張建中，趙西京，王 燕

（中國電力工程顧問集團(tuán)西北電力設(shè)計院有限公司，陜西 西安 710075）

在技改或新建項(xiàng)目中，通過機(jī)爐耦合方式來實(shí)施深度冷卻及深度回?zé)岬南到y(tǒng)受到業(yè)界廣泛關(guān)注。其中,將空氣預(yù)熱器（空預(yù)器）旁路煙道（中溫省煤器）系統(tǒng)與抽汽回?zé)峥諝庀到y(tǒng)相結(jié)合，可以派生出一種新的機(jī)爐耦合型節(jié)能系統(tǒng)，本文稱之為“帶廣義回?zé)釞C(jī)制的空預(yù)器旁路煙道”節(jié)能系統(tǒng)，簡稱為節(jié)能新系統(tǒng)。節(jié)能新系統(tǒng)具有以下特點(diǎn)：1）利用高溫?zé)煔饧訜崞啓C(jī)給水，替代能級最高及較高的汽輪機(jī)抽汽，使汽輪機(jī)側(cè)熱耗效益達(dá)到最大化；2）利用高/低能級抽汽分別加熱空氣，實(shí)現(xiàn)廣義回?zé)幔?）以蒸汽（水）暖風(fēng)器替代水媒煙氣暖風(fēng)器，在輔機(jī)電耗及投資上具有一定優(yōu)勢。該系統(tǒng)在某600 MW 機(jī)組上建成后，委托國外專業(yè)機(jī)構(gòu)進(jìn)行測試并提出機(jī)爐一體化試驗(yàn)報告[1-2]；本文以該技改項(xiàng)目作為依托進(jìn)行節(jié)能新系統(tǒng)的研究。根據(jù)試驗(yàn)報告，節(jié)能新系統(tǒng)在100%負(fù)荷工況下的供電節(jié)煤耗率達(dá)到6.9 g/(kW·h)，節(jié)能效果顯著。但這類具有深度機(jī)爐耦合特點(diǎn)且實(shí)施廣義回?zé)岬南到y(tǒng)，造價相對較高，需要從理論和實(shí)踐上研究節(jié)煤耗率較高的條件，并對其所采用一體化試驗(yàn)及歐盟鍋爐計算方法的特點(diǎn)進(jìn)行探討，為確定節(jié)能新系統(tǒng)和計算方法的推廣應(yīng)用提供依據(jù)。

1 計算方法存在問題

1.1 節(jié)煤耗率核算基準(zhǔn)

文獻(xiàn)[1-2]所計算的節(jié)煤耗率是對節(jié)能技改前、后2 種運(yùn)行參數(shù)（蒸汽溫度、背壓等）存在明顯差異工況下的比較，二者并不在同一比較基準(zhǔn)上。若修正到同一運(yùn)行參數(shù)基準(zhǔn)，節(jié)煤耗率將有較大變化。即使對試驗(yàn)節(jié)煤耗率，也需要排除純屬運(yùn)行操作優(yōu)化產(chǎn)生的節(jié)煤因素，求得與系統(tǒng)優(yōu)化直接相關(guān)的節(jié)煤耗率。

1.2 耗煤量與鍋爐效率匹配性

節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前/后100%工況下的電功率為592.97/600.26 MW，汽輪機(jī)熱耗率為8 249/8 097.2 kJ/(kW·h)，鍋爐效率從 93.92%提升到94.98%，則按傳統(tǒng)方法計算的發(fā)電煤耗率變化為[(8 097.2×93.92)/(8 249×94.98)–1]×100%= –2.935%；而標(biāo)準(zhǔn)煤量從49.37 kg/s 降到49.035 kg/s，降幅為：二者不甚匹配。

1.3 鍋爐與汽輪機(jī)重復(fù)計算得益

在煙氣余熱利用系統(tǒng)中，鍋爐與汽輪機(jī)的得益應(yīng)避免重復(fù)計算。表1 列出了不同負(fù)荷率下的試驗(yàn)節(jié)煤耗率計算。由表1 可見，節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前后的汽輪機(jī)熱耗降低而鍋爐效率升高，需要檢查是否存在重復(fù)計算得益。

表1 不同負(fù)荷率下的試驗(yàn)節(jié)煤耗率計算[1-2]Tab.1 Calculation of test coal saving rate at different load rates[1-2]

1.4 節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前后廠用電率定值

由表1 可以看出，節(jié)能技改后廠用電率明顯降低，由此產(chǎn)生了較大幅度的供電節(jié)煤效益。但報告中的廠用電率有部分是計算值而非實(shí)測值，含有不確定成分從而影響到定值精確性。

1.5 機(jī)爐一體化性能試驗(yàn)中的管道效率

SIEMENS 公司根據(jù)機(jī)爐一體化原則制定試驗(yàn)方案[1-2]，機(jī)爐之間僅有1 組設(shè)在汽輪機(jī)側(cè)的測點(diǎn)。GE 公司應(yīng)用歐盟鍋爐規(guī)范[3]按照汽輪機(jī)側(cè)參數(shù)所計算的煤耗率未考慮管道效率，這與國際國內(nèi)標(biāo)準(zhǔn)[4-5]有所不同，能否代表鍋爐側(cè)的煤耗也有待分析。

2 試驗(yàn)節(jié)煤耗率與可比節(jié)煤耗率比較

表1 中的節(jié)煤耗率是運(yùn)行參數(shù)存在明顯差異下的試驗(yàn)煤耗率差額，并不具備同一基準(zhǔn)的可比性。

2.1 比較基準(zhǔn)的確定

節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前、后運(yùn)行參數(shù)的差異，一方面是因操作因素引起的參數(shù)差異，另一方面是凝汽器背壓降低，在試驗(yàn)中冷卻水溫低了2.10～3.25 ℃所致；由于主凝汽量不減反增，又可排除背壓降低中的系統(tǒng)優(yōu)化因素。據(jù)此，這2 項(xiàng)差異均具備統(tǒng)一到同一基準(zhǔn)來比較的條件。

2.2 發(fā)電可比節(jié)煤耗率

將試驗(yàn)節(jié)煤耗率換算到相同基準(zhǔn)條件下的發(fā)電可比節(jié)煤耗率，可按下式進(jìn)行計算：

式中，Δbc、Δbtest、Δbcor,t分別為可比發(fā)電節(jié)煤耗率、試驗(yàn)發(fā)電節(jié)煤耗率、汽輪機(jī)側(cè)運(yùn)行參數(shù)偏差產(chǎn)生的修正節(jié)煤耗率，g/(kW·h)。

參照制造廠汽輪機(jī)熱耗性能修正曲線，將運(yùn)行參數(shù)統(tǒng)一按節(jié)能技改前工況進(jìn)行修正，得到在相同基準(zhǔn)條件下的可比發(fā)電節(jié)煤耗率見表2。

表2 不同負(fù)荷率下的可比發(fā)電節(jié)煤耗率計算 單位：g/(kW·h)Tab.2 Calculation of comparable generating coal saving consumption rate at different load rates

表2 中的修正節(jié)煤耗率較一般經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)偏于保守，若按文獻(xiàn)[6]的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，100%、75%及50%負(fù)荷下的背壓修正節(jié)煤耗率分別為–3.00、–1.67、–1.80 g/(kW·h)，修正值更大。表2 數(shù)據(jù)表明，相同基準(zhǔn)條件下的發(fā)電可比節(jié)煤耗率較試驗(yàn)發(fā)電節(jié)煤耗率低得多。

2.3 供電可比節(jié)煤耗率

廠用電率按試驗(yàn)報告基準(zhǔn)時，根據(jù)汽輪機(jī)出力性能修正曲線，將運(yùn)行參數(shù)統(tǒng)一按節(jié)能技改前工況進(jìn)行修正，得到相同基準(zhǔn)條件下的供電可比節(jié)煤耗率見表3。廠用電率按節(jié)能技改前后設(shè)備系統(tǒng)狀態(tài)基準(zhǔn)時，根據(jù)運(yùn)行畫面DCS 記錄數(shù)據(jù)分析得知，若排除技改前暖風(fēng)器“空轉(zhuǎn)”阻力（相當(dāng)于暖風(fēng)器采用可移出式），則技改后的送風(fēng)機(jī)+一次風(fēng)機(jī)多耗電與引風(fēng)機(jī)少耗電大體持平。假如節(jié)能技改前/后廠用電率處于同一水平，可得到相同基準(zhǔn)條件下的供電可比節(jié)煤耗率見表4。表4 數(shù)據(jù)表明廠用電率對供電節(jié)煤耗率影響較大。

表3 不同負(fù)荷率下的功率修正及可比節(jié)煤耗率Tab.3 Power correction and comparable coal saving consumption rate at different load rates

表4 廠用電率統(tǒng)一按技改后基準(zhǔn)的可比節(jié)煤耗率Tab.4 Benchmark power supply comparable coal saving consumption rate after technical transformation

2.4 排除運(yùn)行操作節(jié)煤因素后的節(jié)煤耗率

按文獻(xiàn)[1]，導(dǎo)致技改后鍋爐效率提高的原因之一是煙氣CO 排放質(zhì)量濃度降低，尤其是100%負(fù)荷工況的煙氣CO 排放質(zhì)量濃度從1 274.02 μg/g 降為243.07 μg/g，化學(xué)熱損失Q3明顯減少。這基本上屬于鍋爐運(yùn)行操作優(yōu)化產(chǎn)生的節(jié)煤效益，在評估系統(tǒng)優(yōu)化的節(jié)煤效益時應(yīng)該加以排除。此時的可比節(jié)煤耗率Δ[b]c按下式計算：

式中Δbcor.b為鍋爐運(yùn)行方式優(yōu)化的節(jié)煤耗率，g/(kW·h)。

綜上所述，雖然試驗(yàn)節(jié)煤耗率并不代表真實(shí)節(jié)煤效益，但畢竟是確定可比節(jié)煤耗率的基礎(chǔ)。為便于從理論上分類進(jìn)行比較，除特別說明外，以下分析內(nèi)容仍以報告中的試驗(yàn)節(jié)煤耗率為參照基準(zhǔn)?；谝?guī)范化考慮，首先以現(xiàn)行規(guī)范作為分析驗(yàn)證試驗(yàn)節(jié)煤耗率基礎(chǔ)依據(jù)。

3 現(xiàn)行鍋爐計算規(guī)范中鍋爐效率/煤耗率計算匹配體系分析

3.1 歐盟鍋爐計算規(guī)范

3.1.1 鍋爐效率及燃煤量計算

GE 公司鍋爐試驗(yàn)報告[1]中的鍋爐效率與燃煤量計算按歐盟標(biāo)準(zhǔn)DIN EN12952-15[3]，Par.6.3.3.6執(zhí)行，主要計算公式如下：

鍋爐效率：

鍋爐燃煤量：

3.1.2 對歐盟標(biāo)準(zhǔn)中鍋爐效率計算公式的分析

式中當(dāng)εZ<<1.0 時有η(Z)B≈ηK。即歐盟標(biāo)準(zhǔn)的鍋爐效率相當(dāng)于按傳統(tǒng)燃料熱值的反平衡鍋爐效率。外來熱量僅加在分母中時對效率計算影響甚微。

3.1.3 對歐盟標(biāo)準(zhǔn)中燃煤量計算公式的分析

對式(5)展開如下：

3.1.4 鍋爐效率計算與機(jī)組熱耗率的匹配

歐盟標(biāo)準(zhǔn)中，鍋爐效率按極限值100%的常規(guī)反平衡方法確定，符合傳統(tǒng)理念。而燃煤量計算中的機(jī)組熱耗則并非傳統(tǒng)的汽輪機(jī)熱耗率，需要減去抽汽或其他熱源向鍋爐輸入的熱量。

3.2 國標(biāo)鍋爐計算規(guī)范

在國標(biāo)《電站鍋爐性能試驗(yàn)規(guī)程》（GB/T10184—2015）[5]中燃煤量和鍋爐燃料效率的計算公式如下：

燃煤量：

式中：qm,f為燃料質(zhì)量流量，kg/s；Qout為輸出鍋爐系統(tǒng)邊界的有效熱量，kJ/s；η為鍋爐燃料效率，%；Qnet,ar為燃煤低位發(fā)熱量，kJ/kg。

鍋爐燃料效率：

式中：Qloss為鍋爐總損失熱量，kJ/kg；Qex為輸入鍋爐系統(tǒng)邊界的外來熱量，kJ/kg。

式(9)可變換為：

或

式中η0為無熱量輸入輸出時的鍋爐燃料效率，%。

上述國標(biāo)與ASME PTC4[4]規(guī)范的表達(dá)式一致，區(qū)別在于二者分別使用了低位和高位發(fā)熱量。

3.3 兩類鍋爐規(guī)范對試驗(yàn)數(shù)據(jù)核算應(yīng)用示例

3.3.1 輸入條件

節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前鍋爐數(shù)據(jù)為η0=93.92%，22073 kJ/kg，技改前/后輸入汽輪機(jī)有效熱量為技改后燃料熱值輸入鍋爐邊界的外來熱量（抽汽加熱冷風(fēng)及熱風(fēng)）輸出鍋爐邊界的附加有效熱量（空預(yù)器旁路煙氣加熱給水及凝結(jié)水）。

3.3.2 歐盟標(biāo)準(zhǔn)計算

按歐盟標(biāo)準(zhǔn)計算鍋爐效率和燃煤量為

3.3.3 國標(biāo)計算

按國標(biāo)由式(11)得技改后鍋爐效率為

3.4 2 類鍋爐計算規(guī)范比較

1）當(dāng)鍋爐有輸入-輸出熱量時，國標(biāo)與歐盟規(guī)范所計算的鍋爐效率有很大差異，但最終所計算的燃煤量是一致的，實(shí)際上構(gòu)成了2 種不同的鍋爐效率/煤耗計算匹配體系，這對于現(xiàn)行煤耗計算公式的結(jié)構(gòu)勢必帶來不可忽視的影響。

2）歐盟規(guī)范與國標(biāo)規(guī)范均為鍋爐得益計算體系，而前者所對應(yīng)的汽輪機(jī)熱耗亦較低，此時將出現(xiàn)鍋爐效率與汽輪機(jī)熱耗計算值同時得益現(xiàn)象，但在燃煤量計算中的熱耗已不再是傳統(tǒng)的汽輪機(jī)熱耗。

3）據(jù)此推論，當(dāng)鍋爐有輸入-輸出熱量時，應(yīng)該可以構(gòu)建另外一種與汽輪機(jī)基準(zhǔn)熱耗率相匹配的燃煤量及鍋爐效率計算體系。

4 現(xiàn)行規(guī)范中熱耗率/鍋爐效率/管道效率匹配體系問題

4.1 常規(guī)凝汽式發(fā)電廠

現(xiàn)行國標(biāo)《大中型火力發(fā)電廠設(shè)計規(guī)范》[7]及行標(biāo)《火力發(fā)電廠技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo)計算方法》[8]中，均按下式計算發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤：

式中：ηg1為鍋爐效率，%；ηgd為管道效率，%；qjm為汽輪機(jī)熱耗率，kJ/(kW·h)。

上述規(guī)范中的汽輪機(jī)熱耗率按機(jī)組熱平衡圖，鍋爐效率按性能計算數(shù)據(jù)取用。但這一匹配方式應(yīng)該適用于鍋爐系統(tǒng)界限內(nèi)無輸入輸出熱量時。

4.2 機(jī)爐耦合型余熱利用系統(tǒng)發(fā)電廠

4.2.1 按現(xiàn)行鍋爐規(guī)范方法

歐盟鍋爐計算規(guī)范體系中，鍋爐效率基本按傳統(tǒng)反平衡法；機(jī)組熱耗率按輸入汽輪機(jī)有效熱量+系統(tǒng)界限內(nèi)（輸入-輸出）凈增熱量修正熱耗率為基準(zhǔn)。其計算式如下：

式中，Q(10+11)+(20+21)為抽汽向低溫、高溫暖風(fēng)器供熱量，QMEHMEL為旁路省煤器輸入熱量。

國標(biāo)鍋爐計算規(guī)范體系中，鍋爐效率以輸入熱量作為效率增益，按式(10)計算；機(jī)組熱耗率按輸入汽輪機(jī)有效熱量+輸出鍋爐系統(tǒng)邊界的附加熱量修正熱耗率為基準(zhǔn)。其計算式如下：

4.2.2 以輸入-輸出熱量平衡為基準(zhǔn)的方法

為了避免不同規(guī)范中鍋爐效率與機(jī)組熱耗匹配要求不同引起的糾纏，并厘清出現(xiàn)鍋爐效率與汽輪機(jī)熱耗率計算值同時得益的現(xiàn)象，本文以輸入-輸出熱量平衡原理為基準(zhǔn)，探討將正平衡與反平衡效率相結(jié)合的熱平衡分析方法，以對現(xiàn)行規(guī)范進(jìn)行驗(yàn)證及完善。

4.2.3 煤耗率計算與管道效率匹配方式

當(dāng)以汽輪機(jī)側(cè)熱耗率來計算鍋爐煤耗時，現(xiàn)行規(guī)范均要求考慮管道效率來補(bǔ)償鍋爐-汽輪機(jī)之間的能耗損失，以及與性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)之間的各項(xiàng)偏差[7-9]。而文獻(xiàn)[1]按一體化試驗(yàn)數(shù)據(jù)計算鍋爐煤耗未考慮管道效率或管道損失，對其可行性分析如下：

1）無論是熱平衡圖還是一體化試驗(yàn)數(shù)據(jù)，均已包含其中最主要的再熱/抽汽等管系壓降等能量損耗，所空缺的是主蒸汽管道。2）性能考核中的主蒸汽管道損失系以汽輪機(jī)入口參數(shù)為基準(zhǔn)，與鍋爐出口參數(shù)相比其焓差有限[10-13]，這與以鍋爐出口參數(shù)為基準(zhǔn)的熱力學(xué)管道損失有很大不同。故一體化性能試驗(yàn)中允許不專門考慮管道效率。3）若計算實(shí)際節(jié)煤耗率，需將發(fā)電煤耗計算分為性能煤耗和運(yùn)行考核煤耗2 類。當(dāng)基準(zhǔn)工況按性能熱耗率Qjrn,0取值同時計及管道效ηgd,0時，對計算工況若取用性能熱耗率也需考慮相應(yīng)管道效率ηgd,1，否則將出現(xiàn)虛高的節(jié)煤耗率。

5 熱平衡驗(yàn)證方法

熱平衡驗(yàn)證方法有整體模塊的常規(guī)鍋爐熱平衡驗(yàn)證方法和蒸汽發(fā)生模塊的熱平衡驗(yàn)證方法2 種。前者以傳統(tǒng)的“鍋爐機(jī)組整體”為研究對象，其核心是按反平衡方法計算出一個鍋爐效率后再計算煤耗；后者是按蒸汽發(fā)生單元（汽水系統(tǒng)）和熱空氣發(fā)生單元（煙風(fēng)煤粉系統(tǒng)）2 個模塊進(jìn)行熱平衡分析，在蒸汽發(fā)生單元模塊中，最終排煙溫度的邊界為省煤器出口，此時可按鍋內(nèi)過程熱平衡方程計算耗煤量。在熱空氣發(fā)生單元模塊中，其最終排煙溫度的邊界為空預(yù)器出口或低溫暖風(fēng)器甚至在低溫省煤器出口。

上述2 種熱平衡方法均符合能量守恒原理。其中以蒸汽發(fā)生過程為基準(zhǔn)的輸入-輸出熱量方法避開了對鍋爐效率計算環(huán)節(jié)的糾纏，對耗煤量的計算更加直接。

為簡化分析過程，推導(dǎo)中對排煙熱損失采用濕煙氣總焓為基準(zhǔn)的簡化計算方法。

5.1 基于輸入-輸出熱量平衡的整體模塊鍋爐熱平衡

5.1.1 熱平衡邊界條件

常規(guī)鍋爐系統(tǒng)煙氣側(cè)以空預(yù)器出口為計算邊界，空氣側(cè)以送風(fēng)機(jī)出口為計算邊界（圖1）。含廣義回?zé)峥疹A(yù)器旁路系統(tǒng)煙氣側(cè)以“空預(yù)器出口+旁路煙道入口”為計算邊界，空氣側(cè)以“送風(fēng)機(jī)+低溫蒸汽暖風(fēng)器”出口為計算邊界（圖2）。

圖1 常規(guī)鍋爐機(jī)組熱平衡示意Fig.1 Heat balance diagram of conventional boiler

圖2 含廣義回?zé)峥疹A(yù)器旁路煙道系統(tǒng)示意Fig.2 Heat balance diagram of bypass flue system with generalized heat recovery air preheater

5.1.2 熱平衡方程

常規(guī)鍋爐系統(tǒng)（各參數(shù)標(biāo)以角標(biāo)“0”）：

式中：B0為燃料耗量，kg/s；為“送風(fēng)機(jī)+一次風(fēng)機(jī)”出口帶入熱量，kJ/s；為蒸汽發(fā)生器吸收熱量，kJ/s；為空預(yù)器出口煙氣帶出熱量，kJ/s；為鍋爐化學(xué)熱損失+固體未完全燃燒熱損失+散熱損失之和，kJ/s。

含廣義回?zé)峥疹A(yù)器旁路煙道系統(tǒng)：

由汽輪機(jī)試驗(yàn)報告得知，空預(yù)器旁路煙氣放熱量β(Qg,1–Qg,2)等于汽輪機(jī)側(cè)所測得的中溫省煤器傳熱量(QMEH+QMEL)，將式(16)改寫如下：

5.1.3 節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)后燃煤量與鍋爐效率匹配模式

1）匹配模式A 以式(17)為基準(zhǔn)，按傳統(tǒng)反平衡方法確定的鍋爐效率η及燃煤量B分別為：

這就是歐盟鍋爐規(guī)范計算公式。

2）匹配模式B 以傳統(tǒng)反平衡效率為基礎(chǔ)將輸入熱量作為鍋爐效率增益，將式(17)變換如下：

這就是國標(biāo)鍋爐規(guī)范計算公式。由數(shù)學(xué)分析得知式(19)與式(22)等同,由此驗(yàn)證了現(xiàn)行鍋爐規(guī)范中的2 種燃煤量與鍋爐效率匹配模式均是可行的。惟式(22)中的基礎(chǔ)效率η0是指系統(tǒng)無輸入-輸出熱量過程的鍋爐效率，而由于運(yùn)行操作因素，基礎(chǔ)效率η0會發(fā)生變化，在進(jìn)行節(jié)煤耗率比較時務(wù)必引起注意。

3）匹配模式C 基于式(17)得到如下方程組：

實(shí)際計算可得，節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)后鍋爐效率及燃煤量為[η]=94%，Δη=+0.0821%，B=64.51 kg/s。排除操作方式優(yōu)化因素后的指標(biāo)為Δη=–0.356%，[η]=93.56%，B=64.82 kg/s。表明新系統(tǒng)投運(yùn)后鍋爐效率基本不變或者有所降低，這一計算結(jié)果更加符合傳統(tǒng)理念。

綜上，在3 種匹配模式中，模式C 較直觀地反映了鍋爐效率的變化，同時計算燃煤量所用鍋爐輸出熱量直接與汽輪機(jī)熱耗對接，也更加容易反映汽輪機(jī)側(cè)的得益，對機(jī)爐耦合余熱系統(tǒng)更為適用。

5.1.4 節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前后鍋爐熱平衡變化和發(fā)電節(jié)煤耗率

聯(lián)立求解式(15)、式(17)得節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前/后燃煤輸入熱量變化的計算方程如下：

5.2 基于輸入-輸出熱量平衡的蒸汽發(fā)生單元熱平衡

5.2.1 熱平衡邊界條件

煙氣側(cè)以省煤器出口為輸出端邊界，空氣側(cè)以燃燒器入口為輸入端邊界。熱平衡計算示意如圖3所示。

圖3 常規(guī)鍋爐機(jī)組熱平衡示意Fig.3 Heat balance diagram of conventional boiler

5.2.2 原設(shè)計蒸汽發(fā)生單元模塊的熱平衡

5.2.3 節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)后蒸汽發(fā)生模塊的熱平衡

按輸入-輸出熱量方法寫出節(jié)能新系統(tǒng)蒸汽發(fā)生單元模塊熱平衡方程（圖4）：

圖4 含廣義回?zé)峥疹A(yù)器旁路煙道系統(tǒng)熱平衡示意Fig.4 Heat balance diagram of bypass flue system with generalized heat recovery air preheater

5.2.4 節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前后鍋爐熱平衡變化

假設(shè)節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前/后省煤器出口煙溫穩(wěn)定不變，聯(lián)立求解式(29)、(30)得燃煤輸入熱量變化的計算方程如下：

5.2.5 節(jié)能新系統(tǒng)投運(yùn)前后發(fā)電節(jié)煤耗率

新系統(tǒng)投運(yùn)前/后發(fā)電節(jié)煤率計算同公式(27)。

5.2.6 熱風(fēng)帶入爐膛熱量的變化

1）原設(shè)計鍋爐試驗(yàn)工況 由省煤器輸出的煙氣熱量全部用于加熱燃燒空氣,可用下式表示：

由上式得到所帶入爐膛的熱風(fēng)熱量為

2）節(jié)能新系統(tǒng)試驗(yàn)工況 自省煤器輸出的煙氣熱量包括3 部分：

式(34)右端第1 項(xiàng)為主煙道中煙氣對空氣的傳熱量，按熱平衡方程有：

式(34)右端第2 項(xiàng)為旁路分流煙氣傳給中溫省煤器并作為汽輪機(jī)收益的熱量，按下式確定：

式中：QhF,1為空預(yù)器出口（高溫段蒸汽暖風(fēng)器前）空氣熱量(考慮熱端漏風(fēng)吸熱修正)，kJ/s；QF0,1為空預(yù)器入口（低溫段蒸汽暖風(fēng)器出口）空氣熱量，kJ/s；Qg,2為空預(yù)器出口煙氣熱量，kJ/s；QF0為送風(fēng)機(jī)及一次風(fēng)機(jī)出口熱量，kJ/s；ΔQ11+21為高溫暖風(fēng)器對熱空氣傳熱量，kJ/s；ΔQ10+20為低溫暖風(fēng)器對冷空氣傳熱量，kJ/s。

聯(lián)立求解式(36)與式(33)得到節(jié)能技改前/后帶入爐膛的熱風(fēng)熱量變化為

一般情況下，省煤器出口煙溫及送風(fēng)機(jī)及一次風(fēng)機(jī)出口冷風(fēng)溫度（等于環(huán)境溫度加上風(fēng)機(jī)溫升）均可視為定值；將代入式(37)變換如下：

5.3 2 種熱平衡計算方法的互相驗(yàn)證結(jié)果

對燃煤熱量變化的驗(yàn)證結(jié)果表明，按蒸汽發(fā)生單元模塊熱平衡分析方法與按鍋爐整體模塊熱平衡分析方法二者的計算結(jié)果完全一致，計算公式相對簡單，而且可據(jù)以評估熱風(fēng)溫度變化。

6 案例分析(100%負(fù)荷工況)

6.1 熱平衡變化

6.1.1 排煙熱量變化

1）空預(yù)器排煙熱量變化 將文獻(xiàn)[1-2]中的輸入數(shù)據(jù)代入，計算得知節(jié)能新系統(tǒng)因空預(yù)器排煙溫度降低使鍋爐效率得到收益為。

2）整體排煙熱損失 ΔQg2,t=5 126.25 kJ/s 表明新系統(tǒng)因整體排煙熱損失增加導(dǎo)致鍋爐得益減少，熱風(fēng)溫度將會降低。

6.1.2 帶入爐膛熱空氣熱量變化

6.2 3 種熱耗/鍋爐效率/發(fā)電煤耗匹配計算體系

表5 為3 種熱耗率/鍋爐效率/發(fā)電煤耗率匹配計算體系模式對文獻(xiàn)[1-2]案例節(jié)能技改后計算結(jié)果的比較。由表5 可見：模式A 為汽輪機(jī)側(cè)及鍋爐側(cè)均得益，易引起重復(fù)計算得益誤解；模式B 為汽輪機(jī)不得益，鍋爐側(cè)得益但效率理論極限可超100%突破傳統(tǒng)理念；模式C 為汽輪機(jī)側(cè)得益而鍋爐側(cè)不因余熱利用而得益，更加符合傳統(tǒng)理念，而且可以評估熱風(fēng)溫度變化，在理論和實(shí)踐上均更具潛在價值。

表5 3 種熱耗率/鍋爐效率/發(fā)電煤耗率匹配計算體系模式按文獻(xiàn)[1-2]案例節(jié)能技改后計算結(jié)果的比較Tab.5 Comparison of three matching calculation system models of heat consumption rate/boiler efficiency/coal consumption rate for power generation and the calculation results after technical transformation of the literature [1-2] case

6.3 依托項(xiàng)目節(jié)煤率的核定

6.3.1 試驗(yàn)節(jié)煤耗率（100%工況）

1）發(fā)電節(jié)煤耗率 由表5 可知，排除與余熱利用無直接關(guān)系的鍋爐效率升高因素后，對依托項(xiàng)目試驗(yàn)發(fā)電節(jié)煤耗率的核定值由5.63 g/(kW·h)核定為4.27 g/(kW·h)。

2）供電節(jié)煤耗率 以試驗(yàn)廠用電率為基準(zhǔn)的供電節(jié)煤耗率由6.9 g/(kW·h)核定為5.15 g/(kW·h)。6.3.2 可比節(jié)煤耗率（100%工況）

1）發(fā)電節(jié)煤耗率 排除與余熱利用無直接關(guān)系的鍋爐效率升高因素后，可比發(fā)電節(jié)煤耗率由表2 中的3.86 g/(kW·h)核定為2.47 g/(kW·h)。

2）供電節(jié)煤耗率 以試驗(yàn)廠用電率為基準(zhǔn)的可比供電節(jié)煤耗率由表3 的4.955 g/(kW·h)核定為3.5 g/(kW·h)。以不變廠用電率核定的可比供電節(jié)煤耗率為2.59 g/(kW·h)。

7 結(jié)論

1）對試驗(yàn)節(jié)煤耗率應(yīng)按同一基準(zhǔn)條件修正為可比節(jié)煤耗率；對試驗(yàn)節(jié)煤耗率還應(yīng)區(qū)分為綜合試驗(yàn)節(jié)煤耗率及排除運(yùn)行操作因素后的系統(tǒng)優(yōu)化試驗(yàn)節(jié)煤耗率。

2）廠用電率對供電節(jié)煤耗率影響較大，應(yīng)精確定值，同時應(yīng)按系統(tǒng)選型基準(zhǔn)和系統(tǒng)投運(yùn)前/后基準(zhǔn)2 種模式分別計算廠用電率及供電煤耗率。

3）運(yùn)用整體輸入-輸出熱量平衡原理，驗(yàn)證現(xiàn)行鍋爐計算規(guī)范適用于機(jī)爐耦合的煙氣余熱利用系統(tǒng)的煤耗計算，但需注意所對應(yīng)的是不同的鍋爐效率/熱耗率/煤耗率計算體系。

4）對于機(jī)爐之間有多路能量輸出-輸入流程的機(jī)爐耦合余熱利用系統(tǒng)，基于不同定義的邊界條件存在不同含義的汽輪機(jī)熱耗率及鍋爐效率，在應(yīng)用現(xiàn)有規(guī)范計算標(biāo)準(zhǔn)煤耗率時應(yīng)謹(jǐn)慎選擇避免誤用。

5）本文推導(dǎo)得到的鍋爐效率/熱耗率/煤耗率計算匹配體系新模式，使煤耗率計算與汽輪機(jī)計算熱耗率直接對接，可以更直觀反映鍋爐效率及汽輪機(jī)側(cè)得益的變化，對機(jī)爐耦合余熱系統(tǒng)更為適用。

6）對發(fā)電煤耗率計算分為性能煤耗率和運(yùn)行煤耗率2 類，以機(jī)爐一體化試驗(yàn)或汽輪機(jī)熱平衡圖來計算機(jī)組性能煤耗率時可以不考慮管道效率，但計算實(shí)際節(jié)煤耗率時需分別考慮管道效率。

7）在含廣義回?zé)岬目疹A(yù)器旁路煙道系統(tǒng)中，即使設(shè)置高溫蒸汽暖風(fēng)器，入爐膛的熱風(fēng)溫度仍可能降低，其降低幅度可由蒸汽發(fā)生單元熱平衡方法來評估。

8）驗(yàn)證結(jié)果表明，所引用600 MW“帶廣義回?zé)岬目疹A(yù)器旁路煙道”節(jié)能系統(tǒng)案例報告的計算基本上不存在技改效益重復(fù)計算問題，但報告所依據(jù)的原始數(shù)據(jù)需修正，同時應(yīng)排除與余熱利用無直接關(guān)系的鍋爐效率升高因素。