燃烧氧量控制和锅炉热效率

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燃烧氧量控制和锅炉热效率第一节燃烧所需空气量一、理论空气量的计算完全燃烧:在燃烧过程中，燃料与氧发生强烈的化学反应并放出全部热量，而烟气中不再有可燃物质时，称为完全燃烧。不完全燃烧；烟气中有可燃物质，有热量损失存在，称为不完全燃烧。理论空气量：1kg收到基燃料在完全燃烧而无剩余氧时所需要的空气量称为理论空气量，记为V0。

1燃料中主要可燃物质为C、H、S。在计算中，一般将空气和烟气均作为理想气体，在标准状态下，每千摩尔气体的容积均为22．41NM3。1．理论氧气量V0O2的计算煤中可燃物质所需氧气量和燃烧产物容积均可由化学反应方程式的物质平衡关系求出。碳的完全燃烧反应方程式为

2所以，1kg碳完全燃烧时，需要1．866Nm3氧气，产生1．866Nm3CO2气体。而1kg煤中含有Car/100kg碳．因而1kg煤完全燃烧时，需要的氧气量为1．866Car/100Nm3。同理，1kg煤中的氢完全燃烧时，需要的氧气量为5．56Har/100Nm3。1kg煤中的硫完全燃烧时，需要的氧气量为0．7Sar/100Nm3。

31kg收到基燃料中氧的含量为Oar/100kg，完全燃烧时放出：22.41/32×Oar/100＝0．7Oar/100Nm3氧气。综上所述，1kg收到基燃料完全燃烧时，需要外界供应的理论氧气容积为：

42．理论空气量在锅炉的实际运行中，送入锅炉的是空气，在空气中氧的容积约占总容积的21％。因此，lkg收到基燃料，在完全燃烧时需要的理论空气量为

5在运行中，烟气分析常将CO2和SO2一起测出，并计为RO2，因此，理论空气量也可以写为如下形式利用上述两式，可根据元素分析结果计算理论空气的容积，作为炉内组织燃烧和选择风机的依据。同时说明，煤种变化时所需空气量也发生变化。

6二、过量空气系数及实际空气量在实际运行中．由于锅炉中难以做到使燃料和空气理想地混合，可燃物质不可能完全有机会与氧进行反应并发生完全燃烧。因此，为了使燃料尽可能完全燃烧，减少热损失，实际送入的空气量均大于理论空气量。过量空气系数α：实际送入的空气量V与理论空气容积Vo之比称为过量空气系数α，即过量空气量:指实际供给空气量与理论空气量之差即△V=Vk－Vo=(α－1)Vo

7利用上式，可由V＝αVo，计算出实际空气容积。这是锅炉燃烧时所需要的实际空气量，也是选择送风机的依据。最佳过量空气系数：锅炉不完全燃烧热损失最小(即燃烧效率最高)时的过量空气系数，一般认为，锅炉内的燃烧过程都在炉膛出口处结束，所以最佳过量空气系数一般取炉膛出口处的数值，记为α“l。它与许多因素有关，如燃料种类、燃烧方式、燃烧设备结构及其完善程度等，实际采用的α"l值列于表3-1，供锅炉设计及运行时参考。

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9三、漏风系数△α对于负压运行的锅炉，由于炉墙和设备穿墙处不严密．外界冷空气会通过不严密处漏入炉膛及其后的烟道，使烟气中过量空气增加。漏风系数：对1kg收到基燃料，漏如空气量△V与理论空气量V0之比称为漏风系数，以△α表示，即

10漏风系数与锅炉结构、安装质量和运行操作有关，其值可由表3-2中选取。由于漏风的存在，锅炉内沿烟气流程方向过量空气系数是逐渐增大，炉膛后任一烟道截面处的过量空气系数可写为式中∑△α——各段烟道漏风系数的总和，可分别从表3-2中查取或实际测定。

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12空气预热器中空气侧压力比烟气侧压力高、运行中空气通过不严密处会漏入烟气中。空气预热器中空气侧的过量空气系数常用β表示，则空气预热器入口处空气侧过量空气系数可写为式中β´ky，β"ky——分别表示空气预热器入口和出口空气侧过量空气系数；△αky——空气预热器的漏风系数

13在考虑了炉膛漏风和制粉系统(负压)漏风后，则空气预热器出口空气侧过量空气系数为式中△αl——炉膛的漏风系数，查表3-2；△αzf——制粉系统漏风系数，查表3-3

141、漏入烟道的冷空气将使烟气温度下降，受热面吸热量下降，受热面后烟气温度升高，导致排烟温度升高。2、空气漏入使烟气容积增大、送、引风机电耗增加、锅炉热效率下降。根据统计计算，炉膛漏风系数每增加0．1一0．2，排烟温度将升高3—8℃，锅炉效率降低0．2％一0．5％；引风机电耗增加2kw/MW。因此，在锅炉设计和运行中均应设法减少漏风。

15目前单机容量300MW机组的送风机多采用动叶可调轴流风机，该类风机运行业绩良好，且运行经济性好，尤其是在机组负荷低于70%时，风机效率明显高于离心式及静叶可调轴流式风机。该型风机调节灵活，调节范围宽，能够适应机组调峰的要求。虽然设备价格较其他类风机要高，但由于效率提高，节省了厂用电，投资中增加部分可在短期内收回，库车二期推荐选用动叶可调轴流式风机。每台锅炉配备两台动叶可调轴流式送风机，送风机采用室外吸风，风机入口装设消声器，出口至空预器的风道上设置暖风器

16一次风机每炉配2台一次风机，风机型式为单吸双支撑离心式+高压变频调速。与采用动叶可调轴流风机相比，离心风机+变频方案虽然初投资较高，但年运行维护费用较低，可在较短时间内回收投资成本；且风机运行效率高，节能效果好，运行安全可靠。而动调一次风机不仅年维护费用高，而且系统较复杂，对维护人员、操作人员的技术水平要求较高，备品备件费用较高；低负荷运行时极易失速，出现振动甚至破坏事故，安全性较差。

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18（一）一次风系统一次风系统设两台50%容量的单吸双支撑离心式风机，利用变频调节装置来调节一次风量。一次风机吸风口设有消声器，出口风道上在空预器入口处设有蒸汽暖风器，以提高空预器入口温度防止空预器低温腐蚀。一次风机出口分两路：一路经空预器将一次风加热后进入炉前热一次风母管，从母管再分五路进入五台磨煤机的一次风口,另一路是空预器旁路，直接进入炉前冷一次风母管，从母管再分五路去磨煤机入口与热一次风混合到磨机所需的干燥风温后，最后进入磨煤机。

19为调节风温，在每台磨煤机的冷、热风管上均设自动电动调节风门，调节风量用，热风管道、冷风管道上均设气动插板门，作为停磨隔离用。在冷、热风后的混合风道上装有气动隔绝门及流量测量装置，用来测量磨煤机进口干燥用热风量。为方便检修，在一次风机出口和空预器出口设有电动隔离风门。为使2台一次风机出口风压得到平衡，并可能采用单独风机运行，在空预器进口冷一次风道上设有联络风道。

20二次风系统二次风系统配有两台50%容量动叶可调轴流式送风机，送风机吸风口设有消声器，出口风道至空预器装有暖风器。空气经暖风器后进入空预器，从空预器出来的热风分两路至锅炉两侧墙的热二次风大风箱后，进入燃烧器的每一个二次风口。在进大风箱前的热二次分风道上，装有流量测量装置。为使二台送风机出口风压、风温得到平衡与混合，并可能采用单独风机运行，在空预器进、出口设有联络风道。

21密封风系统密封风机是专为正压直吹式制粉系统和磨煤机配置的，其特点是风量小风压高，负荷变化不大，故推荐采用离心式风机。每台锅炉配置100%容量的密封风机2台，1台运行，1台备用，供给5台磨煤机。密封风机吸风自一次风机出口，经过滤器后吸入密封风机。

22火检冷却风系统为确保火检探头能长期、可靠运行，本工程设有火检冷却风系统，配备两台离心式火检冷却风机，一运一备，对火检探头连续冷却。为保证在全厂失电情况下，火检探头不致损坏，火检冷却风机配备保安电源。

23第二节燃烧产物的计算一、理论烟气容积理论烟气容积：在理论空气量(α＝1)下，1kg收到基燃料完全燃烧(燃烧产物中无剩余氧)时产生的烟气容积。烟气容积中主要包括可燃物质C、H、S生成的CO2、H20和SO2；燃料中氮放出的氮气和空气中的氮气；水蒸气包括燃料中的氢和水分形成的水蒸气和随空气进入的水蒸气。理论烟气容积记为V0y，并包括如下几项

24C+O2=CO212kgC+22.4m3O2=22.4m3CO21kgC+1.866m3O2=1.866m3CO22H2+O2=2H2O4.032kgH2+22.4m3O2=44.8m3H2O1kgH2+5.56m3O2=11.1m3H2OS+O2=SO232kgS+22.4m3O2=22.4m3SO21kgS+0.7m3O2=0.7m3SO2

25lkg燃料完全燃烧时，产生的二氧化碳和二氧化硫气体的容积为

262.理论氮气容积(V0N2)燃料中的氮燃烧时形成的氮气容积为理论空气中的氮气容积约为79％，因此0．7Vo，为空气中的氯气容积。理论氮气容积为上述两项之和，即

273.理论水蒸气容积(V0H2O)lkg收到基燃料中的氢完全燃烧时形成的水蒸气为燃料本身中所含的水分形成的水蒸气容积为

28理论空气中所含的水蒸气容积为式中1．293——干空气密度，kg／m3；d——每kg空气中含有的水蒸气，d＝l0g/kg0．804——标准状态下水蒸气的密度，kg／m3；理论水蒸气容积为以上3项之和，即

29综上所述，将式(3-12)、式(3-14)、式(3-18)代入式(3-9)，即可计算出理论烟气容积V0y。

30二、实际烟气容积Vy实际运行中．送入锅炉的实际空气量大于理论空气量(α＞1)，其烟气容积除理论烟气容积外，还多出了过量空气中的氮气和多余的氧以及随空气多进入的水蒸气，实际烟气容积为：

311．二氧化碳和二氧化硫的容积(VRO2)因为每千克收到基燃料中Car和Sar的含量是一定的，不论过量空气系数变化与否，产生的烟气值应是不变的，即2.实际氮气容积(VN2)由于多送入了过量空气，故而氮气含量增加了0．79(α—1)V0，即

323．烟气中剩余的氧气(VO2)因为多送入了过量空气，烟气中多了剩余的氧量，其值为4．实际水蒸气的容积(VH2O)烟气中多出了随过量空气带入的水蒸气，0．016l(α—1)V0．实际水蒸气容积为

33将式(3-12)、式(3-20)、式(3-21)、式(3-22)代入式(3-19)，即为实际烟气容积Vy，它是选择引风机的重要依据之一。应指出的是，实际烟气容积是1kg收到基燃料在(α＞1)并完全燃烧时，产生的烟气容积。在进行烟气成分的分析时，常用到干烟气的实际容积Vgy，即

34由此，实际烟气容积也可以写为如下形式实际烟气容积：1kg燃料,α＞1的情况下完全燃烧时Vy=1.866(Car+0.375Sar)/100+0.8Nar/100+0.79V0+11.1Har/100+1.24Mar/100+0.0161V0+0.0161(α－1）V0=0.01866(Car+0.375Sar)+0.008Nar+0.111Har+0.0124Mar+1.0161αV0－0.21V0M3/kg

35当燃烧过程为不完全燃烧时，碳燃烧除了生成CO2外，还产生未完全燃烧产物CO、H2和CmHn。对现代锅炉而言，烟气中H2和CmHn含量极少，一般均忽赂不计。因此，当燃料不完全燃烧时，烟气中不完全燃烧产物只考虑CO，这时烟气的实际容积为从碳的燃烧反应方程式可以看出、不论燃烧是否完全，若不完全燃烧产物只有CO时，烟气中碳的燃烧产物的总容积不变。即

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37吸风机每炉配2台吸风机。吸风机处在～120℃并有一定含尘浓度的烟气下工作，因此要求风机防磨性好，但同时也要求有较高的运行效率。本工程燃用中等含量灰份煤，正常工况下，即使按校核煤种计算，引风机入口烟气含尘量也不超过100mg/Nm3。为提高运行效率，降低厂用电，本阶段暂推荐采用动叶可调轴流式引风机。本期工程同步建设脱销装置，湿法脱硫系统，脱硫系统增压风机和引风机合二为一，故引风机选型时考虑脱硝和脱硫阻力。

38烟气系统烟气从炉膛出口通过尾部受热面，在省煤器出口烟气分两路进入容克式三分仓空气预热器，然后通过烟道进入静电除尘器，再由两台轴流吸风机经烟囱排至大气。在空气预热器进口烟道上装有电动挡板门，可允许特殊工况下单侧空气预热器运行。电除尘出口烟道设有联络管，在吸风机入口处有入口导叶用于调节流量，吸风机进出口设有电动风门，起开启、关断作用。

39三、空气和烟气焓的计算1．空气焓的计算理论空气的焓I0k为实际空气的焓Ik为式中θ——空气所处的温度；℃；C—在温度θ(℃)时的平均比热，查表3-4。

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412．烟气焓的计算1)理论烟气的焓I0y为式中VRO2、V0N2、V0H2O—各烟气成分的容积，Nm3／kgCO2、CN2、CH2O——各烟气成分在θ温度下的平均比值，查表3-5θ——烟气温度，℃

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43在计算中，由于VCO2＞＞VSO2，两者比热容接近，故常用CC02计算。(2)过量空气的焓为(3)飞灰的焓为

44式中(cθ)h——lkg灰在θ(℃)时的焓，查表3-4；αfh——飞灰系数．查表3-6。因为飞灰焓值数值较小，只有当燃用高灰分燃料时才计算，即

45第三节烟气成分和燃烧氧量控制一、烟气成分分析在锅炉的实际运行中，烟气的成分和容积随运行工况的变化而改变。目的：测定烟气成分可了解锅炉运行的好坏。以便进行必要的调节，以改善运行工况。如1、测量炉膛出口氧量可计算过量空气系数，判断炉内空气供应是否正常；如2、测量CO、H2和CH4，可判断不完全燃烧热损失的大小；如3、测量各受热面前后氧量，可判断烟道漏风情况。

46目前，烟气分析的方法有化学吸收法、电气测量法、红外吸收法和色谱分析法等。奥氏烟气分析仪是使用较多的一种分析仪，它利用化学药剂对气体选择性吸收的特性进行工作。

47图3-1为奥氏烟气分析仪简图，它由一个量筒，三个吸收瓶和一个平衡瓶组成。测量时通过U型过滤器抽取100cm3烟气试样．依次进入三个吸收瓶，利用量筒测得每次吸收后烟气减少的容积，此即为被吸收的容积．由此得出各组成气体在烟气容积中的百分比。三个吸收瓶中，第一个吸收瓶中装有氢氧化钾(KOH)溶液，吸收CO2和SO2；第二个瓶中装有焦性没食子酸C6H3(OH)3的碱性溶液，吸收氧气(O2)．同时也吸收RO2；第三个瓶中装有氯化铜氨溶液Cu(NH3)2CI，吸收CO，同时也吸收氧气。由于吸收剂有双重吸收作用，测试过程中顺序不能颠倒。含有水蒸气的烟气在通过过滤器时，已经过水洗，饱和了水蒸气。在某种气体成分吸收时，所饱和的水蒸气也成比例地凝出，所测得的结果就是干烟气成分的容积百分数。烟气分析的结果为

48烟气成分：指以1kg燃料燃烧生成的干烟气容积Vgy为基础，测出烟气中各气体成分分容积占干烟气容积的百分数

49根据烟气成分分析结果计算烟气容积—对于正运行锅炉,由烟气分析可得：CO2+SO2+CO=(VCO2+VSO2+VCO)/Vgy×100%由燃烧化学反应知：1kgC不论生成CO2还是CO→其容积均为1.866m3/kg故:1kg燃料中的C燃烧时生成的CO2和CO容积为：VCO2+VCO=1.866Car/100m3/kgVCO2+VSO2+VCO=1.866(Car+0.375Sar)/100m3/kg由(3-24)知:Vgy=(VCO2+VSO2+VCO)/(RO2+CO)×100%=1.866(Car+0.375Sar)/(RO2+CO)m3/kg

50烟气总容积为:Vy=1.866(Car+0.375Sar)/(RO2+CO)+VH2oM³/Kg实际水蒸汽容积:VH2O=VH2O0+1.293×100/1000×22.4/18(α－1)V0M³/Kg其中α根据烟气成分分析数值计算

51二、完全燃烧方程式由推导得完全燃烧方程式(3-43)称为完全燃烧方程式，当燃料的β值一定，无论过量空气量如何，干烟气成分测量值满足该式，说明燃烧是完全的。若不能满足该式．则说明烟气分析不准确，烟气中有CO，而碳未燃尽，即为不完全燃烧。

52当为不完全燃烧，烟气中只有CO时，则用上述方法可推出不完全燃烧方程式注：β值只决定于燃料的元素组成，因而称为燃料特性系数。若将燃料中氮的含量Nar计入，而且假定其不燃烧只生成N2，则β值为

53由完全燃烧方程得：RO2=(21－O2)/(1+β)%RO2max=21/(1+β)%RO2max取决与燃料元素分析成分→是表征燃料的一个特性值随燃料不同→β值不同→RO2max也不同

54如果是完全燃烧，而α＝1，烟气中O2＝0，CO＝0，则RO2可达最大值关于β值和RO2max列于表3-7中。应指出的是，实际运行的锅炉，由于烟气中或多或少总有过剩氧和一氧化碳存在，所以三原子气体含量不可能达到它的最大值RO2max。

55三、运行中氧量的控制锅炉的运行中，烟气分析值与锅炉燃烧是否完全，供应空气量是否合理，漏风量大小均有关系。运行人员一般根据燃烧调整试验确定的RO2和O2的取值范围进行燃烧调整，使其保持在正常范围内即可。利用烟气分析的结果，也可用下列方法推算过量空气系数。

56在完全燃烧时，烟气分析值只有RO2和O2时，可用下式推算过量空气系数当为不完全燃烧时，烟气分析值有RO2、O2、CO、H2和CH4，则可用下式推算过量空气系数

57运行时α的计算a)当燃料完全燃烧且略燃烧过程中燃料本身释放出的N时α=21/｛21-79(O2/100－(RO2+O2)｝(3-42)b)当燃料不完全燃烧且燃烧产物中还有可燃气体时,α=21/｛21-79(O2－0.5CO/100－(RO2+O2+CO)｝(3-43)c)当燃料完全燃烧时α=21/｛21-79(21－(1+β)RO2)/(100－RO2－［21－(1+β)RO2｝(3-44)

58α=21/21－79｛21－(1+β)RO2｝/100－(21－βRO2)=｛(79+βRO2)｝/RO2/(100β+79)/21=(79/RO2+β)/｛79(1+β)/21+β｝将式(3-39)代入,且略β,则α≈RO2max/RO2≈RO2max/CO2(3-44)将式(3-38),(3-38)代入(3-44),得α≈RO2max/RO2≈21/(1+β)/(21－O2)/(1+β)≈21/(21－O2)(3-45)结论:1、由上式知:对一定燃料→RO2max为一定值→只要测定烟气中RO2和CO2的含量→就可确定出测量处的α且RO2或CO2↑→α越↓→电厂一般用电气自动分析仪来测定烟气中CO2的含量

592、燃料一定，可根据燃料调整试验确定最佳α及与之对应的最佳RO2数值→运行中只要继续保持最佳RO2值，可使锅炉处于经济工况下运行3、电厂中燃用煤种常变→当燃料成分改变时→RO2max也随之变化→此时尽管运行中继续保持RO2值→但实际α已发生改变→如图3-2由图知，相同RO2值对不同燃料，α数值不同→表明RO2或CO2值监视α受燃料种类影响大→因此，在运行中仅用CO2含量确定α值→会引起误操作4、由式（3-45）知：只要测出烟气中氧量O2→可近似确定α值→O2↑→α↑反之O2↓→α↓→故电厂一般采用磁性氧量计或氧化锆氧量计来测定烟气中的氧量O2→且用氧量计侧烟气中过剩O2来监视α时，煤种变化对α影响↓→故电厂普遍采用氧量计监视运行中的α

60漏风系数的计算漏风系数：某一受热面的漏风系数△α为该受热面的漏风量△V与理论空气量Vo的比值即△α=△V/Vo（3-46）某级受热面的漏风系数，与可用该级受热面出口α″与进口α′之差表示，即△α=α″－α′（3-47）炉膛及各烟道的漏风系数的一般经验数据见表3-4→设计锅炉时可用表3-4确定烟道任一点α→烟道某处的α等于进口α′与前面各段烟道的漏风系数之和运行锅炉△α=α″－α′（实测O2算出）

611、在完全燃烧条件下，烟气分析值只有RO2时．由完全燃烧方程式，在忽略β值时，可推出估算过量空气系数的关系式为2、烟气分析值只有O2时，可用下式推算过量空气系数结论:由上式知:对一定燃料→RO2max为一定值→只要测定烟气中RO2和CO2的含量→就可确定出测量处的α且RO2或CO2↑→α越↓→电厂一般用电气自动分析仪来测定烟气中CO2的含量结论:只要测出烟气中氧量O2→可近定α值→O2↑→α↑反之O2↓→α↓→故电厂一般采用磁性氧量计或氧化锆氧量计来测定烟气中的氧量O2→且用氧量计侧烟气中过剩O2来监视α时，煤种变化对α影响↓→故电厂普遍采用氧量计监视运行中的α

62式(3-51)表示：如果将供给的空气量看作100，实际供给的氧气量2l与燃烧过程实际消耗的氧量(21—O2)之比。实践证明，单纯用RO2值来推算α是要产生较大误差的。图3-2说明不同燃料在相同α下RO2值差别较大，用式(3-50)推算α是不准确也是不合理的。

63图3-3是燃料不同β值不同时．烟气中氧气O2含量与过量空气系数之间的关系曲线。由图可知，当燃料发生变化时(β值也变化)，在相同的α下，烟气中剩余氧量值变化极小，用式(3-1)估算过量空气系数时误差值也极小。这说明，无论燃料变化与否，只要供应的空气量合理，在完全燃烧条件下，剩余氧量的变化是极小的，这是锅炉控制仪表中采用氧量表监控燃烧工况的原因。在实际运行中，只要将烟气剩余氧量控制在规定的范围内、即可认为燃烧工况是正常的。

64第四节锅炉机组的热平衡一、热平衡方程式锅炉机组的热平衡是指：输入锅炉的热量与输出热量(或有效利用热量)和热损失之间的平衡关系。当锅炉机组处于稳定热力状态下，以lkg收到基燃料为基础来进行热平衡计算。通过热平衡可计算出锅炉的有效利用热量、各项热损失、锅炉热效率和燃料消耗量。

65热平衡的意义1）弄清燃料中的热量被利用了多少，热量损失了多少及损失在哪方面和损失大小如何，以便判断锅炉设计及运行水平，寻求提高锅炉经济性的途径2）锅炉运行中定期进行热平衡试验，查明影响热效率的因素，利于改造

66热平衡方程式为式中Qr——1kg燃料输入锅炉的热量，kj/kg；Ql——锅炉有效利用热量，kj/kg；Q2——排烟热损失，kj/kg；Q3——化学(可燃气体)不完全燃烧热损失，kj/kg；Q4——机械(或固体)不完全燃烧热损失．kj/kg；Q5——散热损失，kj/kg；Q6——其它热损失，kj/kg；

67将上式两侧同除Qr，则得各项热量占输入热量百分数的表达式二、锅炉机组热效率在设计锅炉时，上述各项热损失有的可根据锅炉计算标准直接查取经验数值，有些则根据假定的热工参数计算得出。对运行中的锅炉需通过热平衡试验来确定，而热平衡试验常分为如下两种方法。

68正、反平衡求η锅炉的方法1、正平衡求效率法：测定输入热量Qr和有效利用热量Q1计算锅炉的热效率2、反平衡求效率法：测定锅炉的各项热损失q2、q3、q4、q5、q6，计算锅炉热效率目前电厂常用反平衡求效率法求η锅炉

691．正平衡法直接测定锅炉输入和输出热量，求得热效率ηgl(％)。正平衡试验：1、要求锅炉在试验期间始终保持稳定的运行工况，其工作压力、负荷、燃烧工况和汽包水位自始至终应相同，这是难于做到的。2、要求精确测定有效利用热量和燃料消耗量B，对大型燃煤锅炉而言，燃料消耗量是难于精确测定的。。3、正平衡法不能确定各项热损失的大小，难以分析造成热效率低的原因。因此，正平衡法常用于确定小型锅妒的热效率

702．反平衡法只测量各项热损失，由ηgl＝1-∑q确定锅炉热效率。特点：1、这种方法需要测量的数据较多，工作大，2、不需要测定难以测准的燃料消耗量B。3、反平衡法可通过分析造成各项热损失的原因对锅炉进行改进，4、采用反平衡法对试验期间锅炉负荷变化的限制并不严格。故大容量锅炉常采用此种方法。

71锅炉正平衡求效率η=q1=Q1/Qr×100%三、输入热Qr输入热量是指锅炉范围以外输入的热量，不包括锅炉范围内循环的热量。对燃煤和燃油锅炉，1kg收到基燃料带入锅炉的热量为(1)低位发热量Qar，net因为锅炉排烟温度在110—160℃之间，烟气中水蒸气末凝结放热故用低位发热量。

72(2)燃料的物理显热ir：仅在用外来热源加热燃料时或固体燃料水分较大时才考虑式中Cp，ar——燃料的收到基定压比热容，kj／kg．℃tr——燃料的温度，℃。当燃用重油时的比热容为：式中tho——重油温度，℃

73固体燃料的比热容Car，fu式中Cdr—燃料干燥基比热容，kj／(kg．℃)，由表3-8查取。对燃煤锅炉，ir值很小、，只有用外来热源加热时才计算ir，若未经预热，只有当满足下列条件时才计算，否则可不计算。

74（3)外来热源加热空气时带入热量Qwr式中β´——空气预热器进口处的过量空气系数；I0k——锅炉进口(暖风器出口)的理论空气的焓值，kj/kgI0lk——理论冷空气的焓，kJ/kg，基准温度取冷空气温度30℃当锅炉装有暖风器时，应计算此值。

75(4)雾化重油所用蒸汽带入热量Qwh式中Gwh——每kg重油雾化所用的蒸汽量Kg/kgizq——雾化蒸汽的焓值，kj/kg25l0——排烟中蒸汽未能利用的汽化潜热值kj/kg

76锅炉反平衡求效率及各项热损失η=q1=〔100%－（q2+q3+q4+q5+q6）〕四、固体[机械)不完全燃烧热损失q4此部分损失是由于部分固体碳粒在炉内未燃尽造成的热损失，也称为机械不完全燃烧热损失。燃烧方式不同，固体不完全燃烧热损失包括的内容也不相同。一般主要包括：1、飞灰中未燃尽的碳造成的热损失Qfh4；2、层燃炉中炉排漏煤造成的热损失Qlm4；3、炉渣中末燃尽的碳造成的热损失Qlz4，4、流化床锅炉中溢流灰中的末燃尽碳造成的热损失Qyl4等。

771、计算a)设计锅炉时，q4只能按经验数据来选取，表3-7b)对运行锅炉，根据每小时的飞灰量、炉渣量及飞灰和炉渣中残碳的含量百分数来计算Ⅰ、公式Q4fh=32866×Gfh/B×Cfh/100Q4lz=32866×Glz/B×Clz/100Q4=Q4fh+Q4lz对煤粉室燃炉，一般由下式表示

78式中Gfh．Glz——单位时间内飞灰和炉渣(包括其中末燃尽的碳)的质量，kg/hCfh，Clz一飞灰或炉渣中含碳的百分数，％。在实际运行中，部分飞灰可能会沉积在受热面上或烟道中，因而Gfh很难测难，故常用灰平衡法求其值

79Ⅱ、灰平衡：指入炉煤的含灰量等于飞灰和炉渣中的灰量之和以Afh、Alz表飞灰和炉渣中纯碳的质量含量百分数，则BAar/100=GfhAfh/100+GlzAlz/100因Afh+Cfh=100Alz+Clz=100即：BAar/100=｛Gfh（100－Cfh）+Glz(100－Clz)｝/100得：Gfh=｛BAar－Glz(100－Clz)｝/（100－Cfh）将上式代入（3-60），这只需侧出Glz和Cfh及Clz就可算出q4，但Glz也困难，故用经验法求q4

80飞灰份额：指飞灰中灰占燃料总灰分的份额，用αfh表示炉渣份额：指炉渣中灰占燃料总灰分的份额，用αlz表示见表3-6灰平衡式：GfhAfh/100=Aar/100×αfhB=Gfh（100－Cfh）/100GlzAlz/100=Aar/100×αlzB=Glz（100－Clz）/100Gfh=AarBαfh/Afh=AarBαfh/（100－Cfh）Glz=AarBαlz/Alz=AarBαlz/（100－Clz）αfh、αlz表达式见下页（3－63）和（3－64）

81灰平衡：指入炉煤的含灰量应等于燃烧后飞灰、炉渣及烟道中沉积飞灰量的总和，即

82式中αfh，αlz——分别表示飞灰和炉渣中灰量占入炉煤灰量的份额，分别称为飞灰系数和排渣率。由式(3-63)可得式(3-65)代入式(3-60)可得

83上式为固体不完全燃烧热损失的计算式，式中不再需要测定Gfh和Glz，只需测定其飞灰和炉渣含碳量即可计算q4。它是锅炉的主要热损失之一、对固态排渣煤粉炉其值约为0．5％一5％，对燃油和燃气炉则q4≈0。在锅炉设计时则可由热力计算标准根据燃用煤种查取推荐值。影响q4的主要因素有：燃料的种类与性质、燃烧方式、炉膛结构、燃烧器型式和布置、炉膛温度、锅炉负荷、燃料在炉内停留时间和空气量及混合情况等，这些情况均会引起飞灰和炉渣含碳量的改变，从而影响q4值的大小。

84q4影响因素—燃料、燃烧方式、炉结构、炉负荷及操作固态排渣炉q4≈1%~5%a)M↓、A↓、Vdaf↑、煤粉细→q4↓b)层燃炉、沸腾炉→q4↑，旋风炉→q4↓煤粉炉q4介于两者之间，而固态排渣q4＞液态排渣q4c)炉膛容积↓或高度↓及燃烧器结构性能不好，或布置不合适→则煤粉在炉内停留时间↓或风粉混合质量↓→q4↑d)锅炉负荷过↑→使煤粉停留时间↓来不及烧透→q4↑锅炉负荷过↓→炉温↓→燃烧反应↓→q4↑e)炉内空气动力工况不良→火焰不能很好充满炉膛→q4↑f)α控制不当→二次风调整不合适→q4↑结论：为↓q4炉子结构需合理，在运行中需作好燃烧调整

85五、化学不完全燃烧热损失—指排烟中含有未燃尽的CO、H2、CH4等可燃气体未燃烧所造成的损失1、计算a)锅炉设计时，q3按燃料种类和燃烧方式选取煤粉炉q3=0，燃油燃气炉q3=0.5%,高炉煤气炉q3=1.5%b)运行中的锅炉,:Q3等于烟气中所有可燃气体的发热量之和，对煤粉炉:q3≯0.5%q3=Q3/Qr×100%=Vgy/Qr(12640CO/100+10800H2/100+35820CH4/100)×100(1－q4/100)%(3-69)

86当燃固体燃料时,烟气中H2、CH4含量极少,常略,则q3=Vgy/Qr×12640CO×(100－q4)/100)%Vgy推导见下一页，对运行中的锅炉可用下式计算q3值式中CO、H2、CH4——干烟气中一氧化碳、氢气、甲烷的容积百分数，由烟气分析测出。

87CO2+SO2+CO=(VCO2+VSO2+VCO)/Vgy×100%(3-24)由燃烧化学反应知：1kgC不论生成CO2还是CO→其容积均为1.866m3/kg故:1kg燃料中的C燃烧时生成的CO2和CO容积为：VCO2+VCO=1.866Car/100m3/kg(3-25)VCO2+VSO2+VCO=1.866(Car+0.375Sar)/100m3/kg(3-26)由(3-24)知:Vgy=(VCO2+VSO2+VCO)/(RO2+CO)×100%=1.866(Car+0.375Sar)/(RO2+CO)m3/kg(3-27)q3=236(Car+0.375Sar)CO/Qr(RO2+CO)×(100－q4)%

88在实际运行中，q3值远远小于q4值。对大型现代煤粉锅炉，q3≈0。在锅炉设计时可由计算标准中查阅推荐值，或按q3＝0％一0．5％选取。影响q3的因素是多方面的。燃料挥发分的高低、炉内过量空气系数的大小、燃烧器型式及布置、炉内温度和空气动力工况等均会引起q3值的改变。如当燃料挥发分较高，炉内温度也较高时，燃料着火快；供氧不足将引起q3值增大；合理的α“l，是至关重要的。因此，应在运行中密切监视炉膛出口处氧量表，使之处于调试时给出的最佳范围之内，则可使q3值降至最小。最佳过量空气系数可由图3-4确定。

89q3影响因素—α、Vdaf、炉温、燃料与空气混合、燃烧结构与布置、炉膛结构等a)α↓→供O2↓→q3↑α↑→炉温↓→q3↑b)Vdaf↑→炉内可燃气体↑而炉内空气动力工况不好→易出现不完全燃烧→q3↑c)炉膛容积↓→高度↓→水冷壁布置过多及燃烧器布置不合适→q3↑d)锅炉低负荷运行→炉温↓→燃烧不稳定→q3↑结论：为↓q3→应设计合理的炉结构，同时运行中应设法保持较高的炉温、适当α，并使燃料与空气充分混合，尤其对高Vdaf的燃料

90六、排烟热损失q2排烟温度：当烟气离开锅炉的最后一段受热面时的温度称为排烟温度，记为θpy。排烟热损失：排烟温度一般远远高于进入锅炉的空气温度(基准温度)，这部分热量未被利用，排烟带走一部分锅炉的热量所造成的损失此热损失称为排烟热损失。排烟热损失是各项损失中最大的一项，一般在运行中其值约占总热损失的5％一12％。

91排烟热损失的计算如下式式中Ipy——排烟焓，按排烟处过量空气系数。αpy和排烟温度计算，kj/kgI0k——冷空气的理论焓，按30℃计算，kj/kgαpy——排烟处过量空气系数，。αpy＝α"l＋αlf

92a)设计锅炉时，αpy=αl″+∑△αb)锅炉运行时，αpy由烟气分析仪测得的气体成分计算得到hpy=(VgyCgy+VH2oCH2o)θpy+hfh

93由上式可知：1、排烟温度θpy越高，排烟热损失越大。运行实践表明，排烟温度每增高l0一20℃，可使q2增加约1％。显然，降低排烟温度可降低q2热损失，提高锅炉热效率。但排烟温度的降低：1、需布置较多的尾部受热面，使金属消耗量增加。2、θpy越低，最末级受热面传热温差降低，传热效率下降。3、尾部阻力增加，通风电耗增加。4、排烟温度的降低还会引起尾部受热面的低温腐蚀，严重时可能需更换空气预热器。因此，排烟温度的选择需通过经济技术比较，如图3-5所示。

942、燃料种类和性质对q2的影响也较大。当煤中水分和硫分较高时，烟气容积将增大，而硫可能造成低温腐蚀，这都会影响到排烟温度的选择。3、漏风量增加αpy越大，排烟热损失越大。而漏入空气不仅使烟气容积增大，排烟热损失增加。而且会使漏入点的烟温降低，使漏风点后所有受热面的传热量减少，使排烟温度升高。漏风点越靠近炉膛，这个影响越大。4、当受热面上发生积灰或结渣时，受热面的吸热量将减少，使θpy升高。因此，减少锅炉漏风和保持受热面清洁是减少q2损失的有效手段。

95影响因素—最大的一项损失，约为4%~8%q2主要影响因素是hpy→而hpy又取决于排烟容积和排烟温度(Vpy↑、θpy↑→q2↑）a)α↑、△α↑→Vpy↑→q2↑αl″↑→q2↑→q3↓q4↓但αl″过↑→θ炉很↓及燃料在炉内停↓→q3↑→q4↑最佳过量空气系数：对应于q2+q3+q4之和为最小的αl

96b)炉膛及烟道各处漏风→αpy↑→Vpy↑→q2↑→引风机电耗↑→且漏风对燃烧不利c)θpy↑→hpy↑→q2↑但θpy↓→△t平均↓→传热↓→必须↑金属受热面→投资↑→气流阻力↑→尾部受热面酸性腐蚀↑→当燃料中M↑、A↑时，θpy应保持高一些→防空预器腐蚀d)运行时，受热面结渣、积灰和结垢→传热↓→θpy↑→q2↑

97降低q2的措施：1、降低排烟容积→选和保持最佳αl″→减少炉膛和烟道漏风2、选合理的排烟温度3、运行时，应及时吹灰清渣，并注意检监视给水、炉水和蒸汽品质，以保持受热面内外清洁，降低排烟温度，提高锅炉效率

98七、散热损失q5锅炉在运行中，由于炉墙、汽包、联箱、各种汽水和烟风管道的外表面温度均高于环境温度，散热损失：通过辐射和对流向周围散失热量而引起的热损失称为散热损失；一般由图3-6中查出额定负荷下的散热损失。当负荷处于非额定工况时，由下式确定其散热损失式中Ded，D——额定蒸发量和实际蒸发量kg／sq5ed——额定蒸发量时的散热损失，％。

99在锅炉设计计算时，常用到保热系数φ的概念，即烟气在某段烟道中放出的热量有多少被该烟道中的受热面吸收；由下式计算式中ηgl——锅炉效率，％。由上式可知，(1-φ)则表示有多少成为散热损失。q5的影响因素：炉墙外表面积的大小，外表面温度、隔热层厚度和材料性能、环境温度等均会影响q5的大小。

100影响因素—锅炉额定蒸发量、锅炉实际蒸发量、外表面积、水冷壁和炉墙结构、管道保温以及周围环境等a)锅炉容量↑→q5↓b)运行负荷↓→q5↑→因负荷↓而炉外表面积不变，同时散热表面T变化不大→故q5∝负荷c)水冷壁及炉墙等结构严密紧凑，炉墙及管道保温好，外界空气T↑，且流动慢→q5↓

101八、其他热损失q6此项热损失主要包括灰渣物理热损失qhz6：和锅炉某些尾部受热面的支撑横梁用水或空气冷却时带走的热量损失qlq6之和，即其中灰渣物理热损失由下式计算式中(ct)hz——lkg灰渣在温度为t时的焓，kj/kg

102对灰渣物理热损失，液态排渣炉必须计算。而对固态排渣煤粉炉，只有在满足下列条件时才计算影响q6损失的主要因素有：煤中含灰量Aar。αlz、灰渣温度等，以及冷却水或空气带走热量的大小。

103影响因素—燃料灰分、炉渣份额及炉渣温度a)固态排渣量↓→q6↓液态排渣量↑→q6↑b)固态排渣温度↓→q6↓液态排渣温度↑→q6↑故液态排渣炉必须考虑q6而固态排渣炉，只有燃料灰分很高Aar≥Qar.net/419%时，才必须考虑此项损失

104

105九、有效利用热量q1锅炉有效利用热量指水和蒸气流经各受热面时吸收的热量，用下式计算式中Q1＝Qgl/B(3-75)B——燃料消耗量，kg/h；Qdl——单位时间锅炉的总有效吸热量，kl/h

106由此可确定锅炉热效率ηgl(正平衡)为BQ1=Qgl＝｛Dgq(hgq″－hgs)+Dzq(hzq″－hzq′)+Dpw(hpw－hgs)｝

107十、单位时间燃料消耗量实际燃料消耗量可由式(3-76)改写为在进行燃烧计算时，均假定为完全燃烧。但实际运行中存在q4损失。因此，送入锅炉的燃料中有一部分未燃烧而成为q4损失，实际送入的燃料只有(1-q4/100)kg参加燃烧，故燃烧所需空气容积和生成烟气容积均相应减少，在计算这些容积时，应对燃料量进行修正，即所谓计算燃料量Bj(kg/h)。

108a)在进行燃料输送系统计算时，要用燃料消耗量B来计算b)在计算空气需要量及烟气容积时时，需用计算燃料消耗量Bj来计算