1、補充2004年5月4日，摘自焦樹建燃氣蒸汽聯合循環1 余熱鍋爐設計時節點溫差和接近點溫差的選擇節點溫差的選擇關系到余熱功率的效率和投資費用，要加以權衡。減小節點溫差，鍋爐效率提高，可以更多的回收熱量。但是，投資費用增加，并且鍋爐 換熱面積的增加還會使燃氣輪機排氣阻力增加，減少燃氣輪機的功率，這就會導致聯合循環 效率有下降的趨勢。因此，必須從整個聯合循環的效率和經濟性兩方面加以全面考慮。當進入余熱鍋爐的燃氣溫度隨燃氣輪機負荷的減少而降低時，接近點溫差將隨之減少。 如果在設計時接近點溫差取得過小或未加考慮，則在部分負荷工況下，省煤器內就會發生部 分水的汽化，這將導致省煤器管壁過熱和故障。另外，接近

2、點溫差的選擇也關系到省煤器和 蒸發器換熱面積的設計。這樣，必然存在合理的選擇接近點溫差的問題。圖12.4和12.5給出了當接近點溫差選定后，隨著節點溫差的變化，余熱鍋爐相對總換 熱面積、相對排氣溫度、相對蒸汽產量、相對總投資和相對單位熱回收費用的變化規律。這 些相對值都是以節點溫差選為10 C時的數值作為比較標準。圖12.6給出了余熱鍋爐的相對總換熱面積隨接近點溫差的變化關系。圖12.7給出了 “單壓的汽水發生系統”的余熱鍋爐的當量熱效率與節點溫差以及相對總換熱面積之間的變化關系。TF3_ L5 20 25Si 節點阻盞0 9 8 7 6 5 B r + 1 o o o o O-髯嘛?生圖12

3、.4 A,Tg5,Gs = f (Atx )的關系圖12.5相對總投資費用和相對單位熱回收費用隨節點溫差的變化關系不言而喻，倘若有意識地增大余熱鍋爐內燃氣側的流動速度，必然可以因換熱效應的強 化而使總換熱面積有所減小，但是，這個措施卻會導致燃氣側流阻損失的增大。圖12.8中給出了相對燃氣流阻與相對總換熱面積之間的變化關系。通過對上述圖12.4至圖12.8的分析，我們可以得到以下一些有益的結論：(1)由圖12.4可知：當節點溫差減小時，余熱鍋爐的排氣溫度會下降，燃氣的放熱量 將加大，蒸汽產量會增加，而總的換熱面積要增大。計算表明：傳熱系數基本上是不變的， 但省煤器與蒸發器的對數平均溫差將大幅度地

4、減小，致使余熱鍋爐的總換熱面積會增大。余熱鍋爐排氣溫度的下降以及蒸汽產量之增加正意味著 余熱鍋爐熱效率的提高，而換熱面積之增大則意味著 余熱鍋爐投資費用的增大。由此可見，效率的增大是以加大換熱面積為代價的，這一點在圖12.7中表示的更為明顯。(2)由圖12.5可知：當節點溫差減小時，余熱鍋爐的總投資費用和單位熱回收費用都會增大。為了減少投資費用，節點溫差應取得大些；為了提高余熱鍋 爐的熱效率，節點溫差應取得小些。從圖12.5所示曲線的斜率上可以看出：當節點溫差取得比設計值(.也OF5101520 2530接近恵遍琵WC大，鍋爐的投資費用就會增大很多。但當 計點值大時，總投資費用和單位熱回收費用

5、 的減小程度卻要緩和一些。因而，在設計余 熱鍋爐時，通常取節點溫差為8-20 C。：tx取得比設1.8圖12.6Atx對A的影響關系(3)由圖12.6可以看出：接近點溫差 增大時，余熱鍋爐的總換熱面積會增加。這 是由于省煤器的對數平均溫差雖然有所增 大，致使其換熱面積有所減小，但蒸發器的 對數平均溫差卻會減小很多，致使蒸發器的 換熱面積會增加甚多的緣故。當然，那時過 熱器的換熱面積是保持不變的，其結果是余熱鍋爐的總換熱面積要增大。由此可見，當.43.2JI k 1 I.:tx選定后，減小接近點溫差有利于減小余 熱鍋爐的總換熱面積和投資費用，但是，為 了防止低負荷工況下或起動期間省煤器內 可能發

6、生汽化現象，有必要在設計時使接近 點溫差取得大些。由圖12.6所示曲線的斜率 變化趨勢中可以看到：接近點溫差取在5-20C范圍內是合適的。(4)圖12.8顯示了燃氣側阻力對于余熱鍋 爐總換熱面積的影響關系。顯然，加大燃氣的流速(當然流阻損失會隨之加大)可以使余熱鍋爐0.7牴飛飛亦諾門白訥兒 單壓武余馥鍋爐處率知(嗚圖12.7單壓余熱鍋爐當量效率與A和.tx的關系=10C)小時，由于余熱鍋爐換熱面積的增加幅度較2 10 9 111 O Y環畫羞軽涙2沒計點08_I,*III!_0.6 O.g kO i.2 1.4 J.6 椒對燃丸流阻k?；圖12.8 ：p對A的影響關系的總換熱面積減小，但燃氣輪

7、機的功率就會降 低。計算表明：1kPa的壓降會使燃氣輪機的功 率和效率降低0.8 %，因此，這個問題要綜合地 加以考慮。由此可見，在設計余熱鍋爐時， 應該按照使 聯合循環的效率或投資費用最優化的設計原則， 來考慮節點溫差、接近點溫差以及流阻損失對換 熱面積的影響關系。實踐表明：當節點溫差減小時，蒸發器面積 將按指數曲線關系增大，而蒸汽的產量只按線性關系增加，因而，選擇節點溫差是決定換熱面積的關鍵因素。這一點也可以從圖12.4中得到印證。同樣，選擇接近點溫差也是決定換熱面積的關鍵。余熱鍋爐的總投資費用主要取決于換熱面積的大小。通常，換熱面積占余熱鍋爐總投資 費用的40% 50%，而其余的50%

8、60%的投資費用則與換熱面積無關。2 .余熱鍋爐設計參數的選擇顯然，余熱鍋爐蒸汽側的參數是直接與蒸汽輪機的參數匹配的。在第11章的第2節中，我們已經給出了Siernens公司和 GE公司建議的蒸汽輪機中選用的蒸汽參數，可 以作為余熱鍋爐的依據。所不同的是由于壓 降和散熱損失的存在，余熱鍋爐側的蒸汽壓 力和溫度應該稍微增高一些而已。通常，余熱鍋爐出口的主蒸汽壓力大約 要比蒸汽輪機入口處的蒸汽壓力高3%左右，主蒸汽溫度大約要高3 4 C。再熱蒸汽的壓力則要比從蒸汽輪機的再熱蒸汽抽出0口過量空吒系數10(藝kr.m口的壓力低12% 14%左右。再熱蒸汽從余 熱鍋爐出口到蒸汽輪機的入口之間，其溫度 大

9、約也要下降2 3C左右，其壓力降大約為 2.5 % 3%。當然，余熱鍋爐出口的主蒸汽 溫度與燃氣輪機的排氣溫度密切相關。通常， 主蒸汽溫度要比燃氣輪機排氣溫度低25 40 C。中壓蒸汽的溫度和低壓蒸汽的溫度則比它們各 自所在余熱鍋爐上游方向的燃氣溫度低11 C左右。100醉露點溫度Tc圖12.9燃料的硫含量 ws、SO2向SO3的轉化率X和過量空氣系數對燃氣酸露點的影響余熱鍋爐出口的排氣溫度則與所選用的蒸汽循環型式、節點溫差以及燃料中的硫含量有密切關系。當節點溫差選得較小時，余熱鍋爐出口的排氣溫度就能降低。當采用雙壓或三壓 式蒸汽循環時，排氣溫度值可以比單壓式蒸汽循環降低很多。但是，為了防止余

10、熱鍋爐排氣 側的管簇發生低溫硫化腐蝕現象，一般規定：排氣溫度值應比酸露點高10C左右。當燃燒無硫燃料時，則以不在尾部管簇上凝結水滴為原則，即排氣溫度值應比水的露點溫度高10 C左右。目前，在聯合循環中余熱鍋爐的排氣溫度一般控制在110 130C左右。當余熱鍋爐預熱供熱系統的熱水時，排氣溫度則可以降低到52 C左右。亡也 140r如溫度小：圖12.10材料的腐蝕損失與排氣溫度、硫酸濃度的變化關系由于在余熱鍋爐中燃氣側的換熱系數要比給水側差很多，因而可以認為；管簇的壁溫大 體上與水或蒸汽的溫度相等。因此，給水在余熱鍋爐各換熱段內的溫度都不應低于相鄰燃氣的酸露點溫度。研究表明：燃氣的酸露點與以下幾個

11、因素有關，即：與燃燒的過量空氣系數（即余熱系 數）:； S02向S03的轉化率X以及燃料中所含的硫分有關。圖12.9中給出了它們之間的影響關系。S02向S03的轉化率取決于燃氣輪機的類型，一般，X在1 % 8%之間變化。由圖12.9可知：值越大，S含量越少（這兩點意味著：燃氣中SO2的體積分數比較小），SO2向SO3的轉化率X越小，那么，燃氣的酸露點溫度就越低，余熱鍋爐的排氣溫度就可以取得比較小，這將有利于提高余熱鍋爐的當量效率。應該指出，也有人認為：在余熱鍋爐中管簇的表面溫度即使比燃氣的酸露點稍微低一些也是無妨的，因為在這種情況下酸的腐蝕率并不很高，如圖12.10所示。圖中tdsi為燃氣的酸

12、露點溫度。由圖12.10可知：酸腐蝕損失最大的溫度范圍為100 130C。鑒于在余熱鍋爐中管簇的表面溫度要比水的溫度高出幾度，所以，用含硫燃料時，給水溫度可以比燃氣的酸露點溫度 之理論值低5 10 C。3 .余熱鍋爐的變工況特性在聯合循環中汽輪機是滑壓運行的。隨著機組負荷的降低，汽輪機進汽壓力、溫度和流 量都會相應減小。一般來說，主蒸汽壓力首先線性的下降，在達到某一合適的最低壓力時， 它將維持恒定壓力運行。如圖12.11所示。相應的蒸汽流量變化關系如圖12.12所示。圖12.11滑壓運行時蒸汽壓力的變化關系圖12.12滑壓運行時蒸汽流量的變化關系顯然，余熱鍋爐的產汽量將隨燃氣輪機排氣流量和排氣

13、溫度的升高而增加，這是由于排 氣中可以回收的熱能隨之增大的緣故。此外，隨著飽和蒸汽壓力的降低，蒸汽流量也會略有 增大的趨勢，這是因為相應的飽和蒸汽溫度會有所降低，而傳熱溫差有所增大的結果。至于余熱鍋爐出口的過熱蒸汽溫度則主要隨燃氣輪機排氣溫度而變，它受燃氣流量和飽 和蒸汽壓力的影響卻較小。圖12.13中給出了余熱鍋爐中當蒸汽壓力恒定不變時，過熱蒸汽溫度的變工況特性。由圖可知：過熱蒸汽的溫度將隨燃氣輪機排氣流量的減小和排氣溫度的 增高而上升。圖12.14給出了余熱鍋爐中蒸汽壓力恒定不變時，接近點溫差：tx的變工況特性。由圖可知：燃氣輪機排氣流量的變化對接近點溫差的影響不大，但厶tx值卻隨燃氣輪機

14、排氣溫度的下降而明顯地減小，這正是與單軸燃氣輪機匹配的余熱鍋爐，在大氣溫度較低時以及在起動和 低負荷工況下，省煤器容易發生汽化的原因。圖12.13余熱鍋爐中當蒸汽壓力恒定時,O.,0.2? 1.4-0.8110.8520.920L.000-1J2525圖12.14余熱鍋爐中接近點溫差的變工況特性過熱蒸汽溫度的變工況特性M g M g / M g0 , Tg4=Tg4/Tg40Tw9 =Tw9 /Tw90下標為設計值此外，還必須注意余熱鍋爐的起動特性對其設計 與運行經濟性和安全性的影響。圖12.15給出了某臺余熱鍋爐在起動過程中，蒸汽產量和蒸汽溫度隨時間而變化的動態特性。由于起動過程中這些熱力參

15、數的 急劇變化，就會使余熱鍋爐的部件承受很大的熱應 力。倘若不能合理地控制起動過程及其參數的變化程 度，則會使余熱鍋爐發生低周波的疲勞破壞。聯合循環裝置中三大部件的典型冷態起動時間 為：燃氣輪機燃氣輪機：10-20分鐘；余熱鍋爐：30 90分鐘；蒸汽輪機：90 - 120分鐘。雖然蒸汽輪機 的起動時間最長，但其暖機所需要的蒸汽參數比較 低，可以在燃氣輪機起動前利用其他蒸汽源提前暖 機，因而為了縮短整個聯合循環系統的起動時間，關 鍵在于余熱鍋爐的起動特性及其時間。60圖12.15起動過程中余熱鍋爐蒸汽流量過熱慕汽溫度2(過熱慕汽流量廟“M和蒸汽溫度T w9隨設計的變化關系 g余熱鍋爐實例：(1)

16、 燃燒天然氣的三壓式再熱循環的余熱鍋爐之汽水系統該余熱鍋爐的汽水系統如圖12.23所示。它是由一級低壓省煤器、一級低壓蒸發器、一級低壓過熱器；一級中壓省煤器、一級中壓蒸發器、二級中壓再熱器以及三級高壓省煤器、 一級高壓蒸發器和二級高壓過熱器組成的。從低壓汽水系統中產生壓力為0.308MPa、溫度為228 C的過熱蒸汽，流量6.035kg/s，供到蒸汽透平低壓缸的中段中去作功。從中壓汽水系統產生的蒸汽與從汽輪機高壓缸排出的蒸汽相混后，經二級中壓再熱器的再熱，生成壓力為 2.517MPa、溫度540C的再熱蒸汽 50.022kg/s，供到蒸汽透平的低壓缸中去作功。從高壓汽 水系統中產生的壓力為13

17、.107MPa、溫度為542C的主蒸汽50.652kg/s，則被供到蒸汽透平的高壓缸中去作功。由燃氣輪機排入余熱鍋爐的燃氣溫度為583.3 C，流量為434.83kg/s。余熱鍋爐內部燃氣流道的溫度以及汽水溫度沿流程的分布關系，如圖12.24所示。由圖可知，低壓省煤器進口的水溫為31 C,它的來水是凝汽器的凝結水與系統補充水的混合物。中壓省煤器和高壓省煤器的入口水溫為136 C,它們都來自除氧器。低壓汽水系統的節點溫差為12.7 C,接近點溫差為14.5C ;中壓汽水系統的節點溫差為 9 C,接近點溫差為 6C;高壓汽 水系統的節點溫差為 10C ;接近點溫差為 52C。該余熱鍋爐的熱效率為

18、86.5%;燃氣側 的流阻損失系數為 3.29%。4 /G天然七20*C6,205MFai278*C00.207 kff/a583 3*CP434 823kg/3303* C玫扌卅443*C 545* C2進人余鶴鍋護 的高退燃牡73l8MPaHPE14E 工 183C：I琦CrTk百9,93kg#y282C299T笳0工兒91/TC給水l*cg3a.517MPa, 153Cl2,72MPa 53SC 50.65 kg/f238rC 24OPC107,35H0 7.3B4 kg/s 晉Flg583.3*021凝結水旁通閥 22凝結水調節閥令滅然氣24低壓蒸發器26中壓省煤器28中壓過熱器30高

19、壓蒸發器圖12.23三壓再熱余熱鍋爐的汽水系統圖1空氣濾清器2壓氣機 3燃燒室 4透平 5發電機6汽輪機7冷凝器8余熱鍋爐9除氧器 E-省煤器 B-蒸發器S-過熱器RH-再熱器(2) 可以燃用柴油和天然氣的三壓再熱循環余熱鍋爐的汽水系統。圖 12.25 Tapada do Outeiro 電站的三壓再熱循環余熱鍋爐的汽水系統1余熱鍋爐2燃氣透平3燃燒室4天然氣預熱器 5壓氣機6發電機 7 3S離合器8高壓透平9中壓透平10低壓透平11冷凝器12凝結泵13給水泵14高壓汽包15中壓汽包16低壓汽包17除氧器18除氧器泵19外凝結水預熱器 20凝結水循環泵23低壓省煤器25低壓過熱器27中壓蒸發器

20、29高壓省煤器 31高壓過熱器32再熱器圖12.25示出了在葡萄牙 Tapada do Outeiro電站中使用的聯合循環汽水系統。該相應采用三壓再熱的余熱鍋爐。該機組可以燃用天然氣，也可以燃用有一定硫含量的液體燃料。在燃用天然氣時，由于煙氣中的硫含量很少，因此有條件將省煤器后的煙溫降低到90 C,以提高余熱鍋爐的當量效率。進人余熱鍋爐低壓省煤器時的給水溫度被控制在60C,這種情況下在低壓蒸發器中可以產生32.8t/h的低壓蒸汽，經低壓過熱器的加熱后，變成0.45MPa/233 C的過熱蒸汽，供低壓透平使用。少量的0.45MPa的飽和蒸汽則由低壓鍋筒直接供給除氧器17使用。與此同時，在中壓蒸發

21、器和中壓過熱器中則產生3.03MPa/319 C的過熱蒸汽，它與從高壓蒸汽透平排氣口流來的3.05MPa/350 C /248.8t/h的冷再熱蒸汽相摻混，經兩級再熱器再熱后，變成2.91MPa/550 C /297.7t/h的再熱蒸汽，供到中壓蒸汽透平中去膨脹作功。在高壓 蒸發器和兩級高壓過熱器中則產生11.33MPa/550C /252.4t/h的主蒸汽，供到高壓蒸汽透平中去膨脹作功。從圖中可以看出：中壓省煤器和高壓省煤器的給水是由除氧器經除氧器泵18和鍋爐的給水泵 13供給的。從中壓省煤器出來的高溫飽和水，除了大部分供到中壓鍋筒中 去參與循環外，一部分被用來供到天然氣預熱器4中去加熱天然

22、氣，以防天然氣中高價的碳氫化合物凝析出來。另一部分高溫飽和水則被送到外凝結水預熱器19中去預熱由凝汽器供來的低溫凝結水。由天然氣預熱器4和外凝結水預熱器 19中回流來的冷凝水，則都匯集到余熱鍋爐低壓省煤器 23之前，與經過外凝結水預熱器19加熱升溫后的凝結水混合在一起，成為供入低壓省煤器 23的60C的給水。當機組改燒硫含量較多的液體燃料時，余熱鍋爐的排氣溫度必須提高到排氣酸露點以上(一般為150 C左右)，為此，就必須把供入低壓省煤器23的給水溫度提高到 120C。為了達到這個目的，可以打開凝結水旁通閥 21，使一部分低溫的凝結水旁路回到除氧器17中去，以減少直接供向低壓省煤器23的給水量，

23、同時打開凝結水調節閥22,利用增大高溫凝結水循環流量的方法，把供到低壓省煤器23中去的給水溫度提高到120C。4 .余熱鍋爐設計時需要考慮的一些問題 在設計聯合循環中使用的余熱鍋爐時，人們應采取措施，力爭實現以下一些要求，即：(1) 整個系統應具有較低的熱慣性，以使余熱鍋爐能夠適應燃氣輪機快速起動和快速 加減負荷的動態特性要求。這樣，才能縮短整個聯合循環系統的起動時間。通常，要求其冷 態起動時間為20- 30min。(2) 蒸汽熱力參數的穩定性。希望由余熱鍋爐提供的蒸汽參數不會較大幅度地偏離各 負荷工況下的設定值，以防影響蒸汽輪機的安全和有效的運行。(3) 在技術經濟條件合理的情況下，盡可能多

24、地回收熱能，即提高余熱鍋爐的當量效 率。(4) 當聯合循環配置選擇性催化反應器(SCR)來控制N0x時，必須精心地確定 SCR在余熱鍋爐中的布設位置，必須確保SCR能在296 410C溫度范圍內工作，否則無法控制NOx的排放量。(5) 余熱鍋爐應具有一定的在無水情況下“干燒”的能力，以避免當煙道旁通閥等元件故障時燒毀余熱鍋爐。一般“干燒”時的煙氣溫度應不高于475C，每次干燒的最長持續時間不超過 240h。在設計余熱鍋爐時應考慮以下一些問題，即：(1) )根據聯合循環場地的布設條件和總體特性的要求，如：負荷的性質、機組起停的 周期特點、經濟性和安全性要求等因素，合理地選擇余熱鍋爐的循環方式一一

25、自然循環或強 制循環。(2) 按以下約束條件來選擇余熱鍋爐的設計參數，即：1)參見第11章第2節推薦的參數來選擇余熱鍋爐的蒸汽參數和循環方式(單壓、雙壓或三壓循環以及有無再熱器)。通常，當燃氣輪機的排氣溫度低于538 C時，不宜采用再熱循環方案，但它們可以是單壓的、雙壓的或者是三壓的循環型式。當燃氣輪機的排氣溫度達到 或超過593 C后，就應考慮采用三壓有再熱循環的方案。當蒸汽輪機的功率較大時，才有可 能進一步考慮把主蒸汽的參數向亞臨界(16.5MPa/565 C)的方向發展。2 )節點溫差控制在 8-20 C；3)接近點溫差控制在5- 20C；4 )燃氣輪機的背壓控制在1.40 3.43kP

26、a；10C左右。5)余熱鍋爐的排氣溫度不能低于煙氣的酸露點溫度。給水溫度則可以比酸露點低5 10C。在燒無硫燃料時，余熱鍋爐的排氣溫度應比煙氣中水的露點高30 50C 左右。圖12.28自然循環余熱鍋爐必須保證的最小循環倍率6 )余熱鍋爐進口的燃氣溫度應比主蒸汽的最高溫度高7 )為了保證自然循環方式的余熱鍋爐中水循環的安全性，必須控制的最小循環倍率如圖12.28所示。8) 為了防止發生偏離核狀沸騰，致使管壁無水 而燒壞，應把最大許用的熱流量(即臨界熱流量)控 制在 567.5kW/m 2。9) 為了避免在水平管簇中發生汽水分層現象， 流體的最小臨界流速約為 2-3.0m/s。10) 鍋筒的容量

27、應當是正常運行條件下蒸發器內蒸汽體積的1. 5 2. 5倍。這樣才能適應起動過程 中蒸發器內工質的容積激變的問題。這是由于在低壓和中壓條件下，水和蒸汽的比體積差別很大。因而在起動時，蒸發器內一旦發生蒸汽，就會有大量的水從蒸發器排入鍋筒，鍋筒必須能夠容納這些排入的水量， 否則就要緊急排水而導致損失。(3) 可以設置再循環管來適應上述水汽體積激變的問題，同時它也可以防止省煤器出 口產生部分蒸汽的問題。(4) 余熱鍋爐應采用滑壓運行方式。(5) 在作余熱鍋爐的結構設計時，有必要對煙道的流動情況進行模擬試驗，力求煙道內速度場和溫度場比較均勻，并消除噪聲和振動。這是由于在余熱鍋爐中燃氣流量與蒸汽產 量的

28、比值很大(4 10倍，一般蒸汽鍋爐中為 I 1.2倍)，因而氣流速度很高、湍流度很大， 這雖有利于改善換熱條件，但卻會促使煙道和管簇振動及煙道隔熱層的磨損，并使煙氣偏流、煙道擋板因熱應力的作用而變形。為此，有必要在煙道中裝設導流板。(6) 鍋筒的壁面應盡可能地薄，因為在起動過程和升負荷過程中的增速主要受限于鍋 筒的熱膨脹。至于管簇的熱膨脹問題則可以用吊裝管簇的方法來解決。(7) 為了保證余熱鍋爐故障或檢修時，燃氣輪機仍能正常工作，可以設置煙道旁通閥，但它不可能很嚴密，一般會有0.5% 1.0 %的燃氣泄漏量，致使機組功率和效率降低。因此是否需要設置旁通閥，需要綜合考慮。(8) 雙壓系統中低壓蒸

29、汽量比較少，一般是高壓蒸汽量的8% 12.5%，它可以使汽輪機的功率增大 6%左右，即可使聯合循環的效率提高1.5% 2.0%左右。當負荷下降時，低壓蒸汽量的比例和效率更會下降。倘若用它來供熱，那么，聯合循環的總熱利用效率將更為有利。(9) 注意減少余熱鍋爐的壓力損失是需要綜合研究的問題，因為燃氣輪機的背壓每提高1%,機組的功率會下降 0.5 % 0.8 %左右。一般來說，在燃氣輪機之后加裝余熱鍋后會 使燃氣輪機的功率下降 1.2% 1.5%左右。當選用節點溫差小的以及兩壓和三壓的余熱鍋爐 時，受熱面積就會增大，流阻損失隨之加大，這就出現了一個促使聯合循環效率下降的負效 應。因而嚴格地講，應該

30、從聯合循環效率和比投資費用最優化的角度來考慮余熱鍋爐汽水系 統方案之選擇問題。(10) 在設計有補燃的余熱鍋爐時，補燃后的燃氣溫度最多到800 900 C,這樣可以使余熱鍋爐的汽水系統與無補者類似，否則爐膛要用水冷壁冷卻保護。研究表明：補燃后的燃 氣溫度控制為750 C時，可以使省煤器的換熱條件處于最佳狀態。5 余熱鍋爐停備用時的保養方法(1) 保持壓力法。余熱鍋爐停運后，關閉各汽水閥門，利用鍋爐的殘余壓力，防止空氣漏入鍋筒和管簇內，同時控制爐水的pH值在9.8 一 10.4之間，使之保持一定的堿度。這種方法操作簡單、方便。但常會由于系統的嚴密性差，無法長期維持壓力。一般來說，停爐后壓力只能維

31、持 20h左右。因而，這種方法只宜用于機組短期停用的場合。(2) 磷酸三鈉堿式保護法。停爐后向給水系統注入磷酸三鈉溶液，控制爐水的磷酸根 含量在1000 1200mg/L之間，使金屬表面形成保護膜。這一方法能使水側保護良好，但不能對汽側進行防腐保護。另一缺點是對鍋爐解除保養再行啟用時，要提前1 2天對鍋爐進行水沖洗。通常，需要換水、沖洗三次以上，否則，水質會長期無法符合控制標準。(3) 熱爐放水余熱烘干法。停爐后在鍋爐壓力降低到0.5MPa，爐膛溫度低于120 C時 進行排水，利用余熱將爐內濕氣除去，從而達到防腐目的。這一方法對系統的水側和汽側均能起到保護作用，保養過程的維護工作量小，而且系統可以進行檢修。但是，有些鍋爐鍋筒 內裝有加強肋，致使爐水不能排盡，在鍋筒內仍然可能積存一定的爐水，這就會造成氧化腐 蝕。為了解決此問題，可以在爐內溫度低于40C時，進入鍋筒內清除積水，并根據停用時間的長短，可以放入干燥劑吸濕。此法對水側和汽側均有保護作用。(4) 于燥劑吸濕法。停爐后在鍋爐壓力降至0.5MPa、爐