鏈條鍋爐的動(dòng)態(tài)建模與仿真

1、第 20 卷第 5 期熱能動(dòng)力工程Vol . 20,No . 52005 年 9 月JOURNAL OF ENGINEERING FOR THERMAL ENERGY AND POWERSep . ,2005文章編號(hào) :1001 - 2060 (2005) 05 - 0527 - 05鏈條鍋爐的動(dòng)態(tài)建模與仿真許紅勝1 ,朱金榮2(11 東南大學(xué)設(shè)計(jì)院熱電工程設(shè)計(jì)研究所 ,江蘇南京 210096 ;21 南京工程學(xué)院仿真部 ,江蘇 南京 210013)摘 要:針對(duì) 10 tPh 及以下容量鏈條鍋爐負(fù)荷的頻繁波動(dòng) ,采用模塊化的建模方式建立了一臺(tái) 10 tPh 鏈條鍋爐的汽水系統(tǒng)和燃燒系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)數(shù)

2、學(xué)模型 ,并進(jìn)行了仿真試驗(yàn) ,得到爐排速度和空氣量發(fā)生變化時(shí)鍋爐燃燒率、蒸汽流量、過(guò)熱汽溫和汽包水位的實(shí)時(shí)變化量和趨勢(shì)。仿真試驗(yàn)結(jié)果表明 ,鏈條鍋爐更好地實(shí)現(xiàn)負(fù)荷調(diào)整應(yīng)采取同時(shí)改變爐排速度和空氣量的方式 ,為實(shí)現(xiàn)鍋爐的穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性運(yùn)行提供理論指導(dǎo)。關(guān)鍵 詞:鏈條鍋爐;動(dòng)態(tài)模型;仿真試驗(yàn)中圖分類號(hào) : TK229. 6文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼 :A1引 言鏈條爐排鍋爐是一種結(jié)構(gòu)比較簡(jiǎn)單的層燃鍋爐。利用燃煤工業(yè)鏈條爐進(jìn)行生產(chǎn)與生活供暖 ,乃是國(guó)內(nèi)主要供熱方式。因此 ,鏈條鍋爐的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行對(duì)節(jié)能、改善環(huán)境和企業(yè)能否正常生產(chǎn) , 都至關(guān)重要 1 。由于鏈條鍋爐在運(yùn)行過(guò)程中的加煤、清渣及出灰等主要工作都實(shí)現(xiàn)了機(jī)械化

3、, 且運(yùn)行穩(wěn)定、可靠 ,因而成為工業(yè)企業(yè)、小型熱電站及民用供熱工程中應(yīng)用最為廣泛的燃煤動(dòng)力設(shè)備。在工業(yè)生產(chǎn)過(guò)程中 ,鏈條鍋爐的負(fù)荷波動(dòng)非常頻繁 ,采取有效的措施更好地實(shí)現(xiàn)鏈條鍋爐負(fù)荷調(diào)整的穩(wěn)定性是提高鍋爐經(jīng)濟(jì)運(yùn)行的重要保證。本文通過(guò)動(dòng)態(tài)建模與仿真實(shí)驗(yàn)?zāi)苤笇?dǎo)鍋爐的實(shí)際運(yùn)行。根據(jù)鏈條鍋爐的運(yùn)行過(guò)程和系統(tǒng)特點(diǎn) ,建立了10 tPh 鏈條鍋爐的動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型 ,并進(jìn)行了仿真試驗(yàn)。分別給出了爐排速度和風(fēng)量各自和同時(shí)發(fā)生變化時(shí)鍋爐燃燒率、蒸汽流量、過(guò)熱汽溫和汽包水位的實(shí)時(shí)變化量和趨勢(shì)。結(jié)果表明同時(shí)改變爐排速度和空氣量可以更好地實(shí)現(xiàn)鍋爐負(fù)荷的穩(wěn)定調(diào)節(jié)。2 數(shù)學(xué)模型的建立2. 1爐排的燃燒模型收稿日期:2005

4、 - 02 - 02 ;修訂日期:2005 - 05 - 11作者簡(jiǎn)介:許紅勝(1963 - ) ,男 ,江蘇溧陽(yáng)人 ,東南大學(xué)高級(jí)工程師.圖 1風(fēng)煙系統(tǒng)首先將爐排沿長(zhǎng)度方向分為若干個(gè)區(qū) ,每個(gè)區(qū)與爐排下的一個(gè)小風(fēng)室相對(duì)應(yīng)(無(wú)風(fēng)室的最前和最后二部分各單獨(dú)作為一個(gè)區(qū)) ,并假定各區(qū)內(nèi)的溫度均勻 2 。燃燒率:mc = kr f () Mc CO 2(1)煤質(zhì)量平衡:d Mc d= ci - co - mc - cl(2)灰量平衡:P(3)d Mz d= zi - zo + mc Az - zl能量平衡:d Tb( Mc Ccoal + Mz Cash )d= ci Ccoal ( Tbi - T

5、b ) +zi Cash ( Tb i -Tb ) + mc ( Ccoal - Az Cash ) Tb + Ga CairTk -Gg Cgas + mc Qydw + Qfb(4)給煤量:WH V ()B = P 5上述各式中:Az 每千克煤完全燃燒產(chǎn)生的灰質(zhì)量 ,kgPkg ; 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd.All rights reserved.528 熱 能 動(dòng) 力 工 程2005 年ci 、co 、cl 進(jìn)出口煤流量及漏煤量 ,kgPs ;Ccoal 、Cash 分別為煤和灰的比熱 ,kJP(kgK) ; Ca

6、ir 、Cgas 分別為空氣和煙氣的比熱 ,kJP(kgK) ;CO 2 氧濃度;Ga 、Gg 進(jìn)入的空氣及離開的煙氣流量 ,kgPs ;H 煤層厚度 ,m ;kr 燃燒系數(shù);L 區(qū)域長(zhǎng)度 ,m ;mc 燃燒率 ,kgPs ;Qfb 爐膛煙氣向煤層的輻射傳熱量 ,kW ;Qydw 煤的低位發(fā)熱量 ,kJPkg ;Mc 、Mz 區(qū)域中煤、灰的質(zhì)量 ,kg ;Tb i 、Tb前一區(qū)域來(lái)的、當(dāng)前區(qū)域物料溫度 , ;V 爐排速度 ,mPs ;W 爐排寬度 ,m ;Zi 、Zo 、Zl 進(jìn)出口灰流量及漏渣量 ,kgPs ; 爐排上煤層的堆積密度 ,kgPm3 ; 爐排上煤層的燃盡程度;f () 燃盡程度

7、對(duì)燃燒率的影響。圖 2爐排速度減小的仿真試驗(yàn)2. 2爐膛的動(dòng)態(tài)模型近似假定爐膛內(nèi)的煙氣組分和溫度相同 ,爐內(nèi)的能量平衡為:d TfVfgas Cgas d = Gg Cgas ( Tb - Tf ) - Qfb - Qf(6)式中:Qf 爐內(nèi)煙氣向周圍受熱面的傳熱量 ,kW ;Tf 爐膛出口煙氣溫度 , ;Vf 爐膛容積 ,m3 ;gas 爐內(nèi)煙氣密度 ,kgPm3 。2. 3其它系統(tǒng)模型汽水側(cè)的模型主要有單相區(qū)模型和兩相區(qū)模型 ,采用文獻(xiàn) 3 的方法來(lái)建模。 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd.All rights reserv

8、ed.第 5 期許紅勝 ,等:鏈條鍋爐的動(dòng)態(tài)建模與仿真529 兩相區(qū)的模型主要用于蒸發(fā)區(qū)的建模 ,此處將整個(gè)蒸發(fā)區(qū)劃分為四個(gè)環(huán)節(jié):汽包、下降管上升管中工質(zhì)和上升管壁金屬。主要方程如下:汽包中水質(zhì)量平衡:Wec -Wrs (1 - xrs ) -Wbd - Wdc + Wcon- Wevdd =d( V d)(7)汽包中汽質(zhì)量平衡:dd Wrs xrs - Wdrum -Wcon + Wev =d( V d)(8)汽包能量平衡:Wec Hec + Wrs Hrs - Wdc Hdc - WdrumH-Wbd H=d( VdH+ VdH+ Md Cm tsat ) - JV dd Pdrumdd(

9、9)下降管的能量平衡:Wdc Hdc - Wdco Hdco =d( V dcHdco+ Mdc Cm tdco )(10)d水冷壁中水質(zhì)量平衡:rsdWdco- Wevp - Wrs (1 - xrs ) - Wev =d( Vrs)(11)水冷壁中汽質(zhì)量平衡:rsWevp+ Wev - Wrs xrs =d( Vrs)(12)d圖 3送風(fēng)量減小的仿真試驗(yàn)水冷壁中工質(zhì)能量平衡:Qgm - Qmw = Mrs Cmd tmrs(14)Wdco Hdco - Wrs Hrs + Qmw =d( VrsH+ Vrsd上述各式中:dH) - JV rsd Pdrum(13)Cm 金屬比熱 ,kJ (

10、kgK) ;dJ 系數(shù);水冷壁金屬能量平衡:Md 汽包的有效金屬量 ,kg ; 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd. All rights reserved.P530 熱 能 動(dòng) 力 工 程2005 年Mrs 水冷壁的有效金屬量 ,kg ;Wbd 排污流量 ,kgPs ;Pdrum 汽包壓力 ,MPa ;Qgm 煙氣向水冷壁的放熱量 ,kW ;Qmw 水冷壁管向管內(nèi)工質(zhì)的放熱量 ,kW ;tdco 下降管出口工質(zhì)溫度 , ; tmrs 水冷壁溫度 , ;tsat 飽和溫度 , ;Wcon 被省煤器來(lái)水所凝結(jié)的蒸汽流量 ,kgPs

11、;Wdc 下降管入口的工質(zhì)流量 ,kgPs ;Hdc 下降管入口的工質(zhì)焓 ,kJPkg ;Wdco 下降管出口的工質(zhì)流量 ,kgPs ;Hdco 下降管出口的工質(zhì)焓 ,kJPkg ;Wdrum 汽包出口蒸汽流量 ,kgPs ;Wevp 水冷壁內(nèi)工質(zhì)吸熱產(chǎn)生的蒸汽流量 ,kgPs ;Wec 省煤器出口的給水流量 ,kgPs ; Hec 省煤器出口的給水焓 ,kJPkg ; dWevrs 水冷壁中的閃蒸量 ,kgPs ; Wrs 上升管出口工質(zhì)流量 ,kgPs ;Hrs 、xrs 上升管出口工質(zhì)焓(kJPkg) 和干度; V dc 下降管的容積 ,m3 ;Mdc 下降管的有效金屬量 ,kg ; V

12、 d 汽包容積 ,m3 ;Vd、Vd汽包中的水容積和汽容積 ,m3 ; V rs 水冷壁容積 ,m3 ;Vrs、Vrs 水冷壁中的水容積和汽容積 ,m3 ; 、飽和水密度和蒸汽密度 ,kgPm3 ;送、引風(fēng)機(jī)根據(jù)其特性曲線來(lái)建立其模型。圖 4爐排速度和風(fēng)量同時(shí)減小的仿真試驗(yàn) 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd.All rights reserved.第 5 期許紅勝 ,等:鏈條鍋爐的動(dòng)態(tài)建模與仿真531 燒率的回升也漸漸回升。汽包水位由于蒸發(fā)量的減3鏈條鍋爐的仿真小而上升 ,當(dāng)水位達(dá)75 mm 后 ,通過(guò)減小主給水調(diào)門的開度 ,來(lái)

13、維持正常水位。過(guò)熱蒸汽溫度受蒸發(fā)量3. 1對(duì)象介紹(以 SHL10 - 16350 - A 型鍋爐作為和煙氣流量的影響 ,初始時(shí) ,由于煙氣流量的減小而仿真對(duì)象)下降 ,隨后由于蒸汽流量的減小而上升 ,最后的穩(wěn)定3. 1. 1 汽水系統(tǒng)值較初值高。該鍋爐的汽水系統(tǒng)主要由省煤器、上鍋筒、下鍋3. 2. 3 爐排速度和風(fēng)量同時(shí)減小P筒、下降管、水冷壁、對(duì)流管束和過(guò)熱器等組成。來(lái)P將爐排的速度從 600 r min 減至 500 r min ,同時(shí)自給水母管的水 ,經(jīng)省煤器加熱后 ,進(jìn)入上鍋筒 ,與將送風(fēng)機(jī)的擋板開度從 50 %減小到 30 % ,動(dòng)態(tài)響應(yīng)鍋筒中的水混合后 ,進(jìn)入下降管P,經(jīng)水冷壁和

14、對(duì)流管過(guò)程如圖 4 。燃燒率初始時(shí)由于風(fēng)量的突降而快速束加熱后 ,成為汽水混合物 ,回到上鍋筒。經(jīng)汽水分下降 ,然后受爐排的速度下降的影響而緩慢下降。離后 ,蒸汽由上鍋筒引出 ,進(jìn)入過(guò)熱器進(jìn)口集箱 ,經(jīng)蒸汽流量的變化趨勢(shì)與燃燒率的變化趨勢(shì)基本一過(guò)熱器加熱 ,進(jìn)入過(guò)熱器出口集箱 ,經(jīng)主蒸汽電動(dòng)門致 ,只是變化要平緩一些。蒸汽流量的下降導(dǎo)致汽進(jìn)入蒸汽母管。包水位的上升 ,當(dāng)水位達(dá)75 mm 時(shí) ,通過(guò)減小主給水3. 1. 2 風(fēng)煙系統(tǒng)調(diào)門的開度來(lái)維持水位。過(guò)熱蒸汽溫度開始時(shí)由于風(fēng)量減少引起煙氣量的減少而降低 ,后由于蒸汽流鍋爐的風(fēng)煙系統(tǒng)由送風(fēng)機(jī)、燃燒系統(tǒng)、空氣預(yù)熱量的減小而上升。器、除塵器、引風(fēng)機(jī)

15、等組成 ,如圖 1 所示。爐排的下方劃分為 5 個(gè)獨(dú)立的風(fēng)室 ,根據(jù)燃燒情況 ,可各自調(diào)4 結(jié) 論節(jié)風(fēng)量的大小。3. 2仿真試驗(yàn)(1) 采用分區(qū)模型并考慮未燃碳和灰的質(zhì)量與采用模塊化建模的方法建立了上述鍋爐的模能量平衡 ,建立的鏈條爐動(dòng)態(tài)模型是合理的 ,仿真結(jié)型 ,并進(jìn)行了仿真試驗(yàn)。下列的幾個(gè)試驗(yàn)均是從鍋果定性反映了鏈條鍋爐負(fù)荷調(diào)節(jié)變化的合理趨勢(shì) ,爐的滿負(fù)荷工況開始的 , 在此工況下 , 蒸汽流量為可用于指導(dǎo)實(shí)際鍋爐的負(fù)荷調(diào)整與運(yùn)行操作。10 t h 、過(guò)熱汽溫為 350 。(2) 單獨(dú)改變爐排速度 ,鏈條鍋爐蒸汽負(fù)荷的3. 2. 1 爐排速度減小P變化比較慢 ,而單獨(dú)改變風(fēng)量只能滿足鍋爐瞬

16、時(shí)的P負(fù)荷變化要求 ,而且在給煤量不變時(shí)燃燒效率降低。將爐排的速度從 600 r min減至 500 r min ,各參數(shù)隨時(shí)間的變化如圖 2 所示。燃燒率逐漸降低 ,達(dá)因此 ,鏈條鍋爐的負(fù)荷調(diào)整應(yīng)采用爐排速度和風(fēng)量穩(wěn)定的時(shí)間 1 200 s 。蒸汽流量隨燃燒率的下降而的聯(lián)動(dòng)方式來(lái)進(jìn)行。減小 ,這又使得過(guò)熱汽溫上升。由于給水流量在開(3) 在一定的空氣燃料化學(xué)當(dāng)量比時(shí) ,采用同始一段時(shí)間內(nèi)未作調(diào)整 ,所以蒸汽流量的減小引起時(shí)改變爐排速度和風(fēng)量的負(fù)荷調(diào)節(jié)方法一方面提高汽包水位的上升 ,當(dāng)水位達(dá)75 mm 后 ,通過(guò)減小主給了鏈條鍋爐負(fù)荷調(diào)節(jié)的穩(wěn)定性 ,另一方面有利于鍋水調(diào)門的開度 ,來(lái)維持正常水

17、位。爐的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。3. 2. 2 風(fēng)量減少P將送風(fēng)機(jī)的擋板開度從 50 %減小到 30 % ,各參參考文獻(xiàn):數(shù)隨時(shí)間的變化如圖 3 。由于風(fēng)量的突然減小 ,爐排上各區(qū)中的燃燒率快速下降 ,但隨著爐排上未燃燒煤量的增多 ,燃燒在較低的過(guò)量空氣系數(shù)下進(jìn)行 , 燃燒率又漸漸回升 ,最后穩(wěn)定于較初值低的數(shù)值上。蒸汽流量隨著燃燒率的下降而較快下降 ,后隨著燃 1 蘇麗清 ,李美芬 ,蔡新強(qiáng). 燃煤工業(yè)鏈條爐運(yùn)行中常見(jiàn)問(wèn)題分析 J . 煤質(zhì)技術(shù) ,2004 (2) :55 - 57. 2 朱金榮. 鏈條爐排的分區(qū)模型J . 熱能動(dòng)力工程 ,2000 ,15 (1) :50 - 51. 3 章臣樾. 鍋爐動(dòng)

18、態(tài)特性及其數(shù)學(xué)模型 M . 北京:水利電力出版社 ,1987. 1995-2005 Tsinghua Tongfang Optical Disc Co., Ltd.All rights reserved.第 5 期英 文 摘 要555 by a direct sampling in a natural gas diffusion flame . Furthermore , candle soot , four kinds of commercial soot and a kind of anthracite coke were selected for comparison study pur

19、poses. On the basis of test results the parameters of combustion kinetics characteristics were determined along with an analysis of their combustion features. The soot obtained in a natural gas diffusion flame possesses the following combustion features : a relative ease of ignition , a comparativel

20、y low ignition temperature (compared with coke or coal with a relatively low volatile content) , a relatively weak combustion during an earlier period , a relatively slow combustion at a later period , a fairly long time needed for burn2out , etc . These results and findings can provide a basis for

21、utilizing the soot2generated intensified flame radiation characteristics and for their ef2 fective control in the natural gas combustion process. Key words : natural gas , soot , combustion characteristics , thermal analysis , reaction kinetics鏈條鍋爐的動(dòng)態(tài)建模與仿真 = The Dyna mic Modeling and Simulation of a

22、 Cha in Grate Boiler 刊 ,漢XU2PP22Hong sheng ( Thermo electric Engineering & Research Institute under the Southeastern University , Nanjing , China , PostCode : 210096) ,ZHU Jin rong ( Simulation Department , NanjingEngineering Institute , Nanjing , China ,Post Code :210013)Journal of Engineering for

23、Thermal Energy & Power. -2005 , 20(5) . - 527531PIn consideration of the very frequent load fluctuations of chain grate boilers with a steam capacity of 10 tPh and lower a dynamic mathematical model was set up by using a modular modeling method for the steam2water system and combustion system of a 1

24、0 tPh chain grate boiler. Through simulation tests obtained were the real2time variation quantity and trend for the boiler combustion rate , steam flow rate , superheated steam temperature and boiler drum water level , all during the changes in chain2grate traveling speed and air feeding rate . The

25、results of the simulation tests indicate that to better im2 plement boiler load adjustments it is necessary to simultaneously change the chain2grate traveling speed and airflow rate . This and other findings can serve as a theoretical guide for the stable and economic operation of chain grate boiler

26、s. Key words : chain grate boiler , dynamic model , simulation test高溫高壓濕空氣氣液相平衡 PVT 參數(shù)估算 = Evaluation of the PVT ( Pressure volume temperature)Para mePP222P2ters of Va por liquid Phase Equilibrium of High temperature and High pressure Humid Air 刊 ,漢YANG Zhiyong , L IU Chao( Power Engineering Institu

27、te under the Chongqing University , Chongqing , China , Post Code : 400030)Journal ofEngineering for Thermal Energy & Power. - 2005 , 20(5) .- 5325342,53822With the working medium in a humid air turbine and compressed2air energy storage system serving as an object of study a new cubic type of status

28、 equation is employed to compute the vapor2liquid phase equilibrium parameters of pure water at subcritical and near2critical status as well as the humid air in the current range of experimental temperature and pressure . Compared with the experimental data now available the average and maximum calc

29、ulation error of pure water saturated pressure is respectively 0. 09 % and 0. 44 %. As for the saturated gas2phase specific volume the average and maximum calculation error is respectively 1. 81 % and 5. 15 %. The average and maximum calculation error for the saturated liquid2 phase specific volume is respectively 2. 30 % and 5. 47 %. The average calculation error for vapor molar fraction in the humid air is 0. 10 % with its maximum error being 1. 99 %. This new cubic type of status equation currently represents a relatively good mathemat