基于受热面负荷特性的超临界锅炉炉膛对流与辐射耦合传热计算
超临界电站锅炉的换热器设计和传热特性研究
超临界电站锅炉的换热器设计和传热特性研究超临界电站锅炉是一种高效能、低污染的发电设备，其核心部件之一即为换热器。
本文将对超临界电站锅炉的换热器设计和传热特性进行详细的研究和探讨。
一、超临界电站锅炉换热器设计1. 设计原则超临界电站锅炉的换热器设计需要考虑以下几个原则：- 确保换热器能够高效传导热量，提高热能利用率；- 提供足够的换热面积，以满足电站的发电需求；- 遵循流体力学的原理，保证流动的稳定和流速的适宜；- 考虑换热器的结构强度，以保证设备的安全运行。
2. 换热器类型超临界电站锅炉的常用换热器类型包括：- 管式换热器：通过将冷热流体分别通过内外管道进行热交换；- 冷凝器：将蒸汽转化为水，释放热量；- 水冷式换热器：通过将冷热流体分别通过内外冷却管进行热交换。
3. 材料选择在超临界电站锅炉换热器设计中，材料的选择对于设备的安全运行至关重要。
常用于超临界电站锅炉换热器的材料包括不锈钢、合金钢和高温合金等。
这些材料具有良好的抗腐蚀性和高温强度，能够耐受超临界条件下的高温高压环境。
二、超临界电站锅炉换热器传热特性研究1. 传热机理超临界电站锅炉换热器的传热特性研究需要深入了解传热机理。
传热机理主要包括对流传热和辐射传热两部分。
- 对流传热：通过流体的对流传递热量，在换热器内部形成热流，提高热能的传递效率。
- 辐射传热：通过热辐射的方式传递热量，具有无需介质传递和大范围传热的特点。
2. 传热特性研究超临界电站锅炉的传热特性研究可以通过实验和数值模拟相结合的方法来进行。
- 实验研究：通过在实际设备上进行传热实验，收集和分析实验数据，得出传热特性的规律和参数。
- 数值模拟：通过建立数学模型，利用计算机进行模拟计算，预测和分析传热特性，优化设备设计。
3. 提高传热效率的方法为了提高超临界电站锅炉换热器的传热效率，可以采取以下几种方法：- 增加传热面积：增加换热器的换热面积，可以增加热量的传递效率。
- 优化流体流动方式：通过改变流体的流动方式，如增加涡流或射流等，可以提高传热速度和效率。
超临界火电机组炉膛系统数学模型的研究
Ａ —— 排 出炉膛 的烟 气量 ；
— —
复 杂 系统 的 性 质 。建 模 方 法 有 两 大 类 ：试 验 法 和 机 理法 ，由 于机 理 法 建 模 有 范 围广 和物 理 意 义 明 确 的优点 ，本 文采用 机理 法建 立数学 模 型 。
炉膛 的容积 ；
ｐ — — 烟气密 度 。 。 能 量守 恒方程 为 ： ｈＡ ａ ＋Ｑ Ａ —Ｑ —Ｑ ｓ ｃ ｃ＝ ｄ （ Ｆｒ —ｈＡ ｐ
［ 关键 词 ］ 炉膛 ；数 学模 型 ；机理 法 ；试验
却到使其后面的对流受热面安全工作允许 的温度。
引言
为 了迎合 急速 发 展 的社 会 经 济 对 能 源 的需 求 ， 同时保证 社会 经 济 的可 持 续 发 展 ，火 电厂 机 组 正 在 向着 大 容 量 、高 自动 化 水 平 方 向 发 展 。 截 止 ２０ ０９年底 ，６０ ０ ＭＷ 级 以上 容 量 机 组 占总装 机 量 的
— —
式中 ：ｈ 、 ——排 出烟气焓值 和温度 的设
（） ３ （） ４ （） ５
＝ ＋ （ ６ １）
计值 ， 。
由公 式 （５ 可求得 炉膛 烟气 温度 为 ： １）
ｌ ｌ ｌ
倾角修正系数 ，是考虑到燃烧器倾 角对
火 焰 中心 位 置 的影 响 ，而 引入 的 对 水 冷 壁 及 过 热 器 辐射 吸热 量进 行 的修正 ，ｋ 厂 （ ） ＝ ０ 。 过 热器 的对 流 吸热量 为 ：
能保证燃料燃尽 ，并使烟气在 炉膛 出 口处 已被 冷
一
２ 一 ０
超 临界火 电机 组炉膛 系统数学模 型的研究
刘立涛 ，等
总 辐射 吸 热 量 、水 冷 壁 的 辐 射 吸 热 量 和 过 热
哈锅650℃高效超超临界锅炉技术介绍
技术预可行性研究》，深 度 参 与 6 5 0 1 材料解决方
案 、锅炉关键技术研究、机组热力性能分析、机组
系统集成优化等工作。 2017 ~ 2 0 1 8 年 ，哈锅承担中国电力工程顾问
集 团 有 限 公 司 等 级 660MW高效超超临界
燃 煤 发 电 技 术 研 究 》，哈 锅 参 与 完 成 660MW
1)
掀 开 锯 夹 具 压 板 ，将 两 端 已 车 好 螺 纹 的 直连 接 板 ，焊 接 直 管 和 斜 管 为 “Y ”型 接 头 。
管放在“V”型槽 中 ，此时应将直管的下端紧贴钜 4 结束语
炉 膛 条 件 下 ，主 汽 流 量 降 低 ，水 冷 壁 吸 热 比 例 相 对
增 加 ，受 制 于 现 场 工 艺 条 件 ，水冷壁可选材料有 限 ，T23/T24/T9 1 新材料的使用带来的焊接、热处
理等工艺难题。
3 ) 高温受热面壁温上升，高温部件出口管接
头不平衡蒸汽温度已达到670T
炉内受
掌握了 650t ：~700T；重点材料 HR6W、617B 等大口径管焊接工艺，可 用 于 6 5 0 1 〜700丈锅炉 集箱和管道。
5 下一步工作安排
研究现有成熟铁素体耐热应用6 5 0 1 集箱和 管 道 可 行 性 ，以 及 镍 基 材 料 应 用 于 集 箱 、管道的可 加 工 性 、焊 接 性 等 。
道材料的选取研究。
4)
水冷壁候选材料工艺性能和母材性能优
化 ，研究现有成熟铁素体耐热应用650丈集箱和管
道可行性，以及镍基材料应用于集箱、管道的可加
图 2 650T 高效超超临界二次再热锅炉技术方案
工性、焊接性等,选择出适用于650T 机组的材料。
超超临界1000MW机组锅炉高温受热面壁温变化规律分析
１ １ ８
热 力 发 电
２ ０ １ ３年
外径为 ６． 不锈钢集热块的曲率半径与管外 ０ ｍｍ， 半径相同 。 在热电 偶 集 热 块 外 局 部 增 加 保 温 层 ， 并 以防止集热块 用直径为 ３ｍｍ 的 不 锈 钢 焊 接 固 定 ， 使测得的金属壁温为高值虚假值 。 根据安装位置选 择不同长度的热 电 偶 共 ２ ０ 根。 由 于 高 过 炉 前 侧 第 出口壁温实时 数 据 相 对 最 低 ， １ 根管子没有节流圈 ， 高再最外圈管子受热最多 ， 故在高过次外圈 、 高再最 外圈管子的炉前侧设置 Ａ、 炉后侧设置 Ｂ ２ 个测点 ，
２ 壁温历史曲线
图 ２ 为高再第 ４ １屏炉内第１根管管壁温度历 高再各测点壁温数据均与机 史曲线 。 由图 ２ 可 见 ， 其中炉后侧 Ｅ 点壁温最高 。 组负荷变化趋势一致 ，
图 １ 锅炉结构与热电偶安装位置 Ｆ ｉ ． １ Ｂ ｏ ｉ ｌ ｅ ｒ ｓ ｔ ｒ ｕ ｃ ｔ ｕ ｒ ｅ ａ ｎ ｄ ｉ ｎ ｓ ｔ ａ ｌ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｌ ｏ ｃ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｓ ｇ ｔ ｈ ｅ ｔ ｈ ｅ ｒ ｍ ｏ ｃ ｏ ｕ ｌ ｅ ｏ ｆ ｐ
Ｗ ａ ｌ ｌ ｔ ｅ ｍ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｖ ａ ｒ ｉ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ ｈ ｉ ｈ ｔ ｅ ｍ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｈ ｅ ａ ｔ ｉ ｎ ｓ ｕ ｒ ｆ ａ ｃ ｅ ｉ ｎ ｂ ｏ ｉ ｌ ｅ ｒ ｐ ｇ ｐ ｇ ｏ ｆ ａ ｎ ｕ ｌ ｔ ｒ ａ ｓ ｕ ｅ ｒ ｃ ｒ ｉ ｔ ｉ ｃ ａ ｌ １ ０ ０ ０ ＭＷ ｕ ｎ ｉ ｔ ｐ
图 ２ 高再壁温历史曲线 Ｆ ｉ ． ２ Ｗ ａ ｌ ｌ ｔ ｅ ｍ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｃ ｕ ｒ ｖ ｅ ｓ ｏ ｆ ｔ ｈ ｅ ｈ ｉ ｈ ｔ ｅ ｍ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｒ ｅ ｈ ｅ ａ ｔ ｅ ｒ － ｇ ｐ ｇ ｐ
锅炉炉膛换热计算详解
4、炉膛受热面及火焰面均按灰体来处理
由于采用了灰体的假设，能够直接应用传热学的有效辐射概念，从 而可以大大简化了计算，以便于工程应用。炉膛受热面作为固体表面具 有固体的连续辐射光谱，被处理成灰体是完全合理的。
将与壁面进行换热的火焰面作为灰体处理带有一定程度的近似，燃 煤烟气中固体颗粒（飞灰、焦炭颗粒等）具有固体的连续辐射光谱，可 以作为灰体处理；而烟气成分中的N2，O2是辐射透明体，对辐射没有影 响，当然与波长没有关系；三原子气体CO2（14%—16%），SO2（很 少），H2O（较少）对辐射具有选择性，其吸收与辐射与波长有关。但 是，炉膛内的火焰温度均低于2000K，热辐射的波长位于红外线范围内 （0.76—20μm），在这一范围内，吸收系数α随波长λ的变化较小。因此， 燃煤烟气按灰体处理并不会带来很大的误差，但需要用试验数据加以修 正。
由于影响因素众多且关系过于复杂，基于纯数学方法描述物理化学过程的 炉膛热计算方法尚未进入工程实用阶段，因此，依赖大量经验数据的计算方法 在工程实际中仍起着不可替代的作用。
为了合理、有效地进行炉膛换热计算，至今为止，世界各国的锅炉制 造商，在经过长期的工程实践和经验总结的基础上，各自开发了行之有效 的工程计算方法。尽管各种计算方法的差别很大，但所遵循的基本思路是 一致的：
• 简化的炉膛换热物理模型 • 依赖于先进测试技术所得到的大量测试数据及其总结的经验参数 • 辅助以先进的数值计算技术等
值得指出的是，现有的各种计算方法均处于不断的改进与完善之中。 本章将主要讲述我国电站锅炉行业的教育、科研、设计制造和电厂运行、 调试等部门长期、广泛采用的常规煤粉炉炉膛工程计算方法。本章重点讲 述其基本原理、计算过程和主要的计算规定，计算的细节需要参考有关的技 术手册或计算标准。
第9章 锅炉热力计算
(6) 连续排污量； (7) 过热蒸汽及再热蒸汽的调温方式，当用喷水减温时，应 给出减温水的压力和温度；当采用表面式减温器时，应给出 减温水的连接系统；不论哪种减温方式，都应给出减温器在 过热蒸汽系统中的位置； (8) 当采用煤粉燃烧方式时，应给出煤粉制备系统的计算数 据，包括：煤粉空气混合物的总量、一次空气量、为干燥燃 料而抽取的烟气量、煤粉制备系统的漏风量等； (9) 锅炉使用地的气象条件和海拔高度。 在具备了上述数据资料时，方能正确进行锅炉设计传热性 能计算。当进行设计传热性能计算时，锅炉的排烟温度、热 风温度都是指定的，或者按照设计的具体条件，根据经验或 有关推荐选用适当的数值。
校核计算：根据已有各受热面结构参数及传热面积 和热力系统的型式，在锅炉参数，燃料种类或局部 受热面积发生变化时，通过热力计算确定各个受热 面交界处的水温、汽温、烟温及空气温度的值，确 定锅炉热效率和燃料消耗量等。 校核计算的可能情形： ① 锅炉已经存在、已经要安装或已经安装好，需更 换燃料，想知道将达到何值，能否保证过热蒸汽温 度，受热面要不要修改等。 ② 接到定货后，发现燃料与设计的某型锅炉相近 （容量参数相同），需判断能否用这一型式锅炉， 在设计上要不要修改。
第9章 锅炉热力计算
9.1 锅炉热力计算的类型和方法 9.1.1 热力计算的任务和类型
热力计算
已 知 条 件 和 计 算 目 的 不 同
设计计算 校核计算
设计计算：在给定的给水温度和燃料特性的前 提下确定保证达到额定蒸发量、选定的经济指 标及给定的蒸汽参数所必需的各受热面的结构 尺寸，并为选择辅助设备和进行其它计算提供 原始资料。 设计计算是设计新锅炉采用的方法 设计一个好的锅炉，须遵循：实践—认识— 再实践—再认识。
超临界锅炉的热力设计计算
关键词：超临界锅炉
省煤器
末级再热器
设计
热力计算
结构计算
ABSTRACT The use of high-capacity and supercritical parameters in generating unit has become an effective method to gain a high economic return. These years, supercritical units are playing an important role in the electricity production of China. In this article, we analyzed the designing of reheater and economizer, also, an construction and heat calculation of Huang Dao power plant was offered as a model to make the calculation known to our reader. Compared with the original design parameters, the method achieves the accuracy for engineering calculation, it is correct and acceptable. Keywords: supercritical reheater economizer design calculation
600MW超临界W型火焰直流锅炉水冷壁壁温差控制研究陈飞
600MW超临界W型火焰直流锅炉水冷壁壁温差控制研究陈飞发布时间：2023-06-30T08:23:17.750Z 来源：《中国电业与能源》2023年8期作者：陈飞[导读] 本文以某电厂600 MW超临界W型火焰直流锅炉为研究对象，针对其水冷壁的结焦、磨损及壁温升高等问题，提出一系列降低水冷壁温差的技术措施。
在机组运行过程中，通过调整水冷壁分区和控制循环倍率的方法，有效控制了水冷壁的壁温，解决了结焦、磨损等问题。
贵州省习水鼎泰能源开发有限责任公司贵州遵义 563000摘要：本文以某电厂600 MW超临界W型火焰直流锅炉为研究对象，针对其水冷壁的结焦、磨损及壁温升高等问题，提出一系列降低水冷壁温差的技术措施。
在机组运行过程中，通过调整水冷壁分区和控制循环倍率的方法，有效控制了水冷壁的壁温，解决了结焦、磨损等问题。
关键词：超临界W型火焰直流锅炉；水冷壁壁温；结焦；磨损目前国内超临界火焰直流锅炉的水冷壁布局采用低质量流量垂直管设计，水冷壁分为上水冷壁和下水冷壁，两者之间的过渡配有水冷壁中间混合收集器，也就是说，在壁炉下方具有垂直上升的内螺纹管的水冷壁入口歧管中，在L冷却壁的中间混合物歧管中，该垂直优化的阴管具有低质量流量设计，允许W型超临界火焰直流锅炉具有良好的正常流体动力反应特性，其给水流量随着热负荷的增加而增加，这允许管壁的良好冷却，反之亦然。
理论上，该系统可以依靠其自身的自补偿特性来平衡出口温差，减少相同水冷壁流的端壁温差，但在实际操作中发现，低质量流量设计的正常反应特性在任何时候都没有表现出良好的后续性能。
当负载的工作条件发生根本性变化时，正常反应特性具有一定的滞后，使得部分高热负载从管壁温度迅速增加，管壁与相邻或低温区域的温差增加，导致水冷壁过热。
1超临界机组锅炉及燃烧设备简介1.1超临界机组锅炉超临界机组锅炉采用北京巴布科克威尔克斯有限公司生产的燃煤锅炉，该锅炉出口（脱硝机组前）NOx排放浓度≤700 mg/Nm3的高级同步脱硫和脱硝机组。
超超临界锅炉变压运行水冷壁的传热特性
超超临界锅炉变压运行水冷壁的传热特性摘要：伴随着超超临界锅炉技术的发展，一些高参数、大容量的燃煤锅炉受热面的布置方式和结构型式也更加的复杂多变。
可是长期以来对炉内燃烧与锅内水动力耦合的研究一直有所缺失，导致锅炉实际运行中超温爆管现象频繁发生，因此超超临界锅炉炉内传热特性问题急需解决。
本文就主要对超超临界锅炉变压运行水冷壁的传热特性进行了分析探究。
关键词：超超临界锅炉；水冷壁；传热特性引言在超超临界锅炉变压运行时，在各项变压运行的负荷工况下，锅炉各方面的受热面吸热比例是相对确定的，这也就决定了汽水焓值分布的确定性，这也就更有利于优化运行调节，更好的掌握超临界锅炉水冷壁吸热变化规律。
而在超超临界锅炉变压运行中对汽温调节控制和水煤比调节控制的重要参数值就是水冷壁出口汽水焓值。
1水冷壁传热特性的主要影响因素1000MV超超临界锅炉水冷壁在65%％BM-CR负荷左右进入超临界压力范围工作。
在对锅炉进行设计时为了避免超临界压力下水冷壁产生类膜态沸腾，必须使工质的比定压热容最大的区域避开热负荷最大的燃烧器区。
研究表明，在工质温度低于拟临界温度、汽水压力进入超临界压力区时，水冷壁管内工质为单相水，伴随汽水温度的不断升高，汽水比定压热容急剧增大，传热一直增强，可将汽水比定压热容急剧增加的区域对应于热负荷较高的燃烧器区域。
当拟临界温度低于工质温度时，水冷壁管内工质为单相汽，随汽水温度升高，汽水比定压热容急剧减小，传热一直减弱，应将汽水比定压热容急剧降低的区域对应于热负荷较低的炉膛上部区域。
这就形成下辐射区水冷壁和上辐射区水冷壁的分界点，而分界点对应的是拟临界温度点。
这就是超临界和超超临界锅炉水冷壁设计的主要理论和技术依据。
研究表明，当水温低于拟临界温度时，随质量流速增大，水冷壁管内壁面最大传热系数增大。
如质量流速由800kg/（㎡?s）增大到1200kg/（㎡?s）时，最大传热系数大约由22.6kw/（㎡?k）提高到32kw/（㎡?k）。
锅炉辅机检修试题 中级
(11-018)电力职业技能考试<<锅炉辅机检修>>中级工理论试卷一、选择题(请将正确答案的代号填入括号内,每题1分,共100题) 1(La4A1013).锅炉炉膛的炉内传热方式主要是( )。
(A)对流传热；(B)辐射传热；(C)导热传热；(D)对流与导热。
答案:B2(La4A1014).机加工后留下的刮削余量不易太大，一般为( )mm 。
(A)0.5～0.4；(B)0.01～0.04；(C)0.04～0.05；(D)0.1～0.4。
答案:D3(La4A1015).国家标准《机械制图》共有( )项标准内容。
(A)10；(B)15；(C)17；(D)20。
答案:C4(La4A2016).要通过刮削消除工件表面较大缺陷应采用( )的方法。
(A)粗刮；(B)细刮；(C)精刮；(D)刮花。
答案:A5(La4A2017).根据孔、轴公差带的关系、形成间隙和过盈的情况， 配合分为三类，当孔的公差带在轴的公差带之上时属于( )。
(A)间隙配合；(B)过盈配合；(C)过渡配合；(D)普通配合。
答案:A6(La4A2018).装配图中形状、大小完全相同的零件应( )序号。
(A)只编一个；(B)分开编；(C)任意编；(D)不编。
答案:A7(La4A2019).螺纹代号M30表示( )，直径30mm 右旋。
(A)细牙螺纹；(B)普通粗牙螺纹；(C)梯形螺纹；(D)锯齿形螺纹。
答案:B8(La4A2020).同一台机组，锅炉过热器出口处的蒸汽参数和汽轮机进口处的蒸汽参数相比( )。
(A)锅炉的蒸汽参数高；(B)汽轮机的蒸汽参数高；(C)锅炉和汽轮机的蒸汽参数相同；(D)不一定。
答案:A9(La4A3021).水在水泵中压缩升压，可看作是( )。
(A)等温过程；(B)等压过程；(C)绝热过程；(D)等容过程。
答案:C10(La4A3022).零件表面的实际形状对理想形状所允许的变动量称为( )。
(A)形状公差；(B)位置公差；(C)形位公差；(D)标准公差。
超临界锅炉的技术特点
37 35 10
15
20
25
30
35
蒸汽参数MPa (初温℃/再热温℃/再热温℃)
不同蒸汽参数、再热次数和参数对发电厂供电热效率的影响
超（超）临界机组的可靠性
美国初期 蒸汽参数过高，当时冶金工业 难以提供满足 31MPa，621/566/566℃的合理钢材，投运后事故 频繁，可靠性、可用率低，后降低参数运行，取得了 比较满意的业绩。
一次再热，烟煤
高效、绿色发电技术 高 效 发 电
流 化 床
洁 净 发 电
节 水 发 电
分 布 式 电 源
烟 气 循 环 流 化 床 脱 硫 其 它 节 水 技 术 燃 料 电 池 微 型 燃 气 轮 机 太 阳 光 发 电 风 力 发 电
新 型 发 电
超 临 界 机 组
联 合 循 环
多 联 产
煤 炭 加 工 与 转 化
水冷壁的形式和流体温度
内螺纹垂直管屏水冷壁特点
优点： 水冷壁阻力较小，可降低给水泵耗电量，其水 冷壁的总阻力仅为螺旋管圈的一半左右。 与光管相比，内螺纹管的传热特性较好。 安装焊缝少，减少了安装工作量和焊口可能泄 漏机率，同时缩短了安装工期。 水冷壁本身支吊，且支承结构和刚性梁结构简 单，热应力小，可采用传统的支吊型式。 维护和检修较易，检查和更换管子较方便。 比螺旋管圈结渣轻。
采用螺旋管水冷壁具有如下的优点：
1）蒸发受热面采用螺旋管圈时，管子数目可按设计 要求而选取，不受炉膛大小的影响，可选取较粗 管径以增加水冷壁的刚度； 2）螺旋管圈热偏差小，工质流速高，水动力特性比 较稳定，不易出现膜态沸腾，又可防止产生偏高 的金属壁温； 3）无中间混合联箱，不会产生汽水混合物不均匀分 配的问题； 4）可采用光管，不必有制造工艺较复杂的内螺纹管， 而可实现锅炉的变压运行和带中间负荷的要求。
火电节能技术监督-判断题
火电节能技术监督——判断题1)绝对压力是用压力表实际测得的压力。
（×）2)表示工质状态特性的物理量叫状态参数。
（√）3)物质的温度越高，其热量也越大。
（×）4)流体与壁面间温差越大，换热面积越大，对流换热热阻越大，则换热量也应越大。
（×）5)导热系数在数值上等于沿着导热方向每米长度上温差1℃时，每秒通过壁面传递的热量。
（√）6)静止流体中任意一点的静压力不论来自哪个方向均不等。
（×）7)流体内一点的静压力的大小与作用面上的方位无关。
（√）8)当气体的压力升高，温度降低时，其体积增大。
（×）9)观察流体运动的两个重要参数是压力和流速。
（√）10)流体在管道中流动产生的阻力与流体平均速度的二次方成正比。
（√）11)所有液体都有粘性，而气体不一定有粘性。
（×）12)水蒸汽在T—S图和P—V图上可分为三个区，即未饱和水区，湿蒸汽区和过热蒸汽区。
（√）13)当温度一定时，流体的密度随压力的增加而减小。
（×）14)自然水循环是由于工质的重度差而形成的。
（√）15)煤中的水分在炉膛内可分解成为氢和氧进行燃烧。
（×）16)火力发电厂的能量转换过程是：燃料的化学能→热能→机械能→电能。
（√）17)锅炉蒸汽参数是指锅炉汽包出口处饱和蒸汽压力和温度。
（×）18)卡诺循环是由两个可逆的定温过程和两个可逆的绝热过程组成。
（√）19)火力发电厂中的空气、燃气和烟气可作为理想气体看待，因此，水蒸汽也可作为理想气体看待。
（×）20)水冷壁的传热过程是：烟气对管外壁辐射换热，管外壁向管内壁导热，管内壁与汽水之间进行对流放热。
（√）21)汽包是加热、蒸发、过热三个阶段的接合点，又是三个阶段的分界点。
（√）22)汽包或汽水分离器产生的蒸汽不是饱和蒸汽。
（×）23)朗肯循环效率取决于过热蒸汽的压力、温度和汽缸的排汽温度。
（×）24)当蒸汽初压和终压不变时，提高蒸汽初温可提高朗肯循环的热效率。
发电运行培训试题库-锅炉调节部
发电运行培训试题库--锅炉调解部分一、填空题1．【A－1】锅炉在启动进程中由于水冷壁的受热和水循环不平均，会使同一联箱上的水冷壁之间存在，从而产生一定的，严重时会使下联箱或管子。
答案：热偏差、应力、变形及裂纹、变形2．【A－2】过热汽温调解一样以作为粗调，以作为细调。
答案：燃料量和给水比、减温水3．【A－2】炉膛负压过大，会增加和的漏风；引发燃烧，乃至导致。
答案：炉膛、尾部烟道、恶化、灭火4．【A－3】直流锅炉在运行中严格地保持和的比列。
答案：燃料量、给水量5．【B－1】单元机组的是发电厂自动控制的一个重要环节。
答案：和谐控制6．【B－1】锅炉运行的主要任务是在保证安全经济的条件下满足的要求。
答案：机组出力7．【B－2】烟气侧调解汽温，汽温变化有较大的特点。
8．【B－2】为了完成燃烧调解任务，调解系统应有、、三个被调量。
答案：送风量、燃料量、炉膛压力9．【B－2】在炉膛压力调解中，是被调量，是调解对象。
答案：炉膛压力、引风机出力10．【B－3】蒸汽温度的调解方法从根本上来说分为两种：和。
答案：烟气侧、蒸汽侧11．【B－4】烟气侧的调解是指通过改变锅炉内辐射受热面和对流受热面的分配比例来调解汽温。
常用的方法有：、、等。
、、等因素有关。
答案：烟气调解挡板、烟气再循环、摆动燃烧器。
燃料量、给水量，送风量12．【C－4】简单机械雾化油嘴的流量与压力的平方根成。
答案：正比13．【C－4】依照NFPA85的要求，为了使引风机入口静叶的调解性能更好，需要加入的前馈信号。
答案：锅炉负荷或蒸气量14．【C－4】对机组负荷能够产生重大影响的的主要辅助设备一样有：、、、、等，RB功能一样针对这类重要辅机设置。
答案：送风机、引风机、一次风机、给水泵、磨煤机15．【C－4】当锅炉在超临界工况下运行时，由于此时的汽水密度差为。
答案：为零二、名词说明1．【A－1】DCS系统；答案：数字分散控制值系统，控制器是散布式运算机监控系统中的前端机主要完成现场信号的收集处理控由控制逻辑的运算实行机构的驱动与上位机的通讯等，来完成生产系统的控制。
火电厂智能吹灰系统建设
火电厂智能吹灰系统建设摘要：锅炉燃用的煤含有一定的灰分，通常含量在10%-30%，而劣质煤灰分的含量高达40%以上。
燃煤在炉膛燃烧后，一部分灰分产物以底渣排出，一部分以飞灰随烟气流经炉膛出口至尾部烟道内的各级受热面，在此过程中，飞灰在受热面冷却、吸附、粘连，形成积灰、积焦。
锅炉积灰会增加受热面热阻，降低传热效率，导致锅炉出力不足，锅炉效率降低，煤耗增加，影响机组运行经济性。
同时，燃煤燃烧过程中升华的钠、钾等碱金属气体，在过热器、再热器管壁上凝结，与烟气中的硫氧化物、积灰中的氧化物反应生成腐蚀性复合硫酸盐，在高温熔融状态下，快速的腐蚀过热器、再热器管子母材，容易引起爆管事故，影响机组运行的安全性和稳定性。
一、引言以实际入炉煤质为基准，锅炉为“T”型布置，锅炉出口蒸汽提高至先进高效超超临界参数，一次中间再热、单炉膛、墙式对冲燃烧方式、平衡通风、固态排渣、锅炉房室内布置、全钢构架悬吊结构、T型锅炉。
同步配置智能吹灰系统，其原理是综合实时传热计算、运行参数需求、CFD数值计算，制定最优的吹灰策略，提升锅炉运行的经济性。
二、建设背景传统吹灰系统通常采用周期性吹灰或固定时间间隔吹灰的方式，而无法根据实际情况和需求进行调整。
这样会导致在一些时候进行了不必要的吹灰操作，浪费了时间和能源资源。
传统吹灰系统往往只能根据经验和常规规则进行吹灰操作，无法准确预测和控制受热面的积灰情况。
因此，吹灰效果可能不佳，无法有效清除积灰，导致锅炉热效率下降，增加燃料消耗和排放。
人工操作和依赖：传统火电吹灰系统通常需要依靠人工操作进行吹灰调整和控制。
这种方式容易受到人为误操作、主观判断和经验不足的影响，导致吹灰效果不稳定和不准确。
传统吹灰系统缺乏自动化和智能化的特点，无法根据实时数据和条件进行智能调整和控制。
这导致吹灰操作需要人工监测和干预，效率低下且容易出现误操作。
三、技术特点根据受热面的工作情况和积灰或积焦程度，需在受热面相应位置布置工作性能良好的吹灰器，同时制定并执行合理的吹灰制度，保证锅炉安全经济运行。
锅炉炉膛换热计算
响，当然与波长没有关系；三原子气体CO2（14%—16%），SO2（很
少），H2O（较少）对辐射具有选择性，其吸收与辐射与波长有关。但 是，炉膛内的火焰温度均低于2000K，热辐射的波长位于红外线范围内 （0.76—20μm），在这一范围内，吸收系数α随波长λ的变化较小。因此， 燃煤烟气按灰体处理并不会带来很大的误差，但需要用试验数据加以修 正。
为了合理、有效地进行炉膛换热计算，至今为止，世界各国的锅炉制
造商，在经过长期的工程实践和经验总结的基础上，各自开发了行之有效 的工程计算方法。尽管各种计算方法的差别很大，但所遵循的基本思路是 一致的： • 简化的炉膛换热物理模型 • 依赖于先进测试技术所得到的大量测试数据及其总结的经验参数 • 辅助以先进的数值计算技术等 值得指出的是，现有的各种计算方法均处于不断的改进与完善之中。 本章将主要讲述我国电站锅炉行业的教育、科研、设计制造和电厂运行、 调试等部门长期、广泛采用的常规煤粉炉炉膛工程计算方法。本章重点讲 述其基本原理、计算过程和主要的计算规定，计算的细节需要参考有关的技 术手册或计算标准。
J E b G
E b 1 G
式中 （6）
ε——灰体的辐射率（或称为黑度） Eb——同温度下黑体的辐射力； ρ——灰体的反射率； α——灰体的吸收率。
由灰体假设得出，灰体的辐射率（黑度）即为灰体的吸收率，因此， 火焰的有效辐射Jhy 表达为
J hy Eb, hy 1 hy J b
1 1 1 1 a hy a b
（2）
式中 Bj ——计算燃料消耗量，kg/s； Qf ——以1kg燃料为基准的炉内换热量，kJ/kg； σ0 ——玻耳兹曼常量，σ0=5.67×10-11kW/(m2· K4)； αs ——炉内系统黑度； Fl ——炉膛换热壁面积；
超临界和超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算
第30卷第7期 2010年7月动 力 工 程 学 报Journal of Chinese Society o f Pow er EngineeringVol.30No.7 July 2010收稿日期:2009 05 12 修订日期:2010 03 09基金项目:国家高技术发展计划(863计划)资助项目(2007AA04Z429);上海市优秀学科带头人计划资助项目(08XD14227)作者简介:史进渊(1956 ),男,陕西延安人,教授级高级工程师,主要从事发电机组的寿命预测、可靠性设计、状态检修、优化运行和安全性监控等方面的研究.电话(Tel.):021 ********;E mail:sh ijinyuan@.文章编号:1674 7607(2010)07 0478 07 中图分类号:T K 229.2 文献标识码:A 学科分类号:470.30超临界和超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算史进渊, 邓志成, 杨 宇(上海发电设备成套设计研究院,上海200240)摘 要:提出了超临界和超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算方法:采用单层圆筒壁、多层圆筒壁与多层平壁模型计算叶根的传热热阻,采用串联热阻叠加原则计算叶根热传递过程的总热阻,并依据叶根的总热阻和叶根槽承力齿的面积计算叶根槽的传热系数.介绍了倒T 型叶根槽、双倒T 型叶根槽、叉型叶根槽和纵树型叶根槽传热系数的计算方法,并给出了600M W 超临界汽轮机高压转子叶根槽传热系数的定量计算结果.在超临界和超超临界汽轮机转子温度场和热应力场的有限元计算中,该计算方法为确定转子叶根槽的传热边界提供了依据.关键词:超临界汽轮机;转子;叶根槽;传热系数;计算公式Calculation of Heat Transfer Coefficients of Blade Grooves forSupercritical and Ultra supercritical Steam Turbine RotorsSH I J in y uan, DEN G Zhi cheng , YA N G Yu(Shang hai Pow er Equipm ent Research Institute,Shanghai 200240,China)Abstract:A calculatio n method o f the heat transfer coefficient of blade g rooves for supercritical and ultra supercritical steam turbine rotor s is pr esented:firstly the heat tr ansfer ther mal resistance of blade ro ots is calculated by using the m odel of mo nolay er cy linder w all,multilayer cy linder w all and multilay er plane w all;then the to tal transfer thermal resistance o f the blade roots is calculated by the addition principle of series transfer thermal r esistance;after that the heat transfer coefficients of blade gr ooves ar e calculated by use of the total transfer thermal resistance of blade r oots and the surface area of the teeth in blade gro ove w hich suffered the centrifug al forces .T he calculation metho d of the heat transfer coefficient for the invert ed T type blade gro ove,the double inv er ted T type blade gr oove,the fork ty pe blade gr oove and the fir tr ee ty pe blade g roov e ar e introduced.T he calculating results o f quantification fo r the heat tr ansfer coeffi cient of the hig h pressur e ro to r's blade groo ves of a supercritical 600MW steam turbine are given.The pro posed metho d supplies the basis for determ ining the heat transfer boundary of the rotor's blade gro ove in fi nite elem ent analy sis fo r temperatur e and thermal str ess fields of supercritical and ultra supercritical steam turbine r otors.Key words:supercritical steam turbine;ro tor;blade g roov e;heat transfer coefficient;calculation fo rmula在汽轮机转子叶根槽热应力场的有限元分析、强度校核与寿命计算中,首先需要进行转子叶根槽温度场的有限元计算,这就需要了解转子叶根槽传热系数的计算方法和计算公式[1 2].通常,超临界和超超临界汽轮机的中压转子没有调节级,中压转子前两级叶根槽的工作温度比较高,需要在转子叶根槽与纵树型叶根之间的空隙中通入冷却蒸汽,来降低中压转子的工作温度[3],这也需要确定叶根槽蒸汽冷却的传热系数.叶根槽的传热系数是汽轮机转子叶根槽温度场和热应力场有限元计算分析的传热边界条件,其数值直接影响温度场和热应力场计算的准确性.目前,国内外有关汽轮机转子叶根槽传热系数的研究还比较少,工程上缺少可用的叶根槽传热系数的计算方法与计算公式.考虑到超临界与超超临界汽轮机高中压转子的工作温度比较高,其温度场与热应力场的计算以及强度校核与寿命设计更为重要,因而研究超临界与超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算方法与计算公式非常重要.1 叶根槽传热系数的计算模型根据文献[1],可以确定动叶流道的等效传热系数.在叶根槽的传热计算中,考虑到在叶片离心力的作用下,叶根与转子叶根槽承力齿面紧密接触,假定汽轮机通流部分蒸汽与动叶流道对流传热的热流量全部通过叶根槽的承力齿面传递给转子.在叶根部位没有蒸汽冷却的情况下,转子叶根槽的非承力表面与叶根表面存在一定间隙,该间隙的导热热阻很大,可近似处理为绝热(热流密度q=0)的第二类传热边界条件.在叶根槽的非承力表面与叶根表面之间的间隙有蒸汽冷却的情况下,将转子叶根槽非承力表面处理为冷却蒸汽与叶根槽非承力表面有对流传热的第三类传热边界条件.不论叶根槽是否有蒸汽冷却,假定叶根槽的承力齿面传递叶片流道对流传热的热流量,将转子叶根槽的承力齿面处理为有一定传热系数的第三类传热边界条件.假设动叶流道对流传热的热流量均匀传递到转子叶根槽的各承力齿面上.对于只有一对承力齿面的倒T型叶根槽,该对承力齿面传递动叶流道对流传热的热流量 0,若叶根的总传热热阻为R0,叶根槽的传热面积为F0,则倒T型叶根槽一对承力齿面上的传热系数k0为:k0=(F0R0)-1(1)k0F0=1/R0(2) 对于有两对承力齿面的双倒T型叶根槽,根据文献[4 6],可以近似认为每对承力齿面平均分担叶片的离心力,即每对承力齿面承受1/2动叶片的离心力;同样,可以假设每对承力齿面上传递1/2动叶流道对流传热的热流量.若动叶流道对流传热的热流量为 0、叶根槽总传热面积为F0,第一对承力齿面的面积为F1、传热系数为k1、传递的热流量为 1、叶根槽的总传热热阻为R01,第二对承力齿面的面积为F2、传热系数为k2、传递的热流量为 2、叶根槽的总传热热阻为R02,则有:1= 0/2(3)k1F1t=k0F0t/2(4) k1F1=k0F0/2=1/(2R0) 1/(2R01)(5) k1 1/(2F1R01)=(F1R01)-1/2(6)2= 0/2(7)F2=F0-F1(8)k2F2t=k0F0t/2(9) k2F2=k0F0/2=1/(2R0) 1/(2R02)(10) k2 1/(2F2R02)=(F2R02)-1/2(11) 基于上述假设,在转子叶根槽承力齿面的传热计算中,将承力齿面简化为第三类传热边界条件,采用文献[7]给出的单层圆筒壁、多层圆筒壁和多层平壁的传热模型与串联热阻叠加法,可确定转子叶根槽的传热系数.倒T型叶根槽、双倒T型叶根槽与叉型叶根槽采用多层圆筒壁导热模型计算传热热阻和传热系数,叉型叶根槽简化模型采用单层圆筒壁导热模型计算传热热阻和传热系数,纵树型叶根槽采用多层平壁导热模型计算传热热阻和传热系数.2 倒T型叶根槽汽轮机转子倒T型叶根槽的结构示于图1.叶型底部半径为r b,叶型与叶根之间中间体的轴向宽度为B b,叶根槽颈部轴向宽度为l1,轮缘半径为r1,叶根槽底部轴向宽度为l2,叶根槽承力齿面半径为r2.采用多层圆筒壁导热模型计算倒T型叶根槽的传热热阻,转子倒T型叶根槽承力齿面传热系数的计算方法如下:图1 倒T型叶根槽Fig.1 In verted T type blade gr oove479第7期史进渊,等:超临界和超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算(1)轴向宽度为B b 的圆筒壁外侧的传热热阻R 1=12!r b B b h e(12)式中:h e 为动叶流道的等效传热系数.(2)轴向宽度为B b 的圆筒壁的导热热阻R 2=12!B b ∀b ln r br 1(13)式中:∀b 为动叶材料的导热系数.(3)轴向宽度为l 1的圆筒壁的导热热阻R 3=c 12!l 1∀b ln r 1r 2(14)式中:c 1为倒T 型叶根槽接触热阻修正系数的试验常数.(4)采用串联热阻叠加原则,计算倒T 型叶根槽的总传热热阻R 0=R 1+R 2+R 3=12!r b B b h e+12!B b ∀b ln r b r 1+c 12!l 1∀b ln r 1r 2(15) (5)倒T 型叶根槽承力齿面的面积F =2!r 2(l 2-l 1)(16)(6)倒T 型叶根槽承力齿面的传热系数k =(FR 0)-1=r 2(l 2-l 1)r b B b h e +r 2(l 2-l 1)B b ∀b ln r br 1+r 2c 1(l 2-l 1)l 1∀b ln r 1r 2-1(17)3 双倒T 型叶根槽汽轮机转子双倒T 型叶根槽的结构示于图2.叶型底部半径为r b ,叶型与叶根之间中间体的轴向宽度为B b ,轮缘半径为r 1,叶根槽第一个颈部轴向宽度为l 1,第一对承力齿轴向宽度为l 2、半径为r 2,第二个颈部轴向宽度为l 3,第二个颈部上半径为r 3,第二对承力齿半径为r 4、轴向宽度为l 4.假设每对承力齿面承受1/2动叶片的离心力,且动叶流道对流传热的热流量均匀传递到转子叶根槽的两对承力齿图2 双倒T 型叶根槽Fig.2 Double inverted T type b lade gr oove面上,即每对承力齿面只传递1/2动叶流道对流传热的热流量,采用多层圆筒壁导热模型计算双倒T 型叶根槽的传热热阻以及转子双倒T 型叶根槽承力齿面的传热系数.(1)参照倒T 型叶根槽传热热阻的计算公式(12)~(15),得出从叶片至转子双倒T 型叶根槽第一对承力齿的总传热热阻R 01=12!r b B b h e +12!B b ∀b ln r b r 1+c 12!r b l 1∀b lnr 1r 2(18)(2)转子双倒T 型叶根槽第一对承力齿面面积F 1=2!r 2(l 1-l 2)(19)(3)考虑到转子双倒T 型叶根槽的第一对承力齿面只传递1/2动叶流道对流传热的热流量,则转子双倒T 型叶根槽第一对承力齿面的传热系数k 1=12(F 1R 01)-1=12r 2(l 2-l 1)r b B b h e+r 2(l 2-l 1)B b ∀b ln r b r 1+r 2c 1(l 2-l 1)l 1∀b lnr 1r 2-1(20)(4)采用串联热阻叠加原则,计算从叶片至转子双倒T 型叶根槽第二对承力齿的总传热热阻R 02=12!r b B b h e +12!B b ∀b ln r br 1+12!l 1∀b ln r 1r 2+12!l 2∀b ln r 2r 3+c 12!l 3∀b ln r 3r 4(21)(5)转子双倒T 型叶根槽第二对承力齿面面积F 2=2!r 4(l 4-l 3)(22)(6)考虑到转子双倒T 型叶根槽的第二对承力齿面只传递1/2动叶流道对流传热的热流量,则转子双倒T 型叶根槽第二对承力齿面的传热系数 k 2=12(F 2R 02)-1=12r 4(l 4-l 3)r b B b h e +r 4(l 4-l 3)B b ∀b ln r b r 1+r 4(l 4-l 3)l 1∀b ln r 1r 2+r 4(l 4-l 3)l 2∀b ln r 2r 3+r 4(l 4-l 3)c 1l 3∀b lnr 3r 4-1(23)4 叉型叶根槽汽轮机转子叉型叶根槽的结构示于图3.叶型底部半径为r b ,叶型与叶根之间中间体的轴向宽度为B b ,叶轮的轴向宽度为B ,轮缘半径为r 1,叶根叉的数目为m,每个叉的轴向尺寸为l.叉型叶根有两排销钉(铆钉),销钉孔的半径为r 0,外排销钉孔的数目为n 1,内排销钉孔的数目为n 2,外排销钉孔的圆心在叶轮的半径r 2上,内排销钉孔的圆心在叶轮480动 力 工 程 学 报第30卷的半径r 3上.假设动叶流道对流传热的热流量均匀传递到转子叶根槽的n 1+n 2销钉孔的外侧半个圆柱面上,则外排销钉孔传递动叶流道对流传热热流量的n 1/(n 1+n 2),内排销钉孔传递动叶流道对流传热热流量的n 2/(n 1+n 2).采用单层与多层圆筒壁导热模型计算叉型叶根槽的传热热阻,以及转子叉型叶根槽表面的传热系数.图3 叉型叶根槽Fig.3 Fork type blade groove4.1 三维有限元计算模型在汽轮机转子叉型叶根槽温度场的三维有限元计算中,考虑动叶流道对流传热的热流量均匀传递到转子叶根槽的n 1+n 2销钉孔的外侧半个圆柱面上,采用多层圆筒壁导热模型计算叉型叶根槽的传热热阻,转子叉型叶根槽表面传热系数的计算方法如下:(1)轴向宽度为B b 的圆筒壁外侧的传热热阻R 1=12!r b B b h e (24)(2)轴向宽度为B b 的圆筒壁的导热热阻R 2=12!B b ∀b ln r b r 1(25)(3)叉型叶根m 个叉的轴向宽度为ml 的圆筒壁的导热热阻R 3=c 22!ml ∀b ln r 1r 2(26)式中:c 2为叉型叶根接触热阻修正系数的试验常数.(4)采用串联热阻叠加原则,计算从叶片至转子叉型叶根槽外排销钉孔的总传热热阻R 01=R 1+R 2+R 3=12!r b B b h e+12!B b ∀b ln r b r 1+c 22!ml ∀b lnr 1r 2(27)(5)转子叉型叶根槽的外排n 1个销钉孔外侧半个圆柱面的面积F 1=n 1!r o (B -ml)(28)(6)考虑到转子叉型叶根槽的外排销钉孔只传递动叶流道对流传热热流量的n 1/(n 1+n 2),得出转子叉型叶根槽的外排销钉孔外侧半个圆柱面上的传热系数k 1=n 1n 1+n 2(F 1R 01)-1=n 1n 1+n 2n 1r 0(B -ml)2r b B b h e+n 1r 0(B -ml)2B b ∀b ln r b r 1+c 2n 1r 0(B -ml)2!ml ∀b lnr 1r 2-1(29)(7)采用串联热阻叠加原则,计算从叶片至转子叉型叶根槽内排销钉孔的总传热热阻R 02=12!r b B b h e +12!B b ∀b ln r b r 1+12!ml ∀b ln r 1r 2+c 22!ml ∀b ln r 2r 3(30)(8)转子叉型叶根槽的内排n 2个销钉孔外侧半个圆柱面的面积F 2=n 2!r o (B -ml )(31)(9)考虑到转子叉型叶根槽的内排销钉孔只传递动叶流道对流传热热流量的n 2/(n 1+n 2),得出转子叉型叶根槽的内排销钉孔外侧半个圆柱面上的传热系数k 2=n 2n 1+n 2(F 2R 02)-1=n 2n 1+n 2n 2r 0(B -ml)2r b B b h e +n 2r 0(B -ml)2B b ∀b ln r br 1+n 2r 0(B -ml)2!ml ∀b ln r 1r 2+c 2n 2r 0(B -ml)2!ml ∀b lnr 2r 3-1(32)4.2 有限元近似计算模型在汽轮机转子叉型叶根槽温度场的二维有限元近似计算中,通常对叉型叶根进行简化,将叶轮中销钉视为叶轮的一部分,将叶根中销钉视为叶根的一部分,近似认为两排销钉孔传递到轮缘的热量均匀分布在轮缘半径为r 1的外表面上,采用轴对称力学模型计算叶根槽的温度场,采用单层圆筒壁导热模型计算转子叉型叶根槽轮缘表面的传热系数.(1)从叶片至转子叉型叶根槽轮缘表面的总传热热阻R 0=12!r b B b h e +c 22!B b ∀b lnr br 1(33) (2)转子叉型叶根槽轮缘外表面的面积F =2!r 1(B -ml )(34)(3)考虑到转子叉型叶根槽的轮缘外表面传递动叶流道对流传热的总热流量,得出转子叉型叶根槽轮缘外表面的传热系数 k 0=(FR 0)-1=r 1(B -ml)r b B b h e +c 2r 1(B -ml)B b ∀b lnr br 1-1(35)481 第7期史进渊,等:超临界和超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算5 纵树型叶根槽汽轮机转子纵树型叶根槽的结构示于图4.叶型底部半径为r b ,叶型与叶根之间中间体的轴向宽度为B b ,与叶轮的轴向宽度B 相同;轮缘半径为r 1,叶型与叶根之间中间体的切向尺寸为L 0;叶根槽第一个颈部的切向尺寸为L 1,第一对承力齿的平均半径为r 2、切向尺寸为L 2;叶根槽第二个颈部的外半径为r 3、切向尺寸为L 3,第二对承力齿的平均半径为r 4、切向尺寸为L 4;叶根槽第三个颈部的外半径为r 5、切向尺寸为L 5,第三对承力齿的平均半径为r 6、切向尺寸为L 6.根据文献[6],假设三对承力齿纵树型叶根槽的外侧一对齿承受动叶片离心力的40%,中间一对齿与内侧一对齿均承受动叶片离心力的30%,且三对承力齿面分别传递动叶流道对流传热热流量的40%、30%和30%.采用多层平壁导热模型计算纵树型叶根槽的传热热阻及传热系数,具体计算方法如下:图4 纵树型叶根槽Fig.4 Fir tree type b lad e groove(1)面积为F 1=L 0B 的平壁外侧的传热热阻R 1=1F 1h e =1L 0Bh e(36)(2)面积为F 1=L 0B 、厚度为#1=r b -r 1的平壁的导热热阻R 2=#1F 1∀b =r b -r 1L 0B ∀b(37)(3)面积为F 2=L 1B 、厚度为#2=r 1-r 2的平壁的导热热阻R 3=#2F 2∀b=(r 1-r 2)c 3L 1B ∀b (38)式中:c 3为纵树型叶根槽接触热阻修正系数的试验常数.(4)采用串联热阻叠加原则,计算从叶片至转子纵树型叶根槽第一对承力齿面的总传热热阻R 01=R 1+R 2+R 3=1L 0Bh e +r b -r 1L 0B ∀b +(r 1-r 2)c 3L 1B ∀b (39)(5)转子纵树型叶根槽第一对承力齿面的传热面积A 1=z (L 2-L 1)B(40)式中:z 为动叶数目.(6)从叶片至转子纵树型叶根槽第一对承力齿面的传热系数k 1=410(A 1R 01)-1=25z (L 2-L 1)L 0h e+z (L 2-L 1)(r b -r 1)L 0∀b +z (L 2-L 1)(r 1-r 2)c 3L 1∀b-1(41)(7)参照公式(36)~(39),采用串联热阻叠加原则,计算从叶片至转子纵树型叶根槽第二对承力齿面的总传热热组R 02=1L 0Bh e +r b -r 1L 0B ∀b +r 1-r 2L 1B ∀b +r 2-r 3L 2B ∀b +(r 3-r 4)c 3L 3B ∀b (42) (8)转子纵树型叶根槽第二对承力齿面的传热面积A 2=z (L 4-L 3)B(43)(9)从叶片至转子纵树型叶根槽第二对承力齿面的传热系数k 2=310(A 2R 02)-1=310z (L 4-L 3)L 0h e+z (L 4-L 3)(r b -r 1)L 0∀b +z (L 4-L 3)(r 1-r 2)L 1∀b+z (L 4-L 3)(r 2-r 3)L 2∀b +z (L 4-L 3)(r 3-r 4)c 3L 3∀b-1(44)(10)采用串联热阻叠加原则,计算从叶片至转子纵树型叶根槽第三对承力齿面的总传热热阻R 03=1L 0Bh e +r b -r 1L 0B ∀b +r 1-r 2L 1B ∀b +r 2-r 3L 2B ∀b +r 3-r 4L 3B ∀b +r 4-r 5L 4B ∀b +(r 5-r 6)c 3L 5B ∀b(45) (11)转子纵树型叶根槽第三对承力齿面的传热面积A 3=z (L 6-L 5)B (46)(12)从叶片至转子纵树型叶根槽第三对承力齿面的传热系数k 3=310(A 3R 03)-1=310z (L 6-L 5)L 0h e +z (L 6-L 5)(r b -r 1)L 0∀b +z (L 6-L 5)(r 1-r 2)L 1∀b+482动 力 工 程 学 报第30卷z (L 6-L 5)(r 2-r 3)L 2∀b +z (L 6-L 5)(r 3-r 4)L 3∀b +z (L 6-L 5)(r 4-r 5)L 4∀b +z (L 6-L 5)(r 5-r 4)c 3L 5∀b-1(47)6 流体冷却的叶根槽由文献[3]可知,超临界和超超临界汽轮机的中压转子大多采用纵树型叶根,来自高压抽汽或高压排汽的冷却蒸汽通过中压前两级的静叶汽封及纵树型叶根与叶根槽的间隙,使中压转子前两级高温部位得到冷却.转子纵树型叶根与叶根槽之间流过冷却蒸汽的间隙称为蒸汽冷却通道.目前,有关冷却蒸汽与纵树型叶根和叶根槽之间对流传热系数计算方法的研究还比较少.文献[8]给出了燃气轮机转子纵树型叶根槽空气冷却传热系数的计算公式,但该公式没有考虑普朗特数Pr 的影响和蒸汽冷却通道旋转的影响.考虑到超临界与超超临界汽轮机的水蒸气普朗特数变化范围比较大,以及动叶根部蒸汽冷却通道旋转的特点,笔者提出转子纵树型叶根槽或叶轮轴向蒸汽冷却通道对流传热表面传热系数h 的计算公式:h =c 4∀de Re 0.8Pr 0.431+c 5u w(48)式中:Re 为蒸汽的雷诺数;Pr 为蒸汽的普朗特数;∀为蒸汽的导热系数;c 4、c 5为试验常数;u 为蒸汽冷却通道的平均圆周速度;w 为冷却蒸汽的轴向流速;d e 为蒸汽冷却通道的水力直径,d e =4A /P ;A 为蒸汽冷却通道的截面积;P 为润湿周长,即蒸汽冷却通道壁面与流体接触面的长度.7 应用实例某600M W 超临界汽轮机高压转子的第1~4级叶根为双倒T 型叶根,第5~11级叶根为倒T 型叶根.采用汽轮机转子叶根槽传热系数专用计算软件,输入动叶弦长、动叶平均直径处圆周速度、动叶叶高、动叶出口相对速度、动叶前温度与压力、动叶后温度与压力、动叶进口汽流角、动叶出口汽流角、动叶底部截面积与周长、动叶轴向宽度、动叶叶栅节距、叶型底部半径、叶型与叶根之间中间体轴向宽度、叶根槽颈部轴向宽度、轮缘半径、叶根槽底部轴向宽度等汽轮机转子及叶片的结构设计数据与热力参数,输出该汽轮机高压转子叶根槽传热系数的计算结果(表1).由表1可知,倒T 型叶根槽承力齿的传热系数比双倒T 型叶根槽大,满负荷下的传热系数比部分负荷下的传热系数大.8 分析与讨论文献[1]将汽轮机转子轮缘简化,假定叶根与叶轮的导热系数相等,把叶根槽中叶根视为叶轮的一部分,采用轴对称力学模型分析转子的温度场与热表1 超临界汽轮机高压转子叶根槽传热系数的计算结果Tab.1 Calculated heat transfer coeff icients of rotor's blade grooves in high pressure cylinder of a supercritical steam turbineW /(m 2 K )级号叶根型式部位100%负荷下的传热系数50%负荷下的传热系数高压转子第1级双倒T 型第一对承力齿491.9476.4第二对承力齿422.4409.8高压转子第2级双倒T 型第一对承力齿497.7482.0第二对承力齿423.7411.1高压转子第3级双倒T 型第一对承力齿496.1480.3第二对承力齿421.3408.8高压转子第4级双倒T 型第一对承力齿492.4476.6第二对承力齿417.9405.4高压转子第5级倒T 型承力齿705.3689.0高压转子第6级倒T 型承力齿704.2683.8高压转子第7级倒T 型承力齿698.8679.2高压转子第8级倒T 型承力齿692.9674.1高压转子第9级倒T 型承力齿686.5669.0高压转子第10级倒T 型承力齿679.2663.4高压转子第11级倒T 型承力齿673.0657.3483 第7期史进渊,等:超临界和超超临界汽轮机转子叶根槽传热系数的计算应力场,并给出了叶轮轮缘传热系数的计算方法与计算公式,可以应用于超临界或超超临界汽轮机转子的表面或中心温度场和热应力场的有限元分析、强度校核和寿命设计中.在汽轮机转子的结构改进和寿命设计中,有时需要计算并分析转子叶根槽的温度场和热应力场,文献[1]给出的简化方法已不适用.文中给出的叶根槽传热系数的计算方法与计算公式,适用于转子叶根槽温度场和热应力场的有限元分析以及叶根槽的强度校核和寿命设计.对于转子的倒T型和双倒T型叶根槽,采用轴对称力学模型;对于转子的纵树型叶根槽,采用三维力学模型;对于转子的叉型叶根槽,可采用三维力学模型,也可近似采用轴对称力学模型.当无蒸汽冷却时,承力齿面处理为第三类边界条件,其传热系数采用文中方法计算,非承力表面处理为绝热边界条件,即热流密度q=0的第二类边界条件.当有蒸汽冷却时,承力齿面和非承力表面均处理为第三类边界条件,承力齿面上作用叶片传热的传热系数,非承力面上作用冷却蒸汽对流传热的传热系数.9 结 论(1)提出转子叶根槽承力齿面传热系数的计算方法,在该方法中考虑了蒸汽与动叶流道的强制对流传热、叶根导热、叶根与叶根槽承力齿面的接触热阻以及不同负荷下通流部分蒸汽参数变化的影响.(2)提出叶根槽蒸汽冷却传热系数的计算方法,为超临界和超超临界汽轮机高中压转子的冷却结构设计、温度场和热应力场的计算提供了技术依据.(3)文中给出的转子叶根槽传热系数的计算方法,可用来计算大功率亚临界、超临界和超超临界汽轮机不同叶根结构型式的转子叶根槽的传热系数,为汽轮机转子叶根槽温度场和热应力场的有限元分析提供了传热边界条件.(4)文中提出的方法原则上也可以应用于燃气轮机、航空发动机和轴流压气机的转子叶根槽的传热系数计算,且在工程上具有实用价值.致谢:本文的研究工作得到龚赣文高级工程师、张兆鹤教授级高级工程师和杨道刚教授级高级工程师三位专家的指导和帮助,特致谢意!参考文献:[1] 史进渊,邓志成,杨宇,等.大功率汽轮机叶轮轮缘传热系数的研究[J].动力工程,2007,27(2):153 156.SH I Jiny uan,DENG Zhicheng,Y A NG Y u,et al.H eat transfer co efficient of wheel of lar ge capacitysteam turbines[J].Journal of Power Engineering,2007,27(2):153 156.[2] 史进渊,杨宇,邓志成,等.超临界和超超临界汽轮机汽缸传热系数的研究[J].动力工程,2006,26(1):1 5. SH I Jiny uan,YA N G Y u,DEN G Z hicheng,et al.Casing's heat t ransfer coefficient of supercr itical and ultr a supercr itical steam turbines[J].Journal of Pow erEngineering,2006,26(1):1 5.[3] 史进渊,杨宇,孙庆,等.超超临界汽轮机部件冷却技术的研究[J].动力工程,2003,23(6):2735 2739.SH I Jinyuan,Y AN G Y u,SU N Q ing,et al.Research o n co mpo nent co oling technique of ultr a supercr iticalsteam tur bines[J].Journal of Power Engineering,2003,23(6):2735 2739.[4] 吴厚钰.透平零件结构和强度计算[M].北京:机械工业出版社,1982.[5] 丁有宇.汽轮机强度计算[M].北京:水利电力出版社,1985.[6] 中国动力工程学会.发电设备技术手册:第2卷汽轮机[M].北京:机械工业出版社,1999.[7] 杨世铭,陶文铨.传热学[M].4版.北京:高等教育出版社,2006.[8] ∃%&∋(&)∗+,(−./0(%123(4).56∃077896::;6<=5>7?=2≅.[M].M O CK BA:9.Α/:7=2>76:/6,1985.484 动 力 工 程 学 报 第30卷。
1200 MW超超临界参数锅炉的炉型选择、容量及参数确定
1 200 MW超超临界参数锅炉炉型选择、容量及参数确定毕业设计说明书（论文）中文摘要毕业设计说明书（论文）外文摘要目录前言 (III)第一章绪论 (1)1.1 我国锅炉发展概况 (1)1.1.1 超超临界百万机组的简介 (1)1.2 锅炉本体设计方法 (3)1.3热力计算主要内容 (4)1.4 锅炉设计应提供的必备资料 (4)1.5 整体热力计算过程的顺序 (5)1.6 设计计算方法 (5)1.7 基本资料 (6)1.7.1 锅炉规范 (6)1.7.2 过量空气系数和漏风系数 (7)第二章锅炉辅助计算 (8)2.1 燃料的燃烧计算 (8)2.2 空气和烟气的焓 (8)2.3 锅炉热效率及燃料消耗量的估算 (10)2.3.1 锅炉热效率及燃料消耗量计算步骤 (10)2.3.2焓温表计算 (11)2.3.3锅炉热平衡计算 (12)第三章炉膛的选型与设计及辐射受热面的计算 (14)3.1设计步骤 (14)3.2 各种炉型的说明 (14)3.2.1Π型布置的简介 (14)3.2.2塔型布置的简介 (15)3.3Π型布置和塔型布置的比较与锅炉的选型 (18)3.3.1塔型锅炉的选择 (18)3.3.2 塔式锅炉的安全性高 (19)3.3.3 1200MW塔式锅炉的优点 (20)3.3.4 炉膛类型的确定 (21)3.4 炉膛几何特征的计算 (21)3.5 炉膛设计计算 (25)3.6 塔式锅炉各个系统的简介 (27)3.7 一级过热器屏管辐射受热面吸热量及工质焓增计算 (29)第四章对流受热面的设计计算 (31)4.1 概述 (31)4.1.1 对流受热面计算方法 (31)4.1.2 对流受热面计算步骤 (31)4.1.3对流传热系数的处理 (31)4.2 各种对流受热面热力计算 (32)4.2.1 一级过热器悬吊受热面 (32)4.2.2 二级过热器（a） (35)4.2.3 二级过热器（b） (38)4.2.4 三级过热器 (42)4.2.5 一级再热器 (45)4.2.6 二级再热器 (49)4.2.7省煤器 (52)4.2.8空气预热器 (56)4.3 锅炉总体设计总结 (59)第五章锅炉设计计算误差检查和结果汇总 (63)第六章结论 (66)致谢 (67)参考文献 (68)附录 (70)前言我国是以煤炭为主要一次能源的国家，煤电在电力生产中占主导地位。
传热系数计算方法
循环流化床锅炉炉内传热计算循环流化床锅炉炉膛中的传热是一个复杂的过程，传热系数的计算精度直接影响了受热面设计时的布置数量，从而影响锅炉的实际出力、蒸汽参数和燃烧温度。
正确计算燃烧室受热面传热系数是循环流化床锅炉设计的关键之一，也是区别于煤粉炉的重要方面。
随着循环流化床燃烧技术的日益成熟，有关循环流化床锅炉的炉膛传热计算思想和方法的研究也在迅速发展。
许多著名的循环流化床制造公司和研究部门在此方面也做了大量的工作，有的已经形成商业化产品使用的设计导则。
但由于技术保密的原因，目前国内外还没有公开的可以用于工程使用的循环流化床锅炉炉膛传热计算方法，因此对它的研究具有重要的学术价值和实践意义。
清华大学对CFB锅炉炉膛传热作了深入的研究，长江动力公司、华中理工大学、浙江大学等单位也对CFB锅炉炉膛中的传热过程进行了有益的探索。
根据已公开发表的文献报导，考虑工程上的方便和可行，本章根椐清华大学提出的方法，进一步分析整理，作为我们研究的基础。
为了了解CFB锅炉传热计算发展过程，也参看了巴苏的传热理论和计算方法，浙江大学和华中理工大学的传热计算与巴苏的相近似。
清华的传热理论及计算方法循环流化床传热分析CFB锅炉与煤粉锅炉的显著不同是CFB锅炉中的物料(包括煤灰、脱硫添加剂等)浓度C p 大大高于煤粉炉，而且炉内各处的浓度也不一样，它对炉内传热起着重要作用。
为此首先需要计算出炉膛出口处的物料浓度C p，此处浓度可由外循环倍率求出。
而炉膛不同高度的物料浓度则由内循环流率决定，它沿炉膛高度是逐渐变化的，底部高、上部低。
近壁区贴壁下降流的温度比中心区温度低的趋势，使边壁下降流减少了辐射换热系数；水平截面方向上的横向搅混形成良好的近壁区物料与中心区物料的质交换，同时近壁区与中心区的对流和辐射的热交换使截面方向的温度趋于一致，综合作用的结果近壁区物料向壁面的辐射加强，总辐射换热系数明显提高。
在计算水冷壁、双面水冷壁、屏式过热器和屏式再热器时需采用不同的计算式。
１０５０ＭＷ超超临界机组炉膛负压控制策略分析与优化
吴炳辉：工程师。
上海电力学院通信工程专业学士学位。
从事热控技术管理和自动化应用研究。
联系电话：１８００５０５３３５２，Ｅ ｍａｉｌ：ｗｕｂ ｉｎｇｈｕｉ１９８７＠１６３ ｃｏｍ。
１０５０ＭＷ超超临界机组炉膛负压控制策略分析与优化吴炳辉 国能神福（石狮）发电有限公司 石狮 ３６２７００摘要 １０５０ＭＷ超超临界机组在中高负荷段运行过程中，引风机静叶开启至一定开度后，炉膛负压转由引风机转速调节控制。
引风机长期处在共振区运行，导致引风机叶片容易出现裂纹，严重影响机组的安全稳定运行。
通过对炉膛负压控制策略的优化，采用引风机分挡定速控制，由引风机静叶全程控制炉膛负压，避开共振区，彻底解决引风机叶片频繁出现裂纹的安全隐患。
关键词 炉膛负压；共振；分挡定速；静叶调节中图分类号：ＴＫ２６９ 文献标识码：ＡＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００７－６２４７．２０２３．０６．００３ 国能神福（石狮）发电有限责任公司装机容量２×１０５０ＭＷ，锅炉由东方锅炉厂制造，型号为ＤＧ３１３０／２７ ４６ Π２型超超临界变参数变压直流炉。
锅炉采用对冲燃烧方式、平衡通风、全悬吊结构。
每台锅炉配备两台汽动引风机，用于排出锅炉燃烧产生的高温烟气，产生流动性烟气，使炉膛内维持一定的负压，使锅炉能够得到良好的充分燃烧［１］。
炉膛负压作为锅炉安全运行的重要参数，炉膛压力的高低关系着锅炉的安全、经济运行。
压力过高易造成粉尘外泄、有引起炉膛爆炸的危险；压力过低则会造成能耗增加，排烟损失增加，直接影响锅炉的热效率。
炉膛负压调节作为锅炉自动控制系统的一个重要部分，通过改变引风机转速、静叶开度，将炉膛压力保持为设计值。
１ 炉膛负压控制原理及问题分析对锅炉炉膛负压的控制，原设计采用“静叶＋转速”接力调节的控制方式。
负压全程控制调节分为引风机静叶调节和引风机汽轮机转速调节两种基本控制方式。
在低负荷阶段，引风机汽轮机处于低转速（３０００ｒｐｍ）运行，由引风机静叶调节控制静叶开度维持炉膛负压的稳定；随着锅炉负荷的升高，引风机出力逐渐增大，静叶开度在自动控制回路的作用下逐渐开大，静叶开度达７５％，静叶自动控制回路切至跟踪状态，由引风机汽轮机转速调节控制维持炉膛负压的稳定［２］。
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ｕｉｉ ｏｌｒ ａ ｄ ｉｎ ｒｎ ｏ ｖ ｃｉ ｅｈ ａ ａ ｓｅ ａ ｉｅｒｓ ｏｄ ｖａｉｎ ｆｏ ｔ ｅｄ ｓｇ ｅ ｈ ｒ ａ ｒ ｐ ｒｉｓｏ ｔ ｔ ｂ ｉ ， ｎ ｏｉ ｇｃ ｎ ｅ ｔｖ ｅ ｔ ｒｎ ｆｒ ｙｇ ｖ ｉｅｔ ｅ ｉｔｏ ｒ ｍ ｅ ｉｎ ｄｔ ｅｍ ｌ ｏ ｅｔ ｆ ｌｙ ｅ ｇ ｔ ｍ ｈ ｐ ｅ ｆ ａ ｅ Ｂａ ｅ ｎ ｔｅｔ ｓ ｄ ｔ ｔｉ ａ ｅ ｒ ｓｎ ｓａｃ ｕ ｌｄ ｒｄ ａｉｎ ａ ｄ ｃ ｎ ｅ ｔ ｎ ｍ ｏ ｅ ｆｆｍ ａ ｅｉ ｕ ｅ － ｕｍ ｃ ． ｓ ｄ ｏ ｈ ｅ ｔ ａａ， ｈｓｐ ｐ ｒｐｅ ｅ ｔ ｏ ｐ ｅ ａ ｉｔｏ ｎ ｏ ｖ ｃｉ ｄ ｌｏ ｏ ｕ ｃ ｎ ａ ｓ ｐ ｒ
数最小化技术 ，从炉膛变负荷运行特性中提取对 流和辐射热 的组成信息 ，对 ５ 台超临界锅炉 ３ ２个负荷状态的对流
和辐射换热进行计算 ． 结果表 明 ，炉膛 实际换热量 和预测值吻合较好 ，辐射和对流耦合传 热模 型能够准确描述炉膛
受热面负荷变化特性 ，当锅炉运行条件发生变化时 ，可用于修正热工调节参数 ，指导超 临界锅炉燃烧和汽温控 制．
ｉｆ ｒ ｔｏ ｂ ｕ ａ ｉｔ ｎａ ｄｃ ｎ ｅ ｔ ｎ ｏ ｔ ｆｆｒ ａ ｅｌ ａ ｈ ｒｃｅ ｉｔ ｓ ｎ ｏ ｍａｉｎ ａ ｏ ｔ ｄ ａｉ ｎ ｏ ｖ ｃｉ ｕ ｎ ｃ ｏ ｄｃ ａａ ｔｒｓｉ ．Ｈｅ ｔｆ ｘ ｓｏ ２Ｉａ ｓａｅｐ ｅ ｉｔｄｉ ｒ ｏ ｏ ｏ ｕ ｃ ａ ｕ ｅ ｆ ｏ ｄ ｒ ｒｄｃｅ ｎ ｌ ３ ５ｓ ｐ ｒｒｔ ａ ｒｓｕ ｅｂｏｌｒ ， ａ ｄ ｉ ｉ ｈ ｗｎ ｔ ａ ｈ ｒ ｄｃｉｎ ｒ ｎ ｇ ｏ ｇ ｅ ｍｅ ｔｗｉ ｈ ｃｕ ｌ ａｕ ｓ ｕ ｅ ｃｉｉ ｌｐ ｅ ｓ ｒ ｉ ｓ ｎ ｔ ｓｓ ｏ ｈ ｔ ｅｐ ｅ ｉｔ ｓａｅｉ ｏ ｄ ａ ｒ ｅ ｎ ｔ ｔｅ ａ ｔａ ｌｅ ， ｃ ｅ ｔ ｏ ｈ ｖ
关键词 ：炉膛传热 ；对 流与辐射耦合传热模型 ；超临界直流锅炉 ；炉膛热 力特性
中 图分 类 号 ：Ｔ ２ ４１ Ｋ ２ ． Ｋ ２ ．；Ｔ ２ ９ ２ 文 献 标 志 码 ：Ａ 文 章 编 号 ：１ ０．７ ０ ２ １）４０ ６ —６ ０ ６８４ （０ ０ ０ ．３ ９０
Ｃｏ ｐ ｅ ｎ ｅ ｔｏ ｎ ｄ ａ ｉ ｎ Ｍ ｏ ｅｉ ｇｏ ｒ ａ ｅｉ ｕ ｅ ｃ ｉ ｃ ｌ ｕ ｌｄ Ｃｏ ｖ ｃ ｉ ｎ ａ ｄ Ｒａ ｉ ｔ ｄ ｌ ｆ ｏ ｎ Ｆｕ ｎ ｃ Ｓ ｐ ｒ ｒｔ ａ ｎ ｉ
Ａｂ ｔ ａ ｔ ｓｒ ｃ ：Ｃｏ ｖ ｃ ｉ ｎ ａ ｄ ｒ ｄ ａ ｉ ｎ ｈ ａ ａ ｓｅ ａ ｅ ｄ ｍｏ ｓｒ ｔ ｄ ｄ ｎｂ ｅ ｔｌ ａ ｈ ｒ ｃｅ ｉｔ ｓｉ ｈ ｕ ａ ｅ ｏ ｎ ｅ ｔ ｎ ａ ｉｔｏ ｅ ｔｔ ｎ ｆ ｒｈ ｖ ｅ ｏ ｒ ｎ ｔａ ｅ １ ｒ ｎ ｏ ｄ ｃ ａ ａ ｔ ｒｓｉ ｎ ｔ ｅ ｆ ｍ ｃ ｆａ ｃ
第ｌ ６卷 第 ４期
２１年 ８ ００ 月
燃
烧
科
学
与
技
术
Ｖｏ１１ Ｎ Ｏ４ ．６ ．
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基 于受 热 面 负 荷 特 性 的超 临界 锅 炉 炉 膛 对 流 与
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辐射耦合传热计算
刘福 国
（ 山东电力研究 院 ，济南 ２ ０ ０ ） ５ ０ ２
摘
要 ：对流和辐射换热在 电站锅炉炉膛蒸发受热面 中呈现不 同的负荷 特性 ，忽略对 流换 热可能会 引起 炉膛 全负荷
热力特性偏 离设 计状 态．建立 了超临界直流锅炉炉膛对流和辐射耦合传热模 型 ，该模 型基 于试验数据 ，采用 多维 函