)行處理,這樣以來(lái)存在蒸發(fā)區(qū)由亞臨界到超臨界的模型切換問(wèn)題。文獻(xiàn)采用線性化分布參數(shù)建模對(duì)某超臨界直流鍋爐100%負(fù)荷附近的動(dòng)態(tài)特性的研究,但不能應(yīng)用于大擾動(dòng)的情況;文獻(xiàn)給出了一種非線性集總參數(shù)移動(dòng)邊界的數(shù)學(xué)模型,并且給出了幾種工況下的仿真結(jié)果。但是,該研究并不是在全工況的實(shí)時(shí)仿真環(huán)境中進(jìn)行的,而外高橋電廠的仿真機(jī)則是一臺(tái)采用清華能源仿真公司最新推出的虛擬DPU方式的翻譯型(TRANSLATOR)實(shí)時(shí)仿真培訓(xùn)系統(tǒng),因此,對(duì)數(shù)學(xué)模型提出了更高的要求。本文通過(guò)分析,結(jié)合前人的成果與實(shí)際機(jī)組的具體特點(diǎn),采用非線性固定邊界方法,建立了一套整體式的仿真模型,避免了模型之間的切換,既符合實(shí)際機(jī)組的特性,又保證了仿真的實(shí)時(shí)性,成功地解決了900MW超臨界直流鍋爐蒸發(fā)器的全工況仿真問(wèn)題。1溫系統(tǒng)模型仿真模型作為直流蒸發(fā)器的水冷壁管自爐膛底部盤旋上升,每根管道的長(zhǎng)度數(shù)百米,因此,在建立模型之前首先作出如下簡(jiǎn)化假定:(1)每根水冷壁管子橫截面上的流體特性均勻;(2)通過(guò)每根水冷壁管子的流量相同;(3)煙氣側(cè)工況變化瞬時(shí)完成,且煙氣對(duì)水冷壁的放熱為強(qiáng)制熱流;在每一分段內(nèi),輻射熱流平均分布;(4)每一段中的工質(zhì)流動(dòng)阻力集中于分段入口,分段內(nèi)的壓力均勻一致;(5)工質(zhì)與金屬壁面的熱交換,在每個(gè)分段內(nèi)均勻一致;(6)忽略每個(gè)分段內(nèi)水/蒸汽的速度壓頭和位置高度差產(chǎn)生的壓頭;(7)忽略煙氣、管壁和工質(zhì)的軸向?qū)?。為了較為準(zhǔn)確地反映模型的特性,對(duì)于水冷壁采用按長(zhǎng)度分為若干段的方法進(jìn)行仿真,結(jié)合上述簡(jiǎn)化假定,分段的多少主要考慮的問(wèn)題是仿真的實(shí)時(shí)性,取決于計(jì)算機(jī)的運(yùn)算速度。在條件允許的情況下,分段越多,計(jì)算的精度越高,越能夠反映機(jī)組運(yùn)行的特性。本模型在焓溫通道上采用了20個(gè)分段,壓力流量通道上由于考慮到整個(gè)汽水系統(tǒng)流體網(wǎng)絡(luò)運(yùn)行的穩(wěn)定性采用了10個(gè)分段。對(duì)于整個(gè)蒸汽發(fā)生器所建立的模型可以用圖1來(lái)表示。過(guò)程變量例如壓力、溫度、流量等是隨時(shí)間變化的。2數(shù)學(xué)模型的構(gòu)建2.1爐硫工質(zhì)的傳熱特性將水冷壁管進(jìn)行合理分段后,對(duì)于每一個(gè)分段,采用集總參數(shù)法建模,因此,可以用下面的控制體來(lái)示意,見圖2。根據(jù)質(zhì)量守恒定律、能量守恒定律和動(dòng)量守恒定律等,可以建立對(duì)象的機(jī)理模型。質(zhì)量守恒方程:ddt(ρ)=D1-D2A(1)ddt(ρ)=D1?D2A(1)能量守恒方程:ddt(ρu)=D1Η1-D2Η2+QWA(2)ddt(ρu)=D1H1?D2H2+QWA(2)動(dòng)量守恒方程:Ρ2-Ρ1=f(D)(3)P2?P1=f(D)(3)金屬熱平衡方程:ΜCΜddt(tΜ)=QF-QW(4)MCMddt(tM)=QF?QW(4)管內(nèi)傳熱方程:QW=ΚD0.82(tΜ-t)(5)QW=KD0.82(tM?t)(5)煙氣對(duì)管壁的放熱方程:QF=Q?f(l,x,q)(6)QF=Q?f(l,x,q)(6)Q表示爐膛燃燒對(duì)管壁的總輻射熱流量,f(l,x,q)為一個(gè)與爐膛高度有關(guān)的函數(shù),在建立f(l,x,q)的具體關(guān)系時(shí),要充分考慮燃燒設(shè)備的布置情況以及實(shí)際的爐內(nèi)燃燒的特點(diǎn)。在燃燒器的附近區(qū)域,由于燃燒強(qiáng)度較高,熱量的分配應(yīng)該有所傾斜。本文所建立的f(l,x,q)關(guān)系,沿管長(zhǎng)方向大致可以按線性關(guān)系來(lái)進(jìn)行,然后將燃燒器噴嘴的位置參數(shù)以及燃燒的強(qiáng)度疊加進(jìn)去,形成f(l,x,q)的關(guān)系式。因此f(l,x,q)可以表示為f(l,x,q)=f(l)·g(x,q)由于超臨界壓力區(qū)域內(nèi),工質(zhì)的流動(dòng)和傳熱特性同亞臨界壓力區(qū)域內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)與傳熱特性有著明顯的差異,可以通過(guò)對(duì)換熱系數(shù)的改變來(lái)實(shí)現(xiàn),因此,對(duì)于不同的區(qū)域應(yīng)采用不同的換熱系數(shù)。換熱系數(shù)的選取可采用相關(guān)的計(jì)算公式,同時(shí)在軟件的調(diào)試過(guò)程中加以調(diào)整。2.2出口參數(shù)集總參數(shù)對(duì)于每一個(gè)分段,采用集總參數(shù)建模時(shí),模型的代表參數(shù)原則上可以選擇進(jìn)出口之間的任何一點(diǎn)的參數(shù),常見的方法有兩種,選取出口參數(shù)或進(jìn)出口參數(shù)的算術(shù)平均值,前者偏重反映介質(zhì)參數(shù)在管段內(nèi)的變化結(jié)果,后者偏重反映整個(gè)管段內(nèi)的介質(zhì)參數(shù)的平均值。由于水冷壁內(nèi)存在兩相區(qū)域,如果使用進(jìn)出口參數(shù)的平均值作為集總參數(shù),在某種擾動(dòng)下,各環(huán)節(jié)的參數(shù)如焓、溫度、壓力、流量等會(huì)產(chǎn)生負(fù)偏移,而且采用這種方法二次建模比較復(fù)雜,因此本文采用出口參數(shù)為集總參數(shù)。同時(shí)加入了入口參數(shù)的修正環(huán)節(jié),以便克服在階躍擾動(dòng)下所產(chǎn)生的蹺蹺板現(xiàn)象,采用入口參數(shù)修正方法多次在單相受熱管的仿真模擬中使用,并取得了良好的效果。2.3出口蒸汽的干度值由于本文采用了整體式模型,沒有將熱水段、過(guò)渡段與微過(guò)熱段加以區(qū)分,沒有給出相變的邊界,如何判斷蒸汽出口的狀態(tài)值得考慮。為了彌補(bǔ)整體式模型的這個(gè)缺陷,本模型加入了蒸汽干度的計(jì)算,對(duì)于每一個(gè)分段計(jì)算出蒸汽的干度值,通過(guò)干度可以判斷某一段出口處的蒸汽狀態(tài)。關(guān)于蒸汽干度可以有兩種表達(dá)方式:X=ΗΜ-ΗWΗS-ΗW(7)或X=VΜ-VWVS-VW(8)在超臨界狀態(tài)下通過(guò)特殊處理仍然可以得到這一標(biāo)志參數(shù)。3外高橋電廠蒸發(fā)設(shè)備的改進(jìn)應(yīng)用上述模型經(jīng)過(guò)二次建模后開發(fā)的實(shí)時(shí)仿真軟件,已經(jīng)應(yīng)用在外高橋電廠仿真機(jī)上,為了反映蒸發(fā)區(qū)域的動(dòng)態(tài)特性,進(jìn)行了增加燃燒率、給水流量、入口水焓、以及出口壓力的階躍擾動(dòng)試驗(yàn)。3.1蒸發(fā)器的壓力隨熱如圖3所示,當(dāng)保持給水流量與汽輪機(jī)調(diào)速汽門開度不變時(shí),即保持分離器的壓力不變,突然加大燃料量,燃料釋放的熱量瞬時(shí)增加,提高了管壁的金屬溫度,各個(gè)分段所吸收的熱量突然增加,從而縮短了熱水段與蒸發(fā)段的長(zhǎng)度,而過(guò)熱段的長(zhǎng)度增加,蒸發(fā)器出口的汽溫、焓都有不同程度的增加。同時(shí),蒸發(fā)器內(nèi)的產(chǎn)汽量瞬時(shí)增加,使分離器的壓力有所上升。由于給水流量、汽機(jī)調(diào)門開度固定,出口介質(zhì)的流量有一定的上升,然后回落至正常值,因此過(guò)熱蒸汽的壓力上升幅度不大。3.2流量對(duì)蒸發(fā)的影響如圖4所示,當(dāng)保持燃燒率與汽輪機(jī)調(diào)速汽門開度以及給水的熱力參數(shù)不變時(shí),突然增加給水流量,由于未飽和水的流量增加,熱水段、蒸發(fā)段的長(zhǎng)度增加,過(guò)熱段的長(zhǎng)度減小,金屬的壁溫下降,從而使蒸發(fā)器出口的蒸汽溫度、蒸汽焓下降,由于流量的增加過(guò)熱蒸汽出口壓力上升。3.3不同水流量蒸發(fā)段的階躍變化如圖5所示,當(dāng)保持燃燒率與汽輪機(jī)調(diào)速汽門開度以及給水流量的不變時(shí),突然改變給水的熱力參數(shù),即階躍增加給水的焓值,由于給水的欠焓減小,熱水段、蒸發(fā)段的長(zhǎng)度瞬時(shí)減少,過(guò)熱段的長(zhǎng)度增加,金屬的壁溫有所上升,從而使蒸發(fā)器出口的蒸汽溫度、蒸汽焓以及所產(chǎn)生的蒸汽流量均上升,但由于給水流量不變,出口蒸汽流量增加后,然后回落至原來(lái)的值,過(guò)熱蒸汽的出口壓力有所上升。3.4飽和水下降如圖6所示,當(dāng)保持燃燒率與給水流量和熱力參數(shù)不變時(shí),突然開大汽機(jī)的調(diào)門,增加蒸汽流量,從而使分離器的壓力減小,出口流量由于出口壓力的減小而瞬時(shí)增加,然后回落到初始值,由于壓力的下降而導(dǎo)致飽和水焓下降,飽和汽焓上升,同時(shí)燃燒率的不變,熱水段變短、蒸發(fā)段的長(zhǎng)度將增加,過(guò)熱段的長(zhǎng)度減小,金屬的壁溫下降,從而使蒸發(fā)器出口的蒸汽溫度、蒸汽焓均下降。從上面分析與試驗(yàn)可以看出:直流鍋爐的運(yùn)行與調(diào)整和汽包鍋爐相比較,各類參數(shù)的反應(yīng)非常迅速,靈敏性要大得多,因此其操作要更加嚴(yán)格,在汽包鍋爐的操作中,關(guān)于溫度的控制一般要求在70%～100%負(fù)荷時(shí),汽溫的波動(dòng)在-5℃～10℃之間,而對(duì)于直流鍋爐在35%～100%的范圍內(nèi)都要控制在這一波動(dòng)范圍。4超聲直流鍋爐蒸發(fā)器模型的階躍擾動(dòng)測(cè)試本文在總結(jié)前人的研究成果的基礎(chǔ)上,結(jié)合外高橋機(jī)組的特性,同時(shí)考慮了仿真機(jī)的實(shí)時(shí)性問(wèn)題建立了一套整體式的適應(yīng)于全工況的超臨界直流鍋爐蒸發(fā)器的仿真模型,通過(guò)實(shí)際的軟件調(diào)試,對(duì)受熱面的熱量分配規(guī)律、以及傳熱系數(shù)的變化情況進(jìn)行了調(diào)整,使得該模型能夠滿足外高橋電廠的鍋爐特性,通過(guò)對(duì)模型的階躍擾動(dòng)測(cè)試分析,可以證實(shí)本模型的合理性。目前,該仿真機(jī)已經(jīng)通過(guò)了出廠和現(xiàn)場(chǎng)的測(cè)試,運(yùn)用仿真機(jī)的測(cè)試結(jié)果,可以得到機(jī)組的動(dòng)態(tài)變化趨勢(shì),為實(shí)際機(jī)組的操作以及優(yōu)化運(yùn)行提供了依據(jù)和指導(dǎo)。相對(duì)燃燒率qD——水/蒸汽質(zhì)量流量,kg/sρ——工質(zhì)密度,kg/m3A——管內(nèi)工質(zhì)橫截面積,