直流鍋爐啟動過程中熱回收能力的分析與計算

　直流鍋爐啟動過程中熱回收能力的分析與計算馬憲國上海理工大學動力工程學院，上海200093動的調(diào)峰任務(wù)，因此啟動過程中回收熱量的能力將直接影響火電機組的運行經(jīng)濟性。該文對直流鍋爐啟動過程中熱回收能力作了分析，建立了計算熱回收能力的數(shù)學模型，并對模型進行了實驗驗證。在此基礎(chǔ)上對300化從，600化從直流鍋爐啟動系統(tǒng)的熱回收能力作了定量計算，詳細分析了直流鍋爐啟動系統(tǒng)滑壓啟動時分離器水位控制旁路閥前疏水壓力疏水流量等參數(shù)變化時除氧器水箱的壓力變化速率，壓力飛升曲線和熱回收能力。理論分析和實驗都說明，直流鍋爐啟動系統(tǒng)的熱回收能力主要取決于啟動分離器和除氧器爐啟動旁路系統(tǒng)的設(shè)計與計算具有定的參考價值。

　　1引言由于核電站相繼投入運行，用電負荷和供電形型機組往往要求能快速和頻繁啟動以及兩班制運行，越來越多的火電機組將要承擔在周末停機48 56之后的重新啟動溫態(tài)啟動，和深夜停機8后翌日再啟動熱態(tài)啟動的調(diào)峰任務(wù)。通常，在直流鍋爐的啟動系統(tǒng)中，往往用除氧器水箱作為啟動過程中熱回收的主要設(shè)備，其工作原理1.

　　5.冷凝器；6.過熱器；7.爐膛；省煤器高壓加熱器10.低壓加熱器；1.凝水泵12.給水泵從啟動分離器1分離出來的高壓飽和疏水，通過熱交換器3回收部分熱量后分成2路，路經(jīng)分離器水位控制旁路閥人8閥送入除氧器水箱2作為鍋爐給水的部分，另路經(jīng)分離器疏水閥水箱4，通過冷凝器5把熱量排入環(huán)境。因此，除氧器水箱在啟動過程中回收熱量的能力直接影響啟動過程的經(jīng)濟性。另外，由于啟動分離器的壓力很高，其溫態(tài)啟動時般為3，熱態(tài)啟動時大于57，山而除氧器水箱的工作壓力較低，般小于1.5，3.因此，大量疏水進入除氧器水箱會引起水箱內(nèi)壓力飛升，當壓力飛升超過除氧器水箱的工作壓力時，將引起安全閥動作，直接影響除氧器水箱工作箱的壓力飛升動態(tài)特性和熱回收能力作定量分析。

　　2除氧器水箱動態(tài)特性與熱回收能力的理論分析蒸汽焓，1；+.，為進入除氧器水箱的疏水焓，14，+為除氧頭的凝結(jié)水焓，成1免；2.，為除氧器的散熱量，財為不穩(wěn)定工況下參與蓄熱過程的金屬質(zhì)量，1；0為金屬的比熱，在飽和狀態(tài)下，工質(zhì)的焓密度和溫度均為壓力0的函數(shù)，因此可得dT pdTdT pdT dT pdT水體積廠和蒸汽體積廠之和應(yīng)等于除氧器水箱總體積廠即in將上式微分可得直流鍋爐的除氧器水箱的主要作用是儲存除氧后的冷凝水和接受由啟動分離器來的疏水，并作為鍋爐的給水源，其形狀類似于1只大型低壓汽包，2是除氧器水箱的簡化物理模型。

　　在進行除氧器水箱動態(tài)特性數(shù)學模型推導前先作如下的假設(shè)在整個啟動過程中，除氧器水箱內(nèi)各點工質(zhì)的參數(shù)壓力和溫度同步變化；除氧器水箱外壁及內(nèi)構(gòu)件等有效金屬的溫度與工質(zhì)溫度同步變化；由于只有當除氧器水箱內(nèi)的工質(zhì)達到飽和狀態(tài)后才會產(chǎn)生顯著的壓力飛升，因此假定除氧器水箱內(nèi)的工質(zhì)處于飽和狀態(tài)。

　　在不穩(wěn)定工況下，除氧器水箱內(nèi)的質(zhì)量平衡方從式1式5可導出除氧器水箱壓力變化動態(tài)特性微分方程密度，1以；為時間，8.

　　在不穩(wěn)定工況下，除氧器水箱內(nèi)的能量平衡方dp程為除氧頭的凝結(jié)水量，kgs；Dgs為除氧器送出的鍋爐給水量，13；廠，分別為除氧器水箱中的水體積和蒸汽體積3；9，9分別為飽和水和飽和蒸汽的從上述微分方程式可以看出當由于外界原因使除氧器水箱內(nèi)進入的熱量和排出的熱量不平衡時，其壓力就會發(fā)生變化。壓力變化的速率與進入除氧器水箱的疏水量疏水壓力，除氧器水箱內(nèi)工質(zhì)等因素有關(guān)。即與進入除氧器水箱的總熱量成正比，與水箱內(nèi)工質(zhì)及金屬的總蓄熱能力隨壓力的變化值成反比。

　　分析式6可發(fā)現(xiàn)，其所有的流量參數(shù)乃。，乃5均為時間的函數(shù)，所有的物性參數(shù)，97，等均為壓力廠的函數(shù)散熱損失，可近似認為是溫度的函數(shù)，因此式6可簡寫為httpwww.cnki.net從式7可得到壓力和時間1之間的關(guān)系式時間。

　　這樣當水箱內(nèi)的壓力從0，上升到0時，除氧器回收的熱量0為分析以上各式可得到如下結(jié)論，除氧器水箱的熱回收能力和水箱內(nèi)單位工質(zhì)的汽化潛熱隨壓力變化的增量和水箱內(nèi)工質(zhì)總質(zhì)量有關(guān)，即和水箱的最大工作壓力及水箱的容積特別是水容積的大小成正比。

　　3實驗研究實驗裝置主要有兩相流發(fā)生裝置鍋筒噴注系統(tǒng)散熱測量系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集計算和顯系統(tǒng)組從汽水分離器出來的處于飽和狀態(tài)的高壓疏水通過人8閥減壓后，會出現(xiàn)自汽化現(xiàn)象，因此進入除氧器水箱的疏水實質(zhì)上是干度在15之間是為了模擬在不同啟動條件下進入除氧器水箱的疏水工況。

　　實驗用鍋筒參數(shù)如下直徑1 200以以；壁厚16爪爪；長度4600爪爪；最大使用壓力2.5實驗條件如下過熱蒸汽壓力溫度為1.2鍋爐容積水容積為4.75爪32.75爪3.

　　實驗所用蒸汽源為熱電廠提供的過熱蒸汽，蒸汽流量由調(diào)節(jié)閥門控制，并由標準孔板測量其流量。

　　水由水泵加壓，通過出水閥門與回水閥門可調(diào)節(jié)進入混合器的流量，流量同樣由標準孔板進行測量。經(jīng)混合后的汽液兩相流經(jīng)過較長管道的熱與相平衡后再進入鍋筒。

　　所有的蒸汽管道和汽水混合物管道及鍋筒都給予良好的保溫，以減少散熱損失，其散熱量由熱流計測定。

　　用數(shù)學模型及所開發(fā)的計算機軟件按實驗條件進行仿真模擬，并與實驗所得的數(shù)據(jù)進行對比，發(fā)現(xiàn)當水箱內(nèi)的工質(zhì)達到飽和狀態(tài)后，其理論計算曲線和實驗數(shù)據(jù)相當吻合，46.

　　據(jù)的對比。在水箱內(nèi)的工質(zhì)達到飽和狀態(tài)前，由于不滿足建立數(shù)學模型時的3個假設(shè)條件，因此計算值和實驗數(shù)據(jù)之間存在差異。而當水箱內(nèi)的工質(zhì)達到飽和狀態(tài)后，則理論計算曲線和實驗數(shù)據(jù)基本水質(zhì)量流量。kg8；鍋筒壓力MPa；的對比。實驗數(shù)據(jù)是按送入水箱的過熱蒸汽的總熱對比。從中可看到理論計算曲線和實驗數(shù)據(jù)相當吻合，僅在起始階段略有差別，其原因也是因為在水箱內(nèi)的工質(zhì)達到飽和狀態(tài)前，不滿足建立數(shù)學模型時的3個假設(shè)條件而造成的。

　　量與排出水箱的飽和水的熱量和散熱損失之差計算得到的，從中可發(fā)現(xiàn)理論計算曲線和實驗數(shù)據(jù)也是相當吻合的。

　　4應(yīng)用實例4.1300MW直流鍋爐除氧器水箱壓力動態(tài)特性及熱回收能力分析300肘賈除氧器水箱技術(shù)參數(shù)如下設(shè)計壓力1.27肘，印水箱總?cè)莘e143.5心3；設(shè)計溫度1915有效水容積5爪3；安全閥整定壓力1.275肘正常水位時汽空間28爪3.

　　對除氧器水箱動態(tài)特性微分方程數(shù)值積分，可得除氧器水箱壓力動態(tài)變化曲線，7.中3條曲線分別ANB閥前壓力為7MPa，5MPa3肘，3時除氧器水箱的壓力飛升曲線。從中可看到，除氧器水箱壓力上升速度是很快的，ANB閥前壓力為7肘，3時從零壓到安全閥起跳1.27肘，3僅需12min左右；ANB閥前壓力為3MPa時也只需22左右。當考慮啟動過程中的汽水膨脹現(xiàn)象，則除氧器水箱壓力上升速度將更快。

　　條曲線分別ANB閥前壓力P，為7MPa，5肘，3肘，3時，在不同的除氧器工作壓力下水箱的熱回收能力曲線。從中可看到，除氧器水箱的熱回收能力和其最大工作壓力成正比，和ANB閥前的疏水壓力成反比。在溫態(tài)啟動時，次啟動過程中除氧器水箱可回收的熱量大約相當于4.2600觸直流鍋爐除氧器水箱壓力動態(tài)特性及熱回收能力分析600肘賈除氧器水箱技術(shù)參數(shù)如下設(shè)計壓力1.40肘，3；水箱有效容積235爪3；最高工作壓力1.2肘，有效水容積195心3；安全閥整定壓力1.2肘3；正常水位時汽空間40爪3.

　　線分別ANB閥前疏水壓力Pi，為15MPa MPa流量為125kgs時從零壓到安全閥起跳1.2 MPa僅需10min左右；ANB閥前壓力為MPa流量為70kgs時也只需24min左右。當考慮啟動過程中的汽水膨脹現(xiàn)象，則除氧器水箱壓力上升速度將更快。

　　600肘賈除氧器水箱壓力動態(tài)變化曲線9.中4條曲線分別ANB閥前壓力為15肘，3和肘，決疏水流量分別為125讓客8，和70kgs溫度分別為300C時，除氧器水箱的壓力飛升曲線。從中可看到，ANB閥前壓力為15，和6，辦溫度為330，300，和260，時在不同的除氧器工作壓力下水箱的熱回收能力曲線。同樣可從中看到，除氧器水箱的熱回收能力和其最大工作壓力成正比，和ANB閥前的疏水壓力成反比。次啟動過程中除氧器水箱可回收的熱量大約相當于51001的標準煤。

　　5結(jié)論與建議對于需頻繁啟停的調(diào)峰直流鍋爐機組，啟動過程的熱量損失是相當大的，必須在啟動系統(tǒng)中考慮疏水的熱量回收問，以提高機組運行的經(jīng)濟性。

　　由于除氧器水箱壓力變化的速率與進入除氧器水箱的總熱量成正比，和水箱內(nèi)工質(zhì)及金屬的總蓄熱能力隨壓力的變化值成反比，因此要控制除氧器水箱內(nèi)的壓力飛升速率就必須有定的水箱容積和有效地控制進入除氧器水箱的熱量。

　　除氧器水箱的熱回收能力和其最大工作壓力成正比，和分離器水位控制閥前的疏水壓力成反比，因此在根據(jù)分離器的工作壓力疏水流量和除氧器的允許壓力飛升值來確定除氧器水箱的設(shè)計參數(shù)時，要充分考慮在啟動過程中回收盡可能多的疏水和熱量。

　　馬憲國，陳之航，趙再MaXianguoChenZhihang，ZhaoZaism1.直流鍋爐啟動時除氧器水箱壓力變化動態(tài)特性的實驗馬憲國，趙再，曹偉武MaXianguo，ZhaoZaisan，CaoW.ei0，直流鍋爐啟動時除氧器水箱壓力變化動態(tài)特性的仿真研徐漢章，馬憲國，也似1旭313仙，直流鍋爐啟動分離器疏水進入除氧器水箱壓力飛升因素及實驗Experiment作者簡介馬憲國1954，男，工學博士，教授，博士生導師，從事鍋爐水動力與節(jié)能技術(shù)研究。

　　責任編輯賈瑞君上接第40頁continuedfrompage40數(shù)特性較弱的工質(zhì)壓力，即使不對網(wǎng)絡(luò)模型進行改造，動態(tài)仿真精度也比較理想。

　　在上述仿真算例中，網(wǎng)絡(luò)模型的仿真速度約為機理性仿真模型運行速度的10倍以上。

　　4結(jié)論基于神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和過程機理的仿真建模方法，能夠有效地克服系統(tǒng)仿真精度和仿真速度間的矛盾。

　　由于在網(wǎng)絡(luò)模型的設(shè)計上，較充分地考慮了系統(tǒng)輸入與輸出間的物理基礎(chǔ)，保證了網(wǎng)絡(luò)模型具有十分良好的聯(lián)想能力時間預(yù)報能力和外推效果。