-4-的壓力經(jīng)高壓到超臨界的大范圍變化。在直流鍋爐水冷壁內(nèi)會(huì)發(fā)生相變過程，而超臨界鍋爐在額定工況下運(yùn)行時(shí)，汽水介質(zhì)出現(xiàn)大比熱現(xiàn)象的位置一定位于受熱面內(nèi)，工質(zhì)性質(zhì)在大比熱范圍中的劇烈變化使得其成為鍋爐設(shè)備最差的工作環(huán)境，也是工作流體熱性能急劇改變的位置。對(duì)受熱面的工質(zhì)熱工參數(shù)沿爐膛高度變化和傳熱的研究，對(duì)提升受熱面出口壓頭，防止發(fā)生類膜態(tài)沸騰及避免出現(xiàn)熱偏差和工作介質(zhì)不穩(wěn)定流動(dòng)的現(xiàn)象。1.2國內(nèi)外研究現(xiàn)狀1.2.1超臨界直流鍋爐爐內(nèi)燃燒傳熱模型研究煙氣側(cè)和汽水側(cè)的工況變化都會(huì)影響超臨界直流鍋爐蒸發(fā)加熱面的工作特性。爐內(nèi)的傳熱和水力耦合是相互關(guān)聯(lián)的問題，并且相互影響。在大多數(shù)研究中，研究人員一般將燃燒和流體動(dòng)力學(xué)分割開來?？墒清仩t線上測(cè)點(diǎn)的測(cè)量數(shù)據(jù)顯示，直流鍋爐的水動(dòng)力不穩(wěn)定性和鍋爐爐膛內(nèi)的燃燒工況密切相關(guān)。爐內(nèi)內(nèi)部過程引起的熱偏差是影響鍋內(nèi)流體動(dòng)力學(xué)穩(wěn)定性的主要因素[1]。火焰在實(shí)際運(yùn)行中通常不在爐子的中心，因?yàn)樵阱仩t運(yùn)行期間燃燒器沒有被精確調(diào)節(jié)，或者流場(chǎng)的混合不均勻。這種偏差通常不同于普通平均管的偏差。因此，有必要將爐內(nèi)的熱傳遞與罐中的流體動(dòng)力學(xué)相結(jié)合，以找到其內(nèi)部相關(guān)性并進(jìn)行耦合計(jì)算。目前在工程中使用的爐子中的傳熱的計(jì)算取決于若干經(jīng)驗(yàn)因素并且基于不同的簡化程度來進(jìn)行。董芄[2]對(duì)爐膛不同位置的煙溫和蒸發(fā)受熱面不同高度處的傳遞的熱量進(jìn)行仿真模擬，采用區(qū)域法得到了爐內(nèi)的溫度場(chǎng)。周拓[3]等建立了燃燒和流體動(dòng)力學(xué)耦合傳熱分裂模型，可以分析火焰輻射與傳熱之間的耦合關(guān)系，以及火焰運(yùn)動(dòng)引起的輻射變化。然而，按照爐膛中輻射傳熱和煙氣流動(dòng)的計(jì)算模型的適用范圍，對(duì)近些年發(fā)展迅速的大容量超臨界鍋爐進(jìn)行計(jì)算時(shí)會(huì)有較大誤差。按照經(jīng)驗(yàn)算法，受熱面附近的對(duì)流傳熱在大爐膛空間下中被忽略了。它會(huì)影響結(jié)果的準(zhǔn)確性。長期以來，大多數(shù)研究表明，在火力發(fā)電廠的鍋爐中，爐煙溫度很高，煙氣體積輻射相對(duì)較大，因此輻射傳熱導(dǎo)致爐內(nèi)傳熱過程一直被認(rèn)為發(fā)揮了至關(guān)重要的作用[4,5]。由于加熱表面附近的空氣流速較低，對(duì)流傳熱通常僅為總熱交換的5％。然而，在極端條件下，例如火焰位置的嚴(yán)重偏轉(zhuǎn)，燃燒區(qū)的末端或煙道的入口，對(duì)流傳熱顯著增強(qiáng)，甚至對(duì)流傳熱達(dá)到與輻射熱交換相當(dāng)?shù)乃?。朱在興[6]等人在Fluent仿真軟件中證明了在某些較為特殊的情況下局部對(duì)流換熱可能會(huì)達(dá)到輻射換熱的數(shù)倍以上，運(yùn)用P-1輻射模型證明了在火焰位置偏轉(zhuǎn)，火焰刷墻等惡劣工況的情況下應(yīng)該考慮局部對(duì)流換熱對(duì)蒸發(fā)受熱面熱流量的影響。所以如果能夠在爐膛傳熱模型中加入對(duì)流換熱的影響，則對(duì)提高運(yùn)算準(zhǔn)確度有重要意義。1.2.2超臨界鍋爐爐內(nèi)水冷壁傳熱的模型研究現(xiàn)階段超臨界直流鍋爐的主蒸汽參數(shù)越來越高，其中蒸發(fā)受熱面的研究和以往相比有著更加重要的地位[7,8]。而管子溫度的計(jì)算時(shí)水冷壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和改造的核心，壁溫控制在鍋爐運(yùn)行中至關(guān)重要。相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究表明，隨著壁溫不斷升高，管子的使用壽命成倍下降[9]。在鍋爐的汽水側(cè)，國內(nèi)外制造公司和個(gè)人對(duì)不同管子之間的熱偏差對(duì)汽水系統(tǒng)的影響已有較為深入的研究。西門子公司制造出了一種名為Benson的內(nèi)螺紋管，而這種管子是在數(shù)量巨大的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中優(yōu)化而來的[10]，它可以在鍋爐參與調(diào)峰，低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)發(fā)揮重要的作用。Benson管的特性是在給水流量很低的情況下，依然不會(huì)發(fā)生傳熱惡化，冷卻能力極強(qiáng)。Goidich[11]、Franke[12]等人對(duì)改進(jìn)過的內(nèi)螺紋管進(jìn)行試驗(yàn)研究，在垂直管屏中驗(yàn)證了優(yōu)化內(nèi)螺紋管在質(zhì)量流速較低的工況下具有自動(dòng)調(diào)節(jié)吸熱量的性質(zhì)，使得汽水介質(zhì)在不同管子之間均勻分布，對(duì)熱偏差現(xiàn)象也有所改善，使鍋爐可以持續(xù)安全運(yùn)行。而另一種水冷壁布置方式——螺旋管圈水冷壁，也有一定的改善熱偏差的能力。郭宇朦[13]對(duì)螺旋管圈水冷壁和垂直上升的內(nèi)螺紋管水冷壁同時(shí)進(jìn)行研究，將其所受熱負(fù)荷設(shè)為變量，得到了不同工況下的工作特性。兩種管子的傳熱特性的差別，隨著吸熱量的不斷增加被逐漸拉大。得到了如下結(jié)論：鍋爐滑壓運(yùn)行時(shí)，蒸發(fā)受熱面的吸熱量不斷變化，由此帶來的水冷壁傳熱和工作性質(zhì)的影響，螺旋管圈水冷壁中的汽水介質(zhì)熱工性質(zhì)改變程度比另一種管子更明顯。滕敏華[14]研究了某1000MW超超臨界機(jī)組鍋爐水冷壁特定的布置方式，將其網(wǎng)絡(luò)化，這種工質(zhì)流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)有非常多的循環(huán)回路，用于計(jì)算的節(jié)點(diǎn)，和各部分直接的聯(lián)接官路組成。聯(lián)立連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程，建立了超超臨界垂直管圈鍋爐水冷壁水動(dòng)力計(jì)算模型。此模型基于牛頓弦割法，可以對(duì)非線性模型進(jìn)行計(jì)算得到了鍋爐不同運(yùn)行工況下的不同水冷壁回路流量差異、中間點(diǎn)溫度及壁溫沿高度的分布情況。前蘇聯(lián)在1973年出版的《鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》中壁溫的計(jì)算方法極其修正算法一直在工程上使用。這種算法中用一個(gè)點(diǎn)的熱工數(shù)據(jù)作為一個(gè)面的表征值，綜合考慮了各種因素的影響，如管內(nèi)水動(dòng)力不穩(wěn)定性、不同管子中質(zhì)量流量不同、各種受熱面布置方式不同并且結(jié)構(gòu)多樣復(fù)雜、管子一周的熱流量并不均勻管長方向的熱散漫等，運(yùn)用水冷壁的熱偏差理論，和用標(biāo)注方法得到的壁面溫度最大值結(jié)合計(jì)算管壁溫度。當(dāng)前和之后的一段時(shí)間以內(nèi)，電廠的單元機(jī)組會(huì)經(jīng)常參與調(diào)峰，此時(shí)，鍋爐采用滑壓運(yùn)行方式，熱流量上下浮動(dòng)非非常大。采用上述計(jì)算方法不但不能體現(xiàn)鍋爐水冷壁管壁溫度的動(dòng)態(tài)特性，而且對(duì)于日益增加的超臨界直流機(jī)組容量來說，大多超出了算法的適用范圍，引起較大誤差。與此同時(shí)，還有存在以下缺點(diǎn)[15]：首先是在對(duì)于數(shù)學(xué)模型的簡化過多，缺少對(duì)于實(shí)際過程的聯(lián)系，致使抽象模型的失真。比如，受熱面中蒸汽質(zhì)量流量小的位置和熱負(fù)荷最強(qiáng)的位置在運(yùn)行過程中往往不是重合的，而受熱面熱力不均勻性和水力不均性雖然相互聯(lián)系，但仍然具有獨(dú)立分布的特性；二是不同運(yùn)行調(diào)節(jié)下傳熱系數(shù)應(yīng)不斷改變，有時(shí)變化極大，而標(biāo)準(zhǔn)中的方法將其去做一個(gè)常數(shù)，如此在偏差管中會(huì)引起系統(tǒng)誤差，鍋爐設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)會(huì)產(chǎn)生潛在的安全隱患；三是管束前煙氣空間對(duì)周向平均熱負(fù)荷也有影響，而在計(jì)算時(shí)對(duì)這一點(diǎn)給予足夠的關(guān)注?；谇疤K聯(lián)壁溫計(jì)算方法，國內(nèi)許多研究人員主要修改了一些計(jì)算方法和公式，以糾正熱負(fù)荷非均勻系數(shù)和流量偏差系數(shù)，對(duì)進(jìn)出口工質(zhì)焓值進(jìn)行檢查?？刂坪捅O(jiān)控加熱面的溫度，減少傳熱惡化現(xiàn)象的發(fā)生[16,17]。崇培安等[18]對(duì)于爐膛受熱面受熱不均的研究，使?fàn)t膛受熱面的熱偏差現(xiàn)象在受熱面局部交叉的情況下得到了有效減弱。他分析了機(jī)組運(yùn)行狀態(tài)參數(shù)，得到了影響熱偏差現(xiàn)象的多種因素，并計(jì)算出了高溫受熱面的屏間和同屏熱偏差的具體數(shù)值，對(duì)有熱偏差的水冷壁管進(jìn)行壁溫計(jì)算，得出了受熱面結(jié)構(gòu)改造的解決措施。劉福國[19]對(duì)運(yùn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)得的爐膛熱流量數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合處理，通過最小二乘法將測(cè)量得到的孤立點(diǎn)擬合成可視化的數(shù)值曲線，曲線的橫坐標(biāo)對(duì)應(yīng)蒸發(fā)受熱面熱流量分配不均系數(shù)，縱坐標(biāo)對(duì)應(yīng)爐膛高度，將二者一一對(duì)應(yīng)可以得到分配不均系數(shù)關(guān)于爐膛高度的函數(shù)，該函數(shù)表示成多項(xiàng)式的形式。他建立的回歸模型使用的是有限制性等式約束的最小二乘擬合。這種以最小二乘法為基礎(chǔ)的改進(jìn)回歸模型既滿足了物理變量的自然聯(lián)系，又對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行了最佳逼近。還有學(xué)者提出了更加精細(xì)的工質(zhì)流量分配的數(shù)學(xué)模型，并由此計(jì)算出了鍋爐各運(yùn)行參數(shù)隨機(jī)組負(fù)荷改變而改變的動(dòng)態(tài)特性。楊冬[20]等將水冷壁并聯(lián)管路中不同管子分開研究，基于它們的進(jìn)出口壓降，以及匯集在集箱中并重新分配給水冷壁管的過程中所體現(xiàn)的靜壓變化規(guī)律，抽象出了超超臨界鍋爐工質(zhì)流量分配的數(shù)學(xué)模型，這個(gè)模型在數(shù)值計(jì)算中有很多優(yōu)勢(shì)：一是幾乎沒有使用經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，通過非線性方程組建立，具有非常高的仿真模擬精度，計(jì)算方便，對(duì)水冷壁管中的任意一根都可以直接研究，偏差性??；二是用每根特定管子的熱流量分布規(guī)律，與之前計(jì)算所得的工質(zhì)流量分配分配規(guī)律相結(jié)合，可以精確的計(jì)算出水動(dòng)力和熱力危險(xiǎn)區(qū)域的位置并對(duì)之進(jìn)行校核計(jì)算。三是仿真所使用的的方格質(zhì)量很高，符合數(shù)值模擬的計(jì)算原理，這可以使計(jì)算點(diǎn)的工質(zhì)流量與熱負(fù)荷一一對(duì)應(yīng)，提高了計(jì)算精度。歐陽詩潔[21]等為了建立在超超臨界單元機(jī)組參與調(diào)峰時(shí)，因給水流向下降而發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象時(shí)依然能夠使用的通用數(shù)值計(jì)算模型。采用一維單通道模型，以Fortran語言為基礎(chǔ)編寫水動(dòng)力不穩(wěn)定性計(jì)算程序。該程序不僅可以穩(wěn)態(tài)計(jì)算反映整體狀態(tài)，還可以進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算體現(xiàn)熱工特性的動(dòng)態(tài)變化。對(duì)控制方程進(jìn)行求解的方法是時(shí)域法，這能計(jì)算低負(fù)荷運(yùn)行工況下不同幾何結(jié)構(gòu)及熱工參數(shù)的超超臨界鍋爐的流動(dòng)不穩(wěn)定性。滕葉[22]等沿爐膛高度分區(qū)段一維計(jì)算數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上，利用區(qū)域法進(jìn)行二維小區(qū)建模，分析研究了鍋爐在不同負(fù)荷爐內(nèi)熱負(fù)荷與水冷壁壁溫的分布規(guī)律，并在此基礎(chǔ)上，預(yù)測(cè)了火焰偏斜對(duì)壁溫安全的影響。1.3本文研究內(nèi)容本畢業(yè)設(shè)計(jì)所研究的內(nèi)容基于600MW超臨界壓力直流鍋爐熱力計(jì)算方法中的爐膛傳熱計(jì)算部分，從而建立爐膛出口煙溫計(jì)算模型。運(yùn)用此模型可以計(jì)算出爐膛傳熱量。并在此其他學(xué)者的研究的基礎(chǔ)之上，在爐膛熱負(fù)荷上沿高度分布曲線上取點(diǎn)擬合成多項(xiàng)式函數(shù)，得到了煙氣側(cè)熱負(fù)荷沿爐膛高度的分布，通過相關(guān)公式可以準(zhǔn)確輸出蒸發(fā)受熱面不同高度處的熱負(fù)荷。在汽水側(cè)經(jīng)過適當(dāng)簡化，建立超臨界壓力直流鍋爐蒸發(fā)受熱面靜態(tài)計(jì)算模型，并得出汽水介質(zhì)熱工參數(shù)沿爐膛高度的分布。本文編程計(jì)算的主要內(nèi)容包括，建立零維爐膛傳熱模型結(jié)合相關(guān)熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，以600MW超臨界壓力直流鍋爐為研究對(duì)象，用分區(qū)段迭代計(jì)算的方法研究蒸發(fā)受熱面熱工特性并建立相關(guān)計(jì)算模型，推導(dǎo)動(dòng)量守恒方程得出了壓降隨爐膛高度變化的關(guān)系式，通過能量守恒方程得到了工質(zhì)比焓沿爐膛高度變化的關(guān)系式，通過反復(fù)調(diào)用IAPWS-IF97物性工業(yè)方程計(jì)算熱工參數(shù)，設(shè)計(jì)算法對(duì)之上的混合方程組進(jìn)行耦合計(jì)算。編制并調(diào)用了相關(guān)計(jì)算程序，分析爐膛傳熱和工質(zhì)熱工特性變化，得到了不同位置和狀態(tài)的汽水介質(zhì)熱物理參數(shù)的計(jì)算結(jié)果，研究不同的熱工參數(shù)分布差異對(duì)鍋爐運(yùn)行的影響。本次編程計(jì)算主要可以分成下面幾個(gè)部分：（1）在爐膛內(nèi)，利用已經(jīng)建立的超臨界鍋爐爐膛傳熱模型，結(jié)合超臨界電站直流鍋爐結(jié)構(gòu)布置的的特點(diǎn)及其修正計(jì)算方法，以較為準(zhǔn)確計(jì)算出的爐膛出口煙溫和爐膛傳熱量，將煙氣側(cè)模型的計(jì)算結(jié)果用于汽水側(cè)；（2）在蒸發(fā)受熱面內(nèi)，分別分析計(jì)算蒸發(fā)受熱面內(nèi)溫度、比焓、比容等不同的熱工參數(shù)沿程分布規(guī)律，其中主要包括超臨界壓力下額定負(fù)荷運(yùn)行時(shí)與亞臨界壓力下低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)溫度的分布差異，并探索簡單確定溫度分布的方法。并且分析不同工況下大比熱區(qū)的移動(dòng)情況。（3）在相關(guān)數(shù)學(xué)模型分析的基礎(chǔ)上，用C語言作為編程工具，運(yùn)用分塊分析的思維進(jìn)行程序設(shè)計(jì)，爐膛傳熱量的計(jì)算程序中主要包括煙焓表的編制、三原子氣體輻射減弱系數(shù)、灰粒輻射減弱系數(shù)、爐膛綜合黑度等爐膛特性參數(shù)的計(jì)算。在計(jì)算出口煙溫時(shí)采用先假設(shè)，再校核的循環(huán)計(jì)算方法，通過二分法逐漸逼近在誤差允許范圍內(nèi)的準(zhǔn)確值。蒸發(fā)受熱面的計(jì)算程序的思路是通過能量方程和動(dòng)量方程結(jié)合已經(jīng)建立的計(jì)算模型，推導(dǎo)工質(zhì)焓值和壓力與高度的關(guān)系式，并將其轉(zhuǎn)化為程序語言，每一段出口的參數(shù)即為下一段入口的參數(shù)，逐段計(jì)算。第2章超臨界鍋爐特點(diǎn)極其蒸發(fā)受熱面?zhèn)鳠崽匦?.1超臨界直流鍋爐的主要特點(diǎn)上世紀(jì)超臨界鍋爐被研制成功，在幾十年的鍋爐設(shè)計(jì)方法的積累和實(shí)踐運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)的基礎(chǔ)之上，熱效率越來越高，而事故發(fā)生率卻越來越低。與之前亞臨界汽包爐相比，超臨界直流爐在提高安全性，減少供電煤耗，降低粉塵、氮化物、硫化物排放量等方面改善明顯，主要體現(xiàn)在以下幾個(gè)方面：(1)鍋爐容量和主蒸汽參數(shù)高超臨界壓力鍋爐作為超臨界火電機(jī)組的關(guān)鍵部件，并且提高鍋爐容量和主蒸汽壓力和溫度，提高鍋爐運(yùn)行效率一直是鍋爐發(fā)展的主要方向。顯著增加設(shè)備容量可以顯著提高發(fā)電容量，滿足用戶日益增加的用電缺口。另外，提高鍋爐容量還可以減少電力建設(shè)投資，降低運(yùn)營成本，并降低設(shè)備維護(hù)成本。在相同條件下單個(gè)鍋爐的容量加倍可以將利用率降低5％至20％。與亞臨界鍋爐相比，工廠的熱效率從3％增加到6％，這使工廠經(jīng)濟(jì)增加了約1.8％。(2)煤耗率低、經(jīng)濟(jì)性高超臨界機(jī)組主蒸汽壓力和主蒸汽溫度比亞臨界機(jī)組的對(duì)應(yīng)參數(shù)都有顯著提高。單獨(dú)提高主蒸汽壓力和溫度都對(duì)提高效率有明顯改善。其他參數(shù)相同，鍋爐主蒸汽壓力單獨(dú)從16.7MPa(亞臨界)上升到24.2Mpa(超臨界)時(shí),能使機(jī)組熱耗降低大約1.9%；同樣當(dāng)主蒸汽壓力為24.2MPa時(shí)，再熱段蒸汽溫度從亞臨界的538°C上升到超臨界的566°C,還可使熱耗降低0.6%~0.7%，根據(jù)以上兩種因素的影響，能夠得出如下結(jié)論，超臨界機(jī)組熱耗率比亞臨界機(jī)組降低2.5%左右，所以在相同發(fā)電負(fù)荷的情況下燃煤量較小，提高電廠經(jīng)濟(jì)效益。(3)事故率低、負(fù)荷調(diào)節(jié)迅速直流鍋爐沒有笨重的汽包，所以不會(huì)像汽包爐那樣存在由汽包的上壁和下壁之間的溫差引起的安全問題。直流鍋爐汽水系統(tǒng)水容量大大減少，墻壁的金屬材料重量輕，它們的儲(chǔ)熱能力比汽包鍋爐少，并且可以快速加熱和冷卻每個(gè)部件。超臨界機(jī)組具有更好的靈活性和可靠性，便于調(diào)峰，并具有低負(fù)荷運(yùn)行和和對(duì)調(diào)峰的應(yīng)對(duì)能力，因?yàn)樨?fù)荷變化率快，啟動(dòng)時(shí)間和負(fù)荷響應(yīng)時(shí)間顯著減少，我大大提高了適應(yīng)能力。同時(shí)，鍋爐可以快速啟動(dòng)和停止。例如，在丹麥的BestCraftPowerStation，如果3號(hào)機(jī)組的負(fù)載超過50％MCR，相應(yīng)的負(fù)載變化率約為7％/min，如果運(yùn)行負(fù)載低于50％MCR，則相應(yīng)的負(fù)載變化速率約為4％/min。超臨界鍋爐一定是直流鍋爐。直流鍋爐的蒸發(fā)受熱面由一個(gè)或多個(gè)并聯(lián)的管道組成，通過集水箱并聯(lián)連接。給水泵向管道中的工作流體供電，水和蒸汽依次通過它們各自的加熱表面，完成加熱，蒸發(fā)和過熱過程。2.2超臨界參數(shù)下工質(zhì)水冷壁管中的傳熱特性超臨界鍋爐的蒸發(fā)受熱面主要是水冷壁管，這恰恰是鍋爐設(shè)計(jì)的關(guān)鍵技術(shù)和承擔(dān)爐膛熱負(fù)荷的重要部位。在超臨界壓力下蒸發(fā)受熱面的傳熱特性主要有以下幾點(diǎn)：（1）超臨界壓力下，當(dāng)鍋爐負(fù)荷越來越大，水冷壁管的吸熱量也愈發(fā)增加，這會(huì)引起蒸發(fā)受熱面內(nèi)工質(zhì)不斷提高。例如，蒸汽參數(shù)為25MPa/540°C/

540°C的超臨界壓力鍋爐，工質(zhì)量度在水冷壁管內(nèi)大約提高98*C左右。（2）在超臨界壓力區(qū)，蒸發(fā)受熱面?zhèn)鳠崽匦耘c汽水介質(zhì)的熱工特性密切相關(guān)。在超臨界壓力區(qū)，水冷壁管內(nèi)汽水介質(zhì)具有大比熱容特性，并且蒸發(fā)受熱面的大比熱區(qū)的范圍會(huì)隨著汽水介質(zhì)溫度和壓力的變化而改變，在超臨界狀態(tài)下，工質(zhì)溫度和壓力越靠近臨界溫度和臨界壓力，則大比熱特性越明顯，工質(zhì)的熱物理性質(zhì)變化越劇烈。對(duì)應(yīng)比定壓熱容值變化曲線峰值處的工質(zhì)溫度稱為擬臨界溫度。因?yàn)楣べ|(zhì)性質(zhì)的驟變，在擬臨界溫度所在狹小區(qū)域的周圍，工質(zhì)的物理狀態(tài)差別很大，擬臨界溫度前面的工質(zhì)是水，后面的工質(zhì)是汽。當(dāng)管內(nèi)質(zhì)溫度處于對(duì)應(yīng)壓力下的大比熱容區(qū)范圍時(shí)，比熱容在極小的溫度間隔內(nèi)開始激增。雖然工質(zhì)吸熱量很大，但工質(zhì)溫度變化不大?？墒瞧渌麩峁?shù)，例如工質(zhì)體積急劇增加，非常容易引起水動(dòng)力特性不穩(wěn)定和不同水冷壁管中的流量出現(xiàn)偏差。而熱擴(kuò)散率急劇減小，使蓄熱能力不強(qiáng)的水冷壁管所積聚的熱量無法向工作介質(zhì)傳遞，導(dǎo)致類膜態(tài)沸騰，引起管子的高溫蠕變。在大比熱容區(qū)外，工質(zhì)比熱容變化較為緩慢，而且數(shù)值較小，工質(zhì)溫度隨熱負(fù)荷的不斷增大，提升較快。根據(jù)超臨界壓力下工質(zhì)的熱物理特性，控制蒸發(fā)受熱面的吸熱量，使大比熱容區(qū)在受熱面中出現(xiàn)的位置盡量避開和輻射傳熱最強(qiáng)的燃燒器區(qū)域，進(jìn)而防止傳熱惡化的發(fā)生是超臨界參數(shù)鍋爐機(jī)組設(shè)計(jì)和運(yùn)行的關(guān)鍵。下圖即表示了工作介質(zhì)的比定壓熱容隨溫度和壓力變化的關(guān)系。圖2-1超臨界壓力下工質(zhì)的大比熱容特性（3）熱負(fù)荷越強(qiáng)的水冷壁管或管屏工質(zhì)流量越小。超臨界參數(shù)鍋爐蒸發(fā)受熱面中的工質(zhì)完全靠給水泵壓力驅(qū)動(dòng)完成整個(gè)汽水系統(tǒng)的循環(huán)。直流鍋爐水冷壁工質(zhì)是強(qiáng)制流動(dòng)，管中工質(zhì)的流量的在隨熱流量的提升而下降。與自然循環(huán)汽包鍋爐的自補(bǔ)償特性剛好相反。這主要是由直流鍋爐汽水系統(tǒng)的動(dòng)力來源所決定的。水冷壁中的工質(zhì)隨吸熱量增加而上升，在穩(wěn)定給水流量的情況下，由溫度上升導(dǎo)致的比容增大會(huì)提升工質(zhì)的質(zhì)量流速，增大沿程摩擦阻力損失。當(dāng)當(dāng)汽水介質(zhì)需要克服的流動(dòng)阻力和水冷壁管兩端的壓差相等時(shí)，流動(dòng)動(dòng)力就會(huì)減弱，流量自然會(huì)減少。因而，對(duì)于超臨界參數(shù)鍋爐，與汽包爐相反的自補(bǔ)償特性會(huì)引起惡性循環(huán)，熱負(fù)荷越高的管子越容易發(fā)生爆管事故。中間點(diǎn)溫度即是工質(zhì)在蒸發(fā)受熱面出口汽水分離器中的溫度。它是在所有工質(zhì)都匯集到汽水分離器中之后而測(cè)得的整體溫度，所有不能體現(xiàn)特定某一根管子中工質(zhì)溫度的改變，不能反映熱偏差，火焰偏斜等因素的影響，只可代表蒸發(fā)受熱面出口工質(zhì)的平均溫度，也只能在宏觀上判斷蒸發(fā)受熱面的整體吸熱狀態(tài)。（4）在進(jìn)行調(diào)峰任務(wù)，超臨界直流爐的工作壓力不斷變化，汽水介質(zhì)從亞臨界壓力區(qū)向超臨界壓力區(qū)逐漸過渡。超臨界直流鍋爐有時(shí)采用滑壓運(yùn)行方式，鍋爐的工作壓力經(jīng)常要降到亞臨界壓力，此時(shí)超臨界直流爐的工作特點(diǎn)和亞臨界直流爐相同。蒸發(fā)受熱面出口工質(zhì)處于汽水共存的狀態(tài)，即便增加燃料量，中間點(diǎn)溫度也不會(huì)有較大變化，中間點(diǎn)溫度作為水煤比控制的超前信號(hào)失靈，給水煤比調(diào)節(jié)鍋爐運(yùn)行造成困難。超臨界鍋爐在額定工況下運(yùn)行時(shí)，汽水介質(zhì)在蒸發(fā)受熱面中呈現(xiàn)超臨界流體的特性。在臨界狀態(tài)附近時(shí)，工質(zhì)物性變化最大。2.3本章小結(jié)超臨界直流鍋爐因?yàn)槠淙萘看?，但熱?jīng)濟(jì)性更高的優(yōu)點(diǎn)在發(fā)電機(jī)組中被廣泛采用。在鍋爐的水冷壁中，工質(zhì)的溫度大幅度提高，而工質(zhì)在超臨界壓力下表現(xiàn)出和氣態(tài)與液態(tài)截然不同的熱工性質(zhì)，這種性質(zhì)對(duì)超臨界直流爐的運(yùn)行有至關(guān)重要的影響，也為鍋爐的設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。直流鍋爐中流量的自動(dòng)調(diào)節(jié)特性增加了運(yùn)行的安全隱患，并且在機(jī)組發(fā)電負(fù)荷經(jīng)常變化使得工質(zhì)狀態(tài)變化頻繁，更加凸顯了在線監(jiān)測(cè)鍋爐運(yùn)行狀況的重要性。所以，對(duì)蒸發(fā)受熱面中的汽水介質(zhì)進(jìn)行研究是十分重要的。第3章計(jì)算的原理和算法3.1爐膛內(nèi)傳熱量的計(jì)算方法本部分計(jì)算的目的在于通過計(jì)算爐膛傳熱量計(jì)算蒸發(fā)受熱面吸熱的平均熱負(fù)荷用于其中工質(zhì)焓值沿爐膛分布的計(jì)算。本次計(jì)算實(shí)在其他學(xué)者的鍋爐燃料的數(shù)據(jù)校核、燃料燃燒計(jì)算、鍋爐熱平衡等工作的計(jì)算基礎(chǔ)上進(jìn)行，把其中一些計(jì)算結(jié)果當(dāng)做已知量，具體過程如下：(1)輸入已知數(shù)據(jù)；(2)假設(shè)爐膛出口煙溫，計(jì)算爐膛煙氣平均比熱容；(3)計(jì)算玻爾茲曼特征數(shù)；(4)計(jì)算爐內(nèi)火焰黑度、火焰綜合黑度和爐膛黑度;(5)通過計(jì)算爐膛出口無量綱煙溫得到爐膛出口煙溫的計(jì)算值:(6)校核計(jì)算值是否滿足設(shè)置的誤差要求，如果不滿足則需要重新假設(shè)。在本次計(jì)算中主要是是順序結(jié)構(gòu)，按照所給出工式的順序計(jì)算即可通過熱空氣帶入爐堂內(nèi)熱量可如下計(jì)算 (3-1)1kg燃料帶入爐內(nèi)有效熱量可用下式計(jì)算 (3-2)煙氣平均熱容可如下求得[23] (3-3)其中——每千克燃料帶入爐內(nèi)有效熱量，kJ/kg；——爐膛出口煙焓，KJ/kg；——理論燃燒溫度，kJ/kg；——爐膛出口煙溫KJ/kg玻爾茲曼特征數(shù)為 (3-4)式中：ψac——水冷壁平均熱有效系數(shù)；F——包圍爐膛的總表面積，m3；(VC)av——煙氣平均比熱容；φ——保熱系數(shù)；煤粉燃燒火焰吸收減弱系數(shù)ka，,對(duì)于爐膛在常壓下（p約為0.1MPa）工作的煤粉爐其計(jì)算式為 (3-5)其中，，——煙氣中三原子氣體、灰粉顆粒和焦炭顆粒的減弱系數(shù)，m-1。根據(jù)伯勞赫提所用的方法，煙氣中三原子氣體、灰粉顆粒和焦炭顆粒的減弱系數(shù)計(jì)算式為三原子氣體輻射減弱系數(shù)： (3-6)灰粒輻射減弱系數(shù)： (3-7)焦炭粒子輻射減弱系數(shù)： (3-8) (3-9)其中，rH2O、rRO2、r——煙氣中的水蒸氣、二氧化碳（及二氧化硫）占煙氣容積份額和三原子氣體總的容積份額；T——煙氣溫度，爐膛為爐膛出口煙溫T，屏式和對(duì)流受熱面為進(jìn)出口平均煙溫T1，K；dash、dcok——灰粉顆粒和焦炭顆粒的平均粒徑，μm；μash,m——煙氣中灰粉顆粒的質(zhì)量濃度，kg/kg；μcok,v——煙氣中焦炭顆粒的容積濃度，g/m3；在計(jì)算焦炭粒子輻射系數(shù)所用到的焦炭顆粒濃度可用下式計(jì)算： (3-10)式中：Car——燃料收到基含碳量，%；Vdaf——燃料干燥無灰基揮發(fā)分含量，%；Vg——煙氣容積，m3/kg（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下）；h1、hun——最上排和最下排燃燒器布置高度，m；hf——爐膛計(jì)算高度，m；q4——機(jī)械不完全燃燒熱損失，%；其中，煤粉爐灰分和焦炭顆粒的平均值分別由可查表取得。而灰分顆粒的質(zhì)量濃度的計(jì)算應(yīng)從爐膛傳熱量之前燃燒產(chǎn)物的計(jì)算中得出，本次爐膛熱力計(jì)算直接帶入使用。爐內(nèi)輻射層光學(xué)密度的計(jì)算式為 (3-11)緊接著可以計(jì)算對(duì)于常壓下工作的煤粉爐的火焰黑度 (3-12)火焰綜合黑度可按下式計(jì)算 (3-13)將火焰綜合黑度代入如下式中可計(jì)算爐膛黑度 (3-14)——火焰綜合黑度；基于蘇聯(lián)1973年《鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》中爐膛計(jì)算的基本框架，研究提出了修正方法。其中考慮了火焰輻射強(qiáng)度沿爐膛截面方向減弱的現(xiàn)象。計(jì)算公式為爐膛出口無量綱煙溫 (3-15)M——表征火焰最高溫度位置的參數(shù)，與燃燒器布置相對(duì)高度xB有關(guān)。對(duì)于較易燃燒的煙煤、褐煤，M=0.59-0.5(xB+?x)，對(duì)于不易燃燒的無煙煤、貧煤，M=0.56-0.5(xB+?x)；?x——當(dāng)火焰最高溫度位置偏離燃燒器布置相對(duì)高度是所取的修正值。對(duì)于不同的燃燒方式，取值有不同。四角切圓燃燒，?x=0，對(duì)于燃燒器前后墻對(duì)沖布置，取?x=0.05，擺動(dòng)燃燒器，當(dāng)上下擺動(dòng)20°時(shí)，?x=±0.1，mm。爐膛出口溫度 (3-16)用燃料在爐膛中的有效放熱量減去爐膛出口煙焓即是留在爐膛中的熱量，可得爐內(nèi)傳熱量為 (3-17)——1kg燃料帶入爐內(nèi)有效熱量，kJ/kg；計(jì)算方法：采用先假設(shè)再校核的方法計(jì)算出口煙溫繼而得出爐膛傳熱量。首先假定熱風(fēng)溫度通過查空氣的焓值表計(jì)算熱風(fēng)焓值，然后計(jì)算空氣帶入爐內(nèi)的熱量。再根據(jù)鍋爐熱平衡等計(jì)算的結(jié)果計(jì)算燃料帶入爐內(nèi)的有效熱量，先假定爐膛出口煙溫，通過調(diào)用已用插值法編寫的固定煤種的煙焓表計(jì)算程序算出爐膛出口煙焓。按以上公式逐步就算煙氣平均熱容，玻爾茲曼特征數(shù)BO，三原子氣體輻射減弱系數(shù)kgrg，灰粒輻射減弱系數(shù)kashμash，焦炭顆粒濃度μcok,v，焦炭粒子輻射減弱系數(shù)kcokμcok，火焰吸收減弱系數(shù)ka，爐內(nèi)輻射層光學(xué)密度τ，3.2汽水側(cè)熱工參數(shù)的計(jì)算方法3.2.1鍋內(nèi)計(jì)算的已知條件和模型簡化超臨界壓力直流鍋爐的蒸發(fā)受熱面實(shí)質(zhì)上包圍爐膛燃燒區(qū)域的金屬管屏設(shè)備，通常由兩種不同結(jié)構(gòu)的設(shè)備組成，即下部螺旋管圈水冷壁和上部垂直管屏水冷壁。工質(zhì)在省煤器中流出，被給水泵驅(qū)動(dòng)進(jìn)入螺旋水冷壁入口集箱，之后集箱中的水被分配到數(shù)量眾多的水冷壁中，在承擔(dān)輻射熱負(fù)荷后再次匯集在連接上下水冷壁的水箱中。經(jīng)過流量的再次分配進(jìn)入垂直水冷壁，汽水介質(zhì)經(jīng)加熱后具有較高溫度和焓值，從而流向過熱器過熱。在完善的鍋爐設(shè)備中都安有熱工儀表及相關(guān)熱電偶測(cè)點(diǎn)，可以在線測(cè)量固定點(diǎn)處的溫度和壓力，比如測(cè)量進(jìn)口處的參數(shù)可以為編程計(jì)算提供初始數(shù)據(jù)。其典型布置方式見圖3-2圖3-2蒸發(fā)受熱面典型布置將爐膛空間近似成一個(gè)長方體區(qū)域，以冷灰斗二等分水平面看做長方體的下底面，即水冷壁的入口，從此處作為工作介質(zhì)在蒸發(fā)受熱面中加熱的初始位置。下水冷壁高度H1、爐膛高度H2、水冷壁管內(nèi)徑、數(shù)量、爐膛截面周長等結(jié)構(gòu)參數(shù)作為已知數(shù)據(jù)。在工程誤差允許的范圍內(nèi)，為便于分析計(jì)算且具有合理的準(zhǔn)確性，作如下基本假設(shè)：①將工質(zhì)三維流動(dòng)簡化為一維、穩(wěn)態(tài)流動(dòng)且工質(zhì)熱工特性參數(shù)沿管道橫截面分布均勻；②只有爐膛內(nèi)的輻射傳熱對(duì)水冷壁管影響較大，對(duì)流傳熱的影響可以忽略。在蒸發(fā)受熱面的垂直方向上，沿程不同位置之間的工質(zhì)之間不會(huì)相互傳遞熱量，其焓值增加所需熱量的來源僅僅是爐內(nèi)傳熱。并且爐內(nèi)燃燒工況假設(shè)成穩(wěn)態(tài)，基本不呈現(xiàn)動(dòng)態(tài)特性；③多管并聯(lián)的水冷壁中，沒有介質(zhì)流動(dòng)不穩(wěn)定的現(xiàn)象。當(dāng)工質(zhì)在集箱中重新流出時(shí)，在各水冷壁管之間的分配不出現(xiàn)偏差且接收的熱流量相同，在同一高度的橫截面上表現(xiàn)出相同的流體動(dòng)力學(xué)特性；④忽只計(jì)算對(duì)總壓力損失影響較大的沿程摩擦阻力損失和重位損失；⑤假定煙氣參數(shù)在寬度方向上分布均勻；在爐膛高度方向上，爐膛火焰的位置變化會(huì)影響熱流量的分布，受熱面的輻射熱強(qiáng)度符合文獻(xiàn)給出的分布規(guī)律。輻射熱強(qiáng)度沿爐膛火炬燃燒沿程熱負(fù)荷的變化和查閱相關(guān)資料得出的分布曲線一致。隨著燃燒器技術(shù)的不斷革新，空氣分級(jí)燃燒技術(shù)在高負(fù)荷的鍋爐中的使用越來越常見。這種技術(shù)可以提高煤的燃燒效率，減少氮氧化合物的排放。而有些超臨界鍋爐上部和下部的水冷壁結(jié)構(gòu)并不相同，這些技術(shù)的應(yīng)用必然會(huì)使在爐膛高度一維方向上的熱負(fù)荷變化偏離之前標(biāo)準(zhǔn)中給出的分析數(shù)據(jù)。3.2.2超臨界壓力直流鍋爐爐膛熱流量分布規(guī)律爐膛中燃料提供的熱負(fù)荷是蒸發(fā)受熱面吸熱的能量來源，也是和電廠效益和事故發(fā)生率息息相關(guān)的關(guān)鍵參數(shù)之一。利用爐膛傳熱量的大小可以匹配與其相適應(yīng)的受熱面并校核水冷壁溫。然而。在沿爐膛高度熱流量的分布會(huì)隨著燃燒器布置位置的改變而變化，也就是說熱量在爐膛高度方向上不是均勻分布的。在實(shí)際運(yùn)行中，某些位置的局部區(qū)域的熱負(fù)荷可能會(huì)高出平均熱負(fù)荷數(shù)倍以上，熱流量較大的地方最容易發(fā)生受熱面超溫爆管事故。在運(yùn)行現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行受熱面吸熱量的測(cè)量并對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行理論分析得出較為通用的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)改進(jìn)鍋爐設(shè)計(jì)思路、指導(dǎo)實(shí)際運(yùn)行有重要意義。一些被多次使用和理論修正過的經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)線算圖均得益于爐膛熱負(fù)荷測(cè)量研究。比如，在前蘇聯(lián)頒布的鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)中，通過沿高度方向的分配不均系數(shù)表達(dá)熱量分布情況。在國內(nèi)受燃料供求關(guān)系的影響，爐膛所用燃料經(jīng)常改變，這對(duì)防止受熱面結(jié)焦腐蝕和水冷壁超溫爆管事故十分不利。為了緊跟鍋爐技術(shù)的發(fā)展趨勢(shì)，針對(duì)現(xiàn)在已大量使用的空氣分級(jí)燃燒技術(shù)和和超臨界直流爐，研究人員在之前的研究思路和成果上，進(jìn)一步提出了相關(guān)求解公式、修正系數(shù)和經(jīng)驗(yàn)曲線，提高了計(jì)算精度。在鍋爐水動(dòng)力相關(guān)計(jì)算中，在一維計(jì)算模型中需要知道蒸發(fā)受熱面不同高度的吸熱量，而這些數(shù)據(jù)都在爐膛傳熱量中求得。因此，將之前所述測(cè)量研究得到的線算圖和相關(guān)計(jì)算函數(shù)運(yùn)用在鍋爐設(shè)計(jì)計(jì)算中，由蒸發(fā)受熱面吸熱量和爐膛傳熱量相等可得蒸發(fā)受熱面的平均熱負(fù)荷，可按下式計(jì)算： (3-18)其中，——為爐內(nèi)某一高度上的輻射熱負(fù)荷，kW／m2；——為爐膛高度上輻射熱負(fù)荷分配不均系數(shù)；——為鍋爐的保熱系數(shù)；——為實(shí)際燃燒產(chǎn)生煙氣的燃料量，kg/s；——為每千克燃料燃燒所得的有效熱量，kJ/kg;——為每千克燃料生成的煙氣在爐膛出口處溫度對(duì)應(yīng)的焓值，kJ／kg；——為爐膛內(nèi)輻射受熱面總面積，m2。只有結(jié)合爐膛熱負(fù)荷分布才能計(jì)算蒸發(fā)受熱面熱工特性，一般來說，爐內(nèi)熱負(fù)荷的經(jīng)驗(yàn)分布可以在國內(nèi)和國際鍋爐熱量計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)中找到，但燃燒器布置方式的改變對(duì)熱負(fù)荷沿爐膛高度分布的影響非常大；越來越多的大容量超臨界壓力直流鍋爐不斷建成，并且低NOx燃燒技術(shù)幾乎在每一個(gè)超臨界鍋爐中都發(fā)揮了作用。這種燃燒技術(shù)對(duì)鍋爐熱負(fù)荷沿爐膛高度分布的改變是顯著的，采用由近年投產(chǎn)的某臺(tái)超臨界壓力直流鍋爐爐膛熱流量分布數(shù)據(jù)得到的熱流量分布曲線，這個(gè)曲線是根據(jù)燃燒器分級(jí)布置的鍋爐擬合而成。在這個(gè)線算圖上按一定間隔取點(diǎn)以擬合成多項(xiàng)式函數(shù)，對(duì)于低NOx燃燒技術(shù)與常規(guī)燃燒相比，爐膛熱流量系數(shù)η的分布分別見圖3-3和圖3-4圖3-3前蘇聯(lián)73標(biāo)準(zhǔn)中的熱負(fù)荷分布線算圖圖3-4使用分級(jí)燃燒技術(shù)的大容量鍋爐熱負(fù)荷分布的線算圖從圖3-3、圖3-4可以明顯看出，兩種不同的燃燒器布置方式對(duì)應(yīng)的鍋爐熱負(fù)荷分布的線算圖有顯著差異。在圖3-4中可以看到熱負(fù)荷的最大值明顯上移，具體位置用相對(duì)高度表示，從傳統(tǒng)燃燒技術(shù)的大約0.37上升到分級(jí)燃燒技術(shù)的0.6。不同相對(duì)高度對(duì)應(yīng)的熱流量系數(shù)η被擬合成的多項(xiàng)式函數(shù)，供在編制計(jì)算程序時(shí)使用，以在進(jìn)行爐膛汽水側(cè)蒸發(fā)受熱面內(nèi)工質(zhì)計(jì)算時(shí)提供鍋爐不同高度處的熱負(fù)荷來計(jì)算工質(zhì)相應(yīng)的熱工特性參數(shù)。分布系數(shù)η可用爐膛內(nèi)某點(diǎn)的熱負(fù)荷q與爐膛輻射受熱面平均熱負(fù)荷q0的比值表示；相對(duì)高度x用該點(diǎn)高度X與爐膛總高度H的比值表示，即 (3-19) (3-20)可將η擬合成x的，n-1階多項(xiàng)式函數(shù) (3-21)用最小二乘法擬合可以得到上式 (3-22)求出受熱面平均熱負(fù)荷后根據(jù)（3-21）式和（3-22）式可以得出某一確定高度處的熱負(fù)荷可由（3-23）式計(jì)算 (3-23)超臨界鍋爐爐內(nèi)容積大，包覆爐膛的水冷壁管數(shù)量極多。在爐膛中的不同位置一般會(huì)存在燃料分布不均勻及煙氣溫度變化劇烈的現(xiàn)象。因此，各蒸發(fā)管的輻射熱負(fù)荷和工質(zhì)流量有一定差異。本文將單根管內(nèi)流量按平均流量計(jì)算并忽略沿寬度方向的熱負(fù)荷分布不均，將研究對(duì)象看做均值管。當(dāng)水冷壁的熱流量和經(jīng)驗(yàn)曲線有差異，或管內(nèi)流量偏離平均流量時(shí)，分別用熱負(fù)荷系數(shù)和流量系數(shù)對(duì)熱負(fù)荷和管內(nèi)流量偏離平均值的程度進(jìn)行修正。3.2.3蒸發(fā)管內(nèi)工質(zhì)焓值計(jì)算如圖3-5，在水冷壁的固定高度處取微元dX，某一特定水冷壁管用于修正的熱負(fù)荷系數(shù)為η1。根據(jù)3.1中的簡化條件，水冷壁管在固定確定很小區(qū)段dX處承擔(dān)的熱負(fù)荷dQ為 (3-24)如圖3-5，式中L是相鄰水冷壁管中心線之間的水平距離，L和水冷壁管節(jié)距S在數(shù)值上的的關(guān)系隨水冷壁不同結(jié)構(gòu)形式而改變，使用數(shù)學(xué)幾何關(guān)系可按下式得出 (3-25)其中α是螺旋管圈水冷壁管相對(duì)水平方向的傾角，對(duì)于螺旋水冷壁管，夾角一般在15°和30°之間，對(duì)于垂直水冷壁管，夾角為90°。圖3-5爐膛蒸發(fā)管結(jié)構(gòu)蒸發(fā)管的流量系數(shù)為η2，至高度X處，管內(nèi)工質(zhì)已經(jīng)吸收的熱量按式(3-26)計(jì)算： (3-26)式中η2——流量修正系數(shù)hin——水冷壁管進(jìn)口工質(zhì)焓，kJ/kg；h——某一任意高度X處的工質(zhì)焓，kJ/kg；m——水冷壁管工質(zhì)平均流量，kg／s；蒸發(fā)管工質(zhì)平均流量m等于水冷壁總流量M除以水冷壁管根數(shù)N，即 (3-27)M——給水總流量，kg／s；N——水冷壁管根數(shù)；式(3-24)兩端同時(shí)對(duì)爐膛高度求導(dǎo)，并結(jié)合式(3-26)得到 (3-28)將式(3-20)、式(3-23)、式(3-27)代入式(3-28) (3-29)公式推導(dǎo)進(jìn)行到這一步時(shí)，已經(jīng)可以在之后編制程序中使用。關(guān)系式左邊的物理意義是比焓對(duì)爐膛高度的查商，確定了迭代的步長之后，乘上差商，結(jié)合上一段的輸出值即可得到下一段的值。用這種方法計(jì)算的結(jié)果中熱負(fù)荷的來源是每一個(gè)固定高度點(diǎn)處的熱負(fù)荷。雖然按空氣分級(jí)配風(fēng)技術(shù)得到的熱負(fù)荷分布的線算圖計(jì)算的熱負(fù)荷比使用《鍋爐熱力計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)方法》中的圖表有更高的代表性和契合度，但是沿爐膛高度分段的區(qū)間不可能無限小，用固定高度處的熱負(fù)荷代表一小段的吸熱量終究會(huì)有系統(tǒng)誤差。可之后將比焓沿爐膛高度進(jìn)行積分，利用本身定積分?jǐn)?shù)學(xué)定義中無限微元的特點(diǎn)，巧妙的回避了這個(gè)問題。由于焓值的增加是由于吸熱量增加的緣故。定積分之后對(duì)不同高度處吸熱量的精確表示可以在一定程度上減少系統(tǒng)誤差對(duì)最后結(jié)果帶來的影響。Z≤H1時(shí)，根據(jù)管子結(jié)構(gòu)特性在式(3-29)中取下水冷壁的結(jié)構(gòu)參數(shù)，即水冷壁管數(shù)量和管與管之間的水平距離應(yīng)該取螺旋管水冷壁的相應(yīng)值，式(3-30)左右兩側(cè)同時(shí)對(duì)X從H=0到H=Z積分,即為 (3-30)蒸發(fā)受熱面入口參數(shù)為已知，即X=0時(shí)，人口處的邊界條件為入口壓力pin、入口溫度tin和入口處焓值hin=f1(pin,tin)，式(3-30)積分后變?yōu)? (3-31)當(dāng)Z=H時(shí)，螺旋管水冷壁出口，即垂直管水冷壁入口工質(zhì)的焓為h1，根據(jù)式(13)得到 (3-32)根據(jù)下水冷壁所采用的計(jì)算方法，對(duì)于上水冷壁，即H>Z>H1時(shí)，得到蒸發(fā)管在高度Z上工質(zhì)的焓值為由此式逐步計(jì)算即可計(jì)算至蒸發(fā)受熱面出口，這一步計(jì)算式的原理和在下水冷壁中的計(jì)算時(shí)相同只是這里先通過之前逐步計(jì)算的結(jié)首先計(jì)算出水箱出口，即上蒸發(fā)受熱面入口的一系列熱物性參數(shù)，并以這個(gè)參數(shù)為基礎(chǔ)數(shù)據(jù)，由積分式逐步向上計(jì)算。應(yīng)該引起注意的是，如果沿爐膛高度的分段不夠微小，那么下水冷壁最后一段計(jì)算出的熱工參數(shù)所對(duì)應(yīng)的實(shí)際位置與上水冷壁的入口將會(huì)有一段較大的距離，二者實(shí)際運(yùn)行中的熱工特性必然不同。在進(jìn)行程序設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該對(duì)這部分的算法進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，以免盡量選擇較小的分段長度并進(jìn)行正確的賦值，使得最后的計(jì)算結(jié)果中的數(shù)值擬合曲線盡量光滑。根據(jù)之前均值管道的假定條件，η1=η2=1。3.2.4蒸發(fā)管工質(zhì)的壓力和溫度計(jì)算對(duì)于水冷壁管束中的均值管，在其進(jìn)口參數(shù)的情況下，利用式()、式()和式()可得到受熱管工質(zhì)焓值沿爐膛高度的分布，以為只有兩個(gè)獨(dú)立的變量才可以通過水和蒸汽的性質(zhì)方程計(jì)算其他熱工參數(shù)，所以要進(jìn)一步計(jì)算工質(zhì)溫度，還必須要計(jì)算工質(zhì)的壓力并調(diào)用一直參數(shù)為初比焓和初壓力的函數(shù)。在計(jì)算整個(gè)蒸發(fā)受熱面的壓降時(shí)，在工程誤差允許的范圍內(nèi)對(duì)計(jì)算目標(biāo)進(jìn)行簡化，由于工質(zhì)的加速壓降和局部阻力壓降在總壓降中所占比重非常小，但就算他們的公式又較為復(fù)雜。所以本文計(jì)算的壓降只考慮沿程摩擦阻力壓降和重位壓降，忽略加速壓降和局部阻力壓降。根據(jù)文獻(xiàn)，沿爐膛高度分段的壓降計(jì)算公式如下所示，應(yīng)該指出的是計(jì)算摩擦阻力壓降時(shí)的應(yīng)該是水冷壁的長度，在下水冷壁中與計(jì)算重力壓降所用的變量高度H不同的，這是因?yàn)閮A斜管的緣故。而在垂直水冷壁中二者在數(shù)值上則完全一致。這一點(diǎn)在編程計(jì)算時(shí)應(yīng)尤其注意，極易引起系統(tǒng)誤差。 （3-34）——流量系數(shù)；——汽水介質(zhì)密度，kg/m3；——水冷壁管中的橫截面積，m2；—一根均值管中的質(zhì)量流量，kg/s；——摩擦阻力系數(shù)；——水冷壁內(nèi)徑，m；鍋爐在實(shí)際運(yùn)行的過程中，在每根水冷壁管子之間的吸熱量并不相同，一般會(huì)存在熱偏差。此時(shí)，并聯(lián)管內(nèi)汽水介質(zhì)的流量分配受重位壓降和沿程摩擦阻力壓降的影響是相反的。吸熱多的水冷壁，會(huì)在重位壓降起支配作用的時(shí)候，工質(zhì)比體積增大，重位壓降減少，增加質(zhì)量流量；而當(dāng)摩擦阻力起支配作用時(shí)，吸熱多的水冷壁，工質(zhì)密度減小，流速和阻力增大，質(zhì)量流量減小。當(dāng)蒸發(fā)受熱面內(nèi)是汽水兩相共存時(shí)，兩相流的沿程阻力壓力變換也可以折算成單相水的沿程阻力壓降乘上壓降倍率計(jì)算，這個(gè)壓降倍率是一個(gè)通過大量實(shí)驗(yàn)得出的經(jīng)驗(yàn)公式，如下所示 (3-35)式中：為汽、水兩相摩擦壓降；為兩相摩擦壓降倍率；為按總流量計(jì)算的單相水壓降。按式(3-36)計(jì)算： (3-36)式中：為汽相密度，kg/m3；為液相密度，kg/m3；為質(zhì)量含汽率。對(duì)于蒸發(fā)受熱面中有可能發(fā)生的汽水兩相流動(dòng)，Δp/Δl按式(21)計(jì)算 (3-37)：λ——沿程阻力系數(shù)；d——水冷壁管內(nèi)徑內(nèi)徑，m；D——汽水介質(zhì)密度，kg／m3；S——水冷壁管橫截面積面積，m2；g——重力加速度，m／s2ρ''——汽相密度，kg／m3；ρ'——液相密度，kg／m3；φ——質(zhì)量含汽率。最后一項(xiàng)是根據(jù)汽液平均密度ρ=ρ'ρ''/[ρ'?+(1??)ρ'']計(jì)算的重位壓降。下水冷壁用螺旋管圈水冷壁，上水冷壁采用垂直管屏水冷壁，兩種管子的摩擦阻力系數(shù)是不同的，對(duì)應(yīng)不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)，查閱相關(guān)手冊(cè)，經(jīng)過計(jì)算，對(duì)下部取0.0249，對(duì)上部取0.016。3.2.5工質(zhì)物性參數(shù)計(jì)算雖然可以體現(xiàn)水蒸氣熱力性質(zhì)的參數(shù)非常多，但是他們相互之間并非沒有聯(lián)系。很多熱工參數(shù)都不能獨(dú)立存在。再大多數(shù)的熱工狀態(tài)下，只要已知兩個(gè)獨(dú)立的參數(shù)就可以在相關(guān)圖表中或依據(jù)水和水蒸汽狀態(tài)參數(shù)方程組求解其他物性參數(shù)。本文選擇調(diào)用IAPWS-IF97標(biāo)準(zhǔn)中的部分函數(shù)編制成的子程序，求解工質(zhì)物性參數(shù)。如圖3-6所示，與IF67不同的是，共由五個(gè)小區(qū)間組成IAPWS—IF97標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算的可使用區(qū)間，其中第2部分和第3部分之間的交界位置是有特定的方程式控制的，而其他各區(qū)域的邊界的大致位置可以直接從圖中直接讀出。圖中從第1部分到第5部分依次代表壓縮水區(qū)、過熱蒸汽區(qū)、臨界水和臨界蒸汽區(qū)、飽和區(qū)和超高溫(過熱)蒸汽區(qū)。由于該模型中的計(jì)算公式都可以用有限次加、減、乘、除、乘方、開方運(yùn)算表示，并且被求解的變量在普通方程中的指數(shù)部分是常數(shù)，所以計(jì)算模型本身得到了極大的簡化。另外，該標(biāo)準(zhǔn)中的偏微分方程直接給出了由P、h或P、S求溫度T的公式，這種直接計(jì)算的形式使得在這兩種初參數(shù)的情況下不用反復(fù)進(jìn)行計(jì)算，每一個(gè)變量計(jì)算所用到的導(dǎo)出方程是都是用基礎(chǔ)的熱力學(xué)公式通過推導(dǎo)得出，所以計(jì)算結(jié)果與基熱力學(xué)關(guān)系式的計(jì)算結(jié)果在數(shù)值上具有非常優(yōu)秀的一致性，使用偏導(dǎo)數(shù)微分方程方程計(jì)算也大大提升了計(jì)算效率，節(jié)省了工作量。圖3-6IAPWS-IF97分段區(qū)間在IAPWS-IF97方程組中，不同的傳熱區(qū)間內(nèi)由不同的微分方程分別控制著，各區(qū)間的有效使用溫度區(qū)間為：273.15K≤T≤1073.15K，P≤100MPa；1073.15K≤T≤2273.15K，P≤10MPa。應(yīng)用水和水蒸氣IAPWS-IF97物性方程，可以計(jì)算工質(zhì)的熱物理參數(shù)，如比焓，密度和溫度，計(jì)算式如下所示，即： (3-38) (3-39) (3-40)上述三個(gè)方程是水和水蒸氣性質(zhì)——IAPWS-IF97物性工業(yè)方程中的一部分，IAPWS-IF97物性工業(yè)方程在其他文獻(xiàn)中有更加詳細(xì)的描述，這里只是調(diào)用這個(gè)方程組集合成的C語言程序所以不做展開。按以上三個(gè)方程的順序，它們的功能依次為已知一點(diǎn)工質(zhì)的壓力和溫度計(jì)算工質(zhì)焓，已知一點(diǎn)工質(zhì)的壓力和溫度計(jì)算工質(zhì)密度，已知一點(diǎn)工質(zhì)的壓力和焓求工質(zhì)溫度，它們由于在不同的區(qū)域特工參數(shù)具有不同的獨(dú)立性，所以它們的使用范圍并不完全相同3.2.6蒸發(fā)受熱面內(nèi)工質(zhì)的計(jì)算方法在模型分析基礎(chǔ)上，用C語言采用前進(jìn)歐拉法進(jìn)行編程計(jì)算,并盡量減小計(jì)算分段長度來減少誤差。由動(dòng)量守恒和能量守恒方程推出工質(zhì)壓力和焓值沿爐膛高度的差分方程，結(jié)合IAWPS-IF97工業(yè)物性方程并人為選擇合適的分段長度求解每個(gè)計(jì)算點(diǎn)的狀態(tài)參數(shù)。逐步求解，直到蒸發(fā)受熱面出口（工質(zhì)從螺旋管圈水冷壁進(jìn)入垂直管屏水冷壁時(shí)，計(jì)算公式和結(jié)構(gòu)參數(shù)的取值應(yīng)該發(fā)生相應(yīng)變化）。具體流程如下圖3-7超臨界鍋爐蒸發(fā)受熱面靜態(tài)模型程序框圖已知入口的溫度和壓力值，通過水和蒸汽方程可算出這一點(diǎn)的焓值和比體積；再通過能量方程和動(dòng)量方程計(jì)算dh和dl與dp與dl的關(guān)系式；然后根據(jù)實(shí)際工程問題需要確定分段長度，用之前求得的關(guān)系式計(jì)算下一點(diǎn)的焓值和壓力值，再通過水和蒸汽方程計(jì)算這一點(diǎn)的溫度。這樣就得到了第二點(diǎn)的溫度和壓力，便可以逐步進(jìn)行計(jì)算。每一次分段計(jì)算結(jié)束，都應(yīng)該進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)判定，判斷區(qū)段所屬位置是否越過螺旋管水冷壁進(jìn)入垂直水冷壁或是否進(jìn)入垂直水冷壁出口?？驁D中的H1即為螺旋水冷壁高度，當(dāng)H大于H1時(shí)，受熱面相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)和結(jié)束循環(huán)的判斷條件應(yīng)該發(fā)生變化，但計(jì)算流程不變。3.3本章小結(jié)本章節(jié)主要是對(duì)本文中計(jì)算部分的介紹，包括爐膛傳熱量的計(jì)算和汽水側(cè)數(shù)學(xué)模型的創(chuàng)建，并列出了編程所利用到的計(jì)算公式和相應(yīng)編程算法。具體如下：以鍋爐熱力計(jì)算爐膛傳熱部分為爐膛傳熱量的計(jì)算方案，通過漸次逼近法計(jì)算出爐膛出口煙溫，得出了每千克燃料在爐膛中燃燒的有效熱量。在鍋內(nèi)過程的研究中，在適當(dāng)?shù)暮喕?，建立了蒸發(fā)受熱面靜態(tài)計(jì)算模型，并借助水和水蒸氣的性質(zhì)可以求解沿程熱工參數(shù)的變化情況。該計(jì)算過程可以通過程序設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)。第4章機(jī)組計(jì)算與分析4.1鍋爐爐膛傳熱量的計(jì)算本次計(jì)算所用鍋爐為600MW超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行螺旋管圈直流爐，單爐膛，一次中間再熱、四角切圓燃燒方式，全鋼架懸吊結(jié)構(gòu)，π形布置，固態(tài)排渣，爐后尾部布置2臺(tái)三分倉容克式空氣預(yù)熱器。鍋爐燃料名稱：神府東勝煤。首先對(duì)爐膛出口煙溫做假設(shè)，給定出口煙溫為1473K，在C語言中的do...while...循環(huán)中共進(jìn)行了四次循環(huán)計(jì)算結(jié)果如下，逐步計(jì)算出了滿足誤差要求的出口煙溫。運(yùn)行結(jié)果顯示程序一共經(jīng)歷了4次循環(huán)計(jì)算，最終計(jì)算出爐膛出口煙溫1702.69K，每千克燃料的爐膛傳熱量8024.63kJ/kg。在運(yùn)行程序的過程中分析可得，不同的計(jì)算燃料量會(huì)影響直接影響爐膛中玻爾茲曼特征數(shù)的計(jì)算，從而影響蘇聯(lián)修正方法中無量綱煙溫的計(jì)算，導(dǎo)致最終計(jì)算結(jié)果的變化。當(dāng)燃料燃料量減少時(shí)，每千克爐膛換熱量會(huì)上升，而其中爐膛出口煙溫會(huì)下降，但是總傳熱量一定下降。例如，當(dāng)燃燃料量從69kg/s下降到49kg/s時(shí)，爐膛出口煙溫由1702.69K下降到1615.03K，而每千克燃料的爐膛傳熱量由8024.63kJ/kg上升到9193.83kJ/kg。由于本文中所用到的爐膛熱力計(jì)算并不是完整的熱力計(jì)算，因此不作過多分析。4.2汽水側(cè)熱工參數(shù)的計(jì)算將所得的爐膛傳熱量根據(jù)不同的工況并結(jié)合結(jié)構(gòu)參數(shù)轉(zhuǎn)化成一根水冷壁管所吸收的熱量帶入汽水側(cè)程序。冷灰斗形狀在建立蒸發(fā)受熱面數(shù)學(xué)模型的時(shí)候被簡化，整個(gè)爐膛被看成了高為H2的長方體，此長方體上部對(duì)應(yīng)蒸發(fā)受熱面出口，各部分結(jié)構(gòu)參數(shù)可按下表取用。表4-1蒸發(fā)受熱面的結(jié)構(gòu)參數(shù)部位參數(shù)數(shù)據(jù)爐膛高度H2/m53.572橫截面周長C1/m75.638橫截面周長C2/m53.451螺旋管水冷壁出口高度H1/m33.387管內(nèi)徑d1/m0.025根數(shù)N1436管圈的水平傾角a/(°)17.89垂直水冷壁管圈的水平傾角a/(°)90管內(nèi)徑d2/m0.0208根數(shù)N21312應(yīng)該說明的的是，我所使用的水和水蒸氣性質(zhì)子程序的計(jì)算原理是，首先根據(jù)兩相區(qū)和單相區(qū)的的壓力和攝氏溫度計(jì)算出其他變量的值，進(jìn)而可以求出這些變量對(duì)應(yīng)不同壓力和溫度的近似解。如此，已知其他變量的時(shí)候，也可以反過來求解溫度和壓力。需要明確的是，調(diào)用子函數(shù)中不同的函數(shù)應(yīng)對(duì)應(yīng)不同的計(jì)算范圍，有些函數(shù)只能計(jì)算兩相區(qū)，有些函數(shù)不能跨越超臨界區(qū)，所以應(yīng)該選擇程序中更具有普遍性的函數(shù)進(jìn)行調(diào)用。按第3章所介紹的算法編制C語言程序計(jì)算不同區(qū)段處工質(zhì)的熱物性參數(shù)，得到沿程分布的熱工特性計(jì)算結(jié)果如下所示：每段高度設(shè)為2m，逐段向上計(jì)算出汽水介質(zhì)沿程熱工參數(shù)，如壓力、比焓、攝氏溫度、比容、比定壓熱容，制成匯總表如下，可直觀看出各種熱工參數(shù)沿爐膛高度的分布表4-2蒸發(fā)受熱面熱工參數(shù)沿程分布分段壓力比焓溫度比體積比定壓熱容028.091418.45317.20.0013955.4295128.0731418.46317.190.0013955.4299228.0381418.76317.250.0013965.4323328.0031419.87317.450.0013975.4378427.9691422.45317.920.0013995.4470527.9351427.13318.770.0014025.4693627.9001434.60320.150.0014085.5021727.8651445.52322.130.0014165.5507827.8301460.53324.840.0014285.6210927.7951480.20328.330.0014445.71881027.7601505.04332.660.0014655.85391127.7241535.47337.830.0014926.03971227.6871571.79343.780.0015276.29631327.6491614.21350.420.0015726.65201427.6101662.80357.580.0016297.19931527.5691717.51365.020.0017028.03711627.5241778.17372.430.0017969.43401727.4751844.49379.380.00192112.07331827.2791844.49379.130.00192512.22721927.2671890.75383.090.00203415.49092027.2641941.72386.310.00218820.68492127.2631996.90393.440.003209539.83922227.2532055.74393.410.003213139.90812327.2422117.74393.370.003212539.99902427.2312183.47393.340.003214040.06832527.2212249.68393.310.003215440.13772627.2102319.30396.530.003857031.12162727.1992391.75399.130.004294824.09812827.1882467.13402.70.004783218.2146為了更加直觀的反映各熱工參數(shù)沿爐膛高度的變化情況，將這些數(shù)據(jù)中選取部分有代表性的點(diǎn)通過最小二乘法擬合成高次圓滑曲線。選取分段為第1段、第5段、第9段、第13段、第17段、第21段、第24段、第28段對(duì)應(yīng)的爐膛高度分別為1m、9m、17m、25m、33m、39m、45m、53m。得到汽水介質(zhì)壓力沿爐膛高度分布的曲線為圖4-1超臨界鍋爐壓力沿爐膛分布曲線在圖線中可以看出，汽水介質(zhì)的壓力隨著爐膛高度的增加逐步降低。得到汽水介質(zhì)攝氏溫度沿爐膛高度分布的曲線為圖4-2超臨界鍋爐鍋爐溫度沿爐膛分布曲線在圖線中可以看出，汽水介質(zhì)的溫度隨著爐膛高度的增加逐步增加，在大比熱區(qū)附近由于汽水介質(zhì)的大比熱特性，雖然工質(zhì)汽水介質(zhì)一直在吸熱，溫度并沒有太明顯的提升得到汽水介質(zhì)比定壓熱容沿爐膛高度分布的曲線為圖4-3超臨界鍋爐鍋爐比定壓熱容沿爐膛分布曲線容易得出在蒸發(fā)受熱面高度大約42m高度處，比定壓熱容達(dá)到最大值，此處的溫度被稱為擬臨界溫度。這個(gè)點(diǎn)就是分相點(diǎn)。在這個(gè)點(diǎn)周圍的一小塊兒高度中，如若工質(zhì)的熱物性，比如溫度稍有變化，則會(huì)導(dǎo)致其他相關(guān)的物性參數(shù)，例如比焓，比容，導(dǎo)熱系數(shù)等發(fā)生驟變。若工質(zhì)的壓力在臨界壓力之上，其壓力越低，則大比熱區(qū)現(xiàn)象越明顯越容易發(fā)生類模態(tài)沸騰導(dǎo)致傳熱惡化。在整個(gè)推導(dǎo)公式、理解算法和編程調(diào)試的過程，不難看出機(jī)組接近額定負(fù)荷正常運(yùn)行時(shí)，蒸發(fā)受熱面呈負(fù)流量補(bǔ)償特性，從重力壓頭在蒸發(fā)受熱面總壓頭中所占的比重中不難看出這一點(diǎn)。在這種特性的影響下，工作介質(zhì)流量越低的水冷壁管反而會(huì)吸收更多的熱量，使得鍋爐在運(yùn)行中具有極大的安全隱患，引發(fā)超溫爆管事故。并且現(xiàn)場(chǎng)實(shí)