一種電站鍋爐熱力計(jì)算的分析與修正方法

陳允馳

（山東能源內(nèi)蒙古盛魯電力有限公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017000）

0 引言

目前大型電站鍋爐過(guò)熱器和再熱器系統(tǒng)末級(jí)受熱面出口集箱的出口導(dǎo)管大都分為左、右兩根通往汽輪機(jī)。由于π 型切圓燃燒鍋爐在爐膛出口煙氣殘余旋轉(zhuǎn)大，煙溫、流場(chǎng)等不均勻現(xiàn)象嚴(yán)重影響了受熱面吸熱的均勻性。若兩根出口導(dǎo)管汽溫偏差過(guò)大，證明爐內(nèi)受熱面吸熱不均，不利于機(jī)組安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行［1-4］。

《鍋爐機(jī)組熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》中，沿?zé)煔饬鞒虒?duì)受熱面逐一計(jì)算，其結(jié)果僅能體現(xiàn)某一級(jí)受熱面進(jìn)出口煙氣和工質(zhì)的溫度等參數(shù)的平均值［5］。對(duì)于普遍產(chǎn)生熱偏差問(wèn)題的大型鍋爐在使用此標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行熱力計(jì)算時(shí)，實(shí)際計(jì)算結(jié)果并不能體現(xiàn)出左、右兩側(cè)的差異，也難以將計(jì)算結(jié)果與實(shí)際偏差問(wèn)題相結(jié)合分析。

圖1 鍋爐主要受熱面布置

某660 MW 超超臨界切圓燃燒鍋爐主要受熱面布置如圖1 所示。末級(jí)過(guò)熱器布置于爐膛出口，其直接接收從出口煙窗投射的爐膛輻射熱和自身屏間煙氣的對(duì)流換熱。對(duì)熱換熱計(jì)算中的輻射放熱系數(shù)受屏間煙氣黑度影響，而煙氣黑度又直接與飛灰濃度相關(guān)。進(jìn)行假設(shè)性分析，將水平煙道分為左右兩半部分獨(dú)立計(jì)算，在對(duì)該鍋爐熱力計(jì)算基礎(chǔ)上，建立相關(guān)計(jì)算和校核模型，分別分析了左、右投射輻射和飛灰濃度差異對(duì)末級(jí)過(guò)熱器出口汽溫偏差的影響。

1 前方投射輻射熱偏差導(dǎo)致的汽溫偏差

實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，燃燒切圓組織不當(dāng)和各角一、二次風(fēng)量不均等問(wèn)題都會(huì)導(dǎo)致火焰中心偏斜。當(dāng)投向末級(jí)過(guò)熱器左、右兩側(cè)的輻射熱不均勻時(shí)，由于兩側(cè)吸熱量不同，導(dǎo)致出口汽溫偏差。

1.1 計(jì)算及校核模型

假設(shè)認(rèn)為受熱面左、右進(jìn)出口煙氣溫度、煙氣流速和進(jìn)口工質(zhì)溫度等參數(shù)相等，僅前方投射的輻射熱存在偏差。當(dāng)該偏差使蒸汽溫升發(fā)生變化時(shí)，必將影響傳熱系數(shù)和傳熱溫壓，對(duì)對(duì)流換熱量產(chǎn)生影響，進(jìn)而又影響蒸汽實(shí)際溫升。但對(duì)于超超臨界鍋爐，由于蒸汽側(cè)熱阻小，蒸汽溫度的微小改變對(duì)總傳熱系數(shù)的影響可以忽略。因此，以傳熱溫壓為核心，對(duì)溫升偏差計(jì)算建立了校核模型，使結(jié)果精確度得到提高。

定義前方投射輻射偏差系數(shù)M，代表左側(cè)偏移到右側(cè)的輻射熱量與輻射熱均勻投射時(shí)煙道左半入口截面應(yīng)接受輻射熱量之比。當(dāng)M＞0 時(shí)，代表左側(cè)接收輻射熱量小于右側(cè)；當(dāng)M＜0 時(shí)，代表左側(cè)接收輻射熱量大于右側(cè)，因此，取-1≤M≤1。

產(chǎn)生輻射偏差后，計(jì)算流程如圖2 所示。左側(cè)計(jì)算公式如下。

接收輻射熱量為

式中：Qf為原該級(jí)受熱面接收前方投射的總輻射換熱量，kJ／kg。

估算總換熱量為

式中：Qdl為原該級(jí)受熱面總對(duì)流換熱量，kJ／kg。

估算溫升為

式中：t″為原出口蒸汽溫度，℃；t′為原進(jìn)口蒸汽溫度，℃；Qgz為原該級(jí)受熱面工質(zhì)總吸熱量，kJ／kg。

圖2 前方投射輻射差異導(dǎo)致汽溫偏差的計(jì)算流程

估算出口汽溫為

修正較小溫差為

式中：?″為受熱面出口煙氣溫度，℃。

修正傳熱溫壓為

修正對(duì)流換熱量為

式中：A 為該級(jí)受熱面總面積，m2；K 為傳熱系數(shù)，W／（m2·℃）；Δtd為較大溫差；Bj為計(jì)算燃料消耗量，kg／h。

修正總換熱量

溫升變化后該側(cè)工質(zhì)總吸熱量

式中：D 為該級(jí)受熱面工質(zhì)總流量，kg／h；hM″為估算出口溫度下蒸汽焓，kJ／kg；h′為原入口蒸汽焓，kJ／kg。

計(jì)算誤差為

若計(jì)算誤差大于2%，則返回修正估算溫升，重新校核出口煙氣溫度，再進(jìn)行假設(shè)性分析；若小于2%，則該側(cè)假設(shè)性分析結(jié)束，得到汽溫變化為

左側(cè)計(jì)算結(jié)束后，按照上述模型及選定系數(shù)M計(jì)算鍋爐右側(cè)汽溫變化值，該次計(jì)算中，只需將“接收輻射熱量”的計(jì)算公式改為

計(jì)算結(jié)束后可得到右側(cè)汽溫變化值tR，則該級(jí)受熱面總汽溫偏差為

1.2 相關(guān)計(jì)算

在對(duì)該660 MW 鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量（Boiler Maximum Continuous Rating，BMCR）和75%BMCR 工況的熱力計(jì)算基礎(chǔ)上，采用上述計(jì)算及校核模型，分析了系數(shù)M 對(duì)末級(jí)過(guò)熱器出口汽溫偏差的影響，結(jié)果如圖3 和表1 所示。

圖3 系數(shù)M 對(duì)汽溫偏差的影響

表1 投射輻射熱占總吸熱量份額 %

由圖3 看出，兩種工況下，汽溫偏差均隨M 增加而呈近線性增加，且75%BMCR 工況下偏差大于BMCR 工況。當(dāng)M 為0.4 時(shí)，75%BMCR 下偏差水平已接近10 ℃。表1 中列出了末級(jí)過(guò)熱器接收爐膛輻射熱占總吸熱量的份額，低負(fù)荷時(shí)略大于高負(fù)荷。因此份額越大，汽溫偏差對(duì)系數(shù)M 越敏感。

實(shí)際運(yùn)行中，由于布置在爐膛上部的分隔屏過(guò)熱器和后屏過(guò)熱器直接接受爐膛火焰輻射，應(yīng)加強(qiáng)對(duì)其汽溫偏差監(jiān)視?；鹧嬷行牡钠辈粌H會(huì)對(duì)水冷壁造成威脅，還會(huì)對(duì)爐膛上部和水平煙道受熱面汽溫偏差產(chǎn)生一定影響。

2 屏間飛灰濃度差異導(dǎo)致的汽溫偏差

π 型切圓鍋爐實(shí)際運(yùn)行中，由于燃燒器區(qū)一、二次風(fēng)的旋轉(zhuǎn)上升和分離燃盡風(fēng)（SOFA）的消旋作用，以及折焰角處煙氣被迫轉(zhuǎn)向流動(dòng)，導(dǎo)致?tīng)t膛出口區(qū)域流場(chǎng)較為復(fù)雜。煤粉進(jìn)入爐內(nèi)燃燒形成灰渣，末級(jí)過(guò)熱器所接收自身屏間煙氣的輻射換熱，主要是煙氣中的飛灰起主要作用。因此，當(dāng)末級(jí)過(guò)熱器左、右部分屏間的煙氣質(zhì)量飛灰濃度產(chǎn)生差異時(shí)，就會(huì)導(dǎo)致汽溫偏差。

2.1 計(jì)算及校核模型

本次假設(shè)認(rèn)為受熱面左、右進(jìn)出口煙氣溫度、流速、進(jìn)口工質(zhì)溫度等參數(shù)和接收爐膛輻射熱相等，僅飛灰在煙道左、右分布不均，即熱力計(jì)算過(guò)程中煙氣質(zhì)量飛灰濃度一項(xiàng)存在差異。該偏差將導(dǎo)致兩側(cè)煙氣黑度不同，進(jìn)而影響煙氣側(cè)輻射放熱系數(shù)，最終產(chǎn)生汽溫偏差。計(jì)算過(guò)程中采用同上文相同的思想對(duì)傳熱溫壓進(jìn)行修正，最終確定汽溫偏差值。

定義屏間煙氣質(zhì)量飛灰濃度偏差系數(shù)N，代表左側(cè)每千克煙氣對(duì)應(yīng)的飛灰中偏移到右側(cè)的份額。當(dāng)N＞0 時(shí)，代表左側(cè)飛灰偏向右側(cè)；當(dāng)N＜0 時(shí)，代表右側(cè)飛灰偏向左側(cè)，因此，取-1≤N≤1。

產(chǎn)生質(zhì)量飛灰濃度差異后，計(jì)算流程如圖3 所示。左（L）側(cè)計(jì)算公式如下。

煙氣質(zhì)量飛灰濃度為

式中：μy為原煙氣質(zhì)量飛灰濃度，kg／kg。

修正煙氣黑度為

圖4 飛灰濃度差異導(dǎo)致汽溫偏差計(jì)算流程

式中：kq為三原子氣體輻射減弱系數(shù)，1／（m·MPa）；r 為三原子氣體份額；kh為灰粒輻射減弱系數(shù)，1／（m·MPa）；p 為爐內(nèi)壓力，MPa；S 為末級(jí)過(guò)熱器間有效輻射層厚度，m。

修正輻射放熱系數(shù)為

式中：α0為條件輻射放熱系數(shù)，W／（m2·℃）。

修正傳熱系數(shù)為

式中：Ψ 為熱有效系數(shù)；αd為煙氣側(cè)對(duì)流放熱系數(shù)，W／（m2·℃）；α2為蒸汽側(cè)放熱系數(shù)，W／（m2·℃）。

估算總換熱量為

式中：Qf為原該級(jí)受熱面接收前方投射的總輻射換熱量，kJ／kg；A 為該級(jí)受熱面總面積，m2；Δt 為原傳熱溫壓，℃；Bj為計(jì)算燃料消耗量，kg／h。

估算溫升為

式中：t″為原出口蒸汽溫度，℃；t′為原進(jìn)口蒸汽溫度，℃；Qgz為原該級(jí)受熱面工質(zhì)總吸熱量，kJ／kg。

估算出口汽溫為

修正較小溫差為

式中：?″為受熱面出口煙氣溫度，℃。

修正傳熱溫壓為

修正總換熱量為

溫升變化后該側(cè)工質(zhì)總吸熱量為

式中：D 為該級(jí)受熱面工質(zhì)總流量，kg／h；hN″為估算出口溫度下蒸汽焓，kJ／kg；h′為原入口蒸汽焓，kJ／kg。

計(jì)算誤差為為

若計(jì)算誤差大于2%，則返回修正估算溫升，重新校核出口煙氣溫度，再進(jìn)行假設(shè)性分析；若小于2%，則該側(cè)假設(shè)性分析結(jié)束，得到汽溫變化為

左（L）側(cè)計(jì)算結(jié)束后，按照上述模型及選定系數(shù)N 計(jì)算鍋爐右（R）側(cè)汽溫變化值，該次計(jì)算中，只需將“煙氣質(zhì)量飛灰濃度”的計(jì)算公式改為

計(jì)算結(jié)束后可得到R 側(cè)汽溫變化值tR，則該級(jí)受熱面總汽溫偏差為

2.2 相關(guān)計(jì)算

在對(duì)該660 MW 鍋爐BMCR 和75%BMCR 工況的熱力計(jì)算基礎(chǔ)上，采用上述計(jì)算及校核模型，分析了系數(shù)N 對(duì)末級(jí)過(guò)熱器出口汽溫偏差的影響，結(jié)果見(jiàn)圖5。

如圖5 所示，隨著系數(shù)N 增加，末過(guò)出口汽溫偏差呈近線性增加，與圖3 表現(xiàn)出相同的低負(fù)荷略大于高負(fù)荷的特點(diǎn)。由于該鍋爐設(shè)計(jì)煤種為收到基灰分僅為8%左右的低灰分煙煤，煙氣中飛灰濃度較小，因此左、右灰濃度的差異對(duì)汽溫偏差影響僅在1～3 ℃左右。對(duì)于燃用高灰分煤種的鍋爐，其汽溫受飛灰濃度的影響必然增大。

圖5 系數(shù)N 對(duì)汽溫偏差的影響

3 結(jié)語(yǔ)

建立了校核計(jì)算模型，分析了投射輻射和屏間飛灰濃度差異對(duì)末級(jí)過(guò)熱器汽溫偏差的影響，其中投射輻射偏差是主要因素。不同負(fù)荷下，汽溫偏差值隨系數(shù)M、N 的增加呈近線性遞增，且低負(fù)荷時(shí)略大于高負(fù)荷。將水平煙道分為左、右兩部分的計(jì)算思路和采用假設(shè)性分析的計(jì)算方法相結(jié)合，為分析熱力計(jì)算問(wèn)題開(kāi)辟了新途徑。