ASME PTC4_1计算循环流化床锅炉效率的基本方法
关于循环流化床锅炉热效率计算若干问题的探讨
分别为底渣、飞灰及沉降灰中的
可燃物含量, % ;
、 、 CaCO3
lz
CaCO 3 fh
CaCO 3 cjh
分别为底渣、飞灰及沉降
灰中的碳酸钙含量, % ;
M A 脱硫后生成的总灰量, kg / kg, 由式 ( 8) 确 定。
2. 2 加入石灰石后对灰分的影响 在 CFB 锅炉内加入石灰石进行脱硫, 由于涉及
在 CFB 锅炉正常运行温度范围内, 我们认为石
灰石中的 M gCO3 已全部分解, 但其分解生成的 M gO
对脱硫反应并不敏感 [ 2 ] , 另一方面由于石灰石中的 M gCO3 含量低, 所以我们在计算 CFB 锅炉热效率中 可以把 M gCO3 分解生成的 M gO 与未分解的碳酸钙 以及石灰石中其它杂质作为惰性物质处理。
=
100 -
100BC MA BL ! CaCO 3
(
lz ClzaCO3
1 00-
C
C lz
+
fh
CaCO fh
3
10 0-
C
C fh
+
C aCO 3
1
c jh cjh
00- C
C cjh
)
( 4)
式中: 、 、 lz fh cjh 分别为排渣率、飞灰系数及沉降
灰率, % ;
、 、 c c c
lz fh c jh
式中: QN 锅炉最大有效输出热量, MW;
Q st 锅炉散热热量, MW。
3 CFB锅炉热效率计算的实现
3. 1 方法简介 在 CFB 锅炉热效率计算中, 为了最大程度上解
决燃料计量装置和石灰石计量装置测量燃料和石灰
石投放量不准所造成的误差, 本文采用锅炉热效率 正反平衡和钙平衡相结合, 利用叠代的方法分别求 出碳酸钙分解率、流化床脱硫效率、石灰石消耗量及
锅炉热效率的简易计算与分析
锅炉热效率的简易计算与分析对我厂锅炉而言，影响煤耗的因素主要有三类：煤质、运行工况与锅炉自身热效率。
查找煤耗偏高的原因，需要对各影响因素进行定量测定分析。
测定锅炉热效率，通常采用反平衡试验法。
本文对此方法进行了介绍，并简化了计算过程，可用于日常锅炉效率监控。
1 反平衡法关键参数的确定众所周知，反平衡法热效率计算公式为：η = 100-(q2+q3+q4+q5+q6)计算的关键是各项热损失参数的确定。
1.1 排烟热损失q2排烟热损失q2是由于锅炉排烟带走了一部分热量造成的热损失，其大小与烟气量、排烟与基准温度、烟气中水蒸汽的显热有关。
我厂燃煤介于无烟煤与贫煤之间，计算q2可采用如下简化公式：q2 =(3.55αpy+0.44)×(tpy-t0)/100式中，αpy——排烟处过量空气系数，我厂锅炉可取为1.45 tpy——排烟温度，℃t0 ——基准温度，℃1.2 化学不完全燃烧热损失q3化学不完全燃烧热损失q3是由于烟气中含有可燃气体CO造成的热损失，主要受燃料性质、过量空气系数、炉内温度与空气动力状况等影响，可采用下列经验公式计算：q3 =0.032αpy CO×100%式中，CO——排烟的干烟气中一氧化碳的容积含量百分率，%我厂锅炉q3可估算为0.5%。
1.3 机械未完全燃烧热损失q4机械未完全燃烧热损失q4主要是由锅炉烟气带走的飞灰与炉底放出的炉渣中含有未参加燃烧的碳所造成的，取决于燃料性质与运行人员的操作水平，简化计算公式为：Q4 =337.27×Aar×Cfh/[ Qnet.ar×(100-Cfh)]式中，Aar——入炉煤收到基灰分含量百分，%Cfh——飞灰可燃物含量，%Qnet.ar——入炉煤收到基低位发热量，kJ/kg1.4 散热损失q5散热损失q5是锅炉范围内炉墙、管道向四周环境散失的热量占总输入热量的百分率，计算公式为：Q5 =5.82×De0.62/D式中，De——锅炉的额定负荷，t/hD ——锅炉的实际负荷，t/h1.5 灰渣物理热损失q6灰渣物理热损失q6包括灰渣带走的热损失与冷却热损失。
大容量煤粉锅炉热效率计算方法分析及应用
大容量煤粉锅炉热效率计算方法分析及应用摘要：本文就大容量煤粉锅炉性能预测计算中锅炉热效率计算方法进行较为完整的阐述，介绍和分析美国机械工程师协会(ASME)颁布的新版锅炉性能试验规程ASME PTC 4-1998与ASME PTC4.1-1964年版本及我国国标《电站锅炉性能试验规程》(GB 10184-1988)的在锅炉热效率计算中的若干重要区别,给出基于不同标准的锅炉热效率计算方法。
旨在通过本文使读者明晰锅炉性能预测计算时锅炉热效率的计算。
关键字：热效率；热损失；锅炉；ASME PTC规程；GB10184规程对大容量煤粉锅炉的热效率计算，国内遵循的规程有国标电站性能试验规程（GB10184-1988）和ASME颁布的电站性能试验规程（ASME PTC）。
前者一般用于国产机组的性能试验；后者一般用于进口机组或以引进技术制造的机组。
在近年来的招投标技术规范或技术协议中不管是国产机组还是进口或引进技术制造的机组，锅炉保证热效率大多要求按ASME PTC4.1规程且按燃料低位发热量继续进行计算。
这就提出了一个问题，怎样才能既按ASME PTC4.1进行试验或预测计算，又能满足保证值的要求。
另外这里提到的ASME PTC4.1即指ASME PTC4.1-1964年版。
随着锅炉技术的迅速发展和性能试验技术方面的众多改进，1998年出版了更为完善的AMSE PTC4-1998规程，此规程已被世界各工业化国家广泛认可。
ASME PTC4-1998是继PTC 4.1-1964 年版后的最新版本，在1964 年版本的基础上有较大的修订，也与GB10184-1988有显著的差别。
虽然ASME PTC4-1998还未明确的在现在的招投标技术规范和技术协议中作为考核标准，但在未来的锅炉技术发展中有取代现行的ASME PTC 4.1-1964规程的趋势。
以上提到的GB10184-1988、AMSE PTC4.1-1964和AMSE PTC4-1998规程在主要特点、若干技术术语的定义、部分项目的测量方法、计算原理和过程等都存在差异。
锅炉热效率计算(ASME方法)
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T－06 倒宝塔 2005-7-24 16:15~17:15 60.63 3.48 7.54 0.82 0.54 13.70 13.3 24473 23358 100650 34.8 28.0 60.1 6.88 2.6E-05 272.4 43.6 772.2 37.0 38.7 2571.7 162.2 90 10 3.545 0.44 3.35 0.14 0.60 17.18 2.39
kg/kg kg/kg kg/kg ％ ％ ％ ％ ℃ kg/kg
8.76 0.447 7.608 16.37 3.28 5.70E-04 80.35 154.3 8.683
空 气 预 热 器 出 口 参 数
干空气量
干烟气量
W g"
kg/kg
9.130
烟气中水分 烟气中水分分压力 水蒸汽焓 CO2平均定压比热 N2平均定压比热 O2平均定压比热 烟气比热* 未燃碳热损失 干烟气热损失 燃料水分热损失 氢生成水的热损失
0.430 7200.530 2802.2 0.893 1.038 0.929 1.0108 0.79 4.91 0.11 0.31 2.26E-04 5.33 0.18 2.20E-05 0.35
0.444 7486.054 2805.4 0.893 1.038 0.930 1.0109 0.62 4.88 0.12 0.31 2.22E-04 5.31 0.18 2.01E-05 0.35
4.70E-04 80.32 401.7 9.04
锅炉性能测试ASMEPTC4_1与PTC4的应用比较
锅炉性能测试ASME PTC4.1与PTC4的应用比较余叶宁（福斯特惠勒能源管理(上海)有限公司，上海20122）1前言目前国际上比较通用的锅炉性能测试标准采用的是美国机械工程师协会(ASME)PTC4或PTC4.1。
在1998年以前，ASME锅炉性能测试的标准是PTC4.1（1964版，1991年最终更新）。
1998年ASME推出PTC4-1998，并于2008年更新为PTC4-2008。
尽管PTC4是最新的ASME锅炉性能测试标准，但由于在此之前的几十年均在应用PTC4.1，并且PTC4.1被证明是非常符合工程实际应用并被各方广泛接受，而PTC4为了追求更高精确度而使测试要求更复杂，使得目前在许多在建锅炉工程项目仍然采用PTC4.1作为锅炉性能测试的标准。
本文对比ASME PTC4.1与ASME PTC4的主要不同之处，分析其在工程实际中的影响，作为在锅炉工程项目根据实际要求选择锅炉性能测试标准的参考。
2ASME PTC4.1与ASME PTC4的主要区别分析ASME PTC4.1与ASME PTC4的主要区别可分为范围界定，参数测量，计算方法及不确定度几个方面。
2.1范围界定的不同ASME PTC4针对各种型式的锅炉进行了范围界定。
锅炉类型分为了油气炉、单空预器煤粉炉、二分仓空预器煤粉炉、三分仓空预器煤粉炉、循环流化床锅炉、链条炉以及鼓泡床锅炉。
而PTC4.1则未加以区分，以一种统一的界区来定义锅炉范围。
对比ASME PTC4与PTC4.1的范围界定，可以看出PTC4增加了热烟气净化设备。
而此设备未在PTC4.1明示，但依据对其范围的通常理解，此设备是划在PTC4.1锅炉范围内的。
PTC4与PTC4.1在范围上的区别主要还体现在有冷渣器的循环流化床（CFB）锅炉及鼓泡床锅炉上对底渣的的排渣边界的定义。
在PTC4.1中，底渣的排渣边界定义在锅炉本体，不含冷渣器热回收。
而PTC4中，排渣边界定义在冷渣器出口，冷渣器热回收被考虑在锅炉边界内。
ASMEPTC4_1998锅炉性能试验规程的主要特点
检测方法已明显落后 。另外 ,随着测量精度的提高 以及对性能试验准确度的更高要求 ,ASME PTC 42 1998 把试验不确定度分析作为衡量性能试验水平 的工具 。ASME PTC 421998 性能试验规程适应于从 小型工业锅炉机组到大型火力发电机组的各种类型 锅炉 ,是目前世界上较为完善的锅炉性能试验规程 , 在本行业很具权威性 ,被世界各工业化国家广泛认 可。
第 27 卷 第 2 期 2007 年 4 月
动 力 工 程 Journal of Power Engineering
文章编号 :100026761 (2007) 022174205
Vol . 27 No. 2 Apr. 2007
ASME PTC 421998 锅炉性能试验规程 的主要特点
© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved.
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动 力 工 程
第 27 卷
ASME 还专门制订了烟气脱硫装置的性能试验规程 等。
收稿日期 :2006205210 修订日期 :2006207231 作者简介 :阎维平 (19552) ,男 ,博士 ,教授 ,博士生导师 。从事高 效低污染煤燃烧理论 、新能源开发与利用 、电站锅炉煤粉燃烧技 术和锅炉安全经济运行等 。
为了充分反映 30 多年来锅炉技术的迅速发展 和性能试验技术方面的众多改进 ,ASME PTC 421998 与 PTC 4. 121964 比较 ,在内容上有较大的变化 。近 30 年来 ,电站锅炉机组参数显著提高 ,超临界机组 普遍采用 ,锅炉容量以 300～600 MW 为主 ,并开始 大量投运 1 000 MW 级的超大容量超高参数的火力 发电机组 ;另一方面 ,广泛采用洁净燃烧新技术 ,大 量应用循环流化床电站锅炉 ,实施炉内脱硫与脱硝 技术等排放控制技术的锅炉机组日益增多 ,这些在 PTC 4. 121964 版均未体现 。在试验测量技术方面 , 近 30 年来热工检测技术发展迅速 、计算机数据处理 技术水平显著提高以及先进电子测量仪器的广泛应 用 ,因此 ,PTC 4. 121964 版所规定的部分测量技术与
锅炉热效率的具体计算公式
锅炉热效率的具体计算公式锅炉的热效率受到多种热损失的影响，但比较而言，以机械不完全燃烧损失q4受锅炉燃烧状况影响最为复杂，飞灰含碳量受锅炉煤种和运行参数影响很大，相互关系很难以常规的计算公式表达，因此采用了人工神经网络对锅炉的飞灰含碳量特性进行了建模，并利用实炉测试试验数据对模型进行了校验，结果表明，人工神经网络能很好反映大型电厂锅炉各运行参数与飞灰含碳量特性之间的关系。
采用锅炉负荷、省煤器出口氧量、各二次风挡板开度、燃尽风挡板开度、燃料风挡板开度、煤种特性，各磨煤机给煤量、炉膛与风箱差压、一次风总风压、燃烧器摆角作为神经网络的输入矢量，飞灰含碳量作为神经网络的输出，利用3层BP网络建模是比较合适的。
目前锅炉运行往往根据试验调试人员针对锅炉的常用煤种进行燃烧调整，以获得最佳的各种锅炉运行参数供运行人员参考，从而实现锅炉的最大热效率。
但这种方法会带来如下问题：①由于锅炉燃煤的多变性，针对某一煤种进行调整试验获得的最佳操作工况可能与目前燃用煤种的所需的最佳工况偏离；②由于调试试验进行的工况有限，试验获得的最佳工况可能并非全局最优值，即可能存在比试验最佳值更好的运行工况。
本文在对某300MW四角切圆燃烧锅炉进行实炉工况测试并利用人工神经网络技术实现飞灰含碳量与煤种和运行参数关系的建模工作基础上，结合遗传算法这一全局寻优技术，对锅炉热效率最优化运行技术进行了研究，并在现场得到应用。
2 遗传算法和神经网络结合的锅炉热效率寻优算法利用一个21个输入节点，1个输出节点，24个隐节点的BP网络来模拟锅炉飞灰含碳量与锅炉运行参数和燃用煤种之间的关系，获得了良好的效果，并证明了采用人工神经网络对锅炉这种黑箱对象建模的有效性[1]。
人工神经网络的输入采用锅炉负荷、省煤器出口氧量、各二次风挡板开度、燃尽风挡板开度、燃料风挡板开度、各磨煤机给煤量、炉膛与风箱差压、一次风总风压、燃烧器摆角和煤种特性，除煤种特性这一不可调节因素外，基本上包括了运行人员可以通过DCS进行调整的所有影响锅炉燃烧的所有参数。
锅炉性能测试ASMEPTC4·1与PTC4的应用比较
余 叶 宁
（ 福斯特 惠勒能源管理（ 上海） 有限公 司， 上海 ２ １２ ０２ ）
摘 要 ： 国机 械 工 程 师协 会 （Ｓ ）Ｐ Ｃ ． 美 Ａ ＭＥ Ｔ ４１及 Ｐ Ｃ Ｔ ４是 目前 国 际上 较 为通 用 的锅 炉 性 能测 试 规程 。尽 管 Ｐ Ｃ 取 代 了 Ｐ Ｃ ．， Ｔ４ Ｔ ４１ 许 多项 目由于各 种原 因仍 然在使 用 Ｐ Ｃ ．。 文 针 对在 具体 实际 工程 上 的应 用考 虑 比较 分析 了锅 炉性 能测 试规 程 Ａ Ｍ Ｔ ４１ Ｔ ４１本 Ｓ Ｅ Ｐ Ｃ． 与 Ａ Ｍ Ｔ ４的 主要 区别 ， Ｓ Ｅ ＰＣ 并分 析其 在 工程 实际 中的 影响 ， 为在 锅 炉 海外 锅 炉工程 项 目根 据 实际 要 求 选择 锅 炉性 能 测试 标 准 作 的参 考 。 关键 词 ： 国机械 工 程 师协 会 ； 炉性 能试 验 ； Ｔ ４１ Ｐ Ｃ 美 锅 Ｐ Ｃ ．；Ｔ ４
１前 言 采用 Ｐ Ｃ ．或 Ｐ Ｃ Ｔ ４１ Ｔ ４中的简化方法 。反之 ， 可采用 Ｐ Ｃ Ｔ ４中标 准的精确 目前 国际上 比霞通用 的锅 炉 性能 测试标准采 用 的是 美国机械 工程 测量方法 。 师协会 ｆＳ Ｅ Ｐ Ｃ 或 Ｐ Ｃ ． ＡＭ ）Ｔ４ Ｔ ４ 。在 １９ 年以前 ， Ｓ １ ９８ Ａ ＭＥ锅炉 ｌ 生能测试 ２ ． ３计算方弦 的主要 区别
的标 准 是 Ｖ＇４ １６ ，９ １ 最终 更新 ） ９８年 Ａ ＭＥ推 出 Ｉ ． ９４版 １９ 年 Ｃ １（ 。１９ Ｓ Ｐ Ｃ． ＰＣ Ｔ ４１与 Ｔ ４在计 算方 法上也有不 同。主要有 以下 几个方面 ： Ｐ Ｃ —９ ８ Ｔ ４ １９ ，并 于 ２０ ０８年更 新 为 Ｐ Ｃ －０ ８ Ｔ ４ ２ ０。尽 管 Ｐ Ｃ Ｔ ４是 最新 的 ２． ．１锅炉效率的定 义的区别 ３ ＡＭ Ｓ Ｅ锅 炉性能测 试标准 ， 由于在此之 前 的几 十年均 在应用 Ｐ Ｃ ．， 但 Ｔ ４１ 在 Ｐ Ｃ ．中 ， 炉毛效率作为 锅炉效率 ， Ｐ Ｃ Ｔ４ １ 以锅 而 Ｔ ４中锅 炉效率 定 并且 Ｐ Ｃ ．被 证 明是 非常 符合 工 程实 际应 用 并被 各 方广 泛 接受 ， Ｔ４ １ 而 义为燃 料效率 。具体参 见如下公式 ： Ｐ Ｃ 了追求 更高精 确度而使 测试要求 更复杂 ， 得 目前在许 多在建 Ｔ ４为 使 ＰＣ． Ｔ４ １锅炉效率 ： 锅炉 工程 项 目 然 采用 Ｐ Ｃ ．作为 锅炉性 能测 试 的标准 。本 文对 比 仍 Ｔ４ １ Ａ ＭＥＰ Ｃ４ Ｓ Ｔ ． Ａ ＭＥＰ Ｃ 的主要不 同之处 ， 析其在工 程实际 中 １与 Ｓ Ｔ ４ 分 的影 响 ，作 为在锅炉工 程项 目 据实 际要 求选择 锅炉 ｆ 根 生能测 试标准 的 ＰＣ Ｔ ４锅炉效率 ： 参考 。 删 删 … ｘ … 一 … ２Ａ ＭＥＰ Ｃ ．与 Ａ ＭＥＰ Ｃ Ｓ Ｔ ４ １ Ｓ Ｔ ４的主要 区别分 析 或 Ａ Ｍ Ｔ ． Ａ ＭＥＰ Ｃ Ｓ ＥＰＣ４ １与 Ｓ Ｔ ４的主要 区别可分 为范 围界 定 ， 数 参 测量 ， 计算方法及不确定度几个方面。 ｔ 。。 一 × ｔｏｏ ＋ ｘｔ ｏｏ ２ ． １范围界定 的不同 Ａ Ｍ Ｔ ４针 对各种 型式的锅 炉进行 了范 围界定 。锅 炉类 型分 Ｓ ＥＰ Ｃ 比较 匕 定义可知 ， Ｃ ．所定义 的锅炉效率 毛效率 ， 锅炉输 出 述 Ｐ ４ Ｔ １ 是 为了油 气炉 、 空预 器煤粉 炉 、 仓空 预器 煤粉 炉 、 分仓 空预器 煤 热量 占所 有输入 锅炉 的热 量的份 额 ，体现 了锅炉对所 有进入 锅炉 热量 单 二分 三 Ｔ ４的锅 炉效率 为燃 料效率 ， 为输 出热 量 占燃 料输 定义 粉炉 、 循环流化 床锅炉 、 链条炉 以及鼓 泡床锅炉 。而 Ｐ Ｃ １ 未加 以区 的利用率 。而 Ｐ Ｃ ｒ４则 ｒ 分， 以一种统一 的界区来定义 锅炉范 围。 入热量的份额， 此输出热量包含了过程中带入的外来热量。它体现了燃 含外来热量 ） 用 。从另—个角 度 ， 的效 我们 对 比 Ａ Ｍ Ｔ ４ Ｐ Ｃ ．的范 围界 定 ，可 以看 出 Ｐ Ｃ Ｓ ＥＰＣ 与 Ｔ ４ １ Ｔ ４增加 了 料所能 造成 锅炉输 出总热量（ 热烟气 净化设 备 。而此 设备未在 Ｐ Ｃ ．明示 ， 据对 其范 围的通 常 可 以理解为 Ｐ Ｃ ．效率定 义的是锅炉 本身对 热量利 用 的效 用程 度 ， Ｔ ４１ 但依 Ｔ４ １ 而 理解 ， 设备是划在 Ｐ Ｃ ．锅炉 范围 内的。 此 Ｔ４ １ Ｐ Ｃ 效率定 义 的是燃料 进入锅 炉 内导致锅 炉最 终所 能 输 出的热量 的 Ｔ４ Ｐ Ｃ 与 Ｐ Ｃ ．在范围上的区别主要还体现在有冷渣器的循环流 效用 程度 。 Ｔ４ Ｔ ４ １ 化 床 （ Ｆ ）锅炉 及鼓 泡 床 锅炉 上对 底 渣 的 的排渣 边 界 的定 义 。在 ＣＢ 毫无疑 问 ， 同一锅炉 在同一 条件下 ， 根据 Ｐ Ｃ 所 测试计 算 的锅炉 Ｔ４ Ｐ Ｃ ．中 ， Ｔ４ １ 底渣 的排渣边界定 义在锅 炉本体 ，不 含冷渣器 热 回收 。而 效 率要高于根据 Ｐ Ｃ ．所 测试计算 的锅 炉效率 。当此效率用 于全厂热 Ｔ４ １ Ｆ ｃ． ｑ １ ＰＣ 则 Ｆ＇４中 ， 渣边 界定义 在冷 渣器 出 口， 渣器热 回收被 考虑在 锅炉 边 力 性能计 算热耗 等指标 时 ， ＇４ 更 符合 实际情 况 ，Ｔ ４ 导致 外来 ｑｃ 排 冷 界 内。参见 Ｆ＇４ 的 Ｆｇ 及 Ｐ ｃ Ｉ ． Ｃ１ ｉｌ Ｔ ４的 Ｆｇ—＿ 和 Ｆｇ－－。 ｉ１４５ ｉ ４７ １ 热 量效用未剔 除 ， 成计算结果将 优于实际结果 。 全厂性 能综合评价 造 从 ＰＣ ． １ 由于底渣出炉膛的温度可高达 ９０ ， ０￣ 而经冷渣器的冷却在冷渣器 的结 果来看 ，Ｔ ４ 更为合 理。 Ｃ 出 口的渣温 可降至 １ｏ２ａ ５￣０℃。在灰 量高 的项 目中， 损失对锅 炉效 此项 ２ ． 准温度 的 区别 ．２基 ３ 率影响巨大 ， 甚至可高达 １ 在使用凝结水来冷却底渣的系统中， ％。 由于 通常进入 界区的空气平 均温度 被用作基 准温度 ，这就避 免 了空气 凝 结水所 回收的渣 的热量将 最终 回至电厂热力 系统 中 ，此项热 回收也 带入 的额 外的外 来热量 。然 而 Ｐ Ｃ ．可选择 任一 温度作 为基 准温 度 ， Ｔ ４１ 可计人全厂热耗的计算中， 而不计人锅炉效率计算。在使用 Ｖ Ｃ ．时 ， 而不同的基准温度将得出不同的效率。因而若不是基于同一基准温度， Ｆ４ １ 也有项 目 此项进行 了约定 ， 回收的底渣热 量计 人 对 将 锅炉效 率中。因此 锅炉效率 的比较是没有 意义的 。 在实际工程应用中， 测试各方可约定排渣温度的边界点， 来进行锅炉效 Ｆｃ ｒ ４中统一 将基 准温度设 为 ２％ ，超 出或不 足将计算 增 量或 减 ５ 率测试及计 算 。 损， 并计入结果的计算， 这就避免了基准不一致导致的差异。 ２－ ．３热损失项 目区别 ３ ２ ． ２参数 测量 及采样分 析的区别 Ａ ＭＥＰ Ｃ 要求测量的参数较 Ｐ Ｃ ．相比增加不少。其中有些 Ｓ Ｔ ４ Ｔ ４１ 相 比于 Ｐ Ｃ ．Ｖ Ｃ 增加 了若 干项热损失 。其 中有一 些对最 终结 Ｔ ４ ，Ｆ ４ １ 还造成 了相 当大 的测量工作量及测试 成本 的增加 。主要方面体 现在 ： 果影 响不大 ， 而有些影 响较大。增加 的热 损失主要有 ： ２ １针对 循环 流化床 锅炉 ，Ｔ ４要求 对锅 炉 的脱 硫 剂进行 测量 ． Ｚ ＰＣ Ａ燃料中的水蒸汽热损失 ；． Ｂ 热烟气净化设备的热损失 ；脱 硫剂 ｃ 及分 析 ， 括流量 、 以及成分分析 。这主要是 考虑了脱硫剂 （ 是 的热增量与热损 失 ； 氮氧化物（ ｏ） 失 包 温度 主要 Ｎ ｘ热损 石灰 石 ） 入锅炉炉膛 后将发生煅 烧吸热 ， 加 脱硫反 应放热 等影 响 。Ｐ Ｃ Ｔ４ 其 中 由于循 环流化床锅炉特 别是燃 用高硫燃 料 的循 环流化 床锅 炉 为了精确计算此部分影响而要求对脱硫剂进行精确测量分析。Ｐ Ｃ 。 的脱硫剂流量大， Ｔ ４１ 因而对效率影响较大， 在公程实际中应予 以考虑。其 。 则未 考虑此项 。 此项工作 涉及到 了大量 的固体流量标定工 作。 在实 际工 余 各项对最终结 果并无显著影 响 。具体损 失项 目见表 １ 程应用中 ， 若为循环流化床锅炉， 采用 Ｐ Ｃ ．则应增加此部分内容的 Ｔ４ １ 表 １Ａ ＭＥ Ｔ ４１ Ｐ Ｃ Ｓ Ｐ Ｃ ．与 Ｔ ４的热损 失项 目比较 测试 及计算 ， 以弥补 Ｐ Ｃ ．未能考虑 的脱 硫剂的影 响。 Ｔ４ １ 热损失 （ 或增量 ）项 目 ｐｌ ＇２ｔｌ ｘ ｍ ４ ＆＃ Ｔ －悃 钾 执 橱 尝 右 ２． ．２对于锅炉本体的散热 ，Ｔ ４ ２ Ｐ Ｃ． １中采用美 国锅炉制造协会 擞 嚣ｌ 餐 审 执 相 宥 （Ｂ ） Ａ ＭＡ 推荐的散热曲线来选取 ， 无须实际测量。这种方式所得的散热 憾 料 蕊赶 捕 相 唼 手 ａ＂ ■ 抽 的 埔 日 ｈ 空气水分热损 失 有 甫 损 失精确 度低 ， Ｐ Ｃ 了达 到高精 确度 ， 要求对 锅炉 的辐射 及对 而 Ｔ �
CFB锅炉热效率计算方法分析
DL/T 964－2005和ASME PTC4－1998标准循环流化床锅炉热效率计算方法分析王建华1焦传宝2(四川电力调整试验所，成都 610072；大唐阳城发电有限公司，山西阳城 048102)摘要:介绍了《循环流化床锅炉性能试验规程》DLT 964－2005标准和ASME PTC4标准在锅炉效率的定义、输入热量、各项热损失的计算方法以及外来热量处理方法上的主要差别，通过某电厂300MW循环流化床（CFB）锅炉效率的实际测试进一步将两种标准进行对比分析，以便更好地指导电厂锅炉性能试验。
关键词：锅炉热效率；DLT 964－2005标准；ASME PTC4-1998标准随着我国大量引进国外技术、进口机组循环流化床锅炉或引进技术生产制造的机组循环流化床锅炉日益增多，因此越来越多地要求采用国际上通用的美国ASME标准作为依据进行锅炉性能考核试验。
我国在2005年6月1日颁布实施了中华人民共国和国电力行业标准DLT 964－2005《循环流化床锅炉性能试验规程》（以下简称DLT 964－2005标准），该标准是基于GB/T 10184-1988《电站锅炉性能试验规程》而编写的循环流化床锅炉的性能试验方法。
本文详细分析了两个标准的异同点，以便更好地为电厂性能试验提供指导。
１DLT 964－2005标准和ASME PTC4-1998标准有关试验项目对照1.1锅炉效率的定义锅炉效率包括燃料效率和锅炉毛效率两种表达形式。
在ASME PTC4-1998标准中首次引入了燃料效率的概念。
当将输入能量定义为燃料释放的所有能量时所得的效率为燃料效率，即燃料效率为输出能量与输入燃料的化学能量（燃料的热值）之比；锅炉毛效率为输出能量与进入锅炉系统的总能量之比；总能量包括燃料输入热量加上外来热量之和。
1.2锅炉效率的表达式DLT 964－2005标准: 效率=100-输入热量损失×100η234567= 100()q q q q q q -+++++η—— 锅炉热效率（毛效率），%2q —— 排烟热损失百分率，%3q —— 可燃气体未完全燃烧热损失百分率，% 4q —— 固体未完全燃烧热损失百分率，% 5q —— 锅炉散热损失百分率，% 6q —— 灰渣物理显热损失百分率，% 7q —— 石灰石分解热损失百分率，%其中:输入能量为进入锅炉系统的总能量,包括燃料输入热量、燃料及石灰石的物理显热、辅机电耗当量热量等。
基于ASMEPTC4_1算法模型的锅炉效率计算及参数影响仿真分析
25 期
于连海，等： 基于 ASME PTC4. 1 算法模型的锅炉效率计算及参数影响仿真分析
221
（ 1） 干灰渣不完全燃烧热损失 L*uc （ L1 ） 。
L
* uc
=
33 730 Hf
×A×
( ) 0. 9 ×
（ 5）
式（ 5） 中： mf 为应用基水份额，kg / kg； h12，14，15 为基准
温度下的对应的饱和水焓，kJ / kg； hＲW 为基准温度
下的对应的饱和水蒸汽焓，kJ / kg。
（ 4） 燃烧氢产生水分所造成的热损失 LH（ L4） 。
LH = 8. 936 × H × （ h12，14，15 － hＲW ）
的热值，kJ / kg； Be 为总的输入物理热量，kJ / kg。
锅炉总的热损失 L 的计算式：
L
=
L*uc
+ LG'
+ Lmf
+ LA
+ LmA
+
L
* Z
+ Lco + LUH +
LUHC + Lβ + L*P
+
L
* d
+
L
* r
+
L
* w
（ 2）
式（ 2） 中：
L
* uc
为 总 干 灰 渣 中 未 燃 尽 碳 的 热 损 失，
程序工作流程如图 1 所示。运行程序后，软件 将按照设定的参数变量进行运算处理，计算各项热 损失和锅炉效率，最后输出计算结果。 2. 2 程序功能模块
添加脱硫剂的循环流化床锅炉热效率的计算
添加脱硫剂的循环流化床锅炉热效率的计算H.1 添加脱硫剂入炉灰分计算 H.1.1 钙硫摩尔比计算钙硫摩尔比按公式（H.1）计算：3,glb ,CaCO B 32.066100.086S Bar shs t ar K =………………………………………（H.1）式中：glbK —钙硫摩尔比；3,CaCO ar—脱硫剂中碳酸钙的质量分数，%；B —入炉燃料的质量流量，kg/h ；B shs —脱硫剂质量流量，kg/h ；S ar —燃料收到基硫，%。
H.1.2 脱硫效率脱硫效率按公式（H.2）计算：0222SO SO SO 100tl V V V η-=⨯ ………………………………………（H.2）式中：tl η—脱硫效率，%；2SO V —锅炉排烟中二氧化硫气体理论计算排放值，mg/m 3；2SO V —锅炉排烟中二氧化硫气体实测值折算为py α=1.75时干烟气中的质量含量，mg/m 3。
024SO ,1.75S 641032.066ar gy V V =⨯ ………………………………………（H.3）,1.75gy V —根据GB13271规定，gyV 为过量空气系数在1.75时的干烟气量，m 3/kg 。
H.1.3 添加脱硫剂后入炉灰分计算添加脱硫剂后，入炉燃料灰分包括：入炉燃料带入的灰分、脱硫生成的硫酸钙、未参加脱硫反应的氧化钙、未发生分解反应的碳酸钙、脱硫剂杂质。
相应每千克入炉燃料灰分按公式（H.4）计算：4CaSO CaO js ar wfj zz A A A A A A =++++……………………………………（H.4）式中：jsA —添加脱硫剂后，相应每千克入炉燃料灰分的质量，kg/kg ；ar A —燃料收到基灰分，%；4CaSO A —相应每千克入炉燃料，脱硫后生成的硫酸钙的质量，kg/kg ；wfjA —相应每千克入炉燃料，脱硫剂未分解的碳酸钙的质量，kg/kg ；CaO A —相应每千克入炉燃料，脱硫剂煅烧反应后未发生硫酸盐化反应的氧化钙质量，kg/kg 。
ASME PTC4.1计算循环流化床锅炉效率的基本方法
ASME PTC4.1计算循环流化床锅炉效率的基本方法
孟勇;吴生来
【期刊名称】《热力发电》
【年(卷),期】2003(032)010
【摘要】循环流化床锅炉由于脱硫剂的添加,使得其在效率计算方法上与普通煤粉炉有所区别,而作为性能考核依据的ASME PTC4.1的效率计算部分没有考虑添加脱硫剂后发生煅烧和脱硫反应对锅炉效率的影响.对此,提出了采用ASME PTC4.1计算CFB锅炉效率的基本方法,该方法可为CFB锅炉性能考核时的效率计算提供参考.
【总页数】3页(P53-55)
【作者】孟勇;吴生来
【作者单位】国电热工研究院,陕西,西安,710032;国电热工研究院,陕西,西
安,710032
【正文语种】中文
【中图分类】TK212
【相关文献】
1.GB10184-88和ASME PTC4.1标准对不同容量锅炉效率计算的对比分析 [J], 吕太;于海洋
2.ASME PTC4锅炉性能试验标准中锅炉效率的计算探讨 [J], 杨海生;张勇胜
3.基于ASME PTC
4.1算法模型的锅炉效率计算及参数影响仿真分析 [J], 于连海;周悦;胡钢
4.ASME PTC4.1-1964标准和ASMEPTC4-2013标准关于锅炉效率计算的区别[J], 王祝成;孟桂祥;姚胜;刘军;陈宝康;施延洲
5.GB10184-88和ASME PTC4.1标准锅炉热效率计算方法分析 [J], 黄伟; 李文军; 熊蔚立
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ASME PTC4锅炉性能试验标准中锅炉效率的计算探讨
第49卷第2期 2018年3月锅炉技术BOILER TECHNOLOGYVol.49, No. 2Mar.，2018ASME PTC4锅炉性能试验标准中锅炉效率的计算探讨杨海生，张勇胜(河北省电力建设调整试验所，河北石家庄050021)摘要：锅炉性能试验采用A S M E标准时，由于采用修正后的排烟温度进行计算，现场测量及后继的排烟损 失项的计算均比较复杂。
通过理论分析推导给出了A S M E标准中采用修正后排烟温度计算的排烟损失项与 采用实测排烟温度计算的损失项的关系，并提出了采用实测排烟温度进行锅炉效率计算。
给出了针对具体机 组的计算实例验证。
计算结果表明：采用笔者提供的处理方法运用实测排烟温度计算的锅炉效率计算值与标 准方法的计算结果吻合。
进一步对A S M E标准中计算方法进行了分析，建议在不需要对试验结果进行修正处 理的情况下可优先采用此处理方法。
关键词：锅炉效率；排烟损失；计算；ASME PTC4中图分类号：TK224 文献标识码：A文章编号：1672-4763(2018)02-0017-040 前言锅炉性能试验中，对于主要的损失项排烟损失，不同的标准中的处理方法不尽相同，因此导 致试验时的现场测点布置与后续计算处理也存在着明显的不同。
国内标准文献[1]中在排烟损失的处理上基 于空气预热器出口，因此需要测量空气预热器出 口的氧量及排烟温度。
而国际标准文献[2]中在 排烟损失的处理上基于空气预热器零漏风状态下的烟气参数，因此需要同时测量空气预热器进口及出口的氧量及空气预热器出口排烟温度。
这不仅增加了试验现场的测量工作量，而且导致 在后续计算处理上较为复杂。
文献[3]中对这一处理的差异进行了分析和 探讨，并认为ASME标准中采用空气预热器零漏 风状态下排烟参数计算排烟损失而国家标准中以空气预热器出口实测排烟参数计算排烟损失的原因，主要在于“修正至无漏风情况下的焓与锅炉人口空气焓的差，即为空气预热器出口焓与 锅炉人口空气焓的差，二者完全一致”。
循环硫化床锅炉效率计算程序
Wp Ws tp ts tpj mG ν "py
kg/s kg/s ℃ ℃ ℃ kg/kg ℃
渣温 烟气中水分分压力 烟气中水蒸汽焓 基准温度下水蒸汽焓 CO2定压比热 O2 CO N2 干烟气平均比热 炉渣比热 飞灰比热
tlz PmG h" hRV
℃ Pa kJ/kg kJ/kg kj/kg.k kj/kg.k kj/kg.k kj/kg.k kJ/(kg.k) kJ/(kg℃) kJ/(kg℃) % % % % % % % % % % % % % %
0.04 2.00 83.54 0.09 0.05 0.0039 0.362 0.49 0.364 25.438
［(44.01× CO2+28.01× CO+32.00× O2+28.02× N2)/12.01/(CO2+CO)］× ［Cbd+12.01/32.07× Sd× k/100× (1-ηs/100)+(Ca/S)d× 12.01/32.07× Sd × k/100］/100 ｛28.02× N2× ［Cbd+12.01/32.07× S d× k/100× (1-ηs/100)+(Ca/S)d× 12.01/32.07× S d× k/100］ /12.01/(CO2+CO)-Nd｝/0.7685/100 设计值 设计值 实测值 ［tRAd× (ν ´ -ν"py)+ν´ × (ν"py-tRA)］/(ν´ tRA)
kJ/kg kJ/kg kj/kg.k kj/kg.k kj/kg.k kj/kg.k kJ/(kg℃) % % % % % % %
CpG´ LGd Lmfd LHd LmAd Lsd L（CaCO3）d qd
ASME标准锅炉热效率计算的线算法_刘福国
计算高位热效率时 式 5 应加上 tA 温度 下的汽化潜热 r Wf 汽化潜热 r kJ/kg 和温度
第3期
刘福国
ASME 标准锅炉热效率计算的线算法
137
实际上
燃用的煤种的成分已知时 其它气体如氮气
只要 三原子
测得排烟处的氧量
气体的含量以及过量空气系数 干烟气量 WG' 和干空气量 WA'可通过计算得到 在正式的考核 试验时 经过双方协商 这种方法也可作为正 式的计算方法 GB10184-88 正是采用了这种方 法 但过量空气系数的计算方法不同 见下文 这种方法不需奥氏仪 只要精度满足要求的便 携式氧量仪和一氧化碳测量仪即可 计算方法如下
(17)
图4 干烟气热损失线算图
W = WA ′ + 1 −
Aar + WmA′WA ′ 100 − Aar
(18)
式中 Car
Har Oar
NarSΒιβλιοθήκη r AarWar 为燃料中各元素的收到基成分 % Cb 为每 kg 燃料中
0 为每 kg 燃料需要的理 烧掉的碳的份额 % Vgk
论干空气量 Nm3/kg VRO 中三原子气体
很容易得到各项热损失 除以高位发热量即得 到损失的百分数 采用线算格式的计算结果与 正式手算的对比见表 2
表2
项 目
线算格式的计算结果及对比
高位热效率 线算 1.154 3.779 0.098 5.418 0.19 0.428 88.933
%
1.146 3.803 0.093 5.32 0.19 0.428 89.02
2001 年第 17 卷 各计算方法的对比
ASME 标准 1.348 9.908 10.302 本文方法 1.367 10.032 10.408 GB10184-88 1.376 10.075 10.452
循环流化床锅炉热效率计算方法
1)将原来的0～10mA表头换为4～20mA表头,满足调节系统的规模。
2)原来的H型操作器有硬手动操作状态D、软手动操作状态M、自动操作状态A。
在改造中,实行电路封闭M状态。
3)保留报警灯,撤消M状态显示灯与状态键。
312 机柜及框架的利用改造改造中,充分利用MZ23机柜的铝合金框架、线槽、接线端,安置调节器及其它装置。
其继电组件的插槽部位不变,仅在机柜后的端子排柱上,用绕线枪按重新设计的逻辑进行绕接。
同时,将每个机柜蒙上开好调节器及其它装置的面板孔型的铝板。
使改造工程的整个工艺质量得到保证。
4 结束语在重庆发电厂的两台200MW机组的MZ23机柜共20个调节系统的改造工程中,利用改造H型操作器22台,机柜12个,及继电组件数十块。
用KMM调节器取代了故障率高的MZ23组装仪表的运算组件,构成高性能的调节系统。
由于在工程中利用了报废装置,节省了大量的工程资金。
而且,改造后的监控逻辑部份,维修简单。
并可从继电组件的动作指示灯亮的位置大致判断故障。
为热工人员尽快排除故障提从了帮助。
循环流化床锅炉热效率计算方法邢 伟 (四川省电力工业局 610061)郑 泓 (四川电力股份有限公司 610061)许华年 (四川电力试验研究院 610072)摘要 以内江电站循环流化床锅炉为对象,基于德国DIN标准,结合锅炉性能试验,修订和探讨在燃烧室加入石灰石脱硫的新型燃煤锅炉的热效率计算方法。
关键词 循环流化床 锅炉 热效率 计算Method on Therm al E ff iciency C alculation of CFB BoilerXing Wei (Sichuan Electric Power Administration 610061)Zheng Hong (Sichuan Electric Power Co.,Ltd 610061)X u Huanian (Sichuan Test and Research Institute of Electric Power 610072)K ey Words CFB boiler thermal efficiency calculation1 前言 循环流化床(CFB)锅炉是目前国内外电站领域内大力开发和应用的一种新型高效低污染燃煤锅炉,具有广阔的发展前景。
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收稿日期: 20030810作者简介: 孟勇(1975),男,工程师,1997年毕业于华北电力大学(北京),现在国电热工研究院电站运行技术中心从事锅炉性能试验研究工作。
AS ME PTC4.1计算循环流化床锅炉效率的基本方法孟 勇,吴生来(国电热工研究院,陕西西安 710032)[摘 要] 循环流化床锅炉由于脱硫剂的添加,使得其在效率计算方法上与普通煤粉炉有所区别,而作为性能考核依据的AS ME PTC4.1的效率计算部分没有考虑添加脱硫剂后发生煅烧和脱硫反应对锅炉效率的影响。
对此,提出了采用AS ME PTC4.1计算CF B 锅炉效率的基本方法,该方法可为CF B 锅炉性能考核时的效率计算提供参考。
[关键词] CF B 锅炉;AS ME PTC4.1;掺烧石灰石;基本计算;热损失计算;锅炉效率[中图分类号]TK 212 [文献标识码]A [文章编号]10023364(2003)10005303 循环流化床(CF B )锅炉由于其燃料及脱硫剂多次循环反复地在炉内进行低温燃烧和脱硫反应,成为近年来备受重视的高效低污染清洁燃烧技术。
迄今为止,我国已有近100台CF B 锅炉投入商业运行,目前,引进国外技术的100MW 级CF B 锅炉在电力行业也相继投产。
由于脱硫剂的添加,CF B 锅炉效率计算方法与普通煤粉炉有所区别。
采用国外设计标准制造的锅炉,性能考核依据一般采用AS ME 标准,如一些新近投产和正在建设的440t/h CF B 锅炉在商务合同中签定以AS ME PTC4.1作为性能考核依据,但AS ME PTC4.1中效率计算部分没有考虑添加脱硫剂后发生煅烧和脱硫反应对锅炉效率的影响,因此,国电热工研究院同有关锅炉厂、发电厂及电力试验研究所,对如何用AS ME PTC4.1计算CF B 锅炉效率进行了认真讨论,提出一套采用AS ME PTC4.1计算CF B 锅炉效率的计算方法。
1 CFB 锅炉与普通煤粉锅炉效率计算的区别1.1 热损失项目使用AS ME PTC4.1标准考核锅炉效率,一般采用热损失法,输入热量仅考虑燃料的低位发热量,热损失项目包括:(1)干烟气带走的热损失;(2)燃料中氢燃烧生成水分引起的热损失;(3)燃料中水分带走的热损失;(4)空气中湿分带走的热损失;(5)未燃碳分热损失;(6)C O 未完全燃烧热损失;(7)辐射对流热损失;(8)未测量热损失。
CF B 锅炉由于添加石灰石,发生煅烧吸热和脱硫放热反应,将二者作为热损失和效率增益考虑,统用热损失表示,则热损失除普通煤粉锅炉所考虑的项目外,又增加了煅烧吸热和脱硫放热引起的热损失和热增益、石灰石中水分带走的热损失及灰渣显热损失4项。
使用AS ME PTC4.1标准计算普通煤粉锅炉效率,未测量热损失主要包括灰渣显热损失、磨煤机排出煤矸石带走的热损失、渣井辐射热损失等,CF B 锅炉由于没有煤矸石排出,渣井辐射热损失也不存在,灰渣显热损失又进行了计算,因此可不再计及未测量热损失。
1.2 灰分和水分普通煤粉锅炉效率计算中灰分为入炉燃料中的灰分A ar ;CFB 锅炉效率计算中灰分由4项组成:燃料中所含的灰分A ar 、脱硫反应生成的硫酸钙A CaS O 4、未反应的氧化钙A CaO 、石灰石中的杂质A ’,即A =A ar +A CaS O 4+技术交流热力发电・2003(10)p x © 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved.A CaO+A’(%)。
普通煤粉锅炉效率计算中水分为入炉燃料中的水分M ar,CFB锅炉效率计算中水分包括煤中所含的水分M ar和石灰石中所含的水分M s。
1.3 干烟气成分普通煤粉锅炉效率计算干烟气中C O2与C O为燃料中C(S折算成当量C)的燃烧产物,在CF B锅炉效率计算中,干烟气中的C O2与C O由3部分组成,即实际烧掉的燃料碳C b燃烧生成的C O2与C O、部分燃料硫(未被盐化成CaS O4的S O2所对应的S)燃烧生成S O2折算的C O2,石灰石中碳酸钙完全分解产生的C O2。
以上参数的改变,均对CF B锅炉效率计算产生影响,增加了CF B锅炉效率计算的复杂性。
2 基本假设(1)燃料中S ar的S O2转换率为k(一般取90%),其余部分(10%)为未参加燃烧反应的不可燃硫和自脱硫。
因此,入炉燃料中可燃硫按90/100×S ar计。
(2)石灰石中MgC O3因为发生分解反应后生成的MgO几乎不与S O2反应,为惰性物质,因此MgC O3按惰性物质处理,这种处理方法与锅炉厂设计计算一致。
(3)在计算干烟气和由其导出的干空气量时,石灰石中CaC O3全部发生分解反应,生成C O2。
但实际燃烧过程中,会有部分CaC O3未参加反应,因为无法确认CaC O3的真正参加反应份额,因此效率修正时石灰石吸、放热反应可取设计值。
3 计算依据的化学反应方程式计算所依据的化学反应方程式包括:(1)煤的燃烧反应C+O2=C O22C+O2=2C O2H2+O2=2H2OS+O2=S O2(2)石灰石的煅烧和硫酸盐化反应CaC O3=CaO+C O2CaO+S O2+12O2=CaS O44 基本计算4.1 钙硫摩尔比入炉煤量为B(t/h),石灰石量为G(t/h),石灰石中碳酸钙含量为CaCO3(%),煤中硫分S ar,则钙硫摩尔比为: (Ca/S)=32×CaCO3×G/(100×B×S ar×k)4.2 灰渣量计算(1)假设脱硫效率为ηs(%),入炉燃料带入的灰分由4部分组成:1)脱硫后生成的CaSO4: A CaS O4=4.246×k×S ar×ηs/100(%)2)未反应的CaO: A CaO=1.75×k×S ar×[(Ca/S)-ηs/100](%)3)石灰石中的杂质: A’=3.125×(1-CaCO3/100-M s/100)×k×S ar×(Ca/S)(%)4)煤中灰分:煤中灰分即A ar。
(2)估算的干灰渣量W dp: W dp=A×100/(100-C av)(%)其中C av(%)为灰渣平均可燃物。
(3)实际烧掉的碳C b: C b=C ar-W dp×C av/100(%)4.3 干烟气量和干空气量计算(1)根据AS ME PTC4.1干烟气量计算公式: WG′=(千克干烟气/摩尔干烟气)×[1/(千克碳/摩尔干烟气)]×(千克碳/千克入炉燃料)(kg/kg)(2)每摩尔干烟气的重量:(44.01C O2+28.01C O+32.00O2+28.02N2)/100(kg/m ol)(3)对每摩尔干烟气而言,烧掉的当量碳的重量: 12.01(C O2+C O)/100(kg/m ol)(4)排烟中生成的C O2(C O2+C O)对应烧掉的当量碳由3部分组成:1)直接燃烧生成C O2的煤中碳C b(%)2)直接燃烧生成S O2的煤中硫折算成C(未被盐化成CaS O4的S O2所对应的S):技术交流 p y 热力发电・2003(10)© 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved. (12.01/32.07)×k×S ar×(1-ηs/100)(%)3)石灰石中CaC O3煅烧生成C O2折算成的C: (12.01/32.07)×k×S ar×(Ca/S)(%)(5)每公斤入炉燃料产生的干烟气量: WG′=[(44.01×C O2+28.01×C O+32.00×O2 +28.02×N2)/12.01/(C O2+C O)]×[C b+(12.01/32.07)×k×S ar×(1-ηs/100)+(12.01/32.07)×k×S ar×(Ca/S)]/100(kg/kg)同理,可导出干空气量计算式。
5 热损失计算(1)在CF B锅炉效率计算中,烟气中的水分包含了石灰石中所含的水分,相应烟气中的水分分压力也有所变化,在查水蒸气焓时应予以注意。
使用AS ME PTC4.1标准中的热损失法计算CF B 锅炉热效率,输入热量仅考虑燃料的低位发热量,热损失项目涉及到钙硫摩尔比、灰渣量W dp、实际燃烧掉的碳分C b、干烟气量和干空气量、烟气中水蒸气焓等参数,采用上述公式代入计算即可。
(2)煅烧吸热和脱硫放热引起热损失的计算如下。
CaC O3煅烧热损失: L CaCO3=1830×CaCO3×G/B/H LV(%)脱硫放热: q=15141×k×S ar×ηs/100/H LV(%)石灰石中水分带走的热损失: L s=M s×G/B×(h″-h RV)/H LV(%)式中:h″为烟气中水蒸汽焓;h RV为基准空气温度下饱和水蒸汽焓;H LV为燃料收到基低位发热量。
(3)考虑到CF B锅炉散热表面积比等容量煤粉锅炉大,辐射对流热损失按AS ME PTC4.1提供的图查取后,可再乘以一个等容量CF B锅炉与煤粉锅炉表面积比的系数进行修正。
但AS ME PTC4.1提供的热平衡图包括了制粉系统,而CF B锅炉本身没有制粉系统,无疑CF B锅炉不存在制粉系统的散热损失,因此,如何评估CF B锅炉散热损失,仍需商榷。
(上接第31页)4 结 论按现有的热经济学方法计算成本,在处理燃料双线流时,对不同品质的蒸汽流不加区别,其火用价都按高品质蒸汽的火用价计算是不合理的。
通过本文的论证,认为蒸汽火用的品质不同,其做功的能力也不同,为此,对原有补充方程进行了改进,引入了能质系数的概念。
新的补充方程充分体现了不同质不同价的经济规则,因而使成本分析更科学合理。
这一方法既可用于联合循环系统的分析,也可用于一般蒸汽轮机系统、热电联产系统的分析。
[参 考 文 献][1] 王加璇,杨勇平,王清照.关于热经济学定价的矩阵法[J].工程热物理学报,1992,(2):1 6.[2] 王加璇,张恒良.动力工程热经济学[M].北京:水利电力出版社,1995.[3] 项新耀.工程火用分析方法[M].北京:石油工业出版社,1990.[4] 朱明善,陈宏芳,等.热力学分析[M].北京:高等教育出版社,1992.(上接第40页)5 结 论(1)四角切圆燃烧、П型布置锅炉炉膛出口水平烟道的烟温偏差可能是导致屏式再热器壁温分布乙侧高的主要原因,这种分布使屏式再热器乙侧第5排管壁温偏高,易造成其管壁超温。