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鍋爐爐膛出口煙氣溫度的推算

文檔作者：魏鐵錚　王平川王建軍文檔來源：華北電力大學華北電力科學研究院		點擊數(shù)：	更新時間： 2024年06月12日
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鍋爐爐膛出口煙氣溫度的推算
Reckon ing fo r Gas Temperatu re of Bo iler Fu rnace O u t let
華北電力大學(保定071003) 　　魏鐵錚　王平川
華北電力科學研究院(北京100045) 　　王建軍
文　摘　鍋爐爐膛出口煙氣溫度是研究鍋爐工況
及鍋爐熱力計算的重要參數(shù), 它是爐膛內輻射傳
熱和對流煙道內煙氣對流傳熱的分界。同時, 爐膛
出口煙氣溫度是很難測量的。在已知燃料元素分
析成分的條件下, 利用一般鍋爐數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)提
供的工質側測量數(shù)據(jù), 從測量準確的排煙溫度開
始, 沿著煙氣流動相反的方向, 主要利用熱平衡關
系, 反向推出各受熱面處的煙氣溫度, 直到爐膛出
口煙氣溫度, 給其它鍋爐研究, 例如鍋爐運行中的
管子金屬壁溫計算、壽命計算、管子污染情況的監(jiān)
測以及有針對性的吹灰提供了方便和計算基礎。
關鍵詞　爐膛出口煙氣溫度　熱平衡　附加受熱
面
鍋爐爐膛出口煙氣溫度是鍋爐設計和運行中
的一個重要參數(shù)。首先這一煙氣溫度是區(qū)分鍋爐
煙氣側的爐膛內輻射傳熱和對流煙道內對流傳熱
的界限。在工質側, 基本上是區(qū)分爐膛水冷壁內蒸
發(fā)吸熱和過熱器內蒸汽的過熱吸熱的界限, 同時
這一煙氣溫度影響爐膛出口處的對流受熱面的結
渣問題。如果這一溫度過高, 將成為鍋爐過熱蒸汽
超溫的主要原因之一, 因而也可能是造成過熱器、
再熱器爆管的重要原因之一。相反如果爐膛出口
煙氣溫度過低, 則造成過熱蒸汽和再熱蒸汽低于
設計值, 降低機組的經(jīng)濟性。
鍋爐爐膛出口煙氣溫度的測量是一個很困難
的工作。把熱電偶送入適當?shù)奈恢? 一般鍋爐上沒
有十分合適的測孔; 現(xiàn)代電站鍋爐的爐膛很寬, 要
把熱電偶送到合適的測量位置很不容易; 高溫煙
氣測量, 由于有輻射傳熱的影響, 有相當大的測量
誤差。正是由于爐膛出口煙氣溫度的測量很困難,
所以電站鍋爐上沒有這一溫度的常規(guī)運行測點。
現(xiàn)代電站鍋爐一般都裝有較完備的數(shù)據(jù)采集
系統(tǒng), 各段受熱面進出口工質參數(shù), 例如工質溫
度、工質壓力和工質流量, 一般都有比較準確的測
量值。作者依據(jù)這些工質側的參數(shù), 在已知當時燃
用煤種元素分析成分的情況下, 從測量較為準確
的鍋爐排煙溫度開始, 沿著與煙氣流動相反的方
向, 主要應用熱平衡的方法, 逐步計算出各受熱面
間的煙氣溫度, 最終推算出爐膛出口煙氣溫度。
1　計算對象簡介
以唐山陡河電廠200MW 鍋爐作為計算對
象。陡河電廠的4 臺200 MW 鍋爐的型號為
HG670ö1 4029, 是80 年代中期哈爾濱鍋爐廠生產
的。這種鍋爐是超高壓參數(shù)的燃用開灤洗中煤的
固態(tài)排渣煤粉爐。鍋爐煙氣側從前向后依次布置
有: 爐膛上方的前屏過熱器、爐膛出口處的后屏過
熱器、折焰角上面的高溫對流過熱器(這段過熱器
分兩段, 即煙道兩側的冷段和煙道中間的熱段)、
前凝渣管、水平煙道中的高溫再熱器、后凝渣管、
轉向室、下行煙道的低溫再熱器、兩級布置的省煤
器和空氣預熱器。這種鍋爐的附加受熱面包括頂
棚和包墻管過熱器, 包墻管布置在水平煙道側墻
和直到低溫再熱器的包墻。
計算對象的蒸汽系統(tǒng)如圖1 所示。從汽包出來
的飽和蒸汽經(jīng)過頂棚過熱器和包墻管過熱器進入
前屏, 經(jīng)過一級噴水減溫器減溫后再進入后屏, 從
后屏出來的全部蒸汽進入汽—汽熱交換器去加熱
再熱蒸汽, 出來后進入高溫過熱器冷段, 經(jīng)過二級
噴水減溫器減溫后, 再進入高溫過熱器熱段, 從高
溫過熱器出來的蒸汽進入鍋爐主蒸汽管道, 送往汽
輪機。汽輪機高壓缸的排汽先進入低溫再熱器, 出
來后一部分再熱蒸汽進入汽—汽熱交換器加熱, 另
一部分再熱蒸汽不經(jīng)過汽—汽熱交換器, 兩部分蒸
汽混合后進入高溫再熱器, 此后送往汽輪機。
2　推算前的準備工作
在進行煙氣側煙氣溫度反向推算前要做好三
方面準備工作: (1) 現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)的整理, 其中包
括根據(jù)汽包壓力求飽和蒸汽溫度; 進而推出鍋爐
頂棚及包墻管中的蒸汽平均溫度; 由于鍋爐實測
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圖1　HG670ö14029 型鍋爐的蒸汽系統(tǒng)及參數(shù)
數(shù)據(jù)有左右兩側之分, 因而對于蒸汽溫度和排煙
溫度計算其算術平均值, 對于噴水量則把兩側數(shù)
據(jù)相加。(2) 進行鍋爐實測時的熱平衡計算, 計算
出當時的計算燃料量、保熱系數(shù), 以備推算時使
用。(3) 與輸煤車間聯(lián)系給鍋爐上同一煤礦的煤,
使得采集數(shù)據(jù)時的煤種不會有過大的變化。
3　鍋爐爐膛出口煙氣溫度的推算方法
按受熱面組成和位置的不同, 反推進口煙氣
溫度的方法可以分為4 種。
311　無附加受熱面的尾部受熱面
這里指的無附加受熱面的鍋爐尾部受熱面是
省煤器和空氣預熱器。如果計算其他型式的鍋爐,
只要這段受熱面只有主受熱面, 而沒有其他的附
加受熱面, 都可以按照這里敘述的方法進行反推
計算。對于空氣預熱器, 應當用如下的公式進行計
算:
Q dx= (B″+ $aö2) ( I k°″- I k°′) (1)
Q df= 5 ( I ′- I ″+ $a I l°) (2)
式中　B″——空氣預熱器出口處空氣量與理論空
氣量之比, B″= a1″- $a1- $azf , 其中
a1″為爐膛出口的過量空氣系數(shù); $a1
和$azf分別為爐膛和制粉系統(tǒng)的漏
風系數(shù):
Q df——煙氣的放熱量, kJökg;
Q dx——工質的吸熱量, kJökg;
$a——空氣預熱器的漏風系數(shù);
I °k、I k°″——空氣預熱器進、出口處理論空氣焓,
kJökg;
5 ——保熱系數(shù);
I ′、I ″——受熱面前、后的煙氣焓, kJök g;
I 1°——a= 1 時漏入的空氣焓, 在此處為按
空氣預熱器進出口的平均空氣溫度
計算的空氣焓, kJök g。
在計算時, 因為知道煤的元素分析成分就可
以計算出Q dx , 根據(jù)熱平衡關系, 對流吸熱等于對
流放熱, 因此就求出Q df。在應用(2) 式時, I ″是按
排煙溫度和當?shù)氐倪^量空氣系數(shù)而求得的; I 1°按
冷風溫度和熱風溫度的平均值求得; 這樣就可以
求進口處的煙氣焓I′, 進而求進口的煙氣溫度。
應當說明的是, 鍋爐大修后一般都做漏風試
驗, 計算時要應用最新的實試數(shù)據(jù)。
對于省煤器, 應用如下關系式計算。
Q dx= D sm ( i″- i′)öB j (3)
Q df= 5 ( I ′- I″+ $a I 1°) (4)
式中　D sm ——省煤器中水的流量, kgös;
i′、i″——省煤器進、出口處水焓, kJök g;
B j——計算燃料量, kgös;
I 1°——冷空氣焓, kJök g。
其余符號意義同前。
在計算中, 根據(jù)給水溫度和省煤器出口水溫
度即可算出i′和i″, 進而算出Q dx , 也就是Q df; 此
處I ″與前面計算出的空氣預熱器的進口煙氣焓相
等。這樣應用(4) 式就可以求出進口煙氣焓I ′, 再
求出進口煙氣溫度。
應當指出, 本文計算實例的尾部受熱面是兩級
布置, 沒有上下級省煤器和上下級空氣預熱器之間
水溫和熱風溫度測量值, 所以作者當作單級布置來
推算。根據(jù)熱平衡原理, 這樣不會帶來額外的誤差。
312　有附加受熱面但不接受爐膛輻射的受熱面
對于本計算實例, 有附加受熱面但不接受爐
膛輻射的受熱面指的是高溫再熱器和低溫再熱
器。由于有附加受熱面, 而其上不可能安裝工質溫
度測點, 因而不能從工質側直接得到附加受熱面
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吸熱量, 因此要求附加受熱面吸熱。作者根據(jù)文獻
(1) 中敘述的方法來計算附加受熱面吸熱。這種受
熱面的計算公式如下, 計算框圖示于圖2 中。
已知出口處煙溫、煙焓
求工質吸熱
求傳熱系數(shù)
求附加受熱面
吸熱
求總吸熱
求進口煙焓、
煙溫
誤差
設進口煙溫
圖2　有附加受熱面但不接受爐膛輻射受熱面計算框圖
Q dx= D ( i″- i′)öB j (5)
Q df= 5 ( I′- I ″+ $a I 1°) (6)
公式(5) 和公式(3) 很類似, 所不同的是公式
(5) 中進出口焓i′和i″以及流量D 是針對蒸汽的。
公式(6) 和公式(4) 相同。因此這類受熱面的算法和
前一類基本相同, 所不同的是還要引入一個公式(7)。
Q dc= (K ·$t·H )öB j (7)
式中　Q dc——對流傳熱量, kJök g;
K ——傳熱系數(shù), kWö(m ·℃) ;
$t——傳熱溫差, ℃;
H ——受熱面積,m 2。
先應用公式(5) 計算出Q dx; 認為Q dc= Q dx; 用
公式(7) , 針對主受熱面算出其傳熱系數(shù)K ; 根據(jù)
文獻[1 ]中規(guī)定: 附加受熱面?zhèn)鳠嵯禂?shù)等于主受熱
面?zhèn)鳠嵯禂?shù), 針對附加受熱面應用公式(7) 算出附
加受熱面吸熱; 求出主受熱面和附加受熱面的總
吸熱, 作為公式(6) 中的Q df, 求出其進口煙氣焓,
進而求進口煙氣溫度。
應當指出, 由于主受熱面吸熱采用了實測數(shù)
據(jù), 這就相當于采用了實際的污染系數(shù)。
313　無主受熱面的特殊受熱面
這類受熱面對于本計算對象是指轉向室、前、后
凝渣管, 其計算框圖如圖3 所示。這時的計算就是一
個相反方向的熱力計算, 已知出口煙氣溫度求進口
煙氣溫度。作者依據(jù)文獻[1 ]提供的方法進行計算。
314　布置在爐膛出口以外的接受爐膛輻射的受
熱面
　　這類受熱面對于本計算對象是指爐膛上方的
后屏過熱器和折焰角上面的高溫對流過熱器。這
些受熱面都有附加受熱面, 一般還不止一種附加
受熱面, 其計算框圖類似圖2 的有附加受熱面的
受熱面的計算框圖。所不同的是, 在計算前先假設
一個吸收爐膛輻射熱, 等到算出爐膛出口煙氣溫
度后, 根據(jù)文獻[1 ]中的方法計算出一個吸收爐膛
輻射熱, 再計算假設值和計算值的誤差。如果誤差
過大, 則把計算值作為下次計算的假設值, 重新進
行這些受熱面的計算, 反復循環(huán), 直到誤差滿足要
求為止。由于受熱面吸收爐膛輻射, 要把公式(5)
換成如下形式, 公式(6) 依然使用。
Q dx= D ( i″- i′)öB j- Q f (8)
式中Q f 為吸收爐膛輻射熱。
作者應用上述方法, 在計算機上編程完成了
計算。在計算過程中, 96% 的熱量是主受熱面的吸
熱, 按熱平衡反推計算, 受實測數(shù)據(jù)測量誤差的影
響; 4% 的熱量是附加受熱面和特殊受熱面吸熱,
按文獻[1 ]方法反推計算, 具有計算方法的誤差。
4　對計算實例的計算
作者計算的是唐山陡河電廠6 號鍋爐, 時間
是1997 年12 月23 日09 時54 分05 秒。當時燒
的是呂家坨煤, 其元素分析如下:
　Cy= 49147%; Hy= 2196%; O y= 5121%;
　N y= 0145%; Sy= 0153%; A y= 32148%;
　W y= 819%
當時測得的工質側數(shù)據(jù)標在圖1 中, 需要補
充的數(shù)據(jù)如下:
已知出口處煙溫、煙焓
求傳熱系數(shù)
傳熱溫差
求工質吸熱
求煙氣放熱
求進口煙溫、煙焓
誤差
設進口煙溫
圖3　特殊受熱面的計算框圖
(下轉第50 頁)
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　　電壓相似常數(shù)CU = 5 064;
頻率相似常數(shù)Cf = 215×10- 3;
電場強度相似常數(shù)CE= 1681816;
電流相似常數(shù)CI= 3791863。
載重汽車感應電流的模擬試驗時, 在變電站
廠區(qū)車道中每3 m 布置一個測量點, 以“黃河”8 t
載重汽車為依據(jù), 當車身的前部位于測量點時, 測
量車身在交變電場中引起的位移電流, 所測量的
感應電流相當于赤足的人體接觸汽車時, 流過人
體的工頻穩(wěn)態(tài)電流。
沙嶺子電廠500 kV 超高壓變電站的主接線
采用1 個半開關方式, 主要電氣設備布置在同一
高度上, 根據(jù)整個設備布置的對稱性, 選用沙嶺子
電廠500 kV 超高壓變電站的一半作為模擬范
圍, 模擬模型平面示意圖見圖3, 載重汽車感應電
流的計算值和模擬試驗測量值的分布曲線比較見
圖4　載重汽車感應電流的計算值和模擬
試驗測量值分布曲線比較
圖4。從圖中可看出, 計算值和模擬試驗測量值基
本一致,A - A 剖面的汽車感應電流的最大值為
2164 mA , B - B 剖面汽車感應電流的最大值為
2186 mA。
對于沙嶺子電廠500 kV 超高壓變電站, 載
重汽車感應電流的計算和模擬試驗表明, 進入變
電站廠區(qū)載重汽車感應電流較大, 因此, 當變電站
運行時, 進入變電站廠區(qū)的載重汽車的車身應有
良好的接地, 否則, 當人體觸摸車身時, 汽車的感
應電流將通過人體流入地面, 造成人身事故, 這一
點應該引起高度重視。
參考文獻
1　楊憲章、代義鈞. 高壓變電站電場強度的數(shù)值分析. 武漢水利
電力學院學報, 198714
2　羅九儒等. 超高壓變電系統(tǒng)靜電感應水平的數(shù)值分析及計算.
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3　T. M. MC Cauley, et al. EHV and UHV Electro static Effects:
Simp lified Design Calculations and P reventive M easures. IEEE
T ransactions on Power Apparatus and System s, Vo l. PA S294,
No. 6,NovemberöD ecember 1975: 2057～ 2065
4　Stratton J A. Electro - magnetic theo ry. N ew Yo rk:M cGraw
- H ill, 1941: 38～ 59, 207～ 215
5　劉會金、楊憲章. 超高壓變電站內人體感應電流的計算. 武漢
水利電力學院學報, 199213
6　劉會金、羅九儒、楊憲章. 沙嶺子電廠500 kV 變電站工頻電場
分布模擬試驗。湖北電力, 1998
(收稿日期: 1999207201)
(上接第16 頁)
　　排煙溫度　tpy= 133 ℃;
熱風溫度　trf= 342 ℃;
環(huán)境溫度　tlk= 0 ℃。
作者反推出的爐膛出口煙氣溫度為1 022
℃。
作者還在計算機上按照文獻[ 1 ]進行了這個
條件下的熱力計算, 有三點說明[ 2 ]: (1) 用杜卜斯
基—卜勞赫爐膛出口煙氣溫度公式代替古爾維奇
公式; (2) 按當時燃燒器使用情況計算燃燒器中心
高; (3) 按鍋爐負荷考慮對火焰中心的修正。這樣
計算得到的爐膛出口煙氣溫度為1 014 ℃。
從兩種計算結果來看, 計算是可信的。
參考文獻
1　北京鍋爐廠譯. 鍋爐機組熱力計算標準方法. 北京: 機
械工業(yè)出版社, 1996
2　秦裕琨. 爐內傳熱(第2 版). 北京: 機械工業(yè)出版社,
1992. 1
3　魏鐵錚等. 陡河發(fā)電廠200MW 鍋爐機組熱力計算研
究. 華北電力技術, 1999. 2
(收稿日期: 1999206229)
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