配聯(lián)合循環(huán)的余熱鍋爐性能特點(diǎn)

1、補(bǔ)充2004年5月4日，摘自焦樹建燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)1 余熱鍋爐設(shè)計(jì)時(shí)節(jié)點(diǎn)溫差和接近點(diǎn)溫差的選擇節(jié)點(diǎn)溫差的選擇關(guān)系到余熱功率的效率和投資費(fèi)用，要加以權(quán)衡。減小節(jié)點(diǎn)溫差，鍋爐效率提高，可以更多的回收熱量。但是，投資費(fèi)用增加，并且鍋爐 換熱面積的增加還會(huì)使燃?xì)廨啓C(jī)排氣阻力增加，減少燃?xì)廨啓C(jī)的功率，這就會(huì)導(dǎo)致聯(lián)合循環(huán) 效率有下降的趨勢(shì)。因此，必須從整個(gè)聯(lián)合循環(huán)的效率和經(jīng)濟(jì)性兩方面加以全面考慮。當(dāng)進(jìn)入余熱鍋爐的燃?xì)鉁囟入S燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷的減少而降低時(shí)，接近點(diǎn)溫差將隨之減少。 如果在設(shè)計(jì)時(shí)接近點(diǎn)溫差取得過小或未加考慮，則在部分負(fù)荷工況下，省煤器內(nèi)就會(huì)發(fā)生部 分水的汽化，這將導(dǎo)致省煤器管壁過熱和故障。另外，接近

2、點(diǎn)溫差的選擇也關(guān)系到省煤器和 蒸發(fā)器換熱面積的設(shè)計(jì)。這樣，必然存在合理的選擇接近點(diǎn)溫差的問題。圖12.4和12.5給出了當(dāng)接近點(diǎn)溫差選定后，隨著節(jié)點(diǎn)溫差的變化，余熱鍋爐相對(duì)總換 熱面積、相對(duì)排氣溫度、相對(duì)蒸汽產(chǎn)量、相對(duì)總投資和相對(duì)單位熱回收費(fèi)用的變化規(guī)律。這 些相對(duì)值都是以節(jié)點(diǎn)溫差選為10 C時(shí)的數(shù)值作為比較標(biāo)準(zhǔn)。圖12.6給出了余熱鍋爐的相對(duì)總換熱面積隨接近點(diǎn)溫差的變化關(guān)系。圖12.7給出了 “單壓的汽水發(fā)生系統(tǒng)”的余熱鍋爐的當(dāng)量熱效率與節(jié)點(diǎn)溫差以及相對(duì)總換熱面積之間的變化關(guān)系。TF3_ L5 20 25Si 節(jié)點(diǎn)阻盞0 9 8 7 6 5 B r + 1 o o o o O-髯嘛?生圖12

3、.4 A,Tg5,Gs = f (Atx )的關(guān)系圖12.5相對(duì)總投資費(fèi)用和相對(duì)單位熱回收費(fèi)用隨節(jié)點(diǎn)溫差的變化關(guān)系不言而喻，倘若有意識(shí)地增大余熱鍋爐內(nèi)燃?xì)鈧?cè)的流動(dòng)速度，必然可以因換熱效應(yīng)的強(qiáng) 化而使總換熱面積有所減小，但是，這個(gè)措施卻會(huì)導(dǎo)致燃?xì)鈧?cè)流阻損失的增大。圖12.8中給出了相對(duì)燃?xì)饬髯枧c相對(duì)總換熱面積之間的變化關(guān)系。通過對(duì)上述圖12.4至圖12.8的分析，我們可以得到以下一些有益的結(jié)論：(1)由圖12.4可知：當(dāng)節(jié)點(diǎn)溫差減小時(shí)，余熱鍋爐的排氣溫度會(huì)下降，燃?xì)獾姆艧崃?將加大，蒸汽產(chǎn)量會(huì)增加，而總的換熱面積要增大。計(jì)算表明：傳熱系數(shù)基本上是不變的， 但省煤器與蒸發(fā)器的對(duì)數(shù)平均溫差將大幅度地

4、減小，致使余熱鍋爐的總換熱面積會(huì)增大。余熱鍋爐排氣溫度的下降以及蒸汽產(chǎn)量之增加正意味著 余熱鍋爐熱效率的提高，而換熱面積之增大則意味著 余熱鍋爐投資費(fèi)用的增大。由此可見，效率的增大是以加大換熱面積為代價(jià)的，這一點(diǎn)在圖12.7中表示的更為明顯。(2)由圖12.5可知：當(dāng)節(jié)點(diǎn)溫差減小時(shí)，余熱鍋爐的總投資費(fèi)用和單位熱回收費(fèi)用都會(huì)增大。為了減少投資費(fèi)用，節(jié)點(diǎn)溫差應(yīng)取得大些；為了提高余熱鍋 爐的熱效率，節(jié)點(diǎn)溫差應(yīng)取得小些。從圖12.5所示曲線的斜率上可以看出：當(dāng)節(jié)點(diǎn)溫差取得比設(shè)計(jì)值(.也OF5101520 2530接近恵遍琵WC大，鍋爐的投資費(fèi)用就會(huì)增大很多。但當(dāng) 計(jì)點(diǎn)值大時(shí)，總投資費(fèi)用和單位熱回收費(fèi)用

5、 的減小程度卻要緩和一些。因而，在設(shè)計(jì)余 熱鍋爐時(shí)，通常取節(jié)點(diǎn)溫差為8-20 C。：tx取得比設(shè)1.8圖12.6Atx對(duì)A的影響關(guān)系(3)由圖12.6可以看出：接近點(diǎn)溫差 增大時(shí)，余熱鍋爐的總換熱面積會(huì)增加。這 是由于省煤器的對(duì)數(shù)平均溫差雖然有所增 大，致使其換熱面積有所減小，但蒸發(fā)器的 對(duì)數(shù)平均溫差卻會(huì)減小很多，致使蒸發(fā)器的 換熱面積會(huì)增加甚多的緣故。當(dāng)然，那時(shí)過 熱器的換熱面積是保持不變的，其結(jié)果是余熱鍋爐的總換熱面積要增大。由此可見，當(dāng).43.2JI k 1 I.:tx選定后，減小接近點(diǎn)溫差有利于減小余 熱鍋爐的總換熱面積和投資費(fèi)用，但是，為 了防止低負(fù)荷工況下或起動(dòng)期間省煤器內(nèi) 可能發(fā)

6、生汽化現(xiàn)象，有必要在設(shè)計(jì)時(shí)使接近 點(diǎn)溫差取得大些。由圖12.6所示曲線的斜率 變化趨勢(shì)中可以看到：接近點(diǎn)溫差取在5-20C范圍內(nèi)是合適的。(4)圖12.8顯示了燃?xì)鈧?cè)阻力對(duì)于余熱鍋 爐總換熱面積的影響關(guān)系。顯然，加大燃?xì)獾牧魉?當(dāng)然流阻損失會(huì)隨之加大)可以使余熱鍋爐0.7牴飛飛亦諾門白訥兒 單壓武余馥鍋爐處率知(嗚圖12.7單壓余熱鍋爐當(dāng)量效率與A和.tx的關(guān)系=10C)小時(shí)，由于余熱鍋爐換熱面積的增加幅度較2 10 9 111 O Y環(huán)畫羞軽涙2沒計(jì)點(diǎn)08_I,*III!_0.6 O.g kO i.2 1.4 J.6 椒對(duì)燃丸流阻k?；圖12.8 ：p對(duì)A的影響關(guān)系的總換熱面積減小，但燃?xì)廨?/p>

7、機(jī)的功率就會(huì)降 低。計(jì)算表明：1kPa的壓降會(huì)使燃?xì)廨啓C(jī)的功 率和效率降低0.8 %，因此，這個(gè)問題要綜合地 加以考慮。由此可見，在設(shè)計(jì)余熱鍋爐時(shí)， 應(yīng)該按照使 聯(lián)合循環(huán)的效率或投資費(fèi)用最優(yōu)化的設(shè)計(jì)原則， 來(lái)考慮節(jié)點(diǎn)溫差、接近點(diǎn)溫差以及流阻損失對(duì)換 熱面積的影響關(guān)系。實(shí)踐表明：當(dāng)節(jié)點(diǎn)溫差減小時(shí)，蒸發(fā)器面積 將按指數(shù)曲線關(guān)系增大，而蒸汽的產(chǎn)量只按線性關(guān)系增加，因而，選擇節(jié)點(diǎn)溫差是決定換熱面積的關(guān)鍵因素。這一點(diǎn)也可以從圖12.4中得到印證。同樣，選擇接近點(diǎn)溫差也是決定換熱面積的關(guān)鍵。余熱鍋爐的總投資費(fèi)用主要取決于換熱面積的大小。通常，換熱面積占余熱鍋爐總投資 費(fèi)用的40% 50%，而其余的50%

8、60%的投資費(fèi)用則與換熱面積無(wú)關(guān)。2 .余熱鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)的選擇顯然，余熱鍋爐蒸汽側(cè)的參數(shù)是直接與蒸汽輪機(jī)的參數(shù)匹配的。在第11章的第2節(jié)中，我們已經(jīng)給出了Siernens公司和 GE公司建議的蒸汽輪機(jī)中選用的蒸汽參數(shù)，可 以作為余熱鍋爐的依據(jù)。所不同的是由于壓 降和散熱損失的存在，余熱鍋爐側(cè)的蒸汽壓 力和溫度應(yīng)該稍微增高一些而已。通常，余熱鍋爐出口的主蒸汽壓力大約 要比蒸汽輪機(jī)入口處的蒸汽壓力高3%左右，主蒸汽溫度大約要高3 4 C。再熱蒸汽的壓力則要比從蒸汽輪機(jī)的再熱蒸汽抽出0口過量空吒系數(shù)10(藝kr.m口的壓力低12% 14%左右。再熱蒸汽從余 熱鍋爐出口到蒸汽輪機(jī)的入口之間，其溫度 大

9、約也要下降2 3C左右，其壓力降大約為 2.5 % 3%。當(dāng)然，余熱鍋爐出口的主蒸汽 溫度與燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度密切相關(guān)。通常， 主蒸汽溫度要比燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度低25 40 C。中壓蒸汽的溫度和低壓蒸汽的溫度則比它們各 自所在余熱鍋爐上游方向的燃?xì)鉁囟鹊?1 C左右。100醉露點(diǎn)溫度Tc圖12.9燃料的硫含量 ws、SO2向SO3的轉(zhuǎn)化率X和過量空氣系數(shù)對(duì)燃?xì)馑崧饵c(diǎn)的影響余熱鍋爐出口的排氣溫度則與所選用的蒸汽循環(huán)型式、節(jié)點(diǎn)溫差以及燃料中的硫含量有密切關(guān)系。當(dāng)節(jié)點(diǎn)溫差選得較小時(shí)，余熱鍋爐出口的排氣溫度就能降低。當(dāng)采用雙壓或三壓 式蒸汽循環(huán)時(shí)，排氣溫度值可以比單壓式蒸汽循環(huán)降低很多。但是，為了防止余

10、熱鍋爐排氣 側(cè)的管簇發(fā)生低溫硫化腐蝕現(xiàn)象，一般規(guī)定：排氣溫度值應(yīng)比酸露點(diǎn)高10C左右。當(dāng)燃燒無(wú)硫燃料時(shí)，則以不在尾部管簇上凝結(jié)水滴為原則，即排氣溫度值應(yīng)比水的露點(diǎn)溫度高10 C左右。目前，在聯(lián)合循環(huán)中余熱鍋爐的排氣溫度一般控制在110 130C左右。當(dāng)余熱鍋爐預(yù)熱供熱系統(tǒng)的熱水時(shí)，排氣溫度則可以降低到52 C左右。亡也 140r如溫度?。簣D12.10材料的腐蝕損失與排氣溫度、硫酸濃度的變化關(guān)系由于在余熱鍋爐中燃?xì)鈧?cè)的換熱系數(shù)要比給水側(cè)差很多，因而可以認(rèn)為；管簇的壁溫大 體上與水或蒸汽的溫度相等。因此，給水在余熱鍋爐各換熱段內(nèi)的溫度都不應(yīng)低于相鄰燃?xì)獾乃崧饵c(diǎn)溫度。研究表明：燃?xì)獾乃崧饵c(diǎn)與以下幾個(gè)

11、因素有關(guān)，即：與燃燒的過量空氣系數(shù)（即余熱系 數(shù)）:； S02向S03的轉(zhuǎn)化率X以及燃料中所含的硫分有關(guān)。圖12.9中給出了它們之間的影響關(guān)系。S02向S03的轉(zhuǎn)化率取決于燃?xì)廨啓C(jī)的類型，一般，X在1 % 8%之間變化。由圖12.9可知：值越大，S含量越少（這兩點(diǎn)意味著：燃?xì)庵蠸O2的體積分?jǐn)?shù)比較?。琒O2向SO3的轉(zhuǎn)化率X越小，那么，燃?xì)獾乃崧饵c(diǎn)溫度就越低，余熱鍋爐的排氣溫度就可以取得比較小，這將有利于提高余熱鍋爐的當(dāng)量效率。應(yīng)該指出，也有人認(rèn)為：在余熱鍋爐中管簇的表面溫度即使比燃?xì)獾乃崧饵c(diǎn)稍微低一些也是無(wú)妨的，因?yàn)樵谶@種情況下酸的腐蝕率并不很高，如圖12.10所示。圖中tdsi為燃?xì)獾乃?/p>

12、露點(diǎn)溫度。由圖12.10可知：酸腐蝕損失最大的溫度范圍為100 130C。鑒于在余熱鍋爐中管簇的表面溫度要比水的溫度高出幾度，所以，用含硫燃料時(shí)，給水溫度可以比燃?xì)獾乃崧饵c(diǎn)溫度 之理論值低5 10 C。3 .余熱鍋爐的變工況特性在聯(lián)合循環(huán)中汽輪機(jī)是滑壓運(yùn)行的。隨著機(jī)組負(fù)荷的降低，汽輪機(jī)進(jìn)汽壓力、溫度和流 量都會(huì)相應(yīng)減小。一般來(lái)說，主蒸汽壓力首先線性的下降，在達(dá)到某一合適的最低壓力時(shí)， 它將維持恒定壓力運(yùn)行。如圖12.11所示。相應(yīng)的蒸汽流量變化關(guān)系如圖12.12所示。圖12.11滑壓運(yùn)行時(shí)蒸汽壓力的變化關(guān)系圖12.12滑壓運(yùn)行時(shí)蒸汽流量的變化關(guān)系顯然，余熱鍋爐的產(chǎn)汽量將隨燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量和排氣

13、溫度的升高而增加，這是由于排 氣中可以回收的熱能隨之增大的緣故。此外，隨著飽和蒸汽壓力的降低，蒸汽流量也會(huì)略有 增大的趨勢(shì)，這是因?yàn)橄鄳?yīng)的飽和蒸汽溫度會(huì)有所降低，而傳熱溫差有所增大的結(jié)果。至于余熱鍋爐出口的過熱蒸汽溫度則主要隨燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度而變，它受燃?xì)饬髁亢惋?和蒸汽壓力的影響卻較小。圖12.13中給出了余熱鍋爐中當(dāng)蒸汽壓力恒定不變時(shí)，過熱蒸汽溫度的變工況特性。由圖可知：過熱蒸汽的溫度將隨燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量的減小和排氣溫度的 增高而上升。圖12.14給出了余熱鍋爐中蒸汽壓力恒定不變時(shí)，接近點(diǎn)溫差：tx的變工況特性。由圖可知：燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量的變化對(duì)接近點(diǎn)溫差的影響不大，但厶tx值卻隨燃?xì)廨啓C(jī)

14、排氣溫度的下降而明顯地減小，這正是與單軸燃?xì)廨啓C(jī)匹配的余熱鍋爐，在大氣溫度較低時(shí)以及在起動(dòng)和 低負(fù)荷工況下，省煤器容易發(fā)生汽化的原因。圖12.13余熱鍋爐中當(dāng)蒸汽壓力恒定時(shí),O.,0.2? 1.4-0.8110.8520.920L.000-1J2525圖12.14余熱鍋爐中接近點(diǎn)溫差的變工況特性過熱蒸汽溫度的變工況特性M g M g / M g0 , Tg4=Tg4/Tg40Tw9 =Tw9 /Tw90下標(biāo)為設(shè)計(jì)值此外，還必須注意余熱鍋爐的起動(dòng)特性對(duì)其設(shè)計(jì) 與運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性和安全性的影響。圖12.15給出了某臺(tái)余熱鍋爐在起動(dòng)過程中，蒸汽產(chǎn)量和蒸汽溫度隨時(shí)間而變化的動(dòng)態(tài)特性。由于起動(dòng)過程中這些熱力參

15、數(shù)的 急劇變化，就會(huì)使余熱鍋爐的部件承受很大的熱應(yīng) 力。倘若不能合理地控制起動(dòng)過程及其參數(shù)的變化程 度，則會(huì)使余熱鍋爐發(fā)生低周波的疲勞破壞。聯(lián)合循環(huán)裝置中三大部件的典型冷態(tài)起動(dòng)時(shí)間 為：燃?xì)廨啓C(jī)燃?xì)廨啓C(jī)：10-20分鐘；余熱鍋爐：30 90分鐘；蒸汽輪機(jī)：90 - 120分鐘。雖然蒸汽輪機(jī) 的起動(dòng)時(shí)間最長(zhǎng)，但其暖機(jī)所需要的蒸汽參數(shù)比較 低，可以在燃?xì)廨啓C(jī)起動(dòng)前利用其他蒸汽源提前暖 機(jī)，因而為了縮短整個(gè)聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)的起動(dòng)時(shí)間，關(guān) 鍵在于余熱鍋爐的起動(dòng)特性及其時(shí)間。60圖12.15起動(dòng)過程中余熱鍋爐蒸汽流量過熱慕汽溫度2(過熱慕汽流量廟“M和蒸汽溫度T w9隨設(shè)計(jì)的變化關(guān)系 g余熱鍋爐實(shí)例：(1)

16、 燃燒天然氣的三壓式再熱循環(huán)的余熱鍋爐之汽水系統(tǒng)該余熱鍋爐的汽水系統(tǒng)如圖12.23所示。它是由一級(jí)低壓省煤器、一級(jí)低壓蒸發(fā)器、一級(jí)低壓過熱器；一級(jí)中壓省煤器、一級(jí)中壓蒸發(fā)器、二級(jí)中壓再熱器以及三級(jí)高壓省煤器、 一級(jí)高壓蒸發(fā)器和二級(jí)高壓過熱器組成的。從低壓汽水系統(tǒng)中產(chǎn)生壓力為0.308MPa、溫度為228 C的過熱蒸汽，流量6.035kg/s，供到蒸汽透平低壓缸的中段中去作功。從中壓汽水系統(tǒng)產(chǎn)生的蒸汽與從汽輪機(jī)高壓缸排出的蒸汽相混后，經(jīng)二級(jí)中壓再熱器的再熱，生成壓力為 2.517MPa、溫度540C的再熱蒸汽 50.022kg/s，供到蒸汽透平的低壓缸中去作功。從高壓汽 水系統(tǒng)中產(chǎn)生的壓力為13

17、.107MPa、溫度為542C的主蒸汽50.652kg/s，則被供到蒸汽透平的高壓缸中去作功。由燃?xì)廨啓C(jī)排入余熱鍋爐的燃?xì)鉁囟葹?83.3 C，流量為434.83kg/s。余熱鍋爐內(nèi)部燃?xì)饬鞯赖臏囟纫约捌疁囟妊亓鞒痰姆植缄P(guān)系，如圖12.24所示。由圖可知，低壓省煤器進(jìn)口的水溫為31 C,它的來(lái)水是凝汽器的凝結(jié)水與系統(tǒng)補(bǔ)充水的混合物。中壓省煤器和高壓省煤器的入口水溫為136 C,它們都來(lái)自除氧器。低壓汽水系統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)溫差為12.7 C,接近點(diǎn)溫差為14.5C ;中壓汽水系統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)溫差為 9 C,接近點(diǎn)溫差為 6C;高壓汽 水系統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)溫差為 10C ;接近點(diǎn)溫差為 52C。該余熱鍋爐的熱效率為

18、86.5%;燃?xì)鈧?cè) 的流阻損失系數(shù)為 3.29%。4 /G天然七20*C6,205MFai278*C00.207 kff/a583 3*CP434 823kg/3303* C玫扌卅443*C 545* C2進(jìn)人余鶴鍋?zhàn)o(hù) 的高退燃牡73l8MPaHPE14E 工 183C：I琦CrTk百9,93kg#y282C299T笳0工兒91/TC給水l*cg3a.517MPa, 153Cl2,72MPa 53SC 50.65 kg/f238rC 24OPC107,35H0 7.3B4 kg/s 晉Flg583.3*021凝結(jié)水旁通閥 22凝結(jié)水調(diào)節(jié)閥令滅然氣24低壓蒸發(fā)器26中壓省煤器28中壓過熱器30高

19、壓蒸發(fā)器圖12.23三壓再熱余熱鍋爐的汽水系統(tǒng)圖1空氣濾清器2壓氣機(jī) 3燃燒室 4透平 5發(fā)電機(jī)6汽輪機(jī)7冷凝器8余熱鍋爐9除氧器 E-省煤器 B-蒸發(fā)器S-過熱器RH-再熱器(2) 可以燃用柴油和天然氣的三壓再熱循環(huán)余熱鍋爐的汽水系統(tǒng)。圖 12.25 Tapada do Outeiro 電站的三壓再熱循環(huán)余熱鍋爐的汽水系統(tǒng)1余熱鍋爐2燃?xì)馔钙?燃燒室4天然氣預(yù)熱器 5壓氣機(jī)6發(fā)電機(jī) 7 3S離合器8高壓透平9中壓透平10低壓透平11冷凝器12凝結(jié)泵13給水泵14高壓汽包15中壓汽包16低壓汽包17除氧器18除氧器泵19外凝結(jié)水預(yù)熱器 20凝結(jié)水循環(huán)泵23低壓省煤器25低壓過熱器27中壓蒸發(fā)器

20、29高壓省煤器 31高壓過熱器32再熱器圖12.25示出了在葡萄牙 Tapada do Outeiro電站中使用的聯(lián)合循環(huán)汽水系統(tǒng)。該相應(yīng)采用三壓再熱的余熱鍋爐。該機(jī)組可以燃用天然氣，也可以燃用有一定硫含量的液體燃料。在燃用天然氣時(shí)，由于煙氣中的硫含量很少，因此有條件將省煤器后的煙溫降低到90 C,以提高余熱鍋爐的當(dāng)量效率。進(jìn)人余熱鍋爐低壓省煤器時(shí)的給水溫度被控制在60C,這種情況下在低壓蒸發(fā)器中可以產(chǎn)生32.8t/h的低壓蒸汽，經(jīng)低壓過熱器的加熱后，變成0.45MPa/233 C的過熱蒸汽，供低壓透平使用。少量的0.45MPa的飽和蒸汽則由低壓鍋筒直接供給除氧器17使用。與此同時(shí)，在中壓蒸發(fā)

21、器和中壓過熱器中則產(chǎn)生3.03MPa/319 C的過熱蒸汽，它與從高壓蒸汽透平排氣口流來(lái)的3.05MPa/350 C /248.8t/h的冷再熱蒸汽相摻混，經(jīng)兩級(jí)再熱器再熱后，變成2.91MPa/550 C /297.7t/h的再熱蒸汽，供到中壓蒸汽透平中去膨脹作功。在高壓 蒸發(fā)器和兩級(jí)高壓過熱器中則產(chǎn)生11.33MPa/550C /252.4t/h的主蒸汽，供到高壓蒸汽透平中去膨脹作功。從圖中可以看出：中壓省煤器和高壓省煤器的給水是由除氧器經(jīng)除氧器泵18和鍋爐的給水泵 13供給的。從中壓省煤器出來(lái)的高溫飽和水，除了大部分供到中壓鍋筒中 去參與循環(huán)外，一部分被用來(lái)供到天然氣預(yù)熱器4中去加熱天然

22、氣，以防天然氣中高價(jià)的碳?xì)浠衔锬龀鰜?lái)。另一部分高溫飽和水則被送到外凝結(jié)水預(yù)熱器19中去預(yù)熱由凝汽器供來(lái)的低溫凝結(jié)水。由天然氣預(yù)熱器4和外凝結(jié)水預(yù)熱器 19中回流來(lái)的冷凝水，則都匯集到余熱鍋爐低壓省煤器 23之前，與經(jīng)過外凝結(jié)水預(yù)熱器19加熱升溫后的凝結(jié)水混合在一起，成為供入低壓省煤器 23的60C的給水。當(dāng)機(jī)組改燒硫含量較多的液體燃料時(shí)，余熱鍋爐的排氣溫度必須提高到排氣酸露點(diǎn)以上(一般為150 C左右)，為此，就必須把供入低壓省煤器23的給水溫度提高到 120C。為了達(dá)到這個(gè)目的，可以打開凝結(jié)水旁通閥 21，使一部分低溫的凝結(jié)水旁路回到除氧器17中去，以減少直接供向低壓省煤器23的給水量，

23、同時(shí)打開凝結(jié)水調(diào)節(jié)閥22,利用增大高溫凝結(jié)水循環(huán)流量的方法，把供到低壓省煤器23中去的給水溫度提高到120C。4 .余熱鍋爐設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮的一些問題 在設(shè)計(jì)聯(lián)合循環(huán)中使用的余熱鍋爐時(shí)，人們應(yīng)采取措施，力爭(zhēng)實(shí)現(xiàn)以下一些要求，即：(1) 整個(gè)系統(tǒng)應(yīng)具有較低的熱慣性，以使余熱鍋爐能夠適應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)快速起動(dòng)和快速 加減負(fù)荷的動(dòng)態(tài)特性要求。這樣，才能縮短整個(gè)聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)的起動(dòng)時(shí)間。通常，要求其冷 態(tài)起動(dòng)時(shí)間為20- 30min。(2) 蒸汽熱力參數(shù)的穩(wěn)定性。希望由余熱鍋爐提供的蒸汽參數(shù)不會(huì)較大幅度地偏離各 負(fù)荷工況下的設(shè)定值，以防影響蒸汽輪機(jī)的安全和有效的運(yùn)行。(3) 在技術(shù)經(jīng)濟(jì)條件合理的情況下，盡可能多

24、地回收熱能，即提高余熱鍋爐的當(dāng)量效 率。(4) 當(dāng)聯(lián)合循環(huán)配置選擇性催化反應(yīng)器(SCR)來(lái)控制N0x時(shí)，必須精心地確定 SCR在余熱鍋爐中的布設(shè)位置，必須確保SCR能在296 410C溫度范圍內(nèi)工作，否則無(wú)法控制NOx的排放量。(5) 余熱鍋爐應(yīng)具有一定的在無(wú)水情況下“干燒”的能力，以避免當(dāng)煙道旁通閥等元件故障時(shí)燒毀余熱鍋爐。一般“干燒”時(shí)的煙氣溫度應(yīng)不高于475C，每次干燒的最長(zhǎng)持續(xù)時(shí)間不超過 240h。在設(shè)計(jì)余熱鍋爐時(shí)應(yīng)考慮以下一些問題，即：(1) )根據(jù)聯(lián)合循環(huán)場(chǎng)地的布設(shè)條件和總體特性的要求，如：負(fù)荷的性質(zhì)、機(jī)組起停的 周期特點(diǎn)、經(jīng)濟(jì)性和安全性要求等因素，合理地選擇余熱鍋爐的循環(huán)方式一一

25、自然循環(huán)或強(qiáng) 制循環(huán)。(2) 按以下約束條件來(lái)選擇余熱鍋爐的設(shè)計(jì)參數(shù)，即：1)參見第11章第2節(jié)推薦的參數(shù)來(lái)選擇余熱鍋爐的蒸汽參數(shù)和循環(huán)方式(單壓、雙壓或三壓循環(huán)以及有無(wú)再熱器)。通常，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度低于538 C時(shí)，不宜采用再熱循環(huán)方案，但它們可以是單壓的、雙壓的或者是三壓的循環(huán)型式。當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度達(dá)到 或超過593 C后，就應(yīng)考慮采用三壓有再熱循環(huán)的方案。當(dāng)蒸汽輪機(jī)的功率較大時(shí)，才有可 能進(jìn)一步考慮把主蒸汽的參數(shù)向亞臨界(16.5MPa/565 C)的方向發(fā)展。2 )節(jié)點(diǎn)溫差控制在 8-20 C；3)接近點(diǎn)溫差控制在5- 20C；4 )燃?xì)廨啓C(jī)的背壓控制在1.40 3.43kP

26、a；10C左右。5)余熱鍋爐的排氣溫度不能低于煙氣的酸露點(diǎn)溫度。給水溫度則可以比酸露點(diǎn)低5 10C。在燒無(wú)硫燃料時(shí)，余熱鍋爐的排氣溫度應(yīng)比煙氣中水的露點(diǎn)高30 50C 左右。圖12.28自然循環(huán)余熱鍋爐必須保證的最小循環(huán)倍率6 )余熱鍋爐進(jìn)口的燃?xì)鉁囟葢?yīng)比主蒸汽的最高溫度高7 )為了保證自然循環(huán)方式的余熱鍋爐中水循環(huán)的安全性，必須控制的最小循環(huán)倍率如圖12.28所示。8) 為了防止發(fā)生偏離核狀沸騰，致使管壁無(wú)水 而燒壞，應(yīng)把最大許用的熱流量(即臨界熱流量)控 制在 567.5kW/m 2。9) 為了避免在水平管簇中發(fā)生汽水分層現(xiàn)象， 流體的最小臨界流速約為 2-3.0m/s。10) 鍋筒的容量

27、應(yīng)當(dāng)是正常運(yùn)行條件下蒸發(fā)器內(nèi)蒸汽體積的1. 5 2. 5倍。這樣才能適應(yīng)起動(dòng)過程 中蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)的容積激變的問題。這是由于在低壓和中壓條件下，水和蒸汽的比體積差別很大。因而在起動(dòng)時(shí)，蒸發(fā)器內(nèi)一旦發(fā)生蒸汽，就會(huì)有大量的水從蒸發(fā)器排入鍋筒，鍋筒必須能夠容納這些排入的水量， 否則就要緊急排水而導(dǎo)致?lián)p失。(3) 可以設(shè)置再循環(huán)管來(lái)適應(yīng)上述水汽體積激變的問題，同時(shí)它也可以防止省煤器出 口產(chǎn)生部分蒸汽的問題。(4) 余熱鍋爐應(yīng)采用滑壓運(yùn)行方式。(5) 在作余熱鍋爐的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，有必要對(duì)煙道的流動(dòng)情況進(jìn)行模擬試驗(yàn)，力求煙道內(nèi)速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)比較均勻，并消除噪聲和振動(dòng)。這是由于在余熱鍋爐中燃?xì)饬髁颗c蒸汽產(chǎn) 量的

28、比值很大(4 10倍，一般蒸汽鍋爐中為 I 1.2倍)，因而氣流速度很高、湍流度很大， 這雖有利于改善換熱條件，但卻會(huì)促使煙道和管簇振動(dòng)及煙道隔熱層的磨損，并使煙氣偏流、煙道擋板因熱應(yīng)力的作用而變形。為此，有必要在煙道中裝設(shè)導(dǎo)流板。(6) 鍋筒的壁面應(yīng)盡可能地薄，因?yàn)樵谄饎?dòng)過程和升負(fù)荷過程中的增速主要受限于鍋 筒的熱膨脹。至于管簇的熱膨脹問題則可以用吊裝管簇的方法來(lái)解決。(7) 為了保證余熱鍋爐故障或檢修時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)仍能正常工作，可以設(shè)置煙道旁通閥，但它不可能很嚴(yán)密，一般會(huì)有0.5% 1.0 %的燃?xì)庑孤┝?，致使機(jī)組功率和效率降低。因此是否需要設(shè)置旁通閥，需要綜合考慮。(8) 雙壓系統(tǒng)中低壓蒸

29、汽量比較少，一般是高壓蒸汽量的8% 12.5%，它可以使汽輪機(jī)的功率增大 6%左右，即可使聯(lián)合循環(huán)的效率提高1.5% 2.0%左右。當(dāng)負(fù)荷下降時(shí)，低壓蒸汽量的比例和效率更會(huì)下降。倘若用它來(lái)供熱，那么，聯(lián)合循環(huán)的總熱利用效率將更為有利。(9) 注意減少余熱鍋爐的壓力損失是需要綜合研究的問題，因?yàn)槿細(xì)廨啓C(jī)的背壓每提高1%,機(jī)組的功率會(huì)下降 0.5 % 0.8 %左右。一般來(lái)說，在燃?xì)廨啓C(jī)之后加裝余熱鍋后會(huì) 使燃?xì)廨啓C(jī)的功率下降 1.2% 1.5%左右。當(dāng)選用節(jié)點(diǎn)溫差小的以及兩壓和三壓的余熱鍋爐 時(shí)，受熱面積就會(huì)增大，流阻損失隨之加大，這就出現(xiàn)了一個(gè)促使聯(lián)合循環(huán)效率下降的負(fù)效 應(yīng)。因而嚴(yán)格地講，應(yīng)該

30、從聯(lián)合循環(huán)效率和比投資費(fèi)用最優(yōu)化的角度來(lái)考慮余熱鍋爐汽水系 統(tǒng)方案之選擇問題。(10) 在設(shè)計(jì)有補(bǔ)燃的余熱鍋爐時(shí)，補(bǔ)燃后的燃?xì)鉁囟茸疃嗟?00 900 C,這樣可以使余熱鍋爐的汽水系統(tǒng)與無(wú)補(bǔ)者類似，否則爐膛要用水冷壁冷卻保護(hù)。研究表明：補(bǔ)燃后的燃 氣溫度控制為750 C時(shí)，可以使省煤器的換熱條件處于最佳狀態(tài)。5 余熱鍋爐停備用時(shí)的保養(yǎng)方法(1) 保持壓力法。余熱鍋爐停運(yùn)后，關(guān)閉各汽水閥門，利用鍋爐的殘余壓力，防止空氣漏入鍋筒和管簇內(nèi)，同時(shí)控制爐水的pH值在9.8 一 10.4之間，使之保持一定的堿度。這種方法操作簡(jiǎn)單、方便。但常會(huì)由于系統(tǒng)的嚴(yán)密性差，無(wú)法長(zhǎng)期維持壓力。一般來(lái)說，停爐后壓力只能維

31、持 20h左右。因而，這種方法只宜用于機(jī)組短期停用的場(chǎng)合。(2) 磷酸三鈉堿式保護(hù)法。停爐后向給水系統(tǒng)注入磷酸三鈉溶液，控制爐水的磷酸根 含量在1000 1200mg/L之間，使金屬表面形成保護(hù)膜。這一方法能使水側(cè)保護(hù)良好，但不能對(duì)汽側(cè)進(jìn)行防腐保護(hù)。另一缺點(diǎn)是對(duì)鍋爐解除保養(yǎng)再行啟用時(shí)，要提前1 2天對(duì)鍋爐進(jìn)行水沖洗。通常，需要換水、沖洗三次以上，否則，水質(zhì)會(huì)長(zhǎng)期無(wú)法符合控制標(biāo)準(zhǔn)。(3) 熱爐放水余熱烘干法。停爐后在鍋爐壓力降低到0.5MPa，爐膛溫度低于120 C時(shí) 進(jìn)行排水，利用余熱將爐內(nèi)濕氣除去，從而達(dá)到防腐目的。這一方法對(duì)系統(tǒng)的水側(cè)和汽側(cè)均能起到保護(hù)作用，保養(yǎng)過程的維護(hù)工作量小，而且系統(tǒng)可以進(jìn)行檢修。但是，有些鍋爐鍋筒 內(nèi)裝有加強(qiáng)肋，致使?fàn)t水不能排盡，在鍋筒內(nèi)仍然可能積存一定的爐水，這就會(huì)造成氧化腐 蝕。為了解決此問題，可以在爐內(nèi)溫度低于40C時(shí)，進(jìn)入鍋筒內(nèi)清除積水，并根據(jù)停用時(shí)間的長(zhǎng)短，可以放入干燥劑吸濕。此法對(duì)水側(cè)和汽側(cè)均有保護(hù)作用。(4) 于燥劑吸濕法。停爐后在鍋爐壓力降至0.5MPa、爐