ADDINCNKISM.UserStyle600MW電站煤粉鍋爐熱力計算及分析摘要600MW電站煤粉鍋爐熱力計算及分析最近這些年來，我們國家的風力發(fā)電、潮汐發(fā)電、太陽能發(fā)電等新型低污染清潔發(fā)電的方式得到了長足的發(fā)展，但所有這些新型發(fā)電模式要么裝機容量太小，又或者發(fā)電量不穩(wěn)定，因此，，我國的發(fā)電方式應該還是火力發(fā)電。我國的火力發(fā)電主要使用的是煤粉鍋爐。而對于煤粉鍋爐，在設計、運行和改造的各個方面，都需要用到熱力計算的數(shù)據(jù)。通過熱力計算來分析鍋爐運行的安全性和經(jīng)濟性。準確且精確的熱力計算數(shù)據(jù)是我們所需要的。因此有必要對熱力計算進行研究。本文依據(jù)前蘇聯(lián)1973年鍋爐機組熱力計算標準方法，研究600MW電站煤粉鍋爐的熱力計算。在此過程中不僅結(jié)合了鍋爐的特征和近年來鍋爐熱力計算的研究成果而且對于鍋爐熱力計算的原理和過程方法做了分析。本文具體研究了鍋爐熱力計算模型。電廠中的受熱面按照傳熱方式分為輻射受熱面，對流受熱面以及半輻射受熱面。本文選取電廠鍋爐中這三種中典型受熱面進行計算原理以及計算過程方法的研究。對于具體的研究工作，本文采用用電算化方法，編制了熱力計算程序。以DevC++軟件為開發(fā)工具，利用C語言，對給定600MW電站煤粉鍋爐，選取三種典型受熱面（爐膛，前屏，支吊管）的熱力計算進行額定負荷下的結(jié)構化編程。將鍋爐熱力計算軟件的熱力計算結(jié)果與產(chǎn)品說明書中的設計值進行比較，有效地證明了鍋爐計算軟件的準確性。關鍵詞：600MW煤粉鍋爐，熱力計算，軟件。第一章緒論1.1研究的背景和意義我國主要的發(fā)電方式當屬火力發(fā)電。鍋爐則是火力發(fā)電廠的三大主要設備之一。隨著我國經(jīng)濟的發(fā)展，電力行業(yè)必須跟上其發(fā)展的腳步。我國的火電廠鍋爐向著大容量，高參數(shù)進行。對于鍋爐熱力計算而言，它是鍋爐安全經(jīng)濟運行的重要參考指標。無論是鍋爐設計過程中，還是鍋爐改造以及運行的過程中，熱力計算的數(shù)據(jù)必不可少。鍋爐的計算不僅有熱力計算還有其他計算，如水動力計算、制粉系統(tǒng)的計算等。這些計算都需要用到熱力計算的結(jié)果數(shù)據(jù)，因此更加加重了熱力計算的地位。我國的熱力計算方法在各個方面都存在著一定的不足。因此對于熱力計算有效可用方法的研究是重中之重。我國國情與其他國家不盡相同，無論是煤質(zhì)還是氣候、環(huán)境等因素。因此，要制定符合我國國情的方法。1.2國內(nèi)外研究現(xiàn)狀目前世界各國的鍋爐熱力計算有很多方法標準。多年來,我國發(fā)電鍋爐設計和校核計算普遍采用的方法是前蘇聯(lián)1957年（包括2個修正）和1973年兩個聯(lián)合標準方法。最近這些年來，哈爾濱鍋爐廠引進了美國CE公司的技術、北京鍋爐廠引進總部位于美國北卡羅來納州夏洛特的巴威公司的技術等[1]。但這些引進的鍋爐公司的標準都是只適用于各個公司所生產(chǎn)的鍋爐，而且及時對于它們自己制造的鍋爐，對于鍋爐熱力計算依舊有不足之處。例如美國CE公司標準中對于對流受熱面的傳熱計算中，竟然不考慮灰粒輻射和管束之前的煙室中煙氣輻射，只考慮煙氣輻射中管屏間的三原子輻射。相比之下，蘇聯(lián)1973年標準在計算傳熱系數(shù)時，對于灰粒輻射和煙氣輻射的各種因素都做了考慮。前蘇聯(lián)的兩種熱力計算方法是有不同的。兩種標準的爐膛傳熱公式是不同的。而且它們在計算對流受熱面是，對于傳熱系數(shù)是考慮的因素有些不同，這也就造成了它們對于傳熱系數(shù)計算的不同。1973年標準在計算傳熱系數(shù)時,對于順列管束和錯列管束是有區(qū)分的。二者計算方程式是不同的。另外，兩種標準輻射放熱系數(shù)和污染系數(shù)的選取和計算在規(guī)定上也有不同。而在屏式受熱面計算傳熱系數(shù)計算方法亦是不同。同時對于爐內(nèi)傳熱計算在計算爐膛出口煙溫，爐膛黑度時不同[2]。前蘇聯(lián)標準計算方法中，給出分區(qū)段計算方法和古爾維奇法。我國主要使用古爾維奇法進行計算。盡管這種方法是零維模型，因為各種因素的影響導致爐膛計算的復雜性，這在第二章會有講到，對于水平和豎直方向上只是考慮一個方向，計算不夠精確。但是工程上這一方法是滿足需要的，當然也是使用最多的。分區(qū)段方法將爐膛分為多個區(qū)域進行計算，這無疑增加了計算的復雜性。這樣做的好處在于可以在每一個高度都有計算的進行，這也就在方法上避免了爐膛中溫度沿著高度上分布的不均勻性。但是對于水平界面上溫度場，物質(zhì)成分場等的分布是無能為力的。這一方法建設出的模型有些參數(shù)需要根據(jù)具體實際情況進行選取，這種選取的準確性和精確性有待進一步的證明[1]。。我國我國工程上常用的爐膛換熱計算方法是建立在相似理論基礎上的半經(jīng)驗公式，是經(jīng)過修正的古爾維奇方法，由燃燒過程和爐內(nèi)熱平衡換熱推出系統(tǒng)方程式[3]。然而，根據(jù)我國多年的計算經(jīng)驗和實測結(jié)果，發(fā)現(xiàn)這一方法的局限性。對于小容量鍋爐的計算，爐膛出口煙溫是較為準確的。對于大容量，高參數(shù)的鍋爐或者燃用碳含量較大的煤種時，使用這一方法計算出來的爐膛出口煙溫是比實際測得的煙溫要低很多。而這種情況，會導致鍋爐的過熱蒸汽的超溫，超溫則易于引起鍋爐爆管，這對鍋爐的安全性影響很大。當然，這也會降低鍋爐的使用壽命和增加鍋爐的運行的維修成本，嚴重降低鍋爐的經(jīng)濟性。因此，需要對爐膛換熱計算進行改進，用以提高爐膛出口煙溫的計算精確度。只有這樣才能從根本上避免過熱蒸汽超溫的現(xiàn)象，保障鍋爐的安全經(jīng)濟運行。對于爐膛出口煙溫計算公式的改進，各國科學家也做了很多的努力和研究。杜波夫斯基、卜洛赫等人在大量試驗數(shù)據(jù)的基礎上，在熱力計算中加入了爐膛輻射受熱面熱負荷對爐膛出口溫度進行修正，考慮了火炬平均有效溫度的影響,提出了爐膛出口煙氣溫度的改進計算式。但是，這一公式在推導的過程中，對于大量的實驗數(shù)據(jù)的統(tǒng)計沒有正式反應，對于這些數(shù)據(jù)進行了簡化以降低公式推導過程中的復雜性。但是這種簡化必然會帶來誤差。因此，杜波夫斯基的爐膛出口煙溫改進的計算公式是不盡如人意的[5,6]。也有人對爐膛黑度的計算的公式做了修正。這種修正通過引入schuster準則數(shù)得來。原因在于schuster準則數(shù)能夠表征火焰中固體顆粒散射特征，這就為爐膛黑度的修正提供的前提條件[7]。同時也有人，采用“光學密度”作為計算爐膛換熱的依據(jù)，而沒有采用爐膛黑度的這一傳統(tǒng)的計算概念。這實際上修改了蘇聯(lián)標準。而且根據(jù)“光學密度”對于爐膛計算公式的傳熱系數(shù)進行了修正[8]。唐必光修正了杜波夫斯基的公式，對于杜波夫斯基推導過程中的有些方面做了改正，得到一個更加符合實際的爐膛換熱計算公式，具體實際例子的熱力計算表明，該公式的計算結(jié)果能正確反映實際的測量狀況[6]。李永興等人在發(fā)現(xiàn)爐膛的形狀系數(shù)對出口煙溫也有一定的影響，在標準方法的基礎上加入爐膛的形狀系數(shù)，提出了爐膛煙氣溫度的改進計算式[9]。多米爾分區(qū)計算方法。該方法通過分區(qū)實現(xiàn)了溫度沿著爐膛不同的計算考量，對于爐膛水平界面的溫度場、物質(zhì)成分場等的不均勻的力有未逮[10]。關金峰等人為了減少分區(qū)段方法的計算任務量，通過將爐膛分為兩個計算區(qū)塊，這樣不僅提高了效率也提高的計算的精度，不失為一種很好的提議[11]。樊泉桂在關金峰等人的基礎上，為了進一步提高爐膛計算的精確度，對于爐膛的分區(qū)，按照燃燒器分為四個區(qū)域。這得益于現(xiàn)今計算機的發(fā)展，擁有更快速高效且精準的計算能力[12]。李振全等人在我國電站鍋爐熱力計算方法應用現(xiàn)狀中指出，無論怎么計算，對于一些參數(shù)的選取如積灰系數(shù)、熱有效系數(shù)和利用系數(shù)，是最為重要的。這種選取是依據(jù)大量的鍋爐實際經(jīng)驗數(shù)據(jù)。因此現(xiàn)有的選取標準需要更新，這種更新會在一定程度上增加鍋爐熱力計算的準確性以及精確性。因此有必要對這些參數(shù)的選取進行研究[1]。。此外，73標準計算過熱器的額外加熱表面的設定是另一個缺點。73標準規(guī)定，只有當附加加熱表面的面積大于熱交換器面積的5％時，才考慮附加加熱表面的計算過程。實際上，該算法的誤差很大不能應用于現(xiàn)代鍋爐的熱力計算。以這種方法進行熱力計算，熱交換區(qū)域的誤差將在鍋爐的整個計算過程中產(chǎn)生大的計算誤差。因此，對于超臨界或超超臨界鍋爐，必須采用包括額外加熱表面的熱力計算[13]。除此以外，在半輻射受熱面的計算中，因為屏區(qū)煙氣會對爐膛的熱輻射有反向輻射，這種反向輻射也在考慮的范圍內(nèi)，因此引入修正系數(shù)，對于這種反向輻射進行修正。樊保國等人在大型鍋爐屏式過熱器熱力計算方法分析中指出，這種修正是不嚴格的，因為爐膛已經(jīng)修正過一次。有一部分輻射熱量被兩次修正。所以，這就使得半輻射受熱面的實際吸熱量比計算吸熱量高。對于燃氣鍋爐，這是難以接受的。實際上，對于電站煤粉鍋爐，這種修正影響并不是很大，原因在于這一修正值大于0.95[14]。兩種循環(huán)存在于熱力計算中。一個是每個受熱表面的循環(huán)。迭代運算操作以達到所需的精度。它被稱為小循環(huán)。另一種是假設煙氣排放溫度與實際計算的溫度差別很大。此時，在假定調(diào)節(jié)排氣溫度之后執(zhí)行重新計算。這個循環(huán)稱為大循環(huán)。如果關于某些參數(shù)的假設在計算中是不合理的，則必須執(zhí)行多次迭代以滿足計算要求，這對于手動計算方法來說是計算任務量是非常大的。手動計算方法耗時耗力，精度難以保證，容易出錯，比較多種方案不方便[15]。。我國多數(shù)鍋爐廠家針對鍋爐熱力計算，開發(fā)了一些計算機程序。這些開發(fā)的計算軟件大多采用結(jié)構化編程。結(jié)構化編程是針對具體某一鍋爐，通用性難以實現(xiàn)。若要應用于另一鍋爐，結(jié)構參數(shù)，煤種不同就需要重新計算，程序要進行大量的修改。而且鍋爐的設計不靈活多變，程序界面不友好，人機交互能力不強，軟件功能不完善[16]。楊潤宏在“大型燃煤電站鍋爐分析與分析”中提出了鍋爐熱力計算模型。在模型分析的基礎上，利用面向?qū)ο蟮木幊谭椒?，以純粹的面向?qū)ο笳Z言Java作為開發(fā)工具，完成了熱力計算軟件的設計。在軟件設計中，考慮了傳熱單元的受熱面類型的變化和流體介質(zhì)的不同流動，實現(xiàn)了鍋爐整個過程的自動迭代計算[17]。在“基于熱力計算的優(yōu)化配煤研究”中，劉駿使用vc++開發(fā)鍋爐熱力計算軟件。對于給定某電廠660MW機組鍋爐進行了編程計算。為了使熱力計算與具體鍋爐相匹配，對鍋爐受熱面的灰層的灰化系數(shù)在原基礎上進行了修正，計算額定負荷下熱力計算，驗證了該軟件計算結(jié)果的準確性[18]。程振松研究了“基于混煤燃燒的電廠鍋爐熱力計算”中的鍋爐熱力計算模型。熱計算過程基于蘇聯(lián)73標準。使用換熱改善算法，利用matlab計算軟件計算，對設計煤型鍋爐的BMCR工況進行了計算和分析，結(jié)果表明，仿真計算結(jié)果與實際運行經(jīng)驗一致。最后，模擬了煙煤與煙煤和褐煤的混合[13]。在1000MW雙切圓鍋爐熱力計算與仿真分析中，蔣曉峰使用c#語言確定北江電廠熱力計算流程，編制熱力計算軟件。通過對計算結(jié)果的計算，對1000MW超超臨界單爐雙割圓鍋爐蒸汽側(cè)和煙氣側(cè)的性能參數(shù)進行了分析，找出了再熱器過熱的根本原因。爐膛出口溫度低，末級對流傳熱再熱器傳熱能力不足。發(fā)現(xiàn)問題后，提出改造方案，延長再熱器管屏。然后通過計算，實際運行負荷蒸汽參數(shù)經(jīng)改造后可達到額定值，并能保證一定數(shù)量的過熱器噴水[19]。1.3本文的研究目標和內(nèi)容本文旨在設計一個煤粉鍋爐三種典型受熱面熱力計算程序,介紹大型電站煤粉鍋爐熱力計算的步驟和方法,供廣大熱能與動力專業(yè)人員參考。本文內(nèi)容如下介紹本研究所采取的鍋爐熱力計算方法。以實際情況為依據(jù)，選取較為準確精確的爐膛出口煙溫的計算公式。分析說明半輻射受熱面以及對流受熱面的熱力計算方法。介紹鍋爐熱力計算過程。介紹具體給定鍋爐的布置以及其熱力系統(tǒng)給出具體計算示例,在額定負荷、設計煤種下對鍋爐的輻射受熱面（爐膛）、半輻射受熱面（前屏過熱器）以及對流受熱面（第一懸吊管）進行熱力計算。第二章鍋爐熱力計算方法介紹2.1鍋爐熱力計算的分類2.1.1兩種計算方法介紹依照計算的目標，對于鍋爐的熱力計算方法，可將其分為設計計算和校核計算。設計計算的目的就是在給定的給水和燃燒特性,通過熱力計算選定鍋爐的爐膛和各種受熱面的結(jié)構和它們的尺寸。這樣就可以達到鍋爐蒸汽參數(shù)，額定蒸發(fā)量（MCR），由此達到所期望的經(jīng)濟指標。在熱力計算過程中，還可以為鍋爐輔機設備的選取以及鍋爐整體計算中的其他計算提供數(shù)據(jù)支撐。校核計算的目的是在給定鍋爐結(jié)構和受熱面積的前提下，針對鍋爐燃料、負荷、運行工況改變或者某些結(jié)構改變的實際情況，利用熱力計算來求得鍋爐在非設計工況下運行的數(shù)據(jù)。例如煙氣溫度和煙氣速度、鍋爐熱效率、燃料消耗率等。最重要的是得到各受熱面進出口處的工質(zhì)溫度和速度以驗證輔助設備選擇或者鍋爐結(jié)構改進的的經(jīng)濟性與合理性。2.1.2兩種熱力計算方法的區(qū)別于聯(lián)系設計計算是在額定工況下的計算，即鍋爐在額定蒸汽參數(shù)、額定給水溫度、使用設計燃料并保證鍋爐效率時的計算。而校核計算是在非額定工況，或者鍋爐結(jié)構變動時進行的計算。設計計算與校核計算計算時所依據(jù)的傳熱原理、計算公式和圖表都是相同的。所以說它們所采用的計算方法基本上是相同的，計算任務和所求數(shù)據(jù)的不同才是其差別。在進行具體計算時都采用校核計算的方法。新鍋爐做設計計算時，首先根據(jù)經(jīng)驗參考同類鍋爐，預先布置好鍋爐的各種受熱面的結(jié)構尺寸，然后進行校核計算。如果遇到算出的熱力計算結(jié)果比如吸熱量、溫度等與預估值相差大的情況，,則修改受熱面布置后再算,直到滿足預定要求。一般我們所說的鍋爐熱力計算被默認為校核計算，本文的熱力計算就是校核計算。2.2鍋爐熱力計算的步驟本文設計主要在前蘇聯(lián)1973年標準基礎上進行。本文所用校核計算的計算步驟為1）按計算任務書列出原始數(shù)據(jù)。2）根據(jù)各煙道的過量空氣系數(shù),進行燃料燃燒計算。3）給定排煙溫度，進行鍋爐熱平衡的計算，求得燃料消耗量。4）進行爐膛熱力計算，計算爐膛出口煙溫及爐膛傳熱量。5）假設分離器蒸汽溫度前屏進口蒸汽溫度，進行前屏熱力計算。6）用漸進法按照煙氣的流動方向，對各受熱面進行熱力計算。7）最后將整臺鍋爐整體的熱量平衡校核及誤差的計算。2.3排煙溫度和熱空氣溫度的選擇對于排煙溫度，應該選擇合適的排煙溫度。既不能過高，也不能過低。排煙溫度過高，鍋爐的排煙熱損失增加，影響鍋爐的效率，進而影響經(jīng)濟性。排煙溫度過低，如果低于酸露點，就會造成低溫腐蝕，嚴重影響鍋爐的安全。而且會降低省煤器等受熱面的傳熱溫差，使得傳熱效果減弱。如果想要達到相同的傳熱效果，就需要增加受熱面積。這也會增加建設成本和運行維修成本。而且低溫容易造成受熱面積灰，同樣會影響鍋爐安全。而且積灰會影響傳熱效率，影響經(jīng)濟性。對于熱空氣溫度，熱空氣給燃燒器提供，目的是干燥和運送煤粉，對煤粉進行預熱同時提供引燃所需的氧氣以及進一步燃燒所需要的氧氣。它的選擇主要取決于燃料的著火性能。表2-2所列數(shù)據(jù)為固態(tài)排渣煤粉爐及燃油、燃氣鍋爐的熱風溫度,可供選擇時參考。2.4爐膛熱力計算2.4.1爐膛傳熱介紹爐膛傳熱的過程十分的復雜。燃料燃燒，由于溫差的存在，爐內(nèi)的傳熱同時進行。由于燃燒器向爐膛中噴入煤粉顆粒，四角切圓燃燒，煤粉顆粒不斷移動，煙氣產(chǎn)生于煤粉，也隨之不斷移動。流動過程沿程的火焰溫度以及火焰中輻射成分因為煤粉顆粒和煙氣的流動，將會發(fā)生難以預料的變化。由此煙氣的黑度也會發(fā)生變化。對于不同的燃料其燃燒產(chǎn)生的煙氣成分也不相同的，由此導致煙氣的輻射特性不同。除此之外，爐膛內(nèi)的受熱面經(jīng)常性的會覆蓋一層灰層?；覍拥暮穸?，溫度等都會對傳熱效果造成影響。而對于燃燒燃料、受熱面的位置以及工況的不同都會影響灰層的參數(shù)。爐膛傳熱過程，影響因素很多，且難以估計。這就增加了爐膛傳熱研究的難度，導致至今還未找到精確的理論上完備的計算方法。所以目前對于鍋爐爐膛換熱計算仍然采用相似理論得來的半經(jīng)驗公式。2.4.2爐膛輻射傳熱主要公式爐膛換熱計算是鍋爐熱力計算的重要組成部分。我國常用的爐膛換熱計算方法是是經(jīng)過修正的前蘇聯(lián)標準中的古爾維奇方法，在工程應用中具有較高的準確性和通用性。這也是本文將要用到的方法?？紤]火焰輻射強度沿著爐膛截面方向減弱的基于蘇聯(lián)1973年爐膛計算框架的修正方法計算公式為: θf''式中θf''Tth——Tf''——爐膛出口溫度M——表征火焰最高溫度位置的參數(shù)，與燃燒器布置相對高度等有關；BO——εfsyn——BO——2.5對流受熱面的計算2.5.1對流受熱面計算介紹對流受熱面主要以對流方式吸收煙氣中的熱量，雖然管間空間煙氣也存在輻射,但輻身放熱所占份額較小,而且對流受熱面管子布置比較密集,管子之間相對節(jié)距s1/d和s2/d比較小，管間空間煙氣的輻射層有效厚度很小。因此,煙氣對管子受熱面的輻射,不必像爐膛空間輻射和屏式受熱面的屏間空間輻射那樣，考慮輻射強度沿射線行程的減弱，即對流受面煙氣的管間空間輻射可以采用兩個其間充滿透明介質(zhì)(介質(zhì)不發(fā)生吸收和散射減弱作用)的平行平面的熱交換公式計算。其計算方法可參考前蘇聯(lián)1973年的對流受熱面計算方法。2.5.2計算對流受熱面的方程式。（1）基本的換熱方程式 Qc式中：Qctr——所求受熱面以對流及輻射方式吸收的熱量，K——對所求受熱面而言的傳熱系數(shù)，W/(mH——計算受熱面積，m2?t——溫壓，Bcal——計算燃料消耗量，t/h。（2）煙氣放出的熱量 Qcre=φ(式中：Qcre——煙氣流經(jīng)受熱面放出的熱量，φ——考慮散熱損失的保熱系數(shù)，kJ/kg；I'——受熱面入口處的煙氣焓，kJ/kg；I''——受熱面出口處的煙氣焓，kJ/kg；?α——受熱面的漏風系數(shù)；Ica0——冷空氣焓值，kJ/kg（3）工質(zhì)的對流吸熱量 Qc=D式中：Qc——工質(zhì)的對流吸熱量，kJ/kgD——受熱面內(nèi)工質(zhì)的流量，kg/s；i''——受熱面出口煙氣焓值，kJ/kgi'——受熱面進口煙氣焓值，kJ/kgQr——上級受熱面落入本級受熱面的輻射熱，kJ/kg2.5.3對流受熱面計算步驟（1）在已知煙氣進口溫度和工質(zhì)進口(或出口)溫度條件下，假設受熱面出口煙氣度，查取相應焓值。（2）根據(jù)出口煙焓，計算煙氣放熱量,并扣除假設的附受熱面對流吸熱量后,得到受熱面的對流吸熱量。（3）根據(jù)能量守恒定律，煙氣側(cè)放熱量等于工質(zhì)側(cè)吸熱量，得出工質(zhì)出口(或進口)焓和相應溫度。（4）計算煙氣側(cè)對流放熱系數(shù)。（5）計算工質(zhì)側(cè)對流放熱系數(shù)。（6）計算傳熱系數(shù)。（7）計算傳熱溫壓。（8）計算對流傳熱量。與假設值相比較,誤差應在允許范圍內(nèi),否則應重新假受熱面出口煙溫,重復上述計算過程。2.6半輻射受熱面熱力計算2.6.1半輻射受熱面熱力計算介紹半輻射受熱面一般指的是布置在爐膛出口或者爐膛上部的屏式受熱面（前屏、分隔屏和后屏等）。半輻射受熱面的計算較為復雜。這種受熱面吸收的熱量一部分來自爐膛內(nèi)部的直接輻射，另一部分來自流經(jīng)該受熱面的煙氣放出的熱量。受熱面所在空間煙氣輻射熱量，或者說空間輻射熱量和煙氣的純對流傳熱熱量組成了煙氣放出的熱量。但是，這三種吸收的熱量之中，一般來說還是屏間空間輻射所占份額最大。半輻射受熱面的熱量平衡如下圖對于屏式受熱面需要說明的是對于屏空間煙氣輻射將與煙氣的純對流輻射合并在一起進行計算。所以煙氣側(cè)的總放熱系數(shù)等于煙氣的純對流放熱系數(shù)與按照屏空間煙氣輻射折算的輻射放熱系數(shù)之和。所以半輻射受熱面的熱量平衡又可以用下圖來表示。所以屏的總的吸收熱量等于屏吸收的爐內(nèi)直接輻射加上屏的對流吸熱量。屏的總吸熱量 ∑Qp=其中：∑QQp,xsQp2.6.2爐內(nèi)直接輻射在進行半輻射受熱面的熱力計算過程中，對于爐內(nèi)直接輻射，采用考慮輻射強度沿著射線行程減弱時的爐膛黑度進行計算。落入屏區(qū)的爐內(nèi)直接輻射，一部分由屏區(qū)受熱面獲得，另一部分穿過屏區(qū)進入下一級受熱面。而對于屏區(qū)受熱面獲得的直接輻射，一部分由屏直接吸收，一部分落入附加受熱面。對于爐膛內(nèi)部輻射的熱量平衡由下圖表示爐膛總的直接輻射熱 Qp,f''=式中：Qp,f''——爐膛直接輻射熱，qf''——進入屏區(qū)爐膛出口熱流，F(xiàn)abc——爐膛出口截面積，mBcal——計算燃料消耗量，kg而進入屏區(qū)爐膛出口熱流 qf''=ψout式中：ψoutεfσ0——斯特藩-玻爾茲曼常數(shù)，σ對于給定半輻射受熱面受到的爐內(nèi)直接輻射應該用該半輻射受熱面的爐膛出口截面積在代替總的爐膛出口截面積在式(2-7)中進行計算，或者用總的爐內(nèi)直接輻射乘以該受熱面爐膛出口截面積的所占份額。對于爐內(nèi)直接輻射的穿透輻射應用穿透角系數(shù)進行計算。穿透輻射熱 Qp'=式中：Qp'——穿透輻射熱，φp——穿透角系數(shù)Qp''——給定半輻射受熱面的爐內(nèi)直接輻射，對于受熱面吸收的爐內(nèi)直接輻射熱量只需用該受熱面受到的爐內(nèi)直接輻射減去該受熱面的穿透輻射。吸收的爐內(nèi)直接輻射熱 Qp,xs=Qp''其中Qp為該受熱面吸收熱爐內(nèi)直接輻射，單位為kJ/kg2.6.3屏的煙氣放熱量屏的煙氣放熱量包括煙氣空間輻射熱量、煙氣純對流放熱量。煙氣的空間輻射熱量一部分被屏區(qū)吸收，一部分穿透屏區(qū)落到下一級受熱面，后者被稱為屏空間的穿透輻射。煙氣的純對流放熱量分為屏的純對流放熱量和屏區(qū)附加受熱面的純對流放熱量。我們將屏吸收的煙氣空間輻射和屏的煙氣純對流放熱量合并到一起作為屏的對流換熱計算。所以煙氣放熱量包括屏的的對流吸熱量和屏空間向下一級受熱面的穿透輻射熱量以及屏區(qū)附加受熱面的對流吸熱量。熱量平衡如圖煙氣放熱量 φI'-I式中：φ——保熱系數(shù)；I'、IQpc——屏的對流吸熱量，Qp,S''——屏空間的穿透輻射熱量，Qp,addc——屏區(qū)附加受熱面的對流吸熱量，2.6.4屏的對流放熱量屏吸收的對流傳熱量 Qp式中：K——屏式受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；Hp——屏式受熱面的計算受熱面積，m?t——屏式受熱面的傳熱溫壓，kBcal——計算燃料消耗量，kJ/kg第三章鍋爐熱力計算3.1輔助熱力計算3.1.1收到基及校核計算校核燃料各種成分之和是否為100%。 Car+Har+式中，Car、Har、Oar、Nar、Sar3.1.2理論空氣量及理論煙氣量的計算理論空氣量 V0=0.0889Car+0.375理論氮氣容積 VN20=0.79V三原子氣體RO2容積 VRO2=0.01866(Car理論水蒸氣容積 VH2O0=0.111理論煙氣容積 Vg0=VN3.1.3煙氣特性計算過?？諝饬??V=(αav-1)V式中，αav實際水蒸氣容積 VH2O=V實際煙氣總?cè)莘e Vg=Vg0RO2占煙氣容積份額 rRO2=VROH2O占煙氣容積份額 rHO2=VHORO2+H2O占煙氣容積份額 rg=rHO2煙氣質(zhì)量 Gg=1-Aar100飛灰濃度 μash=αfaA式中，αfa為飛灰系數(shù)，取0.953.1.4焓溫表的創(chuàng)建理論空氣焓 Ia0=V0式中，(ct)k表示標準狀態(tài)下實際空氣焓 Ia=αIa0式中，α為過量空氣系數(shù)。理論煙氣焓 Ig0=VRO2(ct)式中，(ct)RO2、(ct)N2、實際煙氣焓 Ig=Ig03.2鍋爐熱平衡計算排煙熱損失 q2=100(Iexg式中：Iexg——排煙的焓，kJ/kgαexg——排煙的過量空氣系數(shù)，kJ/kgIca0——理論冷空氣的焓，q4——機械不完全燃燒Qf——燃料帶入的熱量，kJ/kg總熱損失 ∑q=q2+q3式中，q2、q3、q4、q鍋爐熱效率 ηb=1-∑q （保熱系數(shù) φ=1-q5(ηb鍋爐有效利用熱量 Q1=1000Dshi式中：Dsh——過熱蒸汽流量，t/hDrh——再熱蒸汽流量，t/hish''——過熱蒸汽的焓值，ifw——給水的焓值，kJ/kgirh''——再熱蒸汽出口焓值，irh'——再熱蒸汽進口焓值，鍋爐實際燃料消耗量 B=Q1(ηb鍋爐計算燃料消耗量 Bcal=B1-q41003.3爐膛熱力計算空氣帶入爐內(nèi)熱量 Qa=βah''式中：βah''Iha0?αfIca01kg燃料帶入爐內(nèi)的有效熱 Qfef=Qf煙氣平均熱容 （VC）av=(式中：IF''——爐膛出口煙焓，Tth——理論燃燒溫度，K玻爾茲曼常數(shù) BO=φBcal式中：ψav——F——爐膛總面積。三原子氣體輻射減弱系數(shù) kgrg=(0.78+1.6式中：rH2Or——三原子氣體總的的容積份額；S——輻射層有效厚度；T——煙氣溫度，爐膛為爐膛出口煙溫，屏式和對流受熱面為進出口平均煙溫?；伊］椛錅p弱系數(shù) kashμash=5330式中：μash,m——dash——焦炭顆粒濃度 μcok,v=5.5Car式中：Vg——煙氣容積ht、hun——hf——爐膛計算高度焦炭粒子輻射減弱系數(shù) kcokμcok=10式中：dcok——μcok,v——火焰吸收減弱系數(shù) ka=kgr爐內(nèi)輻射層光學密度 τ=kaS （爐內(nèi)火焰黑度 ε1=1-e-τ 火焰綜合黑度 εsyn=ε10.32式中：Rf——爐膛黑度 εfsyn=εsyn爐膛出口無量綱煙溫 θf''=Tf上式中，對于M值得計算作如下說明：對于反應性能高的煙煤、褐煤、M=0.59-0.5(xB+?x)爐膛出口溫度 Tf''=θf爐內(nèi)傳熱量 QR=φVCavT3.4半輻射受熱面熱力計算本文以前屏受熱面為例進行計算。第一步，進行爐膛直接輻射熱的計算。進入屏區(qū)爐膛出口熱流 qf''=ψout式中：ψout——爐膛出口煙窗熱有效系數(shù)εfsynTf''——爐膛直接輻射熱 Qp,f''=qf式中，F(xiàn)abc落到前屏區(qū)爐膛直接輻射熱 Qp1,f''=F式中，F(xiàn)ab為前屏區(qū)落到后屏區(qū)爐膛直接輻射熱 Qp2,f''=Q前屏區(qū)直接輻射中透過前屏區(qū)落到后屏區(qū)的輻射熱、 Qp1''=φ式中，φp,1V為前屏區(qū)獲得的爐膛直接輻射熱 Qp1=Qp其中主受熱面所得 QP1r=r式中，rp頂棚受熱面所得 Qcer=rce式中，rce為爐頂前墻受熱面所得 Qfrr=rfr式中，rfr為前墻兩側(cè)墻受熱面所得 Qsr=rs式中，rs為側(cè)墻再對屏區(qū)煙氣穿透輻射進行計算。三原子氣體輻射減弱系數(shù)的計算與爐膛輻射傳熱計算所用的公式相同，即采用公式（3-30）?；伊］椛錅p弱系數(shù)的計算也是如此，即采用公式（3-31）。煙氣介質(zhì)的吸收減弱系數(shù) ka=kgr煙氣介質(zhì)光學密度 τ=kaS 煙氣黑度 εp=1-e-τ 煙氣綜合黑度 εsynp=εp屏空間黑度 εp,Ssyn=εsyn前屏空間向后屏的穿透輻射熱流 qp1,S''=ψ式中：ψp,S——下一級獲取屏空間輻射熱有效?p1''——前屏空間向后屏的穿透輻射熱 Qp1,S''=q式中，F(xiàn)out第二步進行前屏對流傳熱量的計算。附加受熱面的對流吸熱量 Qp,addc=Qce前屏受熱面的對流吸熱量，此處運用公式（2-10）的變更公式。 Qp1c=Q前屏受熱面總吸熱量 ∑Qp1=Q前屏過熱蒸汽流量 Dp1=Dsh已知，前屏過熱器進口蒸汽汽溫和焓值。前屏過熱器出口蒸汽焓 ip1''=i式中，ip1'即為前屏過熱器進口蒸汽和焓值。知道進口蒸汽焓值和壓力，即可查的前屏前屏過熱器平均氣溫 tav=tp1式中：tp1'工質(zhì)質(zhì)量流速 ρω=Dp1f3.6式中，f為工質(zhì)流通截面面積。受熱面灰污表面溫度 T2=tav+273+1000式中：Rf——Hp——輻射熱交換綜合系數(shù) Csyn=1(1式中，ε2為受熱面的煙氣對受熱面輻射換熱熱流 qR(1)=Csyn煙氣對受熱面輻射換熱熱流 qR(2)=ψp煙氣輻射放熱系數(shù) αr=1000qR式中，T1、T2分別為煙氣平均溫度和受熱面煙氣流速 Wg=g1B式中：Rf——從爐膛進入前屏區(qū)的煙氣流份額Vg——煙氣容積Fg——煙氣流通截面積煙氣雷諾數(shù) Reg=Wgd式中，d為管子直徑。煙氣努塞爾數(shù) Nug=0.26Reg0.6式中，prg煙氣對流放熱系數(shù) αc=Nugλ式中，λg煙氣側(cè)放熱系數(shù) α1=ξ（πdα式中：ξ——修正系數(shù)；d——管子直徑；s2——縱向截距xp——主受熱面的角系數(shù)傳熱系數(shù) K=α11+(1+QP進口端差 ?t1=?P式中，?P出口端差 ?t2=?P式中，?P1傳熱溫差 ?t=?tlar-?式中，?tlar為受熱面進口端差和出口端差中較大的溫差，前屏對流傳熱量 Qplc.tr=0.001K式中，Hp附加受熱面對流吸熱量的計算頂棚受熱面對流傳熱量 Qcec,tr=0.001KF式中：Fce?tce——頂棚受熱面?zhèn)鳠釡貕?，前、?cè)墻受熱面對流傳熱量 Qfr+sc,tr=0.001KF式中：Ffr+s——前、側(cè)墻受熱面面積之和，F(xiàn)?tfr+s——前、側(cè)墻受熱面?zhèn)鳠釡貕海斉锸軣崦婀芸偽鼰崃?Qcep1=Q式中：Qcer為頂棚受熱面獲得的爐膛直接輻射熱。前、側(cè)墻受熱面總吸熱量 Qwwp1=Q式中，Qfr+sc為前、側(cè)墻受熱面對流傳熱量，Q3.4對流受熱面熱力計算本文以第一懸吊管為例進行計算。煙氣平均溫度 θav=θst1式中，θst1'煙氣放出熱量 Qst1,g=φ(Ist式中。Ist1'、第一懸吊管受熱面總吸熱量 ∑Qst1=∑式中，∑Q三原子氣體輻射減弱系數(shù)的計算與爐膛輻射傳熱計算以及前屏熱力計算安所用的公式相同，即采用公式（3-30）。灰粒輻射減弱系數(shù)的計算也是如此，即采用公式（3-31）。煙氣介質(zhì)吸收減弱系數(shù)計算公式與前屏熱力熱力計算所用公式相同，即公式（3-52）。煙氣介質(zhì)光學密度 τ=kaS （煙氣黑度 ε1=1-e-τ 受熱面灰污表面溫度 T2=tst1煙氣對受熱面輻射換熱熱流 qR=ε1ε式中，T1煙氣輻射放熱系數(shù) αr=1000qR煙氣流速 Wg=BcalV式中，F(xiàn)g煙氣雷諾數(shù)、煙氣努塞爾數(shù)、煙氣對流放熱系數(shù)分別使用公式（3-72）、（3-73）、（3-74）來進行計算。煙氣側(cè)放熱系數(shù) α1=ξ(αr+式中：ξ——利用系數(shù)，取為1。傳熱系數(shù) K=α11+Rf傳熱溫壓 Δt=?av-對流傳熱量 Qst1c.tr=0.001第四章600MW電站煤粉鍋爐布置4.1鍋爐結(jié)構本課程設計鍋爐為超臨界參數(shù)變壓運行螺旋管圈直流爐，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、π形布置、固態(tài)排渣。爐后尾部布置2臺三分倉容克式空氣預熱器。4.1.1省煤器和水冷壁系統(tǒng)給水由省煤器進口聯(lián)箱流入省煤器，再由出口集箱流出，經(jīng)前后墻下集箱進入爐膛四周水冷壁。水冷壁由爐膛下部螺旋管圈式水冷壁和上部垂直管圈水冷壁組成。水從下集箱進入螺旋段水冷壁經(jīng)水冷壁過渡段進入垂直段水冷壁。4.1.2過熱器及再熱器系統(tǒng)過熱器系統(tǒng)按蒸汽流向可分為：頂棚和包覆過熱器、前屏過熱器、后屏過熱器和末級過熱器（高溫對流過熱器），其中主受熱面為前屏過熱器、后屏過熱器和末級過熱器。再熱器系統(tǒng)由低溫再熱器和高溫再熱器兩級組成。高壓缸排汽經(jīng)低溫再熱器進口集箱進入低溫再熱器，從低溫再熱器出口集箱引至高溫再熱器進口集箱，經(jīng)過高溫再熱器后，由高溫再熱器出口集箱送往汽輪機中壓缸。4.1.3燃燒系統(tǒng)及煙風系統(tǒng)中速磨煤機、冷一次風機、正壓直吹式制粉系統(tǒng)。煤粉燃燒器為四角布置、切圓燃燒、擺動式燃燒器。爐膛產(chǎn)生煙氣，流過煙井后，通過煙道進入空氣預熱器煙氣倉。從空氣預熱器出來的煙氣通過靜電除塵器、脫硫設備等排至煙囪。4.2爐膛水冷壁結(jié)構特征4.2.1爐膛結(jié)構特征序號名稱符號單位結(jié)果1前墻面積Fm895.622后墻面積Fm925.353側(cè)墻面積Fm699.204兩側(cè)墻2Fm1398.415四角的四個切角削去爐墻的面積Fm255.366四角補加面積Fm180.487應扣去布置燃燒器損失的面積Fm74.888出口煙窗面積Fm251.319包圍爐膛的總面積∑Fm3395.8110方形爐膛容積Vm13156.8111四個切角損失容積Vm84.9112爐膛實際容積Vm13071.2913爐膛輻射層有效厚度Sm13.8574.2.2水冷壁熱的有效系數(shù)14水冷壁熱有效系數(shù)ψ-0.4515燃燒器所占爐墻面積Fm50.0016爐膛出口煙窗平面熱有效系數(shù)ψ-0.3617爐膛水冷壁平均熱有效系數(shù)ψ-0.444.2.3燃燒器的布置在BMCR工況下，假定下面5層燃燒器運行，同時每層燃燒器給粉量相同。18燃燒器布置相對高度x-0.36019M值M-0.4120燃燒器區(qū)域爐膛有效截面積Am329.4321爐膛截面積的當量直徑Rm10.2404.3前屏過熱器的結(jié)構特征前屏過熱器結(jié)構序號名稱符號單位數(shù)值1管子直徑d×δmm?41.3×6.02屏片數(shù)n-63每片屏小屏數(shù)n-64每片屏小屏管子數(shù)n-125管子總數(shù)∑n-4326工質(zhì)流通截面fm0.2917橫向截距sm2.6888縱向截距sm0.0519系數(shù)s-1.2310主受熱面的角系數(shù)x-0.8711屏片最外圈管子的外輪廓線所圍成的平面面積Fm1402.7612計算受熱面積Hm1220.4013頂棚受熱面積Fm177.7914前墻受熱面積Fm301.0615側(cè)墻受熱面積Fm302.3716總受熱面積∑Hm2001.6117計算受熱面積所占份額r-0.609718爐頂受熱面積所占份額r-0.088819前墻受熱面積所占份額r-0.150420側(cè)墻受熱面積所占份額r-0.151121受熱面區(qū)總?cè)莘eVm2844.6822受熱面區(qū)總包圍面積∑m2480.4623煙氣輻射層有效厚度Sm4.12924系數(shù)L/-5.9525系數(shù)D/-3.0026前屏穿透角系數(shù)φ-0.1227煙氣流通截面Fm297.0928從爐膛進入前屏區(qū)的煙氣流份額g-0.70754.4第一懸吊管熱力計算第一懸吊管的結(jié)構序號名稱符號單位數(shù)值1管子直徑d×δmm?34.9×6.042排數(shù)n-63每排管子數(shù)n-564管子總數(shù)∑n-3365橫向截距sm0.3366縱向截距sm0.0567換熱面積Hm476.238煙氣輻射層有效厚度Sm0.2869煙氣流動截面Fm217.974.5原始資料4.5.1蒸汽、水、煙氣等參數(shù)鍋爐蒸發(fā)量：D過熱蒸汽壓力:p過熱蒸汽溫度：t再熱蒸汽流量：D再熱蒸汽入口壓力：p再熱蒸汽入口溫度：trh再熱蒸汽出口壓力：p再熱蒸汽出口溫度：t給水壓力：p給水溫度：t周圍環(huán)境溫度：t排煙溫度：?4.5.2燃料特性：燃料名稱：神府東勝煤煤的收到基成分（%）：C煤的干燥無灰基揮發(fā)分：V煤的收到基低位發(fā)熱量：Q灰熔點：DT、ST、FT>1500℃ADDINCNKISM.UserStyle第五章600MW電站煤粉鍋爐熱力計算結(jié)果5.1輔助熱力計算結(jié)果2.1.1理論空氣量和理論煙氣序號名稱符號單位數(shù)值1理論空氣量Vm5.7392理論氮氣容積Vm4.5393三原子氣體RO2的容積Vm1.0734理論水蒸氣容積Vm0.6555理論煙氣容積Vm6.2672.1.2煙氣特性計算序號名稱符號單位前屏至省煤器1煙道進口過量空氣系數(shù)α-1.202煙道出口過量空氣系數(shù)α-1.203煙道平均過量空氣系數(shù)α-1.204過?？諝饬?Vm1.1485水蒸氣容積Vm0.6746煙氣總?cè)莘eVm7.4337RO2占煙氣容積份額r-0.14438H2O占煙氣容積份額r-0.09079RO2+H2O占煙氣容積份額r-0.235010煙氣質(zhì)量Gkg/kg9.84411飛灰濃度μkg/kg0.0145煙氣焓溫圖溫度理論煙氣焓理論空氣焓飛灰焓前屏至省煤器煙氣焓100870.3757.511.5-2001762.31526.524.1-3002682.42312.737.63182.544003630.53110.351.34303.865004602.73925.265.35453.046005594476379.86626.47006612.95618.194.57831.0280076646484.6109.39070.229008733.77351.2124.510328.4410009820.18240.6140.211608.42110010910.79153.1156.212897.52120012004.810065.5171.614189.5130013125.810977.9193.815515.1814001427111913.3223.916877.56150015402.512848.7250.518222.74160016551.913789.9260.819570.68170017709.214725.3294.420948.66180018874.315660.6311.222317.62190020052.416624.7339.923717.24200021221.917583.135825096.52210022407.518547.2376.226493119505.5393.327889.5鍋爐熱平衡計算序號名稱符號單位數(shù)值1排煙熱損失q%5.442總熱損失∑q%6.303鍋爐熱效率η%93.704保熱系數(shù)φ-0.99795鍋爐有效利用熱量QkJ/h51278460006鍋爐實際燃料消耗量Bkg/h250989.277鍋爐計算燃料消耗量Bkg/s69.30爐膛熱力計算序號名稱符號單位數(shù)值1熱空氣溫度t℃3252空氣帶入爐內(nèi)熱量QkJ/kg2872.731kg空氣帶入爐內(nèi)有效熱量QkJ/kg24664.64理論燃燒溫度Tk1968.75煙氣平均熱容（kJ/(kg?k)14.856玻爾茲曼特征數(shù)B-1.0767三原子氣體輻射減弱系數(shù)k-0.03758灰粒輻射減弱系數(shù)k-0.05739焦炭顆粒