本文提出了670 t / h的江苏华电齐树岩发电锅炉存在的主要问题，该锅炉具有大量的过热水和较低的装料再热蒸汽温度，以及改革措施以增加加热面积。据改造测量结果，对锅炉进行了总体热计算，并对锅炉的改造和运行进行了影响分析和改造计划，以及对锅炉安全的影响。炉的运行情况，如壁温与经济技术比较。经确定了增加锅炉控制室中低温加热器1038 m2的修改计划。苏华电齐树岩能源有限公司武汉锅炉厂的12号炉系统生产了WGZ-670 / 13.7-4周向高压一次循环一次循环窑炉，该窑于1994年6月投入商业运行，使用了中等研磨度。风粉，直流燃烧器在所有四个角处，双割花园燃烧。箱设计有三级过热器，用于喷射水以降低温度，并且通过烟气挡板调节热蒸汽的温度，并喷洒少量水喷雾。义蒸发量：D = 670 t / h，转鼓压力P = 15.5 MPa。热蒸汽压力：P = 13.7 MPa;过热蒸汽温度：t = 540°C。
流碳粉燃烧器位于炉子的四个角。盖＃1 ## 3角向气流，并＃2 ## 4角向气流逆时针旋转约800°C。箱部分为11920×10800。烧器根据高度分为上下两组。组配有两层一次空气和三层二次空气，上两层第三风带和第三风带是第三风嘴和第三带。三高风。烧器的设计参数如表2所示。中，由于过热蒸汽的初始温度，特别是低再热蒸汽的温度，在低负荷下的再热蒸汽的温度。约456°C。站在炉子的火焰角下插入了一个145 m2的字符型隔热带，这增加了锅炉炉子出口处的燃烧气体的温度，并且提高过热和过热蒸汽的温度。于高温过热器与外部双环式换热器管的布置之间的关系与内部双环式换热器管的长度有很大不同，因此导致相同热量从滤网和为了减小同一滤网的换热管的壁温差，换热管的温差很重要。厂将通过江苏电气测试站对外部二环进气和节气门环进行改造，改造后，与筛网壁的温差将从大约50°C到大约30°C。锅炉设计用于燃烧50％的长效煤，27％的金城无烟煤和23％的煤。际生产后，将用于燃烧的煤进行混合。炭类型的主要指标差异很大，因此操作人员难以调整燃烧。燃烧灰分高或碳含量低的劣质烟煤时，燃烧的稳定性较差。常有必要防止锅炉停转。烧器喷嘴已耗尽。其是在低负载下，有必要加油以使其稳定。试冷室后，锅炉始终存在蒸汽温度低的问题。200 MW负荷下，主蒸汽温度和蒸汽再加热温度较低，分别为530°C和515〜525°C，再加热蒸汽的温度仅为在低负载下为460°C。炉在高温过热器中的布置采用两个外管环和两个内管环的方向不同，外环和两个热交换管布置在管的中间。紧管的两个部分，一个上升和下降行程内和外热交换管3和4具有两个正常行程，内和外热交换管的长度相差很大。圈的内，外换热管总长度为80.5 m，而内，外换热管的总长度仅为40.57 m，外圈的管仅是内圈的一半。设计流体力学和壁温时，芜湖并未充分考虑蒸汽行程的长度所引起的蒸汽流量和吸热量的偏差，从而使流体内圈和外圈的工作热交换管有很大的偏差，并且过热器在高温下相同的筛网蒸汽温度的输出偏差仍然很大。过江苏省实验研究站和研究院的测试，在高温过热器的进气管中增加了各种节流环，从而使第三壁的壁温升高。壁温度下降约20°C的管道。据测试，测试了高温过热器。网偏转引起的外部出风管温度偏差仍在30°C左右。着中国能源市场的变化，煤炭供应的波动很大。化：总的趋势是减少煤炭供应，锅炉的煤质降低到易挥发，水和灰分增加，热量减少。粉在锅炉中燃烧时间更长，飞灰的碳含量增加，炉子出口处的燃烧气体温度升高，锅炉中的减温水量增加。初的锅炉设计可以满足随着锅炉排气温度的升高而使减温器容量裕度越来越小的运行要求。来的锅炉采取的提高烟气温度的措施现在已经多余了，对安全性和热量散失构成了重大威胁。了以670 t / h的速度翻新江苏华电齐树岩发电有限公司锅炉的目标，在设计之前先进行了12号底炉试验。锅炉的设计值相比，试验煤的质量存在较大误差，煤灰含量大大增加，煤的热值相对较低，原煤的消耗非常重要。于煤的热值低，因此通常会在满负荷时保证主蒸汽的温度和再热蒸汽的温度。部分燃烧气体的温度较高，锅炉的排气温度较高。负载为130 MW的情况下，主蒸汽的温度可以达到参考值，而再加热蒸汽的温度在510至520°C之间。温计测量的高输出燃烧气体的温度为红外辐射不同于运行仪表指示的温度（约20°C）和测试仪器中的测量误差。关低温加热器和低温过热器燃烧气体的温度，请参见表3。气预热器的空气温度相对均匀：炉子出口的测得温度和现场的转炉温度，低温下加热器的入口温度以及预热器的入口温度。用作热计算的数据载体。炉蒸汽减温水主流量大，等待过热器的过热水流量已超过流量计的测量范围，过热器总过热水流量大于67吨/小时，还使用了过热过热微水。炉满负荷运行时，蒸汽温度可以满足设计和运行要求。220 MW的负载下，节能器的输出烟气偏转器比烟气挡板的底侧和底侧低70％和30％。130兆瓦的负荷下，烟气偏转器小于30％，并且越来越低。使用130 MW负荷时，蒸汽减温水的主流流量始终达到32 t / h。没有过热水且烟气偏转器最大打开的条件下，加热的蒸汽的温度差为20至30°C，表明加热器处于低负荷状态。热不能满足蒸汽再热温度要求。据风机电流和汤匙的开度分析，锅炉的风机裕量很小，负载为220 MW，烤箱出口的氧气输出分析表明，冷库安装燃烧气体的氧气含量与炉膛出口之间的氧含量差异是正常的，这对应于使用寿命长，锅炉尾部烟气管泄漏范围大。表明锅炉中有些风不足。据锅炉的运行参数（参见表5），空气预热器燃烧气体分析表明烟气中的氧气含量约为4.0％，并且泄漏空气预热器的空气约为10％。于煤的质量差，煤粉不能在炉中完全燃烧，并且飞灰的碳含量很高，特别是220兆瓦的负荷更为明显。炉的不完全燃烧损失已达到与烟气损失相当的水平。炉废气的温度较高，锅炉的烟气损失较高，平均为171°C至220 MW。炉的热效率低，特别是在220 MW时，锅炉的热效率仅为86.7％。于大型锅炉，这是非常薄弱的。树岩锅炉670 t / h的问题主要是由于锅炉吸热率低，说明锅炉的吸热区不足，高温过热器有缝隙对于筛网热量来说很重要，主要是因为两环式换热管太长。于再装料量低，锅炉的再热蒸汽温度明显偏离设计值，表明加热器与加热器之间的吸热面积比存在一些问题。热器。在锅炉的原因是锅炉中煤的质量已经发生了很大变化，因为它与锅炉后续转换中使用的较低烟煤的质量有很大不同（见表6和7）。缘层的转化中所使用的煤的质量为低烟煤，并且由于存在的问题，必须在以下方面对煤燃烧的挥发物进行改性。于能源市场的影响，与炉子的绝热层相比，锅炉的煤质发生了显着变化。将测试煤的质量数据与隔热层进行比较时，与煤的质量相比，Var挥发性物质减少了6.5％，Aar灰接近。
是，灰烬和煤燃烧的低热值差异很大。的变化范围从大约25％到大约35％，最大达到40％或更高，较低的发热量范围为18，000至22，000 kJ / kg，最低可以降至16，000 kJ / kg。果，此转换的基础煤质量基于最近两年锅炉中燃烧的煤质量数据的统计平均值：灰分为30％，挥发性Vdaf 15 ％和总水分Mt为6.85％（锅炉设计煤质数据）。热值是21，000 kJ / kg，发电厂的发热量在18，000到22，000 kJ / kg之间。八月至九月，由于外部煤炭市场的疲软，发电厂控制煤炭质量的能力提高了，锅炉的燃煤热值从21，000降低到23，000。000 kJ /千克鉴于煤炭市场的发展，发电企业中的设计用煤数量已从18，000 kJ / kg增加到24，000 kJ / kg。据设计煤的质量数据，用于改造设计的煤质量数据如下：表7列出了用于改造锅炉的基准煤质量数据。造低温加热器。
一个控制室距水平管道的天花板高度为7500毫米。低温下，距加热线圈的上管约8500毫米。始的低温加热盘管以混合流的形式布置：下部的7排蛇形管以逆流形式布置，而上部的三排蛇形管则布置在下游。热器在低温下布置“多个”形状的加热表面，以在烟囱烟道的上部容纳第一方向室的空间。体而言，将蛇形管的最上一行断开，并在蛇形管的向上方向上将热交换器管添加到水平转弯处。花板位置为3700毫米，从而增加了加热器在低温下的吸热率。积为1038平方米（包括去除了初始水位的低温加热器表面）。热管的长度增加了9454 mm。据五盘式盘管的安装间隔和弯头的半径，“多”型盘管的宽度为940 mm，其重量是29269公斤。量增加281公斤。方案的优点在于，控制室的空间相对较大，受热面的布置方便，并且所增加的蛇形管的布置相对灵活，蛇形管的悬架能够用于将原始加热器的后排悬挂在低温下；较宽的是，排管的定位和固定布置是可行的：由于蛇形管布置在方向室的空间内，因此加热器上排的蛇形管未完全覆盖，并且该管检查加热器顶排的线圈并在管子爆裂后检查。管更方便，在低温下加热器增加的加热面积大大增加，加热蒸汽的温度大大提高。库单元承受低负荷；加热器的增加的加热表面布置在转向室中。分隔壁处，主要吸收在低温下通过过热器的燃烧气体的热量，从而调节最小值与最小值的比例以增加再热蒸气的温度。于内燃气体的放热热量主要是辐射热交换，由于烟雾，气体流量低，对流换热较少，蛇形管布置可以更多灵活，设计的加热区域可根据实际换热计算进行调整。方案的缺点主要是热交换表面的吸热面积大：为了能够在满负荷下调节烟气流量，加热器必须始终降低水温，这将影响冷藏单元的运行性能；该装置布置在方向室中，而不是布置在转向室的顶部，增加了热量计算的复杂性，对锅炉回收热量计算的准确性影响更大。为加热器被布置在转向室中，所以提供了增加的吸热面积。且由于加热器位于转向室中，因此它吸收了在低温下进入过热器燃烧气体中的热量，这对烟气偏转器调节加热器温度的效果有很大影响。加热锅炉，使烟气挡板被加热到蒸汽温度。调性受到损害，线圈管的悬挂和位置增加，紧固等。较复杂。变加热器的低温加热面后，锅炉的热交换管的磨损主要集中在过热器在满负荷的低温下的磨损。际上，低温下的过热器侧必须允许烟气在满负荷下流动的流量的70％，因此，低温下过热器区域中的燃烧气体流量相对较高，流量平均达到11.7 m / s，烟气流入速率达到13.0 m / s。锅炉的原始设计相比，过热器的热交换器管在低温下的磨损增加了。于低温加热器，由于通过高负荷的低负荷加热器的烟气成分少，因此烟道气流量低，通过低负荷回流的烟气成分为烟气成分。道气流量的减少相对较低，但由于负载而降低。180 MW的低平均烟气流速为7.4 m / s，150 MW的低平均烟气流速为8.8 m / s。负荷时未超过低温下原始加热器的烟气流量。此，仅计算低温过热器的热交换器管在满负荷下的磨损。据换热管的磨损计算结果，过热器的第一排换热管在低温下的磨损率仅为0.042 mm /年，应该在可接受的范围内。温过热器的抗磨损措施主要在低温过热器换热管的第一排中进行，抗磨损的措施包括在第一行中安装抗磨损的阀盖。热器的减摩功能已安装。磨套是在直管段中采取的抗磨措施，是将弯头处使用的耐磨套延伸到第一排的水平直管段。据江苏华电齐树岩发电有限责任公司670锅炉现代化计划，计算了每个改造方案的三个负荷点，高温过热器现代化系统提供了附加功能。汽温度和每个热交换管的壁。现代化方案中，计算低温时加热器壁温度的验证。炉热量的计算主要蒸汽压力，温度和再热蒸汽压力主要基于测量数据。试验中获得的高温过热器输出烟气的温度，低温加热器以及过热器入口处的烟气温度（低温）和省煤器入口处的烟气温度分别为作为基本热量计算的数据库，根据10.5％的测试测量值考虑了预热器中的空气泄漏系数。于该厂的主蒸汽流量计不准确且没有测量加热器的流量，因此江苏华电齐树岩发电有限公司的主蒸汽流量达到720吨/小时，当负载为220 MW时，假设冷藏单元的主蒸汽流量为670 t。/ h，在这些条件下，再加热蒸汽的速率是预期的582 t / h再加热蒸汽流量。炉热量计算的三个主要运行条件是主蒸汽流量以及220 MW，180 MW和130 MW增压蒸汽流量，如下表所示。用煤炭设计数据计算煤炭的质量。考虑再热蒸汽导流板温度设置，请将通过低燃烧导管和低燃烧导管的最大烟道气流量调整为烟道气热量的70％。débit total des gaz de combustion et que le débit minimal des gaz de combustion soit de 30% du débit total des gaz de combustion. 。La charge variable de l'unité de stockage de froid est calculée en fonction du fonctionnement à pression constante， et les fuites d'air du système de broyage et les fuites d'air du four sont combinées pour atteindre environ 0，167. Augmentez la conception de la surface chauffante du réchauffeur à basse température pour calculer la chaleur de la chaudière à 220 MW， 180 et 130 MW respectivement， en raison de la surface d’absorption de chaleur accrue du système de conversion initial， lorsque le réglage du déflecteur de gaz de combustion atteint son maximum à 220 MW， Il faut encore utiliser 7，1 t / h d'eau de surchauffe du réchauffeur， ce qui influe sur l'efficacité de fonctionnement de l'unité de stockage frigorifique à forte charge. La fuite d'air du système de poudre de calcul d'origine étant calculée en fonction de la puissance déterminée par le test de puissance maximale du système de broyage， il existe une certaine erreur entre la température de sortie calculée de la chaudière et la valeur mesurée réelle. Par conséquent， le taux de fuite d'air du système de broyage est réduit en poudre par la centrale. La sortie de l'opération est calculée. Par conséquent， après la discussion， le taux de fuite d’air du système de broyage et le taux de fuite d’air de la fournaise sont calculés à 0，167， et le calcul incluant la transformation de la couche d’isolation est calculé en fonction du taux de fuite d’air ajusté. Lorsque le calcul d'essai augmente la surface d'absorption de chaleur du réchauffeur à basse température de 1038 m2， lorsque l'unité de stockage froid est entièrement chargée de 220 MW， le débit de fumée à travers le conduit de chauffage du réchauffeur à basse température est de 0，3， ce qui correspond à la capacité maximale de réglage du déflecteur pour gaz de combustion. ， utilisez 1，88 t / h d’eau désurchauffée. Par conséquent， la surface finale du réchauffeur sélectionné à basse température est de 1038 m2.Selon ce schéma， le calcul de chaque condition de travail est effectué et les résultats du calcul des conditions de travail pour éliminer la couche d'isolation thermique sont comparés. D'après le calcul thermique de la chaudière du schéma de modification de la surface de chauffage du réchauffeur à basse température， l'augmentation ou la diminution du réchauffeur à basse température lorsque la conception du type de charbon dépasse 180 MW peut satisfaire à l'exigence voulant que la température de la vapeur de réchauffage atteigne la valeur de conception de 540 ° C. Dans le cas d'un système de réchauffage à basse température à augmentation de charge de 220 MW avec un débit de gaz de combustion du réchauffeur de 30%， le débit d'eau de surchauffe du réchauffeur est de 1，88 t / h， ce qui permet essentiellement de ne pas utiliser l'eau de réchauffage du réchauffeur. À 130 MW， la température de la vapeur de réchauffage du programme de conversion a atteint 514 ° C， soit 18 ° C de plus que la température de la vapeur de réchauffage avant la transformation et à 150 MW， la température de la vapeur de réchauffage a atteint 535 ° C， soit 20 ° C de plus que la température de la vapeur de réchauffage avant la transformation. Cible de reconstruction à 150 MW pour réchauffer une température de vapeur supérieure à 530 ° C. Du fait de l’influence de l’eau de désurchauffe sur le surchauffeur， l’augmentation du schéma de reformage par réchauffage à basse température a peu d’effet sur le volume d’eau de désurchauffe du surchauffeur; En ce qui concerne l'influence de la température d'échappement de la chaudière， à l'exception de la charge de 180 MW， l'influence des autres conditions de travail sur la température d'échappement de la chaudière n'est pas évidente. En analysant l'augmentation de l'absorption de chaleur de la surface chauffante du réchauffeur， la surface chauffée du schéma de reformage a augmenté l'absorption de chaleur à trois charges. Pour le système de rattrapage du réchauffeur à basse température， étant donné que les huit tubes d’échange de chaleur augmentent tous de la même longueur， les débits de vapeur des huit tubes d’échange de chaleur sont relativement uniformes et les températures de paroi des huit tubes d’échange de chaleur sont pratiquement identiques. La figure 1 représente la courbe de distribution de la température de vapeur à la sortie et de la température de paroi la plus élevée du tube à faible réchauffage du schéma de re-reformage.Les données de température de vapeur et de température de paroi du tube 1 avec la température de paroi la plus élevée et du tube avec le tube le plus bas 8 sont sélectionnées. La tendance de la distribution de la température de la vapeur et de la température maximale de la paroi des autres tubes d'échange de chaleur est compatible avec ces deux tubes et la valeur est comprise entre les deux courbes. D'après le calcul de l'analyse de la température de paroi， la température de paroi maximale du schéma de reformage par réchauffage à basse température est d'environ 500 ° C et la distribution de la température de paroi montre une distribution plus évidente du type "M". Pour le matériau 12Cr1MoV du tube supérieur du réchauffeur à basse température， même s'il existe un écart important (environ 20 ° C) entre la température de paroi réelle en service et la température de paroi calculée， il subsiste une marge de sécurité importante en matière de température d'utilisation du matériau. Il est prudent d’envisager le schéma de réaménagement du réchauffeur à basse température à partir de la température du mur. Le calcul de la capacité thermique de la chaudière après modification de la surface absorbante du réchauffeur à basse température est comparé au calcul thermique des conditions de fonctionnement de la chaudière après le retrait de la couche d'isolation thermique， ce qui permet de réduire l'eau de désurchauffe du surchauffeur à 220 MW， 180 MW， 150 MW et 130 MW. 1，4 t / h， 3，6 t / h et 5，4 t / h， la consommation de chaleur de l’unité de stockage de froid combinée est réduite de 0，000%， 0，0081%， 0，0250% et 0，0432%， respectivement.Si la puissance de 220MW est utilisée， l’eau de surchauffe du réchauffage est augmentée de 1，88 t / h et la chaleur est augmentée. Consommation de 0，057%; efficacité de la chaudière augmentée de 0，08%， 0，15%， -0，冷库安装06% et -0，10% à 220 MW， 180 MW， 150 MW et 130 MW; augmentation de la température de la vapeur de réchauffage de 20 ° C à 150 MW， réduisant de 0，519% la consommation de chaleur de l'unité de stockage frigorifique， À 130 MW， la température de vapeur de réchauffage est augmentée de 18 ° C， ce qui réduit la consommation de chaleur de l'unité de stockage de froid de 0，467%. La consommation de chaleur des unités de stockage de froid de 220 MW， 180 MW， 150 MW et 130 MW a diminué de 0，023%， 0，158%， 0，432% et 0，452%， respectivement. Le poids en acier des tubes d’échange de chaleur pour réchauffeur à basse température ajouté est de 29，27 T， les investissements dans l’acier ont augmenté de 585 400， les coûts d’installation et de production étaient d’environ 585 400 et l’investissement total a été d’environ 1，171 million de yuans. Gdz: Le réchauffeur à basse température augmente le volume d'acier de 38，56 tonnes et le dz: 20 000 yuans / t. L’étude de faisabilité de la transformation de la chaudière à 670 t / h de Qishuyan Power Generation Company par calcul thermique et calcul de la température des parois a conduit aux conclusions suivantes. Le système de modernisation du réchauffeur à basse température peut améliorer l'efficacité de fonctionnement de l'unité de stockage frigorifique dans diverses conditions de fonctionnement， notamment à faible charge， tandis que l'efficacité de l'unité de stockage frigorifique est nettement améliorée. Il est plus efficace d’augmenter la température de la vapeur de réchauffage à faible charge et， selon les résultats des calculs thermiques， que la température de la vapeur de réchauffage de la chaudière atteigne 530 ° C lorsque la capacité de stockage à froid atteint 150 MW.
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