華東,高效超臨界壓力汽輪發(fā)電機組

高效超臨界壓力

汽輪發(fā)電機組

（僅供內(nèi)部參考）

華東電力設計院收集

2002.2

目錄

1.目的

1.1做這項研究的理由

1.2背景

2.水/汽循環(huán)

2.1引言

2.2主汽壓力的影響

對熱耗和效率的影響

2.3主汽和再熱汽溫度的影響

2.4雙再熱對單再熱

2.5凝汽器壓力的影響

2.6最終給水溫度的影響

2.7最佳最終給水溫度

2.8熱平衡

3.運行特性

3.1部分負荷運行

3.2負荷范圍

3.3負荷變化率

3.4起動期(夜間停、周末停之后)

4.鍋爐系統(tǒng)

4.1壓力部件

4.2空氣和煙氣系統(tǒng)

4.3燃燒系統(tǒng)

4.4灰、渣系統(tǒng)

4.5主要鍋爐數(shù)據(jù)

5.汽機系統(tǒng)

5.1高壓缸(HP)

5.2中壓缸(IP)

5.3高壓和中壓缸的材料

5.4低壓缸(LP)

5.5凝汽器

6.管道系統(tǒng)

6.1材料特性

6.2管子尺寸

6.3蒸汽管道的連接

7.電廠輔機

7.1冷卻水系統(tǒng)

7.2低加和高加

7.3給水泵

7.4給泵電動驅(qū)動裝置

7.5化水和凝結水精處理設備

8.環(huán)保系統(tǒng)

8.1靜電除塵器(ESP)

8.2除氮氧化物系統(tǒng)(SCR)

8.3煙氣脫硫(FGD)

9.熱控系統(tǒng)

9.1汽包鍋爐的控制

9.2直流保護

10.現(xiàn)場布置

11.利用率和可靠性

11.1蒸汽參數(shù)對利用率和可靠性的影響

11.2重復對利用率和可靠性的影響比較

12.凈效率

12.1一些現(xiàn)代化電廠的凈效率

12.2輔助負荷

12.3寄生損失

12.4凈效率

13.國產(chǎn)化分析

13.1設計和制造

13.2安裝

13.3運行

14.投資成本

14.1總投資

14.2投資分解

14.3售電價格分析

14.4二氧化硫(S02)對投資收益的影響

14.5投資回收分析

14.6結論

15.結論

1.目的

1.1這項研究的理由

前兩年FLSMilj中一直在告訴中國政府各部門丹麥在高效超臨界燃煤電廠，

具體地說也就是鍋爐方面的設計和運行經(jīng)驗。資料已在中國與中方發(fā)電部門管理

人員舉行的討論會和各種會議上散發(fā)。這些活動已促成了中國官員幾次訪問丹麥

幾家先進的電站，圍繞運行經(jīng)驗進行考察和討論。

這些會議和會談已表明中國的發(fā)電系統(tǒng)有興趣探討這樣的機組是否能像在

丹麥已得到證明的那樣對中國的電網(wǎng)也有可類比的優(yōu)點。進行這項探討的最好辦

法是做可行性研究，在研究中，所有參數(shù)-具體數(shù)值中國和丹麥可能不同-都

可測試對方案履行的影響。中國電力工程咨詢公司（CPECC）和FLSMilj①已

同意合作進行這項研究。

1.2背景

在過去的20年，丹麥的燃煤蒸汽動力循環(huán)已經(jīng)逐步從亞臨界壓力級經(jīng)過超

臨界范圍發(fā)展到今天的高效超臨界循環(huán)。這在歐洲也稱為超超臨界（USC）動力

循環(huán)。在丹麥的條件下，這種電廠機組的總發(fā)電效率已從40%上升到47%o逐

步發(fā)展已經(jīng)能做到讓這些機組維持高利用率并已表明認真的設計意味著利用率

不受高蒸汽參數(shù)的影響。同樣在這20年中全世界對清潔煤技術的要求也已經(jīng)提

高，燃煤高效超臨界工藝與其他的清潔煤技術相比，經(jīng)濟上已經(jīng)證明是最好的解

決方法。

在今后幾十年，煤仍然是世界上發(fā)電的最重要的燃料，中國還有提高燃煤發(fā)

電能力的雄心勃勃的規(guī)劃。這項可行性研究有希望對中國實施這一規(guī)劃時的決策

作出有效貢獻。

按照丹麥設計原則設計的600MW機組在中國的條件下會怎樣實施，必須從

布置方式做概念上的介紹。FLSMilj中將集中在鍋爐島，丹麥發(fā)電公司ELSAM支

持動力循環(huán)和其他設備島的探討。CPECC是研究組的一名積極成員，將把中國一

切待測試重要條件帶到研究中來并和現(xiàn)在丹麥的參數(shù)進行對比。

2.水/汽循環(huán)

2.1引言

燃煤電廠技術自第二次世界大戰(zhàn)結束以后已取得相當大的發(fā)展。這期間第一

階段燃煤電廠發(fā)展的激勵因素是為了滿足不斷增長的電力需求和保持低生產(chǎn)成

本，一個明顯的成果就是設備的最大出力在歐洲從100MW范圍增長到800MW而沒

有影響設備的可靠性和利用率。

工業(yè)化國家中電力消耗的增長已經(jīng)從60年代的迅速增長下降到現(xiàn)在的低速

增長。同時電力生產(chǎn)的發(fā)展推動力已從供給和經(jīng)濟上的考慮改變?yōu)榄h(huán)保方面。許

多國家對環(huán)保越來越重視的一個重大結果就是經(jīng)濟合作和發(fā)展組織（0ECD）垓

數(shù)政府聲明的到2005年將二氧化碳（C02）的排放量與80年代末相比，降低20%。

要達到這一目標很困難，費用很大，留給電廠和電力生產(chǎn)者許多沒有解決的問題。

然而，除了減少更大的電力需求外，提高煤-電轉換效率是減少全球C02排放

最有效和最便宜的方法之一，而且也適用于快速發(fā)展的亞洲經(jīng)濟。

蘭金（Rankine）循環(huán)曾經(jīng)在200多年電力生產(chǎn)中擔當重任，不斷改善該循

環(huán)的性能-這也是粉化燃料（PF）技術的基礎-這些年一直在不斷進行。蘭

金循環(huán)在過去40年間比較具體的改善列在下面表2.1-1,表示第二次世界大戰(zhàn)

以后集中式的電力生產(chǎn)成為普遍現(xiàn)象時經(jīng)濟合作和發(fā)展組織（OECD）大多數(shù)國家

里主汽壓力和溫度的發(fā)展總趨勢。第二欄中的“D”表示汽包鍋爐的代表性壓力，

“F”表示直流鍋爐的代表性壓力。第三欄給出60、70和80年代的兩種溫度等

級，但是看來與該時期汽壓的改進沒有關聯(lián)。第四欄列出各10年期間厚壁型材

所用的高溫鋼。

表2.1-1第二次世界大戰(zhàn)以后主汽汽壓和溫度

171壓力（巴）溫度（°C）高溫鋼

50年代D：80-100520-53013CrMo44/Tll

60年代D：120-160530--53010CrMo910/T22

或

F：170-180560-56514MoV63

70年代F：180-190560-565X20CrMoV121

或T22

80年代F：180-190560-565X20CrMoV121

或F：250

90年代250560

X20CrMoV121

表2.1-1最底下一行表示以市場有售已30多年的德國馬氏體12%格(Cr)

鋼(X20CrMoV121)為依據(jù)的目前粉化燃料技術限值。不過，重要的是請注意表

2.1-1只表示經(jīng)濟合作和發(fā)展組織(0ECD)成員國內(nèi)的總趨勢。經(jīng)濟合作和發(fā)

展組織以外的改進由于有許

多原因而可能不一樣。

公用事業(yè)的電廠采用先進蒸汽參數(shù)和遠離總趨勢的一個里程碑是1958年調(diào)

試屬于費城P&IEddystone的325MW#1機(350巴，650℃,雙再熱達566℃)。

不過，由于厚壁奧氏體部件有問題和蒸汽管爆管，這家電廠的運行記錄并不好。

早期先進蒸汽參數(shù)的另一個例證是屬于俄亥俄電力公司，1957年調(diào)試后成功運

行多年的Phil。125MW6#機。這是世界上第一臺運行在超臨界壓力(310巴,

雙再熱和蒸汽溫度高達6201的發(fā)電機組。最終這條以煤為基礎的“高溫管線”

被放棄-很可能是由于上述運行上的問題和60年代油價的下降。

50年代，化工廠的基荷發(fā)電，比如Bayer化學和化工廠也采用了300-350

巴和600-650℃范圍內(nèi)很先進的蒸汽參數(shù)。這些電廠雖然使用奧氏體鋼制造蒸

汽管道和轉子，但卻表現(xiàn)出很優(yōu)良的運行記錄。不過，這些廠都很小并作為不需

負荷循環(huán)的純基荷電廠運行。

蘭金循環(huán)設計上而不是高汽壓氣溫上的大改進是德國曼海姆大型發(fā)電廠在

20年代采用的給水再生預熱和在50年代采用降低低壓缸廢汽濕度的再熱。雙再

熱在50年代和60年代因財政原因采用，但隨著油價變便宜和核電承擔基荷發(fā)電

而又消失。

除了材料和蘭金循環(huán)的改進，粉化燃料技術的改進非常依賴于鍋爐、汽機和

電廠其他主要部件設計上的改進。因此，公用事業(yè)電廠的直流鍋爐在50年代和

60年代的發(fā)展使蒸汽壓提高到221巴的臨界值以上成為可能。

對電廠整體性能有很大影響的汽機葉片改進，一直進行了好多年?，F(xiàn)在的葉

片一般都是整體圍帶，減少漏汽損失，葉片都進行過最優(yōu)化，降低形狀損失。結

果公用事業(yè)電廠汽機各級的效率在過去20年內(nèi)改善了約4-5%,高壓部分達到

90%以上，低壓和中壓缸達到95%以上。

對給水泵和風機之類的耗電輔機主要部分中的流程情況有了更好的理解也

導致了效率在過去20年內(nèi)提高了5%左右。

在歐洲，超臨界電廠即使在560°C溫度也取得同樣好的運行效果，如同采用

汽包鍋爐技術的老電廠運行在30-540°C左右的蒸汽溫度。以先進蒸汽參數(shù)運行

的日本電廠也報告了同樣好的運行效果。因此，目前運行上還沒有表現(xiàn)出先進粉

化燃料電廠的利用率會下降。

過了近40年，Philo和Eddystone的“高溫管線”又在鍋爐和汽機所有主要

部位用P91和P92之類的新馬氏體高溫鋼代替奧氏體鋼的基礎上得到采用。馬

氏體鋼是這樣一種結構-由于其中的銘含量，它在空氣中從900°C左右以上的

奧氏體相冷卻到室溫時能形成一種細紋的馬氏體結構。

這些類型的鋼在今后幾年會繼續(xù)改進并從費用上保證先進粉化燃料技術的

設計生命力，使電廠的設計具有良好的運行彈性和利用率。而且主汽汽壓和汽溫

能高出表2.2-1最底下一行的值，如表2.1-2所示，這看來可能就在今后十年

之內(nèi)。

表2.1-22000-2010期間主汽汽壓和汽溫

m壓力（巴）溫度（°C）?

溫鋼

90年代末275-290580-600P91

2000-2005300-310600P91

2005-2010320-350610-630

NF616(P92)

2.2主汽壓力的影響

主汽壓力的影響

爐膛是現(xiàn)代化電廠的大瓶頸之一，現(xiàn)代化直流鍋爐的爐膛設計對目前水/汽循

環(huán)的改進，尤其是對較高的主汽壓力有某種限制。大多數(shù)問題都因習慣上用作爐

膛墻的鋼材13CrMo44或T11的強度隨爐膛墻中水/汽溫度開始升高時降低而引

起。傳統(tǒng)鋼管內(nèi)表面氧化加劇在水汽溫度上升時也可能引起問題。

不過，今后可以使用市場上已經(jīng)有售的質(zhì)量更好的鋼材減少問題的發(fā)生，這

在第4條鍋爐中再談。這里簡要地談爐膛的一些特點，尤其是使爐膛墻起重要

作用的主汽壓力。

多年來，爐膛都用爐膛墻包起來，爐墻用鰭片管制造，焊在一起形成不漏（煙）

氣的膜式墻，常稱為水冷壁。這就不需要耐火材料，保溫也就直接放在水冷壁外

面。

很明顯，具有水冷壁的爐膛設計從大多數(shù)方面看，是一種很好的方案，因為

爐膛墻起吸熱和實際邊界的雙重作用，使爐墻成為鍋爐中一個很便宜的受熱區(qū)。

不過鍋爐的設計人員需要接受一點，就是爐膛的吸熱面直接和爐膛大小相聯(lián)系，

在爐墻出現(xiàn)冷卻方面的問題時他缺乏自由度。

而口發(fā)電的經(jīng)濟成本加大了爐膛的問題，因為電力生產(chǎn)人員需要使用多種多

樣的煤，包括費用低、灰份軟化溫度低的各種煤。這樣的煤可能引起爐墻結渣和

火側腐蝕方面的問題，這些問題又因環(huán)保要求現(xiàn)代化的低NOX（氮的氧化物）

燃燒而加重。低NOX燃燒需要大爐膛，這也意味著與老鍋爐相比，要增加給爐

墻的熱量輸入和提高水汽溫度。

最后，水、汽的熱動力學指出超臨界壓力也增加了水冷壁中水/汽溫度更高的

趨勢。圖2.2-1表示水/汽溫度上升-熱焰（對應于給水冷壁的熱量輸入）的

特性曲線：

?曲線1：亞臨界汽包鍋爐，出汽壓力60巴

?曲線2：超臨界直流鍋爐，出汽壓力250巴

?曲線3：超超臨界直流鍋爐，出汽壓力300巴

圖2.2-1水/汽溫度與熱焰的相互關系

曲線1清楚地表示出亞臨界壓力下370-380°C左右穩(wěn)定的低蒸發(fā)溫度，管

子中蒸發(fā)隨雙相流發(fā)生。曲線2和3表示爐墻中超臨界水汽溫度隨主汽壓力上升

而一直上升，可以包括：

?蒸發(fā)器出來的水/汽溫度從亞臨界變成超臨界汽壓時至少上升30K左右。

?只要蒸汽參數(shù)停留在300巴和600℃左右以下，爐墻和旋風器中的水/汽

溫度值可能被限制在450°C,對水冷壁的設計和使用不會構成大問題。鍋爐制造

廠家在兩種場合可以使用簡單的1%格管，比如德國13CrMo44或美國P11,在

焊接后不需做任何熱處理。

?主汽壓力超過300巴左右時，就非常需要能承受更高水/汽溫度的改進爐墻

材料。隨著制造水冷壁的2-1/2%和12%銘的新鋼材市場上有售和旋風器中的蒸

汽溫度可以從450°C上升到500-520。C范圍，這個問題看來可以解決了。

蒸汽工況對高壓和中壓/低壓缸的膨脹管道以及再熱的熱量輸入也有影響。圖

2.2-2表示額定負荷下單再熱亞臨界（SUB）與超臨界（SC）或高效超臨界

（HESC）循環(huán)的膨脹管道，表現(xiàn)出這兩種循環(huán)之間熱動力上的一些主要差異：

?高壓缸內(nèi)超臨界（SC）循環(huán)的膨脹更大些，結果高壓缸以后的汽溫低些，

而單再熱超臨界循環(huán)再熱蒸汽的溫升大些-超臨界循環(huán)在250K范圍，高效超

臨界（HESC）循環(huán)在280K范圍。亞臨界循環(huán)的再熱器溫升一般在200K。

?亞臨界（SUB）和雙再熱高效超臨界（HESC）循環(huán)中，再熱冷段蒸汽過

熱約為100K,這可以使鍋爐設計費用略微省一點，這里通過再熱冷段蒸汽管道

中噴水的方法控制再熱溫度。超臨界循環(huán)的再熱冷段只過熱40-50K左右，這迫

使鍋爐的制造廠家將再熱分成兩段并在兩段之間噴水。

?由于超臨界（SC）循環(huán)的最終給水溫度較高，具有熱動力上的優(yōu)點，所以

需要的再熱壓力較高，從而把中壓和低壓缸的膨脹管道移到左邊。如果是用海水

冷卻的設備，這可能給單再熱循環(huán)的低壓缸末級葉片帶來水滴腐蝕的嚴重問題。

對雙再熱循環(huán)這個問題不會出現(xiàn)，因為第二再熱將中壓/低壓膨脹管道移到右邊,

而且膨脹管道末端蒸汽比較干燥。

熱耗和效率的影響

在常規(guī)的535℃主汽溫度和540℃的再熱汽溫度，鍋爐出口主汽壓力從亞

臨界的170巴上升到250巴時凈熱耗下降2%上下，主汽壓力再從250巴上升到

310巴凈熱耗再降1.3%。

在先進的蒸汽工況下，主汽壓力上升10巴，凈熱耗下降0.1%左右。在本研

究所考慮的先進蒸汽參數(shù)范圍內(nèi)，這方面的改進比較穩(wěn)定。

帶部分負荷的先進高效超臨界（HESC）電廠應該利用滑壓運行進行控制，

也就是主汽壓力像第3節(jié)設備特性中說明的那樣和負荷成比例地變化。

在部分負荷下滑壓運行意味著水/汽循環(huán)效率減低，但運行在較低排汽壓力上

的給泵需要的功率降低部分補償了這一點。部分負荷下效率在其他方面的損失由

較低的給水溫度等造成，但是，大部分的循環(huán)損失因流量消耗的輔機功率迅速下

降而得到補償。結果，高效超臨界（HESC）技術的凈效率在80-100%負荷之

間相當穩(wěn)定，在35%負荷，凈熱耗可能僅從額定值下降4-5%。

2.3主汽和再熱汽溫度的影響

主汽和再熱溫度對高溫部位的鋼材蠕變、腐蝕、氧化、退化有很大影響。不

過提高主汽和再熱汽溫度也意味著設備效率的改善。需要根據(jù)材料改進增加的成

本、汽溫提高方面的經(jīng)驗和節(jié)省的燃料對所有的方面做很好的權衡。

圖2.3-1表示在最優(yōu)化循環(huán)中提供蒸汽溫度10°C時凈效率的提高。在本

研究所考慮的高效超臨界（HESC）循環(huán)的蒸汽壓力和溫度范圍內(nèi)這方面的改善

是相當?shù)姆€(wěn)定。

表2.3-1蒸汽溫度增加10°C時效率的提高

1'再熱

2'再熱

單再熱0.3%0.25%

雙再熱0.25%0.15%

0.15%

表2.3-1表明主汽和再熱汽二者溫度增加相同量值時，單再熱和雙再熱循

環(huán)總效率的提高幾乎相同，它還表明主汽溫度提高取得的效率改善在雙再熱循環(huán)

中因主汽流量減小而降低，如表2.4-12.3-1所示。反之亦然，再熱汽溫度

提高所產(chǎn)生的效率提高在雙再熱循環(huán)中上升。

如果再熱汽溫度從580℃升高到600℃,300巴高效超臨界（HESC）循環(huán)

的凈熱耗會改善0.6%。

部分負荷時蒸汽溫度穩(wěn)定對取得部分負荷時的良好效率非常重要。有許多種

方法保持汽溫穩(wěn)定，但最熟悉的是煙氣再循環(huán)，它可以在S35%至I」100%負荷內(nèi)

保證主汽溫度穩(wěn)定。再熱汽溫度可以在s50-100%負荷內(nèi)保持穩(wěn)定。將來，新

式的爐墻會把主汽和再熱汽溫度的穩(wěn)定范圍向下擴展到s20-25%負荷。

向再熱器噴水會用來控制再熱器內(nèi)的溫度不平衡。

2.4雙再熱對單再熱

這一小節(jié)集中討論雙再熱循環(huán)，它們和比較常用的單再熱循環(huán)相比有好多優(yōu)

點，大的優(yōu)點有三個：

?低壓缸廢汽濕度下降，可以減少末級動葉片的腐蝕問題。

?各再熱器中溫升較小，各再熱器中的典型溫升將在200°C上下，而單再熱

循環(huán)再熱器內(nèi)的溫度會在280°C上下。這就能保證鍋爐出口斷面汽溫比較均勻。

?轉子細長、敏感的高壓缸內(nèi)熱焰降較小，雙再熱循環(huán)中高壓缸熱焰降會在

300KJ/kg上下，單再熱循環(huán)中會在400KJ/kg上下。所以雙再熱汽機的高壓缸會

短一些、堅硬一些，改善轉子的穩(wěn)定性。

再熱是大家熟悉利用蘭金循環(huán)膨脹管的卡諾化改善效率的方法。而且，再熱

還減少了在鍋爐的高壓部位向循環(huán)傳輸熱量的不利情況，因為比較多的熱量經(jīng)過

再熱器加給循環(huán)過程。表2.4-1表示在蒸汽參數(shù)越來越先進和采用雙再熱時熱

傳輸怎樣從昂貴的過熱器轉移到再熱器去。

表2.4-1單再熱對雙再熱循環(huán)的熱傳輸分配

再熱數(shù)目P-主汽（巴）Q再熱/Q

過熱

1170

0.19

1250

0.23

1300

0.29

2300

0.40

2335

0.43

2375

0.45

蘭金循環(huán)中再熱的數(shù)目50年代以后已進行過透徹的討論，主要是作為基荷

電廠的一項經(jīng)濟問題考慮。60年代期間，德國、意大利和美國建了一些雙再熱

電廠，但由于油價下降和核電承擔了基荷，所以單再熱機組變成了優(yōu)先選擇。然

而，對90年代采用的比較先進的蒸汽參數(shù)，雙再熱又成為考慮對象。因增加再

熱而引起運行上的問題迄今為止還未有人提出。

日本有兩臺700MW燃氣高效超臨界（HESC）雙再熱機組1989/1990年以來

在中部電力公司川越電廠運行。中部電力公司報告這些機組利用率很好。不過，

日本的電力工業(yè)看來在目前的超臨界（SC）蒸汽工況下燃煤電廠還是喜歡單再

熱機組，但他們在預測中指出對更先進的蒸汽工況，會采用雙再熱。

在美國，EPRI（電力工業(yè)研究院）在80年代初和90年代的幾項研究中研究

過先進的粉化燃料電廠技術。這些研究提出過經(jīng)濟上可行的雙再熱機組。還有美

國能源部(DOE)1995年起的低排放鍋爐系統(tǒng)(LEBS)規(guī)劃也以雙再熱機組作

為依據(jù)。

在丹麥，兩套主汽壓力290巴，主汽溫度580°C,再熱溫度580°C的雙再熱

循環(huán)自1997/1998年起運行。決定采用雙再熱是出于經(jīng)濟考慮，但用意也是開始

發(fā)展能體現(xiàn)最高效率、最大限度地降低CO2排放、電價有競爭力的“不花太大

費用的最可用技術(BATNEC)”。

效率

雙再熱循環(huán)與單再熱循環(huán)比較，凈效率的提高已經(jīng)在兩種高效超臨界

(HESC)循環(huán)上進行了探討：

?300巴/580/580/580℃循環(huán)，可望再2005年前后調(diào)試

?330巴/610/630/630°C循環(huán)，可望再2010年前后調(diào)試

以上所列雙再熱循環(huán)與單再熱循環(huán)相比，幅度在0.5%上下的幾項主要的內(nèi)在效

率提高已包括在二者的比較內(nèi)：

?由于給水流量減小，給水泵的工作視最終的給水溫度減少了10-15%。

?最佳的最終給水溫度是高出10-20℃?

?由于主汽流量減少，出口聯(lián)箱可以設計得內(nèi)徑小一些，可以在主汽壓力提高

15-20巴的情況下運行。

凈熱耗改善的計算結果列在下面表2.4-2中。

表2.4-2雙再熱循環(huán)凈熱耗的改善

結果列在下面表2.~4-2~o~300~巴/580/580/580°C

300巴/610/630/630°C

-2.5%-3.3%

雙再熱循環(huán)的缺點是費用比較大而且復雜，部件多、控制設備多，第二再熱器

中壓力損失增加。

最后,很重要的一點是要注意高效超臨界(HESC)雙再熱技術的進一步發(fā)展尤

其要依賴于雙再熱汽機的不斷改進，而這又依賴于亞洲尤其是中國的市場.

最佳再熱壓力

雙再熱留給設計人員的眾所周知的問題是優(yōu)化他一套蒸汽參數(shù)中的再熱壓

力.再熱壓力優(yōu)化的熱動力學背景在Springer出版社出版的W.Traupel教授所著的

“熱力汽機”一書中有很好的說明。簡言之,Traupel的主要結論是再熱冷段溫度

應該在加給循環(huán)熱量的平均溫度上下，再熱壓力應該調(diào)整到符合這一要求.

雙再熱循環(huán)的兩個再熱壓力的最佳組合用貝紋圖表示。圖2.4-1表示300

巴高效超臨界(HESC)循環(huán)的貝紋圖.給水溫度對熱耗的影響利用前置高加從高壓

缸放氣管抽汽將給水最終溫度恒定在300℃的方法加以排除。星號表示壓力和

溫度的最佳組合，偏離最佳壓力所引起的額外損失由偏離最佳凈效率的固定偏

差曲線表示。

圖2.4-1330巴高效超臨界(HESC)循環(huán)貝紋圖

圖2.4-1的貝紋圖表示300巴高效超臨界(HESC)循環(huán)的最佳再熱壓力,RH1

在105巴上下，RH2在24巴上下。然而，目前再熱和最終給水溫度不純粹基于熱

動力上的考慮。電廠設計中還需包括鍋爐和汽機設計人員的實際需要，一些主要

的制約列在下面：

?考慮爐墻1%鋁鋼CrMo44(Tll)強度意味著最終給水溫度要被限制在310°

C上下。

?只要最終給水溫度被限制在310°C附近，從經(jīng)濟上考慮就要排除用前置高

加從高壓缸抽汽的方案，而代之以前置高加從第一再熱冷段抽汽。

?考慮雙再熱鍋爐有三個冷進汽溫度需要協(xié)調(diào)，以保證再熱器、省煤器和空

預器的經(jīng)濟上最好的設計。

結果,300巴高效超臨界(HESC)循環(huán)的第一再熱冷段壓力會在90巴上下，給出

最終給水溫度310℃,第二再熱冷段壓力會在30巴上下，便于設計中壓2(IP2)的

進汽閥.

然而，新的水冷壁鋼材已研制出來,它為循環(huán)的設計人員提供了選擇最佳再熱

壓力的大得多的自由度。在丹麥，一臺屬于ELSAM,由FLSMilj①/BWE建造的

新生物量小鍋爐已經(jīng)運行了3年，它的爐墻是新型12%銘鋼HCM12。這種鋼材

允許爐墻出口的水/汽溫度升高到500°C以上。其他目前正在世界各地的試驗裝

置上由其他生產(chǎn)廠家進行試驗。

最大330巴高效超臨界（HESC）循環(huán)的貝紋圖已經(jīng)由ELSAM在其他研究

項目進行過研究，與圖2.4-1只有很小的差別。要在2.6談到的高加的聯(lián)接對

貝紋圖會有比較大的影響。

最后，為了表示循環(huán)參數(shù)的改進如何影響熱動力性能，計算出了兩套高效超

臨界（HESC）循環(huán)的平均熱動力溫度，和再熱冷段溫度一起表示在下面表2.4-

3中。

蒸汽參數(shù)300E/580/580/580℃330巴

/610/630/630℃

平均溫度420℃450℃

RH1冷段溫度385℃410℃

RH2冷段溫度405℃375℃

上表表示最大高效超臨界（HESC）循環(huán)的第二再熱器入口-應該認為這是

一種比300巴高效超臨界循環(huán)更自然和更不受限制的循環(huán)-怎樣能比第一再熱

器入口溫度低，這意味著第二再熱器的第一段應該直接放在從煙氣方向看的省煤

器上游。

低壓缸末級動葉片的腐蝕

采用雙再熱的一個很重要的理由是為了降低低壓缸廢汽的濕度，如圖2.4-3

所示。廢汽中的水滴侵蝕和損壞末級長動葉的末端，雙再熱減少了蒸汽中的含水

量，低于8%,這時葉片腐蝕和損壞變得不嚴重了。

由于低壓缸采用新的改進設計，排汽面積加大，所以過去10年期間凝汽器

壓力明顯降低，而口還采用了雙壓凝汽器，這些都加重了腐蝕問題。還有在寒冷

的冬季，凝汽器壓力會很低，膨脹管線末端蒸汽中的含水量在常規(guī)的單再熱循環(huán)

中可能上升到13%以上。

丹麥的運行經(jīng)驗表明，1992年調(diào)試的Esbjerg3由于廢汽中的額定含水量超

過13%,末級動葉出現(xiàn)嚴重的腐蝕問題。還有1991年調(diào)試的Fyn7也有嚴重的

運行問題，因為目前設備是在末級動葉因水滴腐蝕而截短300mm的情況下運行。

提高再熱溫度會減小腐蝕問題，因為膨脹管線末端移到廢汽濕度降低了的部

位。然而即使再熱溫度在600°C,再熱壓力也在比較低的60巴，丹麥Avedore2

-在2001年開始運行-的運行人員也很關心末級動葉的腐蝕問題。

另一個大問題是需要加硬末級動葉片的上前緣部分以降低單再熱循環(huán)的腐

蝕。這方面已經(jīng)出現(xiàn)過葉片斷裂的許多問題，在1995年，運行5年以后，

Amagervarket3#機曾停機兩星期更換加硬區(qū)末端斷裂的末級動葉。

末級動葉出現(xiàn)的運行問題全都得出這樣的結論：額定負荷下膨脹管線末端含

水量不允許超過12%,這一條應該認為也適用于中國境內(nèi)高效超臨界（HESC）

電廠的運行。

2.5凝汽器壓力的影響

凝汽器壓力對主汽壓力300巴和主汽/再熱汽溫度580℃的雙再熱高效超臨

界（HESC）循環(huán)設備凈熱耗的強烈影響示于圖2.5低壓缸的排汽損失保持

不變。

目前大多數(shù)汽機制造廠家已經(jīng)采用了葉片改進、末級葉片較長和排汽面積較

大的新低壓缸，以承擔得起的成本和適度的排汽損失應用于較低的凝汽器壓力.

所以，歐洲電廠的設計人員現(xiàn)在把有濕冷卻塔的電廠的凝汽器壓力瞄準在35毫

巴上下而不是現(xiàn)有電廠的40-45毫巴.凝汽器壓力還可以采用雙壓凝汽器而進一

步降低，讓凝汽器像一臺對流換熱器那樣工作。

本項研究的熱平衡依據(jù)的凝汽器額定壓力為49毫巴，這在中國是標準值.然

而，圖2.5--1清楚地表明設備的性能對凝汽器的壓力是怎樣的敏感以及在歐

洲蒸汽循環(huán)冷端的優(yōu)化包括了所有的季節(jié)性差異，以便在冬季氣溫和凝汽器壓力

很低時也取得良好的性能.

圖2.5-1熱耗變化s凝汽器壓力

可以得出這樣的結論，現(xiàn)代化的低壓缸設計和探討凝汽器的最佳壓力對取得

良好的設備性能非常重要.所以我們建議在采購汽機前先根據(jù)氣溫、濕度、負荷

系數(shù)等的年度變化進行詳細的電廠性能、成本的費用/收益分析.

2.6最終給水溫度的影響

利用抽汽進行給水和主凝結水再生預熱是提高蘭金循環(huán)效率的最引人注意

的方法之一。但是預熱的最佳使用被限制在主要蒸汽參數(shù)給出的某范圍內(nèi).前置

高加-運行在最高抽汽壓的高加-設定再生預熱能達到的最終給水溫度。

2.7最佳最終給水溫度

最佳的最終給水溫度很大程度上取決于蒸汽參數(shù)以及是單再熱還是雙再熱

循環(huán)，圖2.6-1表示邊緣凈效率-給水溫度升高1K時凈效率的提高-怎樣隨

給水溫度變化.

圖2.6-1表明主汽參數(shù)在300巴和580°C上下的單再熱循環(huán)熱動力角度上

的最佳最終給水溫度在325℃左右.不過重要的是請注意純熱動力角度的最佳值

不考慮增加的投資成本。

提高最終給水溫度增加的投資一般來自增加高加、空預器和省煤器的受熱面

以冷卻煙氣。根據(jù)一些出版資料?，由于提高最終給水溫度而增加投資可能把經(jīng)濟

上的最佳最終給水溫度降低到熱動力角度最佳值以下20-30°C左右。

所以，經(jīng)濟上的考慮傾向于將300巴高效超臨界（HESC）單再熱循環(huán)的最

終給水溫從其325°C的最佳值降到305°C上下，對應于抽汽壓力在90巴上下，

這就需要三臺高加、高壓缸中-抽汽和再熱壓力整定在65-70巴左右的最佳

值。

比較常規(guī)的高壓缸無抽汽的單再熱設計中，前置加熱器都連到再熱冷段管道

抽汽。這些循環(huán)的熱動力角度最佳最終給水溫度約在290。左右，配合75巴左右

的再熱壓力。不過這樣高的再熱壓力在有濕冷卻塔的單再熱電廠中可能出現(xiàn)廢汽

濕度太大的問題。

圖2.6-1凈效率的邊緣增益s最終給水溫度

比較先進的蒸汽參數(shù)和雙再熱鋪平了提高給水溫度的道路，尤其是雙再熱循

環(huán)沒有廢汽濕度方面的問題。而且雙再熱循環(huán)只需要兩臺高加并提供了比較便宜

的機會，從第一低溫再熱器給前置加熱器抽汽而取得高的最終給水溫度。

圖2.6-1表明了300巴雙再熱高效超臨界（HESC）循環(huán)的熱動力角度最佳

最終給水溫度在340℃左右。所以根據(jù)以上經(jīng)濟可行性方面的考慮，技術上可

行的最終給水溫度將在310-320°C范圍，這是本項研究的基礎。

最后，圖2.6-1表明蒸汽參數(shù)為335巴和610/630℃的最大高效超臨界

（HESC）雙再熱循環(huán)的熱動力角度最佳最終給水溫度災355℃℃上下。根據(jù)

ELSAM進行的其他研究，看來仍有可能設計適用這樣高最終給水溫度、且經(jīng)濟

上可行的高壓系和鍋爐。

高加系列

高加系列的重要性隨蒸汽參數(shù)的改進而提高。尤其是提高主汽壓力和最終給

水溫度需要和高加聯(lián)接上的改進相協(xié)調(diào)。本小節(jié)將著重討論一些可能性。

圖2.6-2表示高加的一種得到很好證明的常規(guī)聯(lián)接方式，它在單再熱循環(huán)中

已使用多年。NVV3雙再熱循環(huán)的高加系列也立足于這種聯(lián)接方式，但有小的更

改，讓除氧器從第二低溫再熱器進汽而不從中壓缸抽汽。需要兩臺高加和一臺減

溫器，所有的凝結水都回送給除氧器。

圖2.6-2常規(guī)高加系列

圖2.6-3表示為高效超臨界（HESC）循環(huán)研究的先進的高加聯(lián)接方式。和

三臺高加單再熱高效超臨界（HESC）的高壓系相比，先進的聯(lián)接方式在效率和

成本方面尤其優(yōu)越，因為它只有兩臺高加的和一臺前置減溫器（E）-尺寸和重

量全都減小。

圖2.6-3先進的高加系列

先進的高加系列的基礎是高加采用凝結水泵，因為這在低加已使用多年。歐

洲的大給泵生產(chǎn)廠家已證實能沒有大問題地設計運行于大進水壓力和高溫下的

凝結水泵。先進聯(lián)接方式泵的成本與常規(guī)聯(lián)接方式相比不會增加，如兩個數(shù)字所

示，總的來講，先進的聯(lián)接方式可以看得到投資成本降低。

而［且，先進聯(lián)接方式的高最終給水溫度可能導致鍋爐和汽機進一步結合，如

圖2.6-3所示。這里前置減溫器移到的位置把流過減溫器的給水和通過省煤器

后的主給水流混合。這樣流過省煤器的給水溫度降低，能減小省煤器再熱器（冷

段）和空預器的尺寸和成本。

雖然先進的高加系列立足于經(jīng)驗豐富的部件，但還缺乏運行上的經(jīng)驗。不過,

如果雙再熱高效超臨界（HESC）循環(huán)在中國取得突破，則和雙再熱循環(huán)緊密聯(lián)

系在一起并投資成本也比較低的先進高加系列也應該采用。

2.8熱平衡

這一小節(jié)提供為本項研究準備的一些熱平衡。

附圖2.7-1-2.7-3表示額定負荷的熱平衡和75%、50%額定主汽流量的部

分負荷熱平衡。

2.7-4表示用汽動給泵的電廠的100%熱平衡。

3.運行特性

現(xiàn)代化的高效超臨界（HESC）技術是燒煤粉（PF）技術的最新和得到很好

的證明的狀態(tài)，它是上世紀末開始發(fā)電以來分許多小步驟逐步發(fā)展起來的。它的

發(fā)展一直很保守，粉化燃料技術作為發(fā)電技術發(fā)展的推動力在20世紀80年代期

間從成長和需求改變?yōu)槟繕谁h(huán)保和效率時確實受到挑戰(zhàn)。

然而，高效超臨界技術所有部位的改進技術和新型的鋼材已經(jīng)出現(xiàn)，依然保

證高效超臨界（HESC）技術在五個重要方面或'5個E'的競爭力。

?效率

?彈性（考慮運行和燃料兩方面）

?經(jīng)驗

?環(huán)保

?經(jīng)濟

粉化燃料技術的利用率和可靠性很高，ELSAM在從亞臨界汽包鍋爐向超臨

界直流鍋爐轉變時注意到強迫停機時間沒有任何增加。他們也沒有看到蒸汽溫度

從540°C上升到560°C和580°C對利用率有任何影響。

由于整個20世紀粉化燃料技術和高壓電網(wǎng)在國際上的發(fā)展，高效超臨界

（HESC）技術已作到了很好的調(diào)整，符合高壓電網(wǎng)的特性和負荷國內(nèi)、國際調(diào)

度的需求。雖然蒸汽參數(shù)比較高，高效超臨界（HESC）技術也被證明和比較常

規(guī)的電廠一樣具有同樣的運行彈性。

高效超臨界技術表現(xiàn)出很好的燃料彈性，能夠燒世界上采出的大多數(shù)煤，含

氯量方面可以有幾個小例外。而且高效超臨界鍋爐還會從煤的混合控制煤質(zhì)量上

獲益。丹麥的經(jīng)驗依據(jù)國際上的交易硬煤，其只要特性如下：

低位熱值23-27MJ/kg

灰份10-20%

水分5-15%

揮發(fā)份20-40%

硫0.3-3%

哈德格羅夫可磨指數(shù)40-95

灰軟化溫度1100-1400℃

這一小節(jié)包括高效超臨界設備的主要運行特性，第11點將談到丹麥…些超

臨界（SC）和高效超臨界電廠利用率方面的經(jīng)驗。

3.1部分負荷運行

丹麥高效電廠的運行經(jīng)驗清楚地表明基荷電廠在部分負荷時也表現(xiàn)出良好

性能這一點很重要。一個主要原因就是運行10-15年后，新設備接管基荷運行，

然后良好的部分負荷性能對保證老廠每年運行合理的運行小時就變得很重要。

丹麥和歐洲高效超臨界技術的優(yōu)越性能都建立在電廠部分負荷時滑壓運行

的基礎上，這意味著主汽壓力根據(jù)負荷成比例地降低，如圖3.1-1。

圖3.1-1中，NVV3從滑壓運行過渡到穩(wěn)壓運行是在30%負荷，這對部分

負荷下的電廠效率有益。ELSAM的其他超臨界設備，過渡點甚至還要低。

滑壓聯(lián)合控制-這在歐洲早期直流鍋爐的電廠中是傳統(tǒng)做法-在圖3.1-

1也有表示。在美國和日本滑壓聯(lián)合控制目前仍在實行，過渡點這里表示在代表

性的40%負荷。

圖3.1-1部分負荷下主汽壓力控制

滑壓控制和滑壓聯(lián)合控制相比的幾個優(yōu)點列在下面：

?高壓缸有兩只在大多數(shù)工作范圍內(nèi)都全開的進汽閥。汽機葉片的進汽可以

做得很簡單。高壓缸內(nèi)的汽溫和金屬溫度都保持恒定，這對厚壁部件的熱靈活性

有利。鍋爐也從部分負荷下低溫再熱器中的恒定溫度獲益。

?在滑壓聯(lián)合控制運行方式中，高壓缸有4只進汽閥，第一級是控制級。所

以，高壓缸比較昂貴，在額定負荷下，設備的熱耗比滑壓控制的設備高出0.2-

0.3%o控制級的葉片高度比較小成為高效超臨界技術的一個問題，因為提高主汽

壓力也就意味著葉片高度要小，對熱耗產(chǎn)生額外影響。

?恒壓運行也意味著進汽閥中主汽的調(diào)節(jié)引起高壓缸汽溫和金屬溫度的變

化。而且控制級上熱量下降發(fā)生變化，加大了高壓缸汽溫和金屬溫度的變化。

?部分負荷運行的特性是爐膛出口煙氣溫度低，這也意味著吸熱量增加，可

能引起爐墻管冷卻方面的問題。滑壓運行，按其含義就是需要比較低的蒸汽壓力

和比較多的蒸發(fā)熱量來補償這一趨勢。

?用滑壓運行控制的電廠控制系統(tǒng)比較簡單。

?化水不受?影響。

?滑壓控制還能很好滿足電動給泵的要求，見7.3介紹。

電廠的設計可能受到部分負荷運行方式的影響。丹麥和現(xiàn)代化的電廠都在部

分負荷下滑壓運行，他們的設計額定負荷等于最經(jīng)濟負荷，保證整座電廠運行在

額定負荷時所有的設備都運行在額定負荷。

設計為滑壓聯(lián)合運行的電廠一般都在最經(jīng)濟狀態(tài)運行，三四只閥開著，過載

時打開第4只閥。然而，盡管開三只閥經(jīng)濟，但大多數(shù)電廠輔機都減負荷運行，

而且在此負荷上效率比較低。

在亞洲，汽機凝汽器的冷卻條件隨季節(jié)變化很大，表3.1-1給出對620MW

電廠設計條件的影響概況。表中的縮寫意為：

TRL：汽機額定負荷

TMCR：汽機最大連續(xù)功率

VWO：閥門全開

ECR：經(jīng)濟連續(xù)功率

鍋爐的最大連續(xù)功率規(guī)定為1.10XB

表3.1-1所列設計條件的大變化也意味著電廠出力的大變化，如圖3.1-2。

圖上清楚地表明在TRL=620MW和最壞情況下運行意味著電廠在平均情況

VWO下出力會增加11-12%o所以電廠的凈效率在ECR下會顯著降低，因為

大多數(shù)設備都在部分負荷下運行，高壓缸進汽閥處在調(diào)節(jié)狀態(tài)。

表3.1-1電廠出力整體設計情況

負荷背壓補給水蒸汽流量

TRL620MW118mbar3%計算

值=“A”

TMCR計算值49mbar0“A”

VWO計算值49mbar01.05

X“A”

ECR620MW49mbar0

“B”

可以得出這樣的結論：必須透徹地研究-不在本研究的范圍-其他保證電

廠出力的最糟情況的方法。

圖3.1-2國際上的設計情況

部分負荷下采用滑壓運行的高效超臨界（HESC）技術，部分負荷的效率示

于表3.1-2。良好的結果絕大部分是因為減少了泵和風機等所需的輔機，補償了

部分負荷下水/汽循環(huán)方面比較差的性能。而月.，ELSAM超臨界電廠的運行表明

負荷在80-100%之間凈效率幾乎保持穩(wěn)定。

表3.1-2高效率臨界技術部分負荷下的相對凈效率

負荷%1006040

相對凈效率%10097.7

93.6

3.2負荷范圍

高效超臨界電廠的負荷在鍋爐最大連續(xù)功率（BMCR）的20-100%之間變

化，鍋爐可能能在鍋爐最大連續(xù)功率的30%以上時用煤運行。直流鍋爐在鍋爐最

大連續(xù)功率得35%左右以上開始運行。

在與高壓電網(wǎng)隔離，以孤島方式運行時，丹麥的電廠全都能以鍋爐的額定負

荷運行，將蒸汽經(jīng)高壓和低壓旁路送給凝汽器。

3.3負荷變化率

表3.3-1表示高效超臨界技術根據(jù)燃料和負荷范圍的情況可能出現(xiàn)的負荷

變化率

表3.3-1高效超臨界電廠可能出現(xiàn)的負荷變化率

負荷范圍/燃料煤油和燃

氣

最大連續(xù)功率（MCR）的50-90%4%MCR/分鐘8%MCR/

分鐘

最大連續(xù)功率（MCR）25-50和90-100%2%MCR/分鐘4%m2MCR/

分鐘

因為厚壁部件中的熱應力是限制因素，所以在某一時間內(nèi)降負荷通常比提高

負荷嚴格。

負荷躍變

高效超臨界電廠在最大連續(xù)功率（MCR）的70-95%范圍內(nèi)，負荷可以躍變

5%,單純通過停掉凝結水結合使用所選抽汽管道中快關閥的方法在5秒鐘內(nèi)增

加功率2.5%,其余的2.5%在30秒內(nèi)增加。這里％是指額定負荷（不是躍變開始

時實際負荷）的百分比。在70%以下，需調(diào)節(jié)汽機的其他閥門完成5%的負荷躍

變，也就是電廠在負荷躍變前必須處在改進的滑壓方式。在最大連續(xù)功率的40%,

需要進行8-10%的調(diào)節(jié)來達到5%這一數(shù)值。

3.4啟動期（夜間停、周末停以后）

表3.4-1中列出高效超臨界電廠啟動時間的一些代表性的數(shù)字。表中給出

從第一只燃燒器點火到并網(wǎng)的設計時間以及再從并網(wǎng)到額定負荷的時間。

重要的是請注意表3.4-1的起動時間是絕大部分只適用理論考慮的最短時

間，是在采購電廠時作各制造廠家之間的相互比較?，F(xiàn)實中在鍋爐開始點火前最

要關心的是化水情況良好，它主宰起動過程和起動時間。

表3.4-1高效超臨界電廠的起動時間

點火到并網(wǎng)時間并網(wǎng)到額定負荷時間

熱態(tài)起動35-45分鐘30-45分鐘

半熱態(tài)起動100-115分鐘90-80分鐘

冷態(tài)起動100-190分鐘150-95分鐘

鍋爐和汽機二者都在高溫的熱態(tài)起動一般發(fā)生在夜間停機以后。熱汽機和無

壓鍋爐（壓力低于10巴）的半熱態(tài)起動一般發(fā)生在周末停機以后。在這兩種情

況下，代表性的問題是鍋爐出來的蒸汽溫度和汽機的金屬溫度協(xié)調(diào)。

4.鍋爐系統(tǒng)

塔式單道鍋爐是優(yōu)先采用的整體設計。這是懸式鍋爐結構的最佳方案，因為

這意味著

相鄰壓力部件之間不需要豎向的相對膨脹。而且這種類型的鍋爐會給出最緊湊的

省材料設計，它的高度要比雙道鍋爐大，但支撐鍋爐的主體鋼構架無論如何要簡

單和便宜。

4.1壓力部件

高效超臨界鍋爐內(nèi)新蒸汽的壓力很大，水/汽系統(tǒng)需要采用直流設計，根據(jù)我

們45年的經(jīng)驗，提出的方案是本生鍋爐。圖4.1-1是鍋爐的垂直剖面。如第2

章所介紹，雙再熱的動力循環(huán)意味著鍋爐要包括三套壓力系統(tǒng)：

?HP高壓系統(tǒng)，出汽壓力305巴

?IP1中壓系統(tǒng)1,出汽壓力91.5巴

?IP2中壓系統(tǒng)2,出汽壓力28.6巴

動力循環(huán)中這三套壓力系統(tǒng)的結合可在圖2.7-1中看到。鍋爐中這些系統(tǒng)

的連接如圖4.1-2所示，所示，其中你會看到鍋爐的一示意剖面，畫出各熱量

傳輸組的相對位置。水/汽會這樣流過鍋爐：

4.1.1HP

水流從給水的入口FW開始，去省煤器ECO。水向上流往爐頂，從那兒經(jīng)

外部連接管向下到爐底，進入爐膛灰斗底部的水冷壁。在灰斗和爐膛內(nèi)，水向上

流經(jīng)全焊接膜式水冷壁，這里管子沿著與水平方向成16°傾角的螺旋線。大約在

半途上有過渡區(qū)，過了過渡區(qū)后管子就在頂部通道墻上垂直走。

在某一高度，水流經(jīng)過有管子接到旋風分離器的聯(lián)箱離開水冷壁管。在小負

荷有2相流離開水冷壁時，水會在旋風器中分離并送往“給水分配器”。蒸汽會

離開旋風器頂部去支撐管系統(tǒng)，在這些管子里蒸汽向下流往管束底下的輻射保護

屏。過了這些屏以后將汽收集在聯(lián)箱中送往1.噴水。

蒸汽從1.噴水經(jīng)第1過熱器組件HP1流往2.噴水，再從那兒去第2過熱器組

HP2,去高壓(HP)出口。

4.1.2IP1

蒸汽從高壓缸回到IP1進汽口，經(jīng)過第1IP加熱器組IPL1去IP1噴水和通

過第2IP加熱器組IP1.2去IP1出汽口。

4.1.3IP2

蒸汽從中壓1(IP1)缸回到IP2進汽口，從那兒經(jīng)IP2第1加熱器組IP2.1

流往1P2噴水和經(jīng)IP2第2加熱器組IP2.2去IP2出汽LL

汽流系統(tǒng)可在以下流程圖中作更詳細的研究：

圖4.1.2壓力部件系統(tǒng)

蒸發(fā)器圖4.1.3

高壓過熱器圖4.1.4

IP1加熱器圖4.1.5

IP2加熱器圖4.1.6

壓力系統(tǒng)的各種部件，即爐膛、頂部通道墻、水分離系統(tǒng)、支撐管系統(tǒng)、管

束、保護屏、旁路系統(tǒng)以及聯(lián)系管束和水冷壁在下面說明:

4.1.4爐膛

鍋爐的下部布置成燃燒室，橫截面積是16.25平方米，從灰斗頂?shù)捷椛浔Ｗo

屏之間的高度是41米。選擇方形截面是因為燃燒系統(tǒng)是切向燃燒。方形的角被

“切掉”，使燃燒器有最好的安裝可能性。圖4.1—7表示爐膛的代表性橫截面。

圖上還畫出剛梁系統(tǒng)。

從圖4.1-8你可以看到爐墻整個螺旋線部分的展開圖，你會注意到墻角的燃

燒器和燃燒器風（OBA）洞，靠近正常墻的頂部你會看到兩層二次風（上部引

入風）（OFA）洞。你還會看到大約40個壁式吹灰器洞。因為燃燒器放在角上，

所以墻能很好地清理。

在灰斗和爐墻內(nèi)，水向上流經(jīng)全焊接膜式水冷壁，那兒管子沿著和水平方向

成16度的傾角走。大約在半途有一過渡區(qū)，過了過渡區(qū)，管子在頂部通道中垂

直走。

4.1.5頂部通道墻

螺旋線在爐膛頂部過渡區(qū)中結束，那兒管子全部接到外部聯(lián)箱。4倍數(shù)的管

子從這些聯(lián)箱返回，形成了頂部通道墻的垂直管。圖4.1-9表示過渡區(qū)，用鍛

造的過渡構件在那兒實現(xiàn)管子尺寸和數(shù)目的改變。管子尺寸和過渡構件的設計一

起形成很有效的壁式結構，充分體現(xiàn)了本生鍋爐中多用靈活設計的可能性。從火

一側看，在整個過渡區(qū)墻面的特性不變。在聯(lián)箱中，壓力和流量會在進入頂部通

道管之前取得平衡。墻在聯(lián)箱里終止，從那兒氣流通過連接管去旋風分離器。

4.1.6水分離系統(tǒng)

從圖4.1-10你會看到水分離系統(tǒng)的設計。通常，也就是負荷在35—100%范圍

內(nèi)，（過熱蒸汽）汽流直接經(jīng)過分離器，從它頂部出來，回到鍋爐。只在啟動和

負荷低于35%,系統(tǒng)按循環(huán)方式低壓運行時,才會在頂部通道墻以后出現(xiàn)2相流。

在旋風器中分離出來，服在室墻上向下流進接收“瓶”，用水位控制回路將水從

那兒放出。然后用濕式循環(huán)泵將水送回

系統(tǒng)。

4.1.7支承管系統(tǒng)

這套冷卻吊架系統(tǒng)由豎管組成，以適合支承管束的形式分布在頂部通道內(nèi)。

這些管束編排成屏式結構，這會在支承管的形式上反映出來。這意味著和屏垂

直的管子間距會不一樣，下端間距最寬。這些管子中的流向是蒸汽始終全部平行

向下一，意味著各水平剖面上的管子之間的溫差始終很小。這就是這樣一種吊架系

統(tǒng)的設計目標。

支承管的下端精心嵌進屏中，保護最外露的管束，防下面的強烈熱輻射。這

些保護屏間距大（約800毫米），避免燒難燒的煤時屏之間結渣。圖4.1-11給