專利名稱：基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法
技術領域：
本發(fā)明涉及到一種基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法，特別
是配有直吹式制粉系統(tǒng)的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法。
背景技術：
目前，發(fā)電廠對燃煤熱值的監(jiān)測主要是通過離線取樣化驗獲得，煤質的工業(yè)分析 存在著較大的制樣誤差和嚴重的分析時間滯后，如何在線表征燃煤熱值的變化，進而提高 燃燒的優(yōu)化控制和穩(wěn)定性，則是人們一直關心的問題。 在線灰分、水分分析儀的出現(xiàn)，針對某些典型煤質，通過統(tǒng)計分析、回歸分析等手 段建立了燃煤熱值與水分、灰分之間的關系，實現(xiàn)了燃煤熱值的在線測量，但由于分析儀設 備昂貴，國內只在少數(shù)煤炭行業(yè)有應用。 中國專利02110116. 7公開了一種入爐煤質實時監(jiān)測方法，該方法利用煙氣成分 分析、磨煤機的熱平衡方程、燃燒化學方程以及各煤質元素含量間相關關系經(jīng)驗方程等聯(lián) 立迭代求解各元素成分的干燥無灰基，進而通過門捷列夫公式實現(xiàn)了對燃煤熱值的實時監(jiān) 測，同時將其應用到了 300麗的發(fā)電機組中，取得了良好的效果，然而該方法涉及的測量變 量過多，求解過程相對復雜，燃煤熱值監(jiān)測的準確性僅僅依賴于各煤質元素成分求解的準 確性，另外，個別元素含量之間的相關關系是通過對某些典型煤質的統(tǒng)計分析得到的，具有 一定的局限性。 此外還有一種技術是依據(jù)鍋爐不同運行狀態(tài)、相關運行參數(shù)與燃煤熱值間的關聯(lián) 信息，通過數(shù)據(jù)挖掘技術中的數(shù)據(jù)統(tǒng)計和自學習的思想來模擬專家知識經(jīng)驗的形成和積累 過程，在線產(chǎn)生預測燃煤熱值變化的專家規(guī)程知識，這是一種新的入爐燃煤熱值在線軟診 斷方法，為鍋爐的燃燒調節(jié)和優(yōu)化控制提供了新思路，但數(shù)據(jù)統(tǒng)計的不完善和自學習不足 等問題影響著燃煤熱值變化的預測，還有待于進一步地研究。

發(fā)明內容
本發(fā)明的目的在于提供了一種基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測 算方法，該方法能夠很好的在線反映燃煤熱值的變化趨勢。
本發(fā)明采用如下技術方案 使用燃煤熱值測算方法，以時間先后為序，分別獲得<formula>formula see original document page 4</formula> At時刻下相應的燃煤熱值測算值Qd/、Qd(t+At)y、Qd(t+2.At)y、……、
Qddt)y，并繪制出燃煤熱值測算值Qd/隨時間變化的趨勢曲線，
所述燃煤熱值測算方法的具體操作步驟如下 步驟1 :在t時刻，假設一個初始的燃煤熱值Q/，利用廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)(SIS) 的實時數(shù)據(jù)庫讀取該時刻下的送風溫度tu、排煙溫度tpy、排煙氧量02 、飛灰含碳量C^、入 爐燃料量B、鍋爐蒸發(fā)量D、機組發(fā)電負荷Pel、主蒸汽壓力Pa和溫度t^、再熱蒸汽進口壓力 Pzrj和溫度t^、再熱蒸汽出口壓力p^和溫度t^、給水壓力p^、給水溫度t^、給水流量D^、汽包壓力P,b、再熱器減溫噴水量Dzr,、以及汽輪機再熱冷段的各級抽汽、凝結水和疏水對應 的壓力和溫度， 步驟2 :根據(jù)步驟l獲得的燃煤熱值Q/、送風溫度^k、排煙溫度tpy、排煙氧量0^、
飛灰含碳量Cfh、鍋爐蒸發(fā)量D，利用鍋爐反平衡效率模型，計算出鍋爐熱效率nb&， 步驟3 :根據(jù)步驟2獲得的鍋爐熱效率nbfi、步驟1讀取的入爐燃料量B以及運用 其它讀取參數(shù)計算得出的鍋爐有效利用熱Qi，利用鍋爐正平衡效率模型，得到相應的當前 燃煤熱值Qd2y， 步驟4 :如果(Qdly_Qd2y)的絕對值大于給定的微小量e ，則將當前燃煤熱值Qd2y賦 值給燃煤熱值Qd/，重復步驟2 4，直到(Qdly_Qd2y)的絕對值小于或等于給定的微小量e ， 將當前的燃煤熱值Qd/作為t時刻下的燃煤熱值Qd/，所述e根據(jù)預定的精度確定。

上述的鍋爐反平衡效率模型為
<formula>formula see original document page 5</formula>& =0.0576+ 0.02337-"^0.58145 + 0.30806
<formula>formula see original document page 5</formula>式中Lu。一為總干灰量中未燃燼碳的熱損失，
Lg—為干煙氣熱損失， Lm—為水分熱損失，
LTO--為化學未完全燃燒熱損失。對于燃用固體燃料時，氣體未完全燃燒產(chǎn)物只有
一氧化碳，而排煙中的一氧化碳含量很少，故可以忽略不計，


0. 1，
Lr一為散熱損失，
Lm__為其他熱損失，一般取為0. 33 0. 38%， Ay—為收到基灰分，選用設計值即可， 、、巧「分別為飛灰、爐渣中灰量占入爐煤總灰〗
:的份額，一般取rf
0. 9、r，
Cft、 Clz-分別為飛灰含碳量、爐渣含碳量，有條件時，可用測量值；無條件時，或基 于歷史的實測和實時數(shù)據(jù)，分別建立飛灰含碳量、爐渣含碳量隨發(fā)電負荷和排煙氧量變化 的回歸模型，即Cfh = ^ (Pel, 02py) 、 Clz = f2 (Pel, 02py);或分析歷史的飛灰含碳量和爐渣含碳量數(shù)據(jù)，建立爐渣含碳量隨飛灰含碳量變化的回歸模型，即Cft = f (Clz)，
Cpg-為干煙氣的定壓平均比熱，該值可簡化取為1. 03kJ/(kg. K)，
02py-為排煙氧量，采用測量值， a py-為過量空氣系數(shù)，該值可用排煙氧量02py簡化求得，見式(6)，
其中排煙氧量采用測量值， tpy、 tlk__分別為排煙溫度和冷空氣溫度，采用測量值， —為水蒸汽的定壓平均比熱，該值可簡化取為1. 88kJ/ (kg. K)， D。D—分別為鍋爐額定蒸發(fā)量和鍋爐實時蒸發(fā)量，后者采用測量值， 、、 k2、 k3、 k4—是關于燃料熱值的函數(shù)，根據(jù)德國熱力工程計算圖冊和德國的DIN
標準求得。 Q/—為燃料熱值。 上述鍋爐有效利用熱Q工的計算如下 Ql = Dgr.(i〃 gr-igs)+Dzr. (i〃 zr-i' zr)+Dpw'(i' _igs) (7) 式中Dgr_過熱器出口蒸汽流量，采用鍋爐實時蒸發(fā)量D的測量值， Dz「-再熱器出口蒸汽流量，DCT = AnXD^+D一，其中，為再熱蒸汽份額，根據(jù)從
SIS系統(tǒng)實時數(shù)據(jù)庫中讀取的汽輪機再熱冷段各級抽汽、凝結水和疏水對應的壓力和溫度，
通過高溫加熱器熱平衡計算其抽汽份額&和A2 ;進而，由ACT = l-ArA2計算再熱蒸汽份額，
另外，Dz*為再熱器減溫噴水量，采用測量值， Dpw-排污流量，對于亞臨界汽包鍋爐，根據(jù)鍋爐設計書取用排污份額Apw ;對于超 臨界鍋爐，取Apw = 0 ;進而，由Dpw = ApwXDgr計算排污流量， i〃 g。i' Zr、i〃 Zr、igs、i' 一分別為過熱蒸汽焓、再熱蒸汽進出口焓、給水焓和 汽包壓力下的飽和水焓，其值根據(jù)相應的溫度、壓力測量值，利用水蒸汽圖表即可得到。
上述的鍋爐正平衡效率模型如下
1^"-薩 (8) 5力板 式中B—為鍋爐入爐燃料量，采用測量值，
Q「-為鍋爐有效利用熱， nb反一為鍋爐反平衡效率。 本發(fā)明的優(yōu)點在于 1、與以往的燃煤熱值測算方法相比，該方法側重于滿足鍋爐熱平衡關系下的燃煤
熱值趨勢分析。在每一時刻的燃煤熱值測算過程中，都將鍋爐正、反平衡熱效率模型統(tǒng)一起
來，得到相應時刻下的燃煤熱值測算值，因而在不同時刻下，基于同樣的熱平衡關系測算出
燃煤熱值之間的差值可真實、準確地反映出燃煤熱值隨時間的變化趨勢。 2、做為一種軟測量方法，燃煤熱值測算過程所需的參數(shù)均從廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)
(SIS)的實時數(shù)據(jù)庫直接讀取，現(xiàn)場不需要額外增加分析或測量儀表等昂貴的輔助設備，只
需在已有的SIS系統(tǒng)中增添相應的軟件模塊即可，成本低。 3、在燃煤熱值測算過程中，通過假定的燃煤熱值初始值，僅對鍋爐的正、反平衡熱 效率模型進行迭代求解，其中這兩個模型均為顯式方程，不涉及對隱式方程組的聯(lián)立求解，計算簡便，收斂速度快。 4、某些燃煤熱值測算方法需要借助于煤質成分間的關聯(lián)關系，因而只適用于特定 煤質。本燃煤熱值的測算方法無需參考煤質成分之間的關聯(lián)關系，只需滿足鍋爐的熱平衡 關系，因而可對不同煤種的燃煤熱值進行測算，適用性廣。 5、可將其加載到性能監(jiān)測模塊中，用于指導鍋爐的燃燒調節(jié)和優(yōu)化控制，進一步 地完善整個機組的性能在線監(jiān)測系統(tǒng)，其擴展應用的范圍廣泛、方便。


圖1是燃煤熱值趨勢測算流程圖。
圖2是燃煤熱值隨時間變化的趨勢曲線。
具體實施例方式
使用燃煤熱值測算方法，以時間先后為序，分別獲得t = t、 t+At、 t+2. At、……、t+n. At時刻下相應的燃煤熱值測算值Qd/、Qd(t+At)y、Qd(t+2.At)y、……、
Qddt)y，并繪制出燃煤熱值測算值Qd/隨時間變化的趨勢曲線，
所述燃煤熱值測算方法的具體操作步驟如下 步驟1 :在t時刻，假設一個初始的燃煤熱值Q/，利用廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)(SIS) 的實時數(shù)據(jù)庫讀取該時刻下的送風溫度tu、排煙溫度tpy、排煙氧量02 、飛灰含碳量C^、入 爐燃料量B、鍋爐蒸發(fā)量D、機組發(fā)電負荷Pel、主蒸汽壓力Pa和溫度t^、再熱蒸汽進口壓力 Pz .和溫度t^、再熱蒸汽出口壓力p^和溫度t^、給水壓力p^、給水溫度t^、給水流量D^、 汽包壓力P,b、再熱器減溫噴水量DZr,、以及汽輪機再熱冷段的各級抽汽、凝結水和疏水對應 的壓力和溫度， 步驟2 :根據(jù)步驟1獲得的燃煤熱值Q/、送風溫度t『排煙溫度tpy、排煙氧量(^y、 飛灰含碳量Cfh、鍋爐蒸發(fā)量D，利用鍋爐反平衡效率模型，計算出鍋爐熱效率nb&，
步驟3 :根據(jù)步驟2獲得的鍋爐熱效率nbfi、步驟1讀取的入爐燃料量B以及運用 其它讀取參數(shù)計算得出的鍋爐有效利用熱Qi，利用鍋爐正平衡效率模型，得到相應的當前 燃煤熱值Qd2y， 步驟4 :如果(Qdly_Qd2y)的絕對值大于給定的微小量e ，則將當前燃煤熱值Qd2y賦
值給燃煤熱值Qd/，重復步驟2 4，直到(Qdly_Qd2y)的絕對值小于或等于給定的微小量e ， 將當前的燃煤熱值Qd/作為t時刻下的燃煤熱值Qd/，所述e根據(jù)精度可設定在0.001至 0. 1的范圍之內。 上述鍋爐反平衡效率模型總體上是采用美國的ASME(PTC4. 1)標準計算的，其中 在計算干煙氣量和水蒸汽含量時為了方便起見參考了德國熱力工程計算圖冊和德國的DIN 標準；另外由于在計算表面輻射和對流引起的熱損失(散熱損失)時，ASME標準采用是修 正曲線，計算的損失基本偏大，因此參考電站鍋爐性能試驗規(guī)程GB10184-88來計算。該簡 化的鍋爐效率模型如下 nb&= 100-(LUC+Lg+Lm+Lc。+Lr+Lm) (1) A^^^^"K^——^~ + rfe-~^~).100% (2) L畫」 c &、, 100-C#fe 100-c,/
c Zm = + 0.01 x + &2 》].《
').100%A =5.82.(De)—038 二-訓％
21
(3)
(4)
(5)
(6)
2尸少
& =0.0576 + 0.02337.& =0.90809 —0.0163'
1000
0,
A:, =0.58145 + 0.30806'
^ =—0.0139 + 0.0089-
2
1000 1000
1000 式中LU。一為總干灰量中未燃燼碳的熱損失，
Lg__為干煙氣熱損失，
Lm—為水分熱損失， LTO--為化學未完全燃燒熱損失。對于燃用固體燃料時，氣體未完全燃燒產(chǎn)物只有 一氧化碳，而排煙中的一氧化碳含量很少，故可以忽略不計，


0. 1，
Lr一為散熱損失，
Lm__為其他熱損失，一般取為0. 33 0. 38%， Ay—為收到基灰分，選用設計值即可，
分別為飛灰、爐渣中灰量占入爐煤總灰〗
:的份額，一般取rf
0. 9、r，
Cft、 Clz-分別為飛灰含碳量、爐渣含碳量，有條件時，可用測量值；無條件時，或基 于歷史的實測和實時數(shù)據(jù)，分別建立飛灰含碳量、爐渣含碳量隨發(fā)電負荷和排煙氧量變化 的回歸模型，即Cfh = ^ (Pel, 02py) 、 Clz = f2 (Pel, 02py);或分析歷史的飛灰含碳量和爐渣含 碳量數(shù)據(jù)，建立爐渣含碳量隨飛灰含碳量變化的回歸模型，即Cft = f (Clz)， 為干煙氣的定壓平均比熱，該值可簡化取為1. 03kJ/(kg. K)， 為排煙氧量，采用測量值，
-為過量空氣系數(shù)，該值可用排煙氧量02py簡化求得，見式(6)，其中排煙氧量&g —.%py—
采用測3匱值，tpy、 t工Dp、 D-
一分別為排煙溫度和冷空氣溫度，采用測量值，
-為水蒸汽的定壓平均比熱，該 可簡化取為1. 88kJ/(kg. K)， 分別為鍋爐額定蒸發(fā)量和鍋爐實時蒸發(fā)量，后者采用測量值，、、k2、 k3、 k4__是關于燃料熱值的函數(shù)，根據(jù)德國熱力工程計算圖冊和德國的DIN標準求得。
Q/—為燃料熱值。
上述鍋爐有效利用熱的計算如下
0 = D n〃H )+D n〃H' )+D ("iH ) O


式中Dgr—過熱器出口蒸汽沒
D7T—再熱器出口蒸汽流量，Dz
右，
:，采用鍋爐實時蒸發(fā)量D的測量值，
=A,rXDgr+D一，其中，A"為再熱蒸汽份額，根據(jù)從SIS系統(tǒng)實時數(shù)據(jù)庫中讀取的汽輪機再熱冷段各級抽汽、凝結水和疏水對應的壓力和溫度，
通過高溫加熱器熱平衡計算其抽汽份額&和A2 ;進而，由Azr = l-ArA2計算再熱蒸汽份額，
另外，Dz*為再熱器減溫噴水量，采用測量值， Dpw-排污流量，對于亞臨界汽包鍋爐，根據(jù)鍋爐設計書取用排污份額Apw ;對于超 臨界鍋爐，取Apw = 0 ;進而，由Dpw = ApwXDgr計算排污流量， i〃 g。i' Zr、i〃 Zr、igs、i' 一分別為過熱蒸汽焓、再熱蒸汽進出口焓、給水焓和 汽包壓力下的飽和水焓，其值根據(jù)相應的溫度、壓力測量值，利用水蒸汽圖表即可得到。 上述的鍋爐正平衡效率模型為
02=^_.1OO% (8) 式中B—鍋爐入爐燃料量，采用測量值，
Qr-為鍋爐有效利用熱，
nbfi—為鍋爐反平衡效率。 以600麗發(fā)電機組為例，實現(xiàn)基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測 算。該600麗機組配有一臺型號為B&WB-1950/25. 41_M的超臨界、一次再熱控制循環(huán)汽包 爐和一臺型號為CLN600-24. 2/538/566的三缸四排汽、單軸、凝汽式汽輪機；鍋爐為直吹式 制粉系統(tǒng)，配有六臺ZGM113N型中速磨煤機。 基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法的詳細步驟如下
①、從廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)(SIS)的實時數(shù)據(jù)庫中讀取相關實時數(shù)據(jù)，如在t = t 時刻的運行工況下，主要的實時數(shù)據(jù)如下
2個送風溫度tlk分別為29. 2、28. 4°C ; 8個排煙溫度tpy分別為151. 75、 141. 07、 128. 07、 117. 28、 108. 25、 115. 53、 127. 03、 148. 28 °C ;4個排煙氧量02py分別為3. 21 、 2. 57 、 3. 58 、 3. 95 % ;
2個飛灰含碳量Cfh分別為0. 23、0. 31% ; 6臺磨煤機A、B、C、D、E、F的出力分別為48. 5、39. 8、38. 1、43. 9、44. 5、40t/h，其總 的入爐燃料量B為254. 8t/h ; 2個鍋爐蒸發(fā)量D為1778. 03、 1778. 07t/h ;機組發(fā)電負荷Pel為615麗； 3個主蒸汽壓力pgr為23. 79、23. 75、23. 75Mpa ; 3個主蒸汽溫度t歐為541.5、541.6、539. 8°C ; 再熱蒸汽進口壓力pzrj為4. 18Mpa ; 再熱蒸汽進口溫度tzrj為295. 4°C ; 2個再熱蒸汽出口壓力pzrc分別為3. 94、 3. 95Mpa ; 2個再熱蒸汽出口溫度tzrc分別為568. 2 、569. 5°C ; 3個給水壓力pgs分別為27. 38 、27. 33 、27. 34Mpa ; 2個給水溫度tgs分別為272. 58 、274. 4°C ; 給水流量DKS為1890. 5t/h ;
2個汽包壓力pqb為25. 30、25. 22Mpa ;
再熱蒸汽減溫噴水量為10. 71t/h ; 以及汽輪機再熱冷段的各級抽汽、凝結水和疏水對應的壓力和溫度。 ②、根據(jù)①中讀取的汽輪機再熱冷段各級抽汽、凝結水和疏水對應的壓力和溫度，
得到相應的焓值，并通過高溫加熱器熱平衡計算其抽汽份額A和4，進而由A,r二l-A「4計
算出再熱蒸汽份額，然后根據(jù)鍋爐實時蒸發(fā)量D和再熱蒸汽減溫噴水量DZrjw，利用公式DZr
=A,rXD+D一計算得出再熱蒸汽流量 ③、根據(jù)①中讀取的主蒸汽、再熱蒸汽進出口、給水的壓力、溫度得出相應的焓值， 利用公式(7)計算得出鍋爐的有效利用熱Qp其中由于該機組配有的鍋爐是超臨界的，因而 取排污流量Dpw = 0。
、假設燃煤熱值Qdly的初始值為10000kJ/kg。 ⑤、將燃煤熱值Qdly及下列數(shù)據(jù)送風溫度t『排煙溫度tpy、排煙氧量02 、飛灰含 碳量Cfh、鍋爐實時蒸發(fā)量D代入鍋爐反平衡熱效率模型式(1) (6)中，得到鍋爐反平衡 熱效率nb&，其中爐渣含碳量Clz是根據(jù)該廠歷史實測的Clz和相應的Pel和02py，通過建立 其隨機組發(fā)電負荷Pel和排煙氧量02py變化的回歸模型而得到的，回歸模型為 C,z = —24.84 + 37.57. ^ + 7.36.02w — 11.18 (，)2 — 0.49 / — 4,58. ^, 02jy
其中P為額定的機組發(fā)電負荷600麗。 ⑥、利用入爐燃料量B、鍋爐的有效利用熱(^以及⑤計算得出的鍋爐反平衡熱效率 nbfi，通過鍋爐正平衡熱效率模型式(8)，得到燃煤熱值Qd/。 ⑦、判斷(Qdly_Qd2y)的絕對值是否小于等于給定的微小量e 二0.01kJ/kg，若 (Qdly-Qd2y)的絕對值小于等于"則計算結束，Qd/即為t 二t時刻下的燃煤熱值Qd/;若
(Qdly-Qd2y)的絕對值大于"則將Qd/賦值給Qd/，重復步驟⑤ ⑦。按照步驟① ⑦，經(jīng)過 7次迭代，最終測算得出t = t時刻下的燃煤熱值Qd/為19663kJ/kg。
⑧、任意選取時間間隔At = 10min，測算t = t時刻起一天的燃煤熱值變化趨 勢，在每一時刻t+At、t+2 At、 、t+144* At下，重復步驟① ⑦，測算出每一時刻
下對應的燃煤熱值Qd(t+At)y、Qd(t+2.At)y、……、Qd(t+144.At)y。 ⑨、繪制燃煤熱值Qd/隨時間變化的趨勢曲線。
權利要求
一種基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法，其特征在于，使用燃煤熱值測算方法，以時間先后為序，分別獲得τ＝t、t+Δt、t+2·Δt、……、t+n·Δt時刻下相應的燃煤熱值測算值Qdty、Qd(t+Δt)y、Qd(t+2·Δt)y、……、Qd(t+n·Δt)y，并繪制出燃煤熱值測算值Qdτy隨時間變化的趨勢曲線，所述燃煤熱值測算方法的具體操作步驟如下步驟1在τ時刻，假設一個初始的燃煤熱值Qd1y，利用廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)(SIS)的實時數(shù)據(jù)庫讀取該時刻下的送風溫度tlk、排煙溫度tpy、排煙氧量Q2py、飛灰含碳量Cfh、入爐燃料量B、鍋爐蒸發(fā)量D、機組發(fā)電負荷Pel、主蒸汽壓力Pgr和溫度tgr、再熱蒸汽進口壓力Pzrj和溫度tzrj、再熱蒸汽出口壓力Pzrc和溫度tzrc、給水壓力pgs、給水溫度tgs、給水流量Dgs、汽包壓力pqb、再熱器減溫噴水量Dzrjw、以及汽輪機再熱冷段的各級抽汽、凝結水和疏水對應的壓力和溫度，步驟2根據(jù)步驟1獲得的燃煤熱值Qd1y、送風溫度tlk、排煙溫度tpy、排煙氧量O2py、飛灰含碳量Cfh、鍋爐蒸發(fā)量D，利用鍋爐反平衡效率模型，計算出鍋爐熱效率ηb反，步驟3根據(jù)步驟2獲得的鍋爐熱效率ηb反、步驟1讀取的入爐燃料量B以及運用其它讀取參數(shù)計算得出的鍋爐有效利用熱Q1，利用鍋爐正平衡效率模型，得到相應的當前燃煤熱值Qd2y，步驟4如果(Qd1y-Qd2y)的絕對值大于給定的微小量ε，則將當前燃煤熱值Qd2y賦值給燃煤熱值Qd1y，重復步驟2～4，直到(Qd1y-Qd2y)的絕對值小于或等于給定的微小量ε，將當前的燃煤熱值Qd2y作為τ時刻下的燃煤熱值Qdτy，所述ε根據(jù)預定的精度確定。
2. 根據(jù)權利要求1所述的基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法，其 特征在于，上述的鍋爐反平衡效率模型為<formula>formula see original document page 2</formula>式中Lu。一為總干灰量中未燃燼碳的熱損失，Lg—為干煙氣熱損失， Lm—為水分熱損失，k。一為化學未完全燃燒熱損失。對于燃用固體燃料時，氣體未完全燃燒產(chǎn)物只有一氧 化碳，而排煙中的一氧化碳含量很少，故可以忽略不計，Lr一為散熱損失，L皿一 為其他熱損失，一般取為0. 33 0. 38%， Ay—為收到基灰分，選用設計值即可，rfh、rk一分別為飛灰、爐渣中灰量占入爐煤總灰量的份額，一般取r^ = 0. 9、rlz = 0. 1，Cfh、 Clz-分別為飛灰含碳量、爐渣含碳量，有條件時，可用測量值；無條件時，或基于歷 史的實測和實時數(shù)據(jù)，分別建立飛灰含碳量、爐渣含碳量隨發(fā)電負荷和排煙氧量變化的回 歸模型，即Cfh = ^ (Pel, 02py) 、 Clz = f2 (Pel, Q2py);或分析歷史的飛灰含碳量和爐渣含碳量 數(shù)據(jù)，建立爐渣含碳量隨飛灰含碳量變化的回歸模型，即Cft = f (Clz)，Cpg-為干煙氣的定壓平均比熱，該值可簡化取為1. 03kJ/(kg. K)，o2py-為排煙氧量，采用測量值，a py-為過量空氣系數(shù)，該值可用排煙氧量02py簡化求得，見式(6)，其中排煙氧量采用tpy、 tlk-分別為排煙溫度和冷空氣溫度，采用測量值， Cah2o —為水蒸汽的定壓平均比熱，該值可簡化取為1. 88kJ/ (kg. K)， D。 D—分別為鍋爐額定蒸發(fā)量和鍋爐實時蒸發(fā)量，后者采用測量值， kpk^kpkf-是關于燃料熱值的函數(shù)，根據(jù)德國熱力工程計算圖冊和德國的DIN標準 求得。QJ—為燃料熱值。
3. 根據(jù)權利要求1所述的基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法，其 特征在于，上述鍋爐有效利用熱Qi的計算如下<formula>formula see original document page 3</formula>式中Dgr—過熱器出口蒸汽流量，采用鍋爐實時蒸發(fā)量D的測量值，Dz「_再熱器出口蒸汽流量，= A^XD^+D—，其中，I為再熱蒸汽份額，根據(jù)從SIS 系統(tǒng)實時數(shù)據(jù)庫中讀取的汽輪機再熱冷段各級抽汽、凝結水和疏水對應的壓力和溫度，通 過高溫加熱器熱平衡計算其抽汽份額A和A2 ;進而，由A" = 1-^-4計算再熱蒸汽份額，另外，Dzrjw為再熱器減溫噴水量，采用測量值，Dpw-排污流量，對于亞臨界汽包鍋爐，根據(jù)鍋爐設計書取用排污份額Apw ;對于超臨界 鍋爐，取Apw = 0 ;進而，由Dpw = APWXD*計算排污流量，i〃 gr、i' Zr、i〃 z"igs、i' 一分別為過熱蒸汽焓、再熱蒸汽進出口焓、給水焓和汽包壓力下的飽和水烚，其值根據(jù)相應的溫度、壓力測量值，利用水蒸汽圖表即可得到。
4. 根據(jù)權利要求1所述的基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法，其 特征在于，上述的鍋爐正平衡效率模型如下<formula>formula see original document page 3</formula>式中B—為鍋爐入爐燃料量，采用測量值，Q「-為鍋爐有效利用熱， n^—為鍋爐反平衡效率。
全文摘要
本發(fā)明涉及到一種基于正反熱平衡關系的電站鍋爐燃煤熱值趨勢測算方法，其特征是使用燃煤熱值測算方法，分別獲得各時刻下相應的燃煤熱值測算值，并繪制出燃煤熱值隨時間變化的趨勢曲線，實現(xiàn)對燃煤熱值變化趨勢的監(jiān)測。在燃煤熱值測算方法中，首先利用廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)的實時數(shù)據(jù)庫讀取相關參數(shù)，并假設某一時刻的燃煤熱值，將其代入鍋爐反平衡效率模型，計算鍋爐熱效率，然后利用鍋爐正平衡效率模型，使用鍋爐有效利用熱、入爐燃料量和計算出的鍋爐熱效率獲得當前燃煤熱值，通過對前后燃煤熱值偏差的判斷對當前燃煤熱值進行迭代校正，最終確定該時刻下燃煤熱值測算值。該方法計算簡便，成本低，適應性廣，能夠很好地實現(xiàn)燃煤熱值的在線趨勢分析。
文檔編號G06F19/00GK101697179SQ20091018535
公開日2010年4月21日 申請日期2009年11月5日 優(yōu)先權日2009年11月5日
發(fā)明者彭獻永, 王培紅, 趙歡 申請人:東南大學;