本发明涉及热力设备性能状态监测与诊断领域，具体涉及一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法。
背景技术：
：电站锅炉给水温度是反映电厂运行经济性的重要技术指标，也是进行锅炉经济性诊断和锅炉运行优化的重要技术参数。超临界锅炉在超临界压力范围内运行时，水冷壁实际上相当于过热器，当给水温度发生变化时，超临界直流锅炉主要是通过调节煤水比来控制中间点温度，进而控制主蒸汽温度。因此，从某种意义上来说，对过热蒸汽温度变化特性影响最大的是煤水比。超临界直流锅炉对于参数的变化较为敏感。对于运行中的超临界直流锅炉，当锅炉蒸发量和蒸汽参数保持不变时，给水温度的变化将导致锅炉燃料量发生变化，进而引起锅炉炉内燃烧工况和各级受热面的烟温和烟气流量的变化，并最终引起锅炉排烟温度和锅炉效率的变化，而锅炉效率的变化反过来又会影响锅炉燃料量。因此，在给水温度变化后，锅炉效率和燃料量的变化是一个耦合变化的影响过程，相互之间的影响关系比较复杂且是非线性的，而且很难用常规的计算方法准确的对二者进行解耦，导致给水温度变化对直流锅炉燃料量的定量指示不明确，进而无法准确对运行中直流锅炉给水温度变化后的相应煤水比的动作进行有效的指导，进而不利于有效控制中间点温度来稳定主蒸汽温度。这种情况在超临界机组高压加热器的切除和零号高压加热器的投停方面尤为关键，并由此给直流锅炉机组的安全经济运行带来极大隐患。目前，我们国家针对锅炉外部运行条件变化的修正计算方法主要参考我国国家标准《电站锅炉性能试验规程gb/t10184-2015》和美国锅炉性能试验标准《asmeptc4-2008锅炉性能试验规程》及《asmeptc4.3-1968空气预热器性能试验规程》中的修正计算公式进行。但遗憾的是，这些标准仅是规定了给水温度变化对锅炉排烟温度的修正计算方法。并没有给出给水温度变化对锅炉燃料量的修正计算方法。现有的给水温度变化对锅炉性能的修正计算方法绝大部分都是基于以上标准，尚没有克服和解决上述缺陷。个别给水温度变化对锅炉性能的修正计算方法只是从给水温度变化后认为锅炉效率不变的情况下得到的一种近似给水温度变化对锅炉燃料量的校核修正，并没有完全解决燃料量和锅炉效率的解耦问题，从而不能实现给水温度变化对直流锅炉燃料量的准确定量计算，更无法准确指导给水温度变化后锅炉侧运行参数的调整。因此，不利于直流锅炉的安全经济运行。技术实现要素：针对目前不能准确反映直流锅炉给水温度变化对燃料量定量影响的问题和缺陷，为有效指导锅炉运行人员在给水温度变化后的相应操作，尤其在切除高压加热器和投运0号高压加热器后煤水比的动作，本发明在定义从炉膛出口到省煤器入口的烟气侧换热效率的基础上，从炉膛热平衡入手，结合微分偏差理论提出一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量影响的定量校正计算方法，从而避开了必须同时求解锅炉效率和锅炉燃料量的问题，实现了准确定量指示超临界直流锅炉在给水温度变化后燃料量的调整。本发明采用的技术方案是：一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法，其特征是，它包括的内容有：(a)基准参数和运行及结构参数输入：该环节主要通过基准参数的输入和当下运行参数的输入来满足给水温度变化后相应运行参数的计算，由于基准参数和运行参数是决定燃料量变化的重要参数，而负荷不同，基准参数和运行参数的差异较大，因此，输入的基准参数和运行参数必须是当下负荷的运行参数，实际计算中也可取不同负荷下设计参数作为基准参数进行输入；所述基准参数包括：燃料量、热空气温度、空气预热器进口烟温、给水温度、流经空气预热器的空气流量、流经空气预热器的烟气流量、空气预热器烟气比热、空气预热器空气比热、排烟温度、炉膛出口烟温、空气预热器烟气侧换热效率、流经省煤器的烟气流量、省煤器烟气比热、给水比热、省煤器出口水温、省煤器进口烟温、省煤器烟气侧换热效率；所述运行及结构参数包括：环境冷风温度、炉渣温度、炉膛散热表面积、飞灰份额、炉渣份额、给水流量、保热系数、煤质成分、固体不完全燃烧热损失、低温再热器入口蒸汽温度、空气预热器传热面积、省煤器传热面积、磨煤机碾磨过程中能量转化系数、制粉系统单位电耗、炉膛漏风系数、制粉系统漏风系数、炉膛出口过量空气系数、空气预热器空气侧出口的过量空气系数及省煤器出口水压力；(b)给水温度变化后空气预热器出口热风温度的计算：给水温度改变引起锅炉的燃料量发生变化，在炉膛出口过量空气系数不变情况下，将引起空气预热器的空气流量和烟气流量发生变化，由空气预热器能量平衡方程得：式中：trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；t0为空气预热器进口冷风温度，即环境冷风温度，℃；逆流布置的空气预热器烟气侧换热效率为：其中式中：ηky为空气预热器烟气侧换热效率；kky为空气预热器传热系数，w·(m2·℃)-1；aky为空气预热器传热面积，m2；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；t0为空气预热器进口冷风温度，即环境冷风温度，℃；θpy为锅炉排烟温度，℃；按照微分偏差理论，给水温度变化引起空气预热器出口热风温度的变化量为：式中：为给水温度变化引起空气预热器出口热风温度的变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；δtfw为给水温度的变化量，℃，这里，tfw1为变化后的给水温度，为基准给水温度；流经空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量表示为：式中：为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为通过空气预热器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过空气预热器平均温度下的烟气密度，kg·(m3)-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中为先估计后校正，kg·h-1；q4为机械不完全燃烧热损失；由公式(1)和公式(4)得到公式(3)中第1项偏差分量，即空气预热器烟气量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器烟气量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；为通过空气预热器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过空气预热器平均温度下的烟气密度，kg·(m3)-1；角标为计算中取基准值的相应参数，trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；t0为空气预热器进口冷风温度，℃；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数；δtfw为给水温度的变化量，℃；δb为给水温度引起的燃料量的变化量，kg·h-1，即δb＝b1-b0，其中，b1为给水温度变化后的燃料量，计算中为先估计后校正，b0为基准燃料量；t0为空气预热器进口冷风温度，℃；空气预热器进口烟温变化量为：式中：δθ′ky为给水温度变化引起空气预热器进口烟温的变化量，℃；θ′sm1为给水温度变化后的省煤器进口烟温，℃；tfw1为变化后的给水温度，℃；ηsm1为给水温度变化后的省煤器烟气侧换热效率；为空气预热器基准入口烟气温度，℃；由公式(1)和公式(6)得到公式(3)中第2项偏差分量，即空气预热器入口烟气温度变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器入口烟气温度变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；δθ′ky为给水温度变化引起空气预热器进口烟温的变化量，℃；由公式(1)和公式(2)得到公式(3)中第3项偏差分量，空气预热器烟气侧换热效率变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器烟气侧换热效率变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；δηky为为给水温度变化前后空气预热器烟气侧换热效率之差，即δηky＝ηky1-ηky，ηky1为给水温度变化后的空气预热器烟气侧换热效率，ηky为给水温度变化前的空气预热器烟气侧换热效率；t0为空气预热器进口冷风温度，℃；流经空气预热器的空气质量流量为：式中：qm(kq)为流经空气预热器的空气质量流量，kg/s；为空气预热器空气侧平均过量空气系数；v0为理论空气量，m3·kg-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中为先估计后校正，kg·h-1；q4为机械不完全燃烧热损失；由公式(1)和公式(9)得到公式(3)中第4项偏差分量，即空气预热器空气流量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器空气流量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；为为给水温度变化引起空气预热器空气流量的变化值，kg·h-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数；为空气预热器空气侧平均过量空气系数；v0为理论空气量，m3·kg-1；b为锅炉燃煤消耗量，kg·h-1；δb为燃料量的变化量，kg·h-1；t0为空气预热器进口冷风温度，即环境冷风温度，℃；变化后的空气预热器出口热空气温度为：式中：trk1为给水温度变化后的空气预热器出口热空气温度，℃；为基准空气预热器出口空气温度，℃；为给水温度变化引起空气预热器出口热空气温度的变化量，℃。(c)给水温度变化后省煤器出口水温的计算：给水温度变化后，引起省煤器传热特性改变，导致省煤器出口水温变化，省煤器能量平衡方程为：式中：tsmc为省煤器出口水温，℃；为系统保热系数；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；tfw为锅炉给水温度，℃；其中，省煤器的烟气侧换热效率为：其中式中：ηsm为省煤器烟气侧换热效率；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；ksm为省煤器传热系数，kw·(m2·℃)-1；asm为省煤器传热面积，m2；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；依据微分偏差理论，由公式(10)得到锅炉给水温度变化引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化引起省煤器出口水温度的变化量，℃；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；其中，由公式(12)得到公式(14)中的第1项偏差分量，即给水温度变化直接引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化直接引起省煤器出口水温度的变化量，℃；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；式中：为通过省煤器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过省煤器的平均温度下的烟气密度，kg·m-3；b为锅炉燃煤消耗量，计算中为先估计后校正，kg·h-1；q4为机械不完全燃烧热损失；由公式(12)和公式(16)得到公式(14)中第2项偏差分量，即给水温度变化导致省煤器烟气量变化，引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化导致省煤器烟气量变化，引起省煤器出口水温的变化量，℃；为通过省煤器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过省煤器的平均温度下的烟气密度，kg·m-3；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；δb为燃料量的变化量，kg·h-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数；给水温度变化后，定义从炉膛出口到省煤器入口的烟气侧换热效率，并近似认为从炉膛出口到省煤器入口的烟气侧换热效率不变，得到省煤器入口烟气温度变化量为：式中：δθ′sm为省煤器入口烟气温度变化量，℃；为基准省煤器入口烟气温度，℃；为基准炉膛出口烟温，℃；为给水温度变化后炉膛出口烟温，℃；给水温度变化后的炉膛出口烟温计算中为先估计后校正，tdzr为低温再热器入口蒸汽温度，℃；炉膛出口烟温的计算依据我国锅炉机组热力计算标准中规定的方法进行计算，式中：为给水温度变化后炉膛出口烟温，℃；ta为理论燃烧温度，℃，ta＝qar.net(1-(q3+q6)/(100-q4))；σo为波尔滋蔓常数，σo＝5.67×10-11，kw·(m2·k4)-1；a1为炉膛黑度；φ为水冷壁热有效系数；f1为水冷壁换热面积，m2；q3为气体未完全燃烧热损失，该值较小，可取0；q6为灰渣物理热损失，该值较小，可取0；为系统保热系数；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；为水冷从炉膛出口烟温至理论燃烧温度的平均热容量,kj·(kg·℃)-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数；m为火焰中心位置修正系数，m＝a-b(xb+δx)，xb为燃烧器布置高度和炉膛高度比值；δx为火焰最高点温度相对位置修正值，对于燃烧器前后墙对冲布置，δx＝0.05，对于四角切圆燃烧方式，δx＝0；对于烟煤和褐煤，a＝0.59,b＝0.5，对于无烟煤和贫煤，a＝0.56,b＝0.5，由公式(12)和公式(18)得到公式(14)中第3项偏差分量，即给水温度变化导致省煤器入口烟气温度变化，进而引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化导致省煤器入口烟气温度变化，进而引起省煤器出口水温变化量，℃；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；δθ′sm为省煤器入口烟气温度变化量，℃；由公式(12)和公式(13)得到公式(14)中第4项偏差分量，即由省煤器烟气侧换热效率变化引起省煤器出口水温变化量为：式中：为由省煤器烟气侧换热效率变化引起省煤器出口水温变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；δηsm为给水温度变化前后省煤器烟气侧换热效率之差，即ηsm1为给水温度变化后的省煤器烟气侧换热效率，为基准省煤器烟气侧换热效率；给水温度变化后的省煤器出口水温度为：式中：tsmc1为给水温度变化后省煤器出口水温，℃；为给水温度变化引起省煤器出口水温度的变化量，℃；为基准省煤器出口水温度，℃；(d)炉膛热平衡：锅炉炉膛为一开口热力系统，稳定工况下，给水温度变化后，锅炉炉膛热平衡关系为：qrl+qwl+qrk+qlk+qj＝qyq+qhz+qf+qsr+qq4(23)式中：qrl为送入炉膛的燃料总热量，kj·h-1；qwl为进入炉膛的燃料物理显热，kj·h-1；qrk为空气预热器出口热空气带入炉膛的热量，kj·h-1；qlk为漏入炉膛冷空气携带的热量，kj·h-1；qj为由磨煤部件机械能转化带入炉膛的热量，kj·h-1；qyq为炉膛出口烟气带出的热量，kj·h-1；qhz为炉膛飞灰和大渣带出的热量，kj·h-1；qf为炉膛内工质辐射吸收热量，kj·h-1；qsr为炉膛散热损失热量，kj·h-1；qq4为未燃烧掉的碳颗粒带出炉膛的热量，kj·h-1；1)锅炉炉膛输入热量送入炉膛的燃料总热量为：式中：qrl为送入炉膛的燃料总热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；qar.gr为煤种收到基高位发热量，kj·kg-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数锅炉同一负荷下稳定运行中q4变化较小，可取常数；进入炉膛的燃料物理显热为：qwl＝bcp.artr(25)式中：qwl为进入炉膛的燃料物理显热，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；cp.ar为煤收到基定压比热容，kj·(kg·℃)-1；tr为送入炉膛时煤的温度，取环境温度，℃；空气预热器出口热空气带入炉膛的热量为：qrk＝bβ″kyv0(ct)rk(26)式中：qrk为空气预热器出口热空气带入炉膛的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；β″ky为空气预热器空气侧出口的过量空气系数；v0为理论空气量，m3·kg-1；(ct)rk为1m3湿空气在温度trk℃时焓，kj·m-3；理论空气量为：式中：v0为理论空气量，m3·kg-1；car为收到基碳含量，％；sar为收到基硫含量，％；har为收到基氢含量，％；oar为收到基氧含量，％；漏入炉膛冷空气带入炉膛热量为：qlk＝bδαv0(ct)lk(28)式中：qlk为漏入炉膛冷空气携带的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；δα为炉膛和制粉系统的漏风系数和；(ct)lk为每1m3湿空气在温度tlk℃时焓，kj·m-3；v0为理论空气量，m3·kg-1；由磨煤部件机械能转化而带入炉膛热量为：qj＝3.6bkje(29)式中：qj为由磨煤部件机械能转化带入炉膛的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；kj为磨煤机碾磨过程中能量转化系数；e为制粉系统单位电耗，稳定运行中基本为定值，kw·ht-1；2)锅炉炉膛输入热量炉膛出口烟气带出热量为：式中：qyq为炉膛出口烟气带出的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数；为理论烟气焓，kj·kg-1；v0为理论空气量，m3·kg-1；alt为炉膛出口过量空气系数；(cθ)lt为1m3湿空气在炉膛出口烟气温度θlt℃时焓，kj·m-3；理论烟气焓为：式中：为理论烟气焓，kj·kg-1；vro2为三原子气体体积，m3·kg-1；为理论氮气体积，m3·kg-1；为理论水蒸气体积，m3·kg-1；分别为1m3三原子气体、氮气和水蒸气在炉膛出口烟气温度θlt℃时焓，kj·m-3；炉膛飞灰和大渣带出显热量为:式中：qhz为炉膛飞灰和大渣带出的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；aar为煤收到基灰分，％；afh为飞灰份额；(cθ)lt为1kg飞灰在温度为θlt时的焓，kj·kg-1；alz为炉渣份额；(cθ)lz为1kg大渣在温度为θlz时的焓，kj·kg-1；qar.net为煤收到基低位发热量，kj·kg-1；q4为机械不完全燃烧热损失；炉膛内工质辐射吸收热量为：qf＝qm(gs)(hfl-hsmc)(33)式中：qf为炉膛内工质辐射吸收热量，kj·h-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；hfl为直流锅炉分离器内工质焓值，中间点焓值为运行中设置参数，kj·kg-1；hsmc为省煤器出口水焓值，由给水温度和给水压力确定，kj·kg-1；未完全燃烧掉的炭颗粒带出炉膛热量为：式中：为未燃烧掉的碳颗粒带出炉膛的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；qar.net为煤种收到基低位发热量，kj·kg-1；q4为机械不完全燃烧热损失；系统散热损失热量为：式中：qsr为炉膛散热损失热量，kj·h-1；shds为炉膛散热表面积，m2；ac为对流传热系数，w·(m2·℃)-1；af为辐射传热系数，w·(m2·℃)-1；ac′为对流传热系数和辐射传热系数之和，w·(m2·℃)-1；thds为炉膛外表面平均温度，℃；t0为空气预热器进口冷风温度，即环境冷风温度，℃；δt＝thds-t0为炉膛外表面温度和环境空气温度之差，℃，该值一般取平均温差经验数值10℃进行计算；由公式(23)-公式(35)得式中：b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；qar.gr1为新计算到的收到基高位发热量，kj·kg-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数，锅炉稳定运行中q4变化较小，可取常数；qrl为送入炉膛的燃料总热量，kj·h-1；qwl为进入炉膛的燃料物理显热，kj·h-1；qrk为空气预热器出口热空气带入炉膛的热量，kj·h-1；qlk为漏入炉膛冷空气携带的热量，kj·h-1；qj为由磨煤部件机械能转化带入炉膛的热量，kj·h-1；qyq为炉膛出口烟气带出的热量，kj·h-1；qhz为炉膛飞灰和大渣带出的热量，kj·h-1；qf为炉膛内工质辐射吸收热量，kj·h-1；qsr为炉膛散热损失热量，kj·h-1；为未燃烧掉的碳颗粒带出炉膛的热量，kj·h-1。本发明的一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法的提出，基于以下构思：1.理论和实践均证实，给水温度变化后，将导致锅炉炉膛内蒸发受热面的吸热量改变，为保证锅炉的出力和蒸汽参数的不变，就必须改变投入锅炉的燃料量，这时将引起锅炉各级受热面的烟气温度和烟气流量发生变化，进而导致锅炉排烟温度和锅炉效率的变化，而锅炉效率反过来又会影响燃料量，因此，要想准确反映给水温度变化对燃料量的指示关系，就需要对锅炉效率和燃料量之间的影响关系进行解耦，也就是避开直接求解锅炉效率的问题；2.当给水温度变化后，引起锅炉各级受热面的烟气温度和烟气流量发生变化，这时，省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度也会发生变化，这些因素都会引起炉内燃烧工况的变化，进而导致炉内燃料量的变化。因此，要想准确确定给水温度变化后的燃料量，就首先需要确定给水温度变化后的省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度，而要计算给水温度变化后的省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度，需要知道给水温度变化后的炉膛出口烟温，然而要想确定给水温度变化后的炉膛出口烟温，事先需要知道给水温度变化后的锅炉燃料量，因此，整个计算过程符合迭代计算的思想；3.当给水温度变化后，引起锅炉燃料量的改变，这时首先引起锅炉炉膛内的换热发生变化，并引起锅炉烟气温度和流经锅炉各级受热面烟气量的变化，为准确考虑给水温度变化对省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度的影响，本发明引入省煤器和空气预热器烟气侧换热效率，并认为流经省煤器和空气预热器的烟气温度和烟气量的变化已经引起了省煤器和空气预热器烟气侧换热效率的变化，进而也将引起省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度的变化；4.当给水温度变化后，引起锅炉燃料量的改变，进而导致省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度的变化。为简化计算，定义从炉膛出口到省煤器进口烟道的烟气侧换热效率，并认为锅炉负荷不变化时，从炉膛出口到省煤器进口烟道的烟气侧换热效率不变，故可依据从炉膛出口到省煤器进口烟道的烟气侧换热效率即可确定给水温度变化后的省煤器进口烟温，这种简化处理极大的提高了计算速度。本发明的一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法的实现原理是：1.当给水温度变化后，引起锅炉燃料量的改变，并引起锅炉烟气温度和流经锅炉各级受热面烟气量的变化，本发明认为，锅炉尾部烟道的省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度的变化反过来将又会影响锅炉炉膛的燃烧情况。因此，给水温度变化对锅炉燃料量的影响是一个全局的影响过程，并不是一个局部的影响过程；2.整个算法的构建采用炉膛热平衡，并借助微分偏差理论分析计算给水温度变化引起相关参数的变化量，且其中的炉膛出口烟温的计算依据我国锅炉机组热力计算标准中规定的方法进行计算；3.为使得计算过程简化，定义从炉膛出口到省煤器进口烟道的烟气侧换热效率，故可依据从炉膛出口到省煤器进口烟道的烟气侧换热效率就可以确定给水温度变化后的省煤器进口烟温，即可确定给水温度变化后的省煤器出口水温和空气预热器出口热风温度；4.整个计算过程采用迭代计算方法，即当知道给水温度的变化量后，首先估计锅炉燃料量、空气预热器出口热空气温度和炉膛出口烟温，然后依据新计算得到的锅炉燃料量、空气预热器出口热风温度和炉膛出口烟温，并和估计值进行比较，当绝对误差小于给定的精度时，认为计算结束。本发明涉及一种给水温度变化对直流锅炉燃料量的校正方法，与现有技术的定量分析方法相比，考虑全面，算法构思巧妙，计算方法科学合理而精确，且能够实现给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的准确校正，由此可以准确的指导超临界直流锅炉给水温度变化后煤水比的调整，以利于锅炉的安全经济运行。附图说明图1本发明一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法流程图；图2本发明一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法算法求解流程图；图3本发明一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法程序简化流程图。具体实施方式下面结合附图和实例对本发明作进一步说明。参照图1～图3，本发明的一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法，主要由下列几个环节组成，并结合图2和图3，各环节的实现需要通过迭代校核的思想来完成。(a)基准参数和运行及结构参数输入环节：该环节主要通过基准参数的输入和当下运行参数的输入来满足给水温度变化后相应运行参数的计算，由于基准参数和运行参数是决定燃料量变化的重要参数，而负荷不同，基准参数和运行参数的差异较大，因此，输入的基准参数和运行参数必须是当下负荷的运行参数，实际计算中也可取不同负荷下设计参数作为基准参数进行输入。所述基准参数包括：燃料量，热空气温度、空气预热器进口烟温、给水温度、流经空气预热器的空气流量、流经空气预热器的烟气流量、空气预热器烟气比热、空气预热器空气比热、排烟温度、炉膛出口烟温、空气预热器烟气侧换热效率、流经省煤器的烟气流量、省煤器烟气比热、给水比热、省煤器出口水温、省煤器进口烟温、省煤器烟气侧换热效率。表1输入基准参数清单基准燃料量(kg·h-1)基准空气预热器烟气比热(kj·(kg·℃)-1)基准热空气温度(℃)基准空气预热器空气比热(kj·(kg·℃)-1)基准空气预热器进口烟温(℃)基准排烟温度(℃)基准给水温度(℃)基准炉膛出口烟温(℃)基准空气预热器的空气流量(kg·h-1)基准空气预热器烟气侧换热效率(℃)基准空气预热器的烟气流量(kg·h-1)基准省煤器的烟气流量(kg·h-1)基准省煤器烟气比热(kj·(kg·℃)-1)基准给水比热(kj·(kg·℃)-1)基准省煤器出口水温(℃)基准省煤器进口烟温(℃)基准省煤器烟气侧换热效率所述运行及结构参数包括：环境冷风温度、炉渣温度、炉膛散热表面积、飞灰份额、炉渣份额、给水流量、保热系数、煤质成分、固体不完全燃烧热损失、低温再热器入口蒸汽温度、空气预热器传热面积、省煤器传热面积、磨煤机碾磨过程中能量转化系数、制粉系统单位电耗、炉膛漏风系数、制粉系统漏风系数、炉膛出口过量空气系数、空气预热器空气侧出口的过量空气系数及省煤器出口水压力。表2输入运行及结构参数清单环境冷风温度(℃)保热系数炉渣温度(℃)煤质成分(％)炉膛散热表面积(m2)固体不完全燃烧热损失(％)飞灰份额低温再热器入口蒸汽温度(℃)炉渣份额空气预热器传热面积(m2)给水流量(kg·h-1)省煤器传热面积(m2)磨煤机碾磨过程中能量转化系数制粉系统单位电耗(kw·ht-1)炉膛漏风系数炉膛出口过量空气系数空气预热器空气侧出口的过量空气系数省煤器出口水压力(mpa)制粉系统漏风系数(b)给水温度变化后空气预热器出口热风温度的计算环节：给水温度改变引起锅炉的燃料量发生变化，在炉膛出口过量空气系数不变情况下，将引起空气预热器的空气流量和烟气流量发生变化。由空气预热器能量平衡方程得：式中：trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；t0为空气预热器进口冷风温度，即为环境冷风温度，℃；逆流布置的空气预热器烟气侧换热效率为：其中式中：ηky为空气预热器烟气侧换热效率；kky为空气预热器传热系数，w·(m2·℃)-1；aky为空气预热器传热面积，m2；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；t0为空气预热器进口冷风温度，为环境冷风温度，℃；θpy为锅炉排烟温度，℃；按照微分偏差理论，给水温度变化引起空气预热器出口热风温度的变化量为：式中：为给水温度变化引起空气预热器出口热风温度的变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；δtfw为给水温度的变化量，℃，这里，tfw1为变化后的给水温度，为基准给水温度；流经空气预热器的烟气烟气量可表示为：式中：为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为通过空气预热器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过空气预热器平均温度下的烟气密度，kg·(m3)-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中为先估计后校正，kg·h-1；q4为机械不完全燃烧热损失；由公式(1)和公式(4)可得到公式(3)中第1项偏差分量，即空气预热器烟气量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器烟气量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；为通过空气预热器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过空气预热器平均温度下的烟气密度，kg·(m3)-1；角标为计算中取基准值的相应参数，trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；t0为空气预热器进口冷风温度，℃；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数δtfw为给水温度的变化量，℃；δb为给水温度引起的燃料量的变化量，kg·h-1，即δb＝b1-b0，其中，b1为给水温度变化后的燃料量，计算中为先估计后校正，b0为基准燃料量；t0为空气预热器进口冷风温度，℃；空气预热器进口烟温变化量为：式中：δθk′y为给水温度变化引起空气预热器进口烟温的变化量，℃；θ′sm1为给水温度变化后的省煤器进口烟温，℃；tfw1为变化后的给水温度，℃；ηsm1为给水温度变化后的省煤器烟气侧换热效率；为空气预热器基准入口烟气温度，℃；由公式(1)和公式(6)可得到公式(3)中第2项偏差分量，即空气预热器入口烟气温度变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器入口烟气温度变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；δθ′ky为给水温度变化引起空气预热器进口烟温的变化量，℃；由公式(1)和公式(2)可得到公式(3)中第3项偏差分量，空气预热器烟气侧换热效率变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器烟气侧换热效率变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；δηky为为给水温度变化前后空气预热器烟气侧换热效率之差，即δηky＝ηky1-ηky，ηky1为给水温度变化后的空气预热器烟气侧换热效率，ηky为给水温度变化前的空气预热器烟气侧换热效率；t0为空气预热器进口冷风温度，℃；流经空气预热器的空气质量流量为：式中：qm(kq)为流经空气预热器的空气质量流量，kg/s；为空气预热器空气侧平均过量空气系数；v0为理论空气量，m3·kg-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中为先估计后校正，kg·h-1；q4为机械不完全燃烧热损失；由公式(1)和公式(9)可得到公式(3)中第四项偏差分量，即空气预热器空气流量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量为：式中：为空气预热器空气流量变化引起空气预热器出口热空气温度变化量，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；trk为空气预热器出口热风温度，计算中为先估计后校正，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；ηky为空气预热器烟气侧换热效率；为系统保热系数；为空气预热器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为空气预热器空气侧进出口平均过量空气系数下空气质量流量，kg·h-1；为空气预热器进出口平均温度下的空气比热，kj·(kg·℃)-1；为空气预热器进出口平均温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；为为给水温度变化引起空气预热器空气流量的变化值，kg·h-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数为空气预热器空气侧平均过量空气系数；v0为理论空气量，m3·kg-1；b为锅炉燃煤消耗量，kg·h-1；δb为燃料量的变化量，kg·h-1；t0为空气预热器进口冷风温度，即环境冷风温度，℃；变化后的空气预热器出口热空气温度为：式中：trk1为给水温度变化后的空气预热器出口热空气温度，℃；为基准空气预热器出口空气温度，℃；为给水温度变化引起空气预热器出口热空气温度的变化量，℃。(c)给水温度变化后省煤器出口水温的计算环节：给水温度变化后，引起省煤器传热特性改变，导致省煤器出口水温变化，省煤器能量平衡方程为：式中：tsmc为省煤器出口水温，℃；为系统保热系数；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；tfw为锅炉给水温度，℃。其中，省煤器的烟气侧换热效率为：其中式中：ηsm为省煤器烟气侧换热效率；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；ksm为省煤器传热系数，kw·(m2·℃)-1；asm为省煤器传热面积，m2；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；θ′ky为空气预热器进口烟温，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；依据微分偏差理论，由式(10)得到锅炉给水温度变化引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化引起省煤器出口水温度的变化量，℃；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；其中，由公式(12)可得到公式(14)中的第1项偏差分量，即给水温度变化直接引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化直接引起省煤器出口水温度的变化量，℃；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；式中：为通过省煤器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过省煤器的平均温度下的烟气密度，kg·m-3；b为锅炉燃煤消耗量，计算中为先估计后校正，kg·h-1；q4为机械不完全燃烧热损失；由公式(12)和公式(16)可得到公式(14)中第2项偏差分量，即给水温度变化导致省煤器烟气量变化，引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化导致省煤器烟气量变化，引起省煤器出口水温的变化量，℃；为通过省煤器的平均烟气容积，m3·kg-1；为通过省煤器的平均温度下的烟气密度，kg·m-3；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；δb为燃料量的变化量，kg·h-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数给水温度变化后，定义从炉膛出口到省煤器入口的烟气侧换热效率，并近似认为从炉膛出口到省煤器入口的烟气侧换热效率不变，得到省煤器入口烟气温度变化量为：式中：δθ′sm为省煤器入口烟气温度变化量，℃；为基准省煤器入口烟气温度，℃；为基准炉膛出口烟温，℃；为给水温度变化后炉膛出口烟温，℃，给水温度变化后的炉膛出口烟温计算中为先估计后校正，tdzr为低温再热器入口蒸汽温度，℃；炉膛出口烟温的计算依据我国锅炉机组热力计算标准中规定的方法进行计算，即引进版的前苏联1973版锅炉机组热力计算标准方法式中：为给水温度变化后炉膛出口烟温，℃；ta为理论燃烧温度，℃，ta＝qar.net(1-(q3+q6)/(100-q4))；σo为波尔滋蔓常数，σo＝5.67×10-11，kw·(m2·k4)-1；a1为炉膛黑度；φ为水冷壁热有效系数；f1为水冷壁换热面积，m2；q3为气体未完全燃烧热损失，该值较小，可取0；q6为灰渣物理热损失，该值较小，可取0；为系统保热系数；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；为水冷从炉膛出口烟温至理论燃烧温度的平均热容量，kj·(kg·℃)-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数；m为火焰中心位置修正系数，m＝a-b(xb+δx)，xb为燃烧器布置高度和炉膛高度比值；δx为火焰最高点温度相对位置修正值，对于燃烧器前后墙对冲布置，δx＝0.05，对于四角切圆燃烧方式，δx＝0；对于烟煤和褐煤，a＝0.59,b＝0.5，对于无烟煤和贫煤，a＝0.56,b＝0.5；由公式(12)和公式(18)可得到公式(14)中第3项偏差分量，即给水温度变化导致省煤器入口烟气温度变化，进而引起省煤器出口水温变化量为：式中：为给水温度变化导致省煤器入口烟气温度变化，进而引起省煤器出口水温变化量，℃；tsmc为省煤器出口水温，℃；δtfw为给水温度的变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；ηsm为省煤器烟气侧换热效率；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；δθ′sm为省煤器入口烟气温度变化量，℃；由公式(12)和公式(13)可得到公式(14)中第4项偏差分量，即由省煤器烟气侧换热效率变化引起省煤器出口水温变化量为：式中：为由省煤器烟气侧换热效率变化引起省煤器出口水温变化量，℃；为省煤器烟气侧进出口平均过量空气系数下的烟气质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口平均烟气温度下的烟气比热，kj·(kg·℃)-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；为省煤器进出口水平均温度下给水比热，kj·(kg·℃)-1；为系统保热系数；θ′sm为省煤器进口烟气温度，℃；tfw为锅炉给水温度，℃；δηsm为给水温度变化前后省煤器烟气侧换热效率之差，即ηsm1为给水温度变化后的省煤器烟气侧换热效率，为基准省煤器烟气侧换热效率；给水温度变化后的省煤器出口水温度为：式中：tsmc1为给水温度变化后省煤器出口水温，℃；为给水温度变化引起省煤器出口水温度的变化量，℃；为基准省煤器出口水温度，℃；(d)炉膛热平衡计算环节：锅炉炉膛为一开口热力系统，稳定工况下，给水温度变化后，锅炉炉膛热平衡关系为：式中：qrl为送入炉膛的燃料总热量，kj·h-1；qwl为进入炉膛的燃料物理显热，kj·h-1；qrk为空气预热器出口热空气带入炉膛的热量，kj·h-1；qlk为漏入炉膛冷空气携带的热量，kj·h-1；qj为由磨煤部件机械能转化带入炉膛的热量，kj·h-1；qyq为炉膛出口烟气带出的热量，kj·h-1；qhz为炉膛飞灰和大渣带出的热量，kj·h-1；qf为炉膛内工质辐射吸收热量，kj·h-1；qsr为炉膛散热损失热量，kj·h-1；为未燃烧掉的碳颗粒带出炉膛的热量，kj·h-1；1)锅炉炉膛输入热量送入炉膛的燃料总热量为：式中：qrl为送入炉膛的燃料总热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；qar.gr为煤种收到基高位发热量，kj·kg-1；ηq4为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数锅炉同一负荷下稳定运行中q4变化较小，可取常数；进入炉膛的燃料物理显热为：qwl＝bcp.artr(25)式中：qwl为进入炉膛的燃料物理显热，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；cp.ar为煤收到基定压比热容，kj·(kg·℃)-1；tr为送入炉膛时煤的温度，取环境温度，℃；空气预热器出口热空气带入炉膛的热量为：qrk＝bβ″kyv0(ct)rk(26)式中：qrk为空气预热器出口热空气带入炉膛的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；β″ky为空气预热器空气侧出口的过量空气系数；v0为理论空气量，m3·kg-1；(ct)rk为1m3湿空气在温度trk℃时焓，kj·m-3；理论空气量为：式中：v0为理论空气量，m3·kg-1；car为收到基碳含量，％；sar为收到基硫含量，％；har为收到基氢含量，％；oar为收到基氧含量，％；漏入炉膛冷空气带入炉膛热量为：qlk＝bδαv0(ct)lk(28)式中：qlk为漏入炉膛冷空气携带的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；δα为炉膛和制粉系统的漏风系数和；(ct)lk为每1m3湿空气在温度tlk℃时焓，kj·m-3；v0为理论空气量，m3·kg-1；由磨煤部件机械能转化而带入炉膛热量为：qj＝3.6bkje(29)式中：qj为由磨煤部件机械能转化带入炉膛的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；kj为磨煤机碾磨过程中能量转化系数；e为制粉系统单位电耗，稳定运行中基本为定值，kw·ht-1；2)锅炉炉膛输入热量炉膛出口烟气带出热量为:式中：qyq为炉膛出口烟气带出的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数为理论烟气焓，kj·kg-1；v0为理论空气量，m3·kg-1；alt为炉膛出口过量空气系数；(cθ)lt为1m3湿空气在炉膛出口烟气温度θlt℃时焓，kj·m-3；理论烟气焓为：式中：为理论烟气焓，kj·kg-1；为三原子气体体积，m3·kg-1；为理论氮气体积，m3·kg-1；为理论水蒸气体积，m3·kg-1；分别为1m3三原子气体、氮气和水蒸气在炉膛出口烟气温度θlt℃时焓，kj·m-3；炉膛飞灰和大渣带出显热量为:式中：qhz为炉膛飞灰和大渣带出的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；aar为煤收到基灰分，％；afh为飞灰份额；(cθ)lt为1kg飞灰在温度为θlt时的焓，kj·kg-1；alz为炉渣份额；(cθ)lz为1kg大渣在温度为θlz时的焓，kj·kg-1；qar.net为煤收到基低位发热量，kj·kg-1；q4为机械不完全燃烧热损失；炉膛内工质辐射吸收热量为：qf＝qm(gs)(hfl-hsmc)(33)式中：qf为炉膛内工质辐射吸收热量，kj·h-1；qm(gs)为省煤器给水质量流量，kg·h-1；hfl为直流锅炉分离器内工质焓值，中间点焓值为运行中设置参数，kj·kg-1；hsmc为省煤器出口水焓值，由给水温度和给水压力确定，kj·kg-1；未完全燃烧掉的炭颗粒带出炉膛热量为：式中：为未燃烧掉的碳颗粒带出炉膛的热量，kj·h-1；b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；qar.net为煤种收到基低位发热量，kj·kg-1；q4为机械不完全燃烧热损失。系统散热损失热量为：式中：qsr为炉膛散热损失热量，kj·h-1；shds为炉膛散热表面积，m2；ac为对流传热系数，w·(m2·℃)-1；af为辐射传热系数，w·(m2·℃)-1；a′c为对流传热系数和辐射传热系数之和，w·(m2·℃)-1；thds为炉膛外表面平均温度，℃；t0为空气预热器进口冷风温度，为环境冷风温度，℃；δt＝thds-t0为炉膛外表面温度和环境空气温度之差，℃，该值一般取平均温差经验数值10℃进行计算；由公式(23)-公式(35)得式中：b为锅炉燃煤消耗量，计算中先估后校正，kg·h-1；qar.gr1为新计算到的收到基高位发热量，kj·kg-1；为考虑机械不完全燃烧损失的修正系数锅炉稳定运行中q4变化较小，可取常数；qrl为送入炉膛的燃料总热量，kj·h-1；qwl为进入炉膛的燃料物理显热，kj·h-1；qrk为空气预热器出口热空气带入炉膛的热量，kj·h-1；qlk为漏入炉膛冷空气携带的热量，kj·h-1；qj为由磨煤部件机械能转化带入炉膛的热量，kj·h-1；qyq为炉膛出口烟气带出的热量，kj·h-1；qhz为炉膛飞灰和大渣带出的热量，kj·h-1；qf为炉膛内工质辐射吸收热量，kj·h-1；qsr为炉膛散热损失热量，kj·h-1；qq4为未燃烧掉的碳颗粒带出炉膛的热量，kj·h-1。本发明的计算机软件程序依据自动化控制、计算机处理技术编制，程序语言是本领域技术人员所熟悉的技术。(a)基准参数和运行及结构参数输入环节：计算实例：某600mw超临界直流锅炉的输入基准参数和运行参数如下表1和表2所示。燃烧方式为四角切圆，燃料为褐煤，并设定给水温度变化值为-10℃，给水温度下降10℃，即表1输入基准参数清单基准燃料量(kg·h-1)250991基准空气预热器烟气比热(kj·(kg·℃)-1)1.11基准热空气温度(℃)325基准空气预热器空气比热(kj·(kg·℃)-1)1.021基准空气预热器进口烟温(℃)379基准排烟温度(℃)126.5基准给水温度(℃)282基准炉膛出口烟温(℃)1376基准空气预热器的空气流量(kg·h-1)2206510.21基准空气预热器烟气侧换热效率0.703基准空气预热器的烟气流量(kg·h-1)2530526.90基准省煤器的烟气流量(kg·h-1)2455930.87基准省煤器烟气比热(kj·(kg·℃)-1)1.173365基准给水比热(kj·(kg·℃)-1)5.4001基准省煤器出口水温(℃)336.8基准省煤器进口烟温(℃)564基准省煤器烟气侧换热效率0.645运行及结构参数包括：环境冷风温度、炉渣温度、炉膛散热表面积、飞灰份额、炉渣份额、给水流量、保热系数、煤质成分、固体不完全燃烧热损失、低温再热器入口蒸汽温度、空气预热器传热面积、省煤器传热面积、磨煤机碾磨过程中能量转化系数、制粉系统单位电耗、炉膛和制粉系统的漏风系数和、炉膛出口过量空气系数、空气预热器空气侧出口的过量空气系数及省煤器出口水压力；表2输入运行及结构参数清单(b)给水温度变化后空气预热器出口热风温度的计算环节以下为便于在逻辑关系上叙述的清晰，中间计算公式不在作详细说明。依据图2和图3所示，估计给水温度变化后的燃料量、空气预热器出口热空气温度和炉膛出口烟温。首先通过估计的给水温度变化后的燃料量和空气预热器出口热空气温度锅炉，通过迭代计算得到最终的炉膛出口烟温值迭代误差为0.1℃，即估计值和计算值绝对误差小于0.1℃时停止计算，否则从新估计新的炉膛出口烟温，并从新进行计算，直到符合精度要求；然后依据估计的给水温度变化后的燃料量并通过公式(11)计算新的空气预热器出口热空气温度，并和事先估计值进行对比，若二者绝对误差小于0.1℃，则迭代计算停止，这时得到最终的空气预热器出口热空气温度trk1。否则从新估计空气预热器出口热空气温度，并需要从新进行炉膛出口烟温的计算，直到都符合误差要求为止；其中，公式(11)计算形式如下：公式(1)-公式(10)均为得到公式(11)的中间公式。公式(1)-(10)的计算形式分别如下所示：公式(1)为：公式(2)为：其中公式(3)为：公式(4)为：公式(5)为：公式(6)为：公式(7)为：公式(8)为：公式(9)为：公式(10)为：(c)给水温度变化后省煤器出口水温的计算环节依据图2和图3所示，依据估计的给水温度变化后的燃料量和计算得到的炉膛出口烟温通过公式(22)计算给水温度变化后的省煤器出口水温tsmc1；其中，公式(22)计算形式如下：公式(12)-公式(21)均为得到公式(22)的中间公式。公式(12)-(21)的计算形式分别如下所示：公式(12)为：公式(13)为：其中公式(14)为：公式(15)为：公式(16)为：公式(17)为：公式(18)为：公式(19)为：公式(20)为：公式(21)为：(d)炉膛热平衡计算环节：本环节主要进行燃料量的校核计算。校核燃料量的主要思想是采用估计的给水温度变化后的燃料量、并由b环节计算得到的炉膛出口烟温和空气预热器出口热空气温度trk1、d环节计算得到的省煤器出口水温tsmc1结合炉膛热平衡理论从新计算燃料的高位发热量，如果计算得到的燃料的高位发热量和事先输入运行参数给定值之间的绝对误差小于500kj·kg-1，即认为计算满足精度要求，否则应返回c环节从新估计给水温度变化后的燃料量、空气预热器出口热空气温度和炉膛出口烟温，从新进行计算，直到都满足精度要求为止；结合图2和图3，可依据炉膛热平衡得到的公式(36)进行燃料高位发热量的计算，公式(36)如下：公式(23)-公式(35)均为得到公式(36)的中间公式；公式(23)-公式(35)的计算形式分别如下所示：公式(23)为：公式(24)为：公式(25)为：qwl＝bcp.artr(25)公式(26)为：qrk＝bβ″kyv0(ct)rk(26)公式(27)为：公式(28)为：qlk＝bδαv0(ct)lk(28)公式(29)为：qj＝3.6bkje(29)公式(30)为：公式(31)为：公式(32)为：公式(33)为：qf＝qm(gs)(hfl-hsmc)(33)公式(34)为：公式(35)为：qsr＝shds(ac+af)(thds-t0)＝shdsac′δt(35)依据如上a环节-d环节所述的计算步骤和给定的给水温度的变化值并结合a环节所输入的基准参数和运行及结构参数进行计算，计算结果如表3所示：表3给水温度下降10℃的计算结果(结果保留3位有效数字)由表3可见，本发明所给出的一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法，在锅炉负荷和主蒸汽参数一定的情况下，可以很好的定量反映给水温度变化对燃料量和部分运行参数的定量影响。因此，本发明一种给水温度变化对超临界直流锅炉燃料量的校正方法能够较好的定量指示给水温度变化后燃料量甚至是煤水比的调整。当前第1页12