基于煙道熱量分布的受熱面積灰程度模型

王新偉，錢 虹，王佳輝

（1.上海電力大學(xué)自動(dòng)化工程學(xué)院，上海 200090；2.上海市電站自動(dòng)化技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200090）

電站鍋爐實(shí)際運(yùn)行中受熱面積灰是最普遍的現(xiàn)象之一[1-2]。目前對(duì)此采用的定時(shí)定量的吹灰方式可能導(dǎo)致吹灰不足或者吹灰過(guò)度，這不僅會(huì)使受熱面管壁吹損，而且會(huì)對(duì)機(jī)組運(yùn)行參數(shù)的穩(wěn)定性產(chǎn)生影響，降低機(jī)組的運(yùn)行效率[3-6]。因此將定時(shí)定量的吹灰方式轉(zhuǎn)變?yōu)椤鞍葱璺峙洹钡拇祷曳绞?，提高鍋爐運(yùn)行的安全性和經(jīng)濟(jì)性是非常必要的。

國(guó)內(nèi)外研究者通過(guò)各種方法對(duì)鍋爐吹灰系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化：閻維平等采用清潔因子表征積灰程度[7-8]，但該方法要求受熱面煙溫和工質(zhì)溫度測(cè)點(diǎn)齊全；采用被加熱工質(zhì)的真實(shí)吸熱量和理想換熱器的最大可傳遞熱量的比值，即傳熱有效度比來(lái)表征積灰程度[9-10]，該方法計(jì)算熱量比較繁瑣；出口煙溫增量方法[11]只能從整體上反映爐內(nèi)總的灰污染程度及其影響，而各受熱面的積灰情況無(wú)從得知；文獻(xiàn)[12]通過(guò)熱力學(xué)機(jī)理和鍋爐現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)建立了受熱面積灰模型，但該模型未考慮煙道熱量分布的影響，如鍋爐在吹灰過(guò)程中各受熱面熱量分布變化，因此對(duì)積灰程度的準(zhǔn)確判斷有所欠缺。

本文考慮煙道熱量分布對(duì)受熱面積灰程度的影響，建立煙道熱量分布與各受熱面的關(guān)聯(lián)模型，采用二元函數(shù)擬合分析法得到各受熱面的影響系數(shù)，修正了煙道溫度的改變對(duì)工質(zhì)溫差的影響，更加精確地表征吹灰前后受熱面積灰程度，從而精確指導(dǎo)吹灰過(guò)程。

1 受熱面積灰程度模型

本文研究的Π型鍋爐受熱面主要以對(duì)流方式吸收煙氣中的熱量。對(duì)流傳熱的基本公式為[12]

式中：H為受熱面面積，m2；Δt為傳熱溫壓，℃；Bj為計(jì)算燃料消耗量，kg/s；K為傳熱系數(shù)，kW/(m2·℃)。

過(guò)熱器、再熱器和省煤器工質(zhì)的對(duì)流吸熱量Q2按式(2)計(jì)算，其中焓差在一定的壓力與溫差近似呈線性關(guān)系。

對(duì)一個(gè)具體的對(duì)流受熱面而言，對(duì)流傳遞的熱量Q1和工質(zhì)吸收的熱量Q2應(yīng)保持平衡[12]。由式(1)和式(2)可得

這樣可以得出傳熱系數(shù)K的計(jì)算公式。

基于熱力學(xué)機(jī)理與生產(chǎn)數(shù)據(jù)挖掘?qū)κ軣崦娣e灰程度進(jìn)行研究，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)分析得出：在負(fù)荷一定情況下，工質(zhì)側(cè)溫差ΔT與清潔因子CF呈正相關(guān)。所以工質(zhì)側(cè)溫差能夠反映受熱面的積灰程度。

在負(fù)荷一定時(shí)鍋爐燃燒釋放的熱量一定，因此同一負(fù)荷下對(duì)流受熱面單位工質(zhì)吸熱量的不同，能夠反映該對(duì)流受熱面的積灰程度，即工質(zhì)溫差對(duì)應(yīng)的積灰程度是與負(fù)荷相關(guān)的。定義對(duì)流受熱面積灰程度系數(shù)為β，其計(jì)算表達(dá)式為

式中：ΔT表示對(duì)流受熱面進(jìn)出口工質(zhì)溫差的實(shí)際值，℃；積灰程度系數(shù)介于0~1之間，趨近于0表示受熱面積灰嚴(yán)重，趨近于1則表示受熱面趨于清潔。

根據(jù)鍋爐484天運(yùn)行中696 960個(gè)DCS數(shù)據(jù)樣本，對(duì)負(fù)荷在[160, 300] MW內(nèi)的287個(gè)負(fù)荷穩(wěn)定狀態(tài)樣本進(jìn)行分析。不同受熱面在不同負(fù)荷下，工質(zhì)吸熱量區(qū)間值不同，進(jìn)出口工質(zhì)溫差的下限值TL、上限值TH與負(fù)荷P的關(guān)系見(jiàn)表1。

表1 受熱面進(jìn)出口工質(zhì)溫差區(qū)間上、下限值Tab.1 The upper and lower limits of temperature difference interval between inlet and outlet of the heating surface

2 基于熱量分布的受熱面積灰模型

2.1 仿真模型

本文研究對(duì)象為320 MW的燃煤電站鍋爐，該鍋爐為采用四角切圓燃燒方式的Π型亞臨界壓力再熱式直流鍋爐，型號(hào)為SG-1025-170.5-540/540。鍋爐過(guò)熱器由爐頂過(guò)熱器、包覆過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器、前屏過(guò)熱器、后屏過(guò)熱器、高溫過(guò)熱器組成。鍋爐再熱器部分由高溫再熱器和低溫再熱器組成。鍋爐本體結(jié)構(gòu)如圖1所示，鍋爐汽水流程如圖2所示。鍋爐的熱力計(jì)算中煙氣量、煙溫、再/過(guò)熱蒸汽的流量、壓力及溫度在不同負(fù)荷下的數(shù)值見(jiàn)表2。

基于流動(dòng)時(shí)質(zhì)量守恒、熱功轉(zhuǎn)換時(shí)能量守恒、水或水蒸氣變化狀態(tài)之間的能量守恒等熱力學(xué)定律，依照鍋爐本體結(jié)構(gòu)及汽水流程圖，構(gòu)建鍋爐受熱面?zhèn)鳠岱抡婺Ｐ腿鐖D3所示。圖3包含了研究對(duì)象鍋爐的對(duì)流受熱面以及減溫器等，該模型可以仿真在不同負(fù)荷下，煙氣和水蒸氣之間的傳熱過(guò)程，并計(jì)算各傳熱面之間的傳熱數(shù)據(jù)。

圖1 鍋爐本體結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of the boiler body

2.2 吹灰對(duì)受熱面蒸汽進(jìn)出口溫差的影響

吹灰槍單獨(dú)吹掃某一受熱面時(shí)，其他受熱面的積灰程度認(rèn)為未改變[13-14]。但因某一受熱面吹灰會(huì)對(duì)煙氣溫度分布及受熱面吸熱量產(chǎn)生一定影響，也會(huì)改變其他受熱面的溫差。上文已經(jīng)分析了受熱面工質(zhì)溫差能夠在一定程度上反映積灰程度，由于單獨(dú)吹掃某一受熱面的歷史數(shù)據(jù)較少，本節(jié)將利用仿真軟件進(jìn)一步優(yōu)化溫差表征積灰程度的方法，消除因吹灰操作產(chǎn)生的鍋爐熱量分布改變而對(duì)其他受熱面工質(zhì)溫差造成的影響。

當(dāng)對(duì)高溫過(guò)熱器進(jìn)行吹灰操作時(shí)，固定其他受熱面的傳熱系數(shù)k值（即積灰程度不變），同時(shí)假設(shè)減溫水量總是將熱力計(jì)算中部分蒸汽溫度調(diào)節(jié)到規(guī)定值。在負(fù)荷為160 MW時(shí)，高溫過(guò)熱器工質(zhì)進(jìn)出口溫差區(qū)間[34.9, 47.8] ℃，以35.0 ℃為起點(diǎn)，47.0 ℃為終點(diǎn)，以每2 .0 ℃為溫差改變間隔，利用仿真軟件獲取各受熱面的仿真數(shù)據(jù)，結(jié)果見(jiàn)表2。

圖2 鍋爐汽水流程圖Fig.2 Flow chart of steam-water process

圖3 鍋爐受熱面?zhèn)鳠崮Ｐ虵ig.3 The heat transfer model of boiler heating surface

表2 高溫過(guò)熱器吹掃仿真數(shù)據(jù)Tab.2 The simulation data of high temperature superheater purge

取高溫過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差值ΔTGG_GG_160=35 ℃、屏式過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差值ΔTGG_PG_160=90 ℃、高溫再熱器進(jìn)出口蒸汽溫差值ΔTGG_GZ_160=100 ℃、低溫過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差值ΔTGG_DG_160=52.6 ℃、低溫再熱器進(jìn)出口蒸汽溫差值ΔTGG_DZ_160=174 ℃作為溫差改變值的計(jì)算起點(diǎn)。高溫過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差由小到大改變值δTGG_GG_160=[0, 2,4, 6, 8, 10, 12]為自變量，屏式過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差改變值δTGG_PG_160=[0, -0.2, -0.1, 0.0, 0.1, 0.0,0.0]、高溫再熱器進(jìn)出口蒸汽溫差改變值δTGG_GZ_160=[0, -1.8, -3.3, -4.7, -5.8, -7.7, -10.6]、低溫過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差改變值δTGG_DG_160=[0,-0.4, -0.7, -1.1, -1.1, -1.7, -2.5]、低溫再熱器進(jìn)出口蒸汽溫差改變值δTGG_DZ_160=[0, -1.1, -2.7, -3.7,-5.0, -6.2, -7.2]為因變量，繪制高溫過(guò)熱器進(jìn)出口蒸汽溫差改變引起其他受熱面溫差改變值的量及擬合曲線，結(jié)果如圖4所示。

圖4 高溫過(guò)熱器吹灰對(duì)受熱面進(jìn)出口蒸汽溫差改變Fig.4 The effect of soot blowing of high temperature superheater on steam temperature difference between inlet and outlet of the heating surface (160 MW)

一元線性回歸擬合曲線結(jié)果為：

事實(shí)上，一種現(xiàn)象常常是與多個(gè)因素相聯(lián)系，由多個(gè)自變量的最優(yōu)組合共同來(lái)預(yù)測(cè)或估計(jì)因變量[15-16]。在回歸分析中，如果有2個(gè)自變量，就稱為二元回歸。本文鍋爐受熱面吹灰對(duì)其他受熱面溫差的影響不僅與被吹掃受熱面溫差的改變有關(guān)，也與負(fù)荷的大小有關(guān)。所以設(shè)立二元線性回歸模型

使用最小二乘法進(jìn)行參數(shù)估計(jì)得到b0、b1和b2的值：

在負(fù)荷為190 MW時(shí)，高溫過(guò)熱器工質(zhì)進(jìn)出口溫差區(qū)間[34.4, 45.5] ℃，以34.4 ℃為起點(diǎn)，44.4 ℃為終點(diǎn)，以每2.0 ℃為溫差改變間隔，獲取各受熱面的進(jìn)出口蒸汽溫差改變值，分別為δTGG_GG_190=[0, 2, 4, 6, 8, 10]、δTGG_PG_190=[0, 0, -0.2, 0.1, 0.1, 0]、δTGG_GZ_190=[0, -1.6, -4.3, -6.5, -8.9, -10.3]、δTGG_DG_190=[0, -0.5, -0.8, -1.5, -1.7, -2.0]、δTGG_DZ_190=[0, -1.3,-2.0, -2.7, -3.0, -4.2]。

在負(fù)荷為220 MW時(shí)，高溫過(guò)熱器工質(zhì)進(jìn)出口溫差區(qū)間[33.9, 43.6] ℃，以33.9 ℃為起點(diǎn)，41.9 ℃為終點(diǎn)，以每2.0 ℃為溫差改變間隔，獲取各受熱面的進(jìn)出口蒸汽溫差改變值，分別為δTGG_GG_220=[0, 2, 4, 6, 8]、δTGG_PG_220=[0, 0, 0.1, 0.1, 0]、δTGG_GZ_220=[0, -2.6, -5.8, -7.9, -9.6]、δTGG_DG_220=[0,-0.3, -0.7, -0.8, -1.2]、δTGG_DZ_220=[0, -0.8, -1.8,-2.7, -3.1]。

在負(fù)荷為250 MW時(shí)，高溫過(guò)熱器工質(zhì)進(jìn)出口溫差區(qū)間[33.4, 41.6] ℃，以33.4 ℃為起點(diǎn)，39.4 ℃為終點(diǎn)，以每2.0 ℃為溫差改變間隔，獲取各受熱面的進(jìn)出口蒸汽溫差改變值，分別為δTGG_GG_250=[0, 2, 4, 6]、δTGG_PG_250=[0, 0.1, 0.1, 0.1]、δTGG_GZ_250=[0, -3.1, -5.8, -7.9, -8.2]、δTGG_DG_250=[0, -0.3, -0.7,-0.9]、δTGG_DZ_250=[0, -1.1, -2.6, -3.1]。

在負(fù)荷為280 MW時(shí)，高溫過(guò)熱器工質(zhì)進(jìn)出口溫差區(qū)間[32.9， 39.6] ℃，以32.9 ℃為起點(diǎn)，38.9 ℃為終點(diǎn)，以每2.0 ℃為溫差改變間隔，獲取各受熱面的進(jìn)出口蒸汽溫差改變值，分別為δTGG_GG_280=[0, 2, 4, 6]、δTGG_PG_280=[0, 0, 0,0]、δTGG_GZ_280= [0,-4.6, -6.9, -9.2]、δTGG_DG_280=[0, -0.2, -0.7, -1.3]、δTGG_DZ_280=[0, -1.6, -2.3, -3.0]。

把負(fù)荷P=[160, 190, 220, 250, 280] MW作為X變量，負(fù)荷對(duì)應(yīng)的高溫過(guò)熱器溫差下限值ΔTL_GG作為起始值，把高溫過(guò)熱器溫差改變值δTGG_GG=[0, 2,4, 6, 8, 10, 12] ℃作為Y變量，各負(fù)荷下高溫過(guò)熱器吹掃后產(chǎn)生的溫差變化對(duì)其他受熱面的影響值δTGG_PG、δTGG_GZ、δTGG_DG、δTGG_DZ分別作為Z變量，繪制三維坐標(biāo)點(diǎn)圖并擬合Z關(guān)于X和Y的二元線性回歸曲線，結(jié)果如圖5—圖7所示。

圖5 高溫過(guò)熱器吹灰對(duì)屏式過(guò)熱器工質(zhì)溫差的影響Fig.5 The effect of soot blowing of high temperature superheater on temperature difference of the platen superheater

圖6 高溫過(guò)熱器吹灰對(duì)高溫再熱器工質(zhì)溫差的影響Fig.6 The effect of soot blowing of high temperature superheater on temperature difference of fluid in high temperature reheater

圖7 高溫過(guò)熱器吹灰對(duì)低溫過(guò)熱器工質(zhì)溫差的影響Fig.7 The effect of soot blowing of high temperature superheater on temperature difference of fluid in low temperature superheater

高溫過(guò)熱器吹灰的影響擬合結(jié)果為：

同理依此分析每個(gè)受熱面吹灰時(shí)熱量分布改變，對(duì)其余4個(gè)受熱面工質(zhì)溫差產(chǎn)的影響。

高溫再熱器吹灰的影響擬合結(jié)果為：

低溫過(guò)熱器吹灰的影響擬合結(jié)果為：

低溫再熱器吹灰的影響擬合結(jié)果為：

屏式過(guò)熱器吹灰的影響擬合結(jié)果為：

3 積灰模型修正算法及其驗(yàn)證

3.1 基于鍋爐熱量分布的溫差修正算法

受熱面的吹灰在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中涉及的參數(shù)及需考慮的因素較多，本文僅考慮上一次吹灰造成受熱面溫差改變的影響。上節(jié)已基于鍋爐熱量分布對(duì)各受熱面吹灰的影響進(jìn)行了分析，受熱面進(jìn)出口工質(zhì)溫差修正算法流程如圖8所示。

圖8 受熱面進(jìn)出口工質(zhì)溫差修正算法Fig.8 The correction algorithm of fluid temperature difference between inlet and outlet of the heating surface

3.2 受熱面吹灰對(duì)蒸汽進(jìn)出口溫差影響的驗(yàn)證

將實(shí)際受熱面工質(zhì)溫差值與修正后的工質(zhì)溫差值分別代入式(4)進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果表明溫差修正后對(duì)受熱面積灰程度的判定具有明顯的優(yōu)勢(shì)。

在機(jī)組負(fù)荷相對(duì)穩(wěn)定時(shí)，圖9為全天發(fā)電負(fù)荷曲線，15:50時(shí)受熱面的吹灰區(qū)域?yàn)楦邷卦贌崞?。采用之前開(kāi)發(fā)的吹灰規(guī)則庫(kù)與本次研究的規(guī)則庫(kù)分別計(jì)算鍋爐各受熱面的吹灰程度系數(shù)，結(jié)果如圖10—圖14所示。由圖10—圖14可知，在吹灰前，高溫再熱器積灰程度系數(shù)為0.8左右，經(jīng)過(guò)吹灰操作后，積灰程度系數(shù)下降為0.2左右，隨著時(shí)間的累計(jì)，積灰程度又不斷增加。高溫再熱器的吹灰操作，對(duì)其他受熱面的進(jìn)出口工質(zhì)溫差產(chǎn)生了一定的影響，使得利用實(shí)際工質(zhì)溫差求出的其他受熱面積灰程度系數(shù)明顯增加或者減小，如高溫過(guò)熱器的積灰程度系數(shù)由0.7變化為0.3。高溫過(guò)熱器的積灰程度系數(shù)曲線并未因高溫再熱器吹灰而發(fā)生明顯改變，隨著時(shí)間的累積，積灰程度呈現(xiàn)緩慢增加趨勢(shì)。

圖9 全天發(fā)電負(fù)荷曲線Fig.9 The all-day generation load curve

圖10 高溫再熱器積灰程度β3Fig.10 The ash accumulation degree β3 of high temperature reheater

圖11 屏式過(guò)熱器積灰程度β1Fig.11 The ash accumulation degree β1 of platen superheater

圖12 高溫過(guò)熱器積灰程度β2Fig.12 The ash accumulation degree β2 of high temperature superheater

圖13 低溫過(guò)熱器積灰程度β4Fig.13 The ash accumulation degree β4 of low temperature superheater

圖14 低溫再熱器積灰程度β5Fig.14 The ash accumulation degree β5 of low temperature reheater

綜上，本文充分考慮吹灰操作造成的受熱面工質(zhì)溫差改變的影響，對(duì)工質(zhì)溫差進(jìn)行了修正，本文基于鍋爐熱量分布的積灰程度計(jì)算方法更加科學(xué)，有助于實(shí)現(xiàn)受熱面按需吹灰。

4 結(jié) 語(yǔ)

本文在積灰程度判斷精度上對(duì)無(wú)熱量分布影響的吹灰模型進(jìn)行了修正，使其能夠更精確地判斷受熱面的積灰程度，更接近實(shí)際鍋爐積灰情況。在實(shí)際應(yīng)用中，對(duì)于不同類型的鍋爐可建立煙道熱量分布與各受熱面的關(guān)聯(lián)模型進(jìn)行計(jì)算，從而更加準(zhǔn)確判斷積灰程度。

本文僅針對(duì)對(duì)流受熱面進(jìn)行了研究，對(duì)接近鍋爐出口的受熱面，其接受爐膛輻射的吸熱比例較大，有待于以后進(jìn)一步研究。本文方法尚未實(shí)現(xiàn)現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行檢驗(yàn)。