240 t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)的研究與應(yīng)用

吳永翔

(攀鋼能源動(dòng)力中心，四川攀枝花，617000)

240 t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)的研究與應(yīng)用

吳永翔

(攀鋼能源動(dòng)力中心，四川攀枝花，617000)

主要介紹了底部加熱技術(shù)在攀鋼240 t/h鍋爐的應(yīng)用情況，通過鍋爐點(diǎn)火升壓時(shí)壁溫差產(chǎn)生機(jī)理，引出了相關(guān)控制方法，并對(duì)底部加熱方式與“煨爐”方式進(jìn)行了經(jīng)濟(jì)性和應(yīng)用效果的綜合比較，說明了底部加熱方式應(yīng)用的優(yōu)勢(shì)，同時(shí)，提出了現(xiàn)底部加熱系統(tǒng)安全應(yīng)用的注意事項(xiàng)。

鍋爐;底部加熱;壁溫差;經(jīng)濟(jì)性

1 概述

攀鋼DG240/9.8-芋型純燒煤氣高溫高壓鍋爐，屬自然循環(huán)汽包爐、燃燒器四角布置切圓燃燒、平衡通風(fēng)，鍋爐構(gòu)架采用全鋼/全懸吊結(jié)構(gòu)、“儀”型布置。設(shè)計(jì)燃料為高爐煤氣、焦?fàn)t煤氣和轉(zhuǎn)爐煤氣，額定蒸發(fā)量240 t/h，額定蒸汽溫度540℃，額定蒸汽壓力9.8 MPa。鍋爐前部為爐膛，四周布滿膜式水冷壁。爐頂，水平煙道兩側(cè)及轉(zhuǎn)向室設(shè)置頂棚和包墻管，尾部豎井煙道中交錯(cuò)布置兩級(jí)省煤器和兩級(jí)空氣預(yù)熱器。

整個(gè)爐膛共分12個(gè)循環(huán)回路，前、后、左、右側(cè)各3個(gè)回路。其水循環(huán)系統(tǒng)為：經(jīng)省煤器加熱后的給水進(jìn)入汽包，與汽包中的爐水混合后分別進(jìn)入4根集中下降管，再由36根囟133伊10的下水連接管分別引到前、后及兩側(cè)水冷壁下集箱。汽水混合物由36根囟133伊10的頂部連接管引入汽包，在汽包內(nèi)蒸汽及水通過汽水分離裝置進(jìn)行分離，分離出來的飽和蒸汽進(jìn)入過熱器，飽和水進(jìn)入下降管進(jìn)行再循環(huán)。

2 鍋爐底部加熱的引出

2.1 鍋爐點(diǎn)火升壓時(shí)壁溫差的研究

2.1.1 點(diǎn)火升壓時(shí)壁溫差產(chǎn)生機(jī)理

鍋爐點(diǎn)火時(shí)，汽包上部是飽和汽、下部是水。汽包下部，水對(duì)汽包放熱，使汽包壁溫度升高，傳熱方式是對(duì)流換熱；汽包上部，蒸汽遇到溫度較低的汽包壁，發(fā)生凝結(jié)，釋放出汽化潛熱，傳熱方式是凝結(jié)換熱。鍋爐點(diǎn)火初期，燃燒較弱，鍋爐水循環(huán)很慢，汽包內(nèi)爐水的流動(dòng)速度很低。據(jù)研究，在低汽包壓力和循環(huán)流速下，凝結(jié)換熱系數(shù)遠(yuǎn)大于對(duì)流換熱系數(shù)。因此，汽包上部在蒸汽的強(qiáng)烈加熱下，上壁溫可很快達(dá)到當(dāng)時(shí)壓力對(duì)應(yīng)的飽和溫度，而汽包下部因熱量傳遞較慢，下壁溫上升較慢，這樣就出現(xiàn)了上下壁溫差，上壁溫度高，下壁溫度低。表1是不同壓力時(shí)水的飽和溫度相對(duì)壓力的變化率。

表1 不同壓力下飽和溫度的變化率

由表1可見，在汽壓較低時(shí)，飽和溫度的變化較為劇烈，汽壓越高，汽壓變化引起飽和溫度的變化越小。在鍋爐起壓階段，壓力只要上升少許，飽和溫度就上升很多。蒸汽可將汽包上部內(nèi)壁迅速加熱到飽和溫度，使上壁溫飛快上升；而爐水對(duì)汽包下部內(nèi)壁的加熱很慢，下壁溫緩慢上升。

因此，鍋爐點(diǎn)火后起壓階段，最易出現(xiàn)汽包上下壁溫差快速增大，如控制不當(dāng)，汽包上下壁溫差要超過規(guī)定，且汽包內(nèi)外壁也要產(chǎn)生很大的溫差，必須嚴(yán)格控制燃燒率，減緩鍋爐升壓率。

2.1.2 點(diǎn)火升壓時(shí)壁溫差控制方法

根據(jù)壁溫差產(chǎn)生機(jī)理，鍋爐啟動(dòng)過程中，采用下列措施可控制汽包上下壁溫差。

（1）汽壓在0.1 MPa以下時(shí)，嚴(yán)格控制爐膛燃燒強(qiáng)度，保持較小的汽壓上升速度。如果上下壁溫差達(dá)到較大值，應(yīng)及時(shí)減弱燃燒，待上下溫差降低后再繼續(xù)升壓。

（2）使水冷壁受熱均勻，有助于消除汽包內(nèi)的死區(qū)，使汽包下壁溫趨于均勻。

（3）點(diǎn)火初期對(duì)下聯(lián)箱進(jìn)行適當(dāng)放水，可加速汽包、水冷壁管和下降管內(nèi)爐水的流動(dòng)，使冷熱爐水進(jìn)行充分混合、補(bǔ)充，消除汽包下部的溫差。

為控制240 t/h鍋爐點(diǎn)火初期的上下壁溫差，特要求冷態(tài)鍋爐點(diǎn)火后，嚴(yán)格執(zhí)行鍋爐升溫升壓曲線，其升溫升壓控制指標(biāo)為：

升壓速率：0.029~0.049 MPa/min；

升溫速率：汽包壓力0~0.1 MPa時(shí)，役1℃/ min；汽包壓力躍0.1 MPa，役2℃/min；

汽包上下壁溫差役40℃；

為嚴(yán)格按要求控制汽包上下壁溫差和升溫升壓速率（尤其控制好鍋爐起壓階段的升溫率），結(jié)合有效經(jīng)驗(yàn)，240 t/h鍋爐采取了點(diǎn)爐后“煨爐”1耀2 h的措施。所謂“煨爐“，即鍋爐點(diǎn)火后，保持一定的煤氣開度（煤氣調(diào)門開度一般為20%耀30%），控制一定的燃燒速率，充分均勻加熱各表面受熱部件，達(dá)到有效控制各受熱部件的應(yīng)力。煨爐結(jié)束后，鍋爐方開始升溫升壓。汽機(jī)沖轉(zhuǎn)前的鍋爐原則性的升溫升壓要求見表2。

表2 240t/h鍋爐汽機(jī)沖轉(zhuǎn)前升溫升壓表

由表2所示，冷態(tài)鍋爐點(diǎn)火后，“煨爐”1耀2 h，待爐膛均勻受熱后，開始升壓，自起壓至1.0 MPa，時(shí)間為80 min，再至汽輪機(jī)沖轉(zhuǎn)，需40 min，如此，冷態(tài)鍋爐自點(diǎn)火成功至汽機(jī)沖轉(zhuǎn)，共需時(shí)長3耀4 h。

但是，采用“煨爐”方法，存在如下不足：

（1）煨爐所需時(shí)間長，延長了汽輪發(fā)電機(jī)組的上網(wǎng)時(shí)間。

（2）煨爐無法有效控制汽包上下壁溫差，對(duì)燃燒調(diào)整要求高，稍不慎，壁溫差易超限。

（3）煨爐效率低。點(diǎn)火后，因爐膛溫度較低，冷爐冷風(fēng)，煤氣利用效率低。

2.2 底部加熱的引出

針對(duì)“煨爐”方式的不足，結(jié)合國內(nèi)同行的成功經(jīng)驗(yàn)，240 t/h鍋爐設(shè)計(jì)實(shí)施了下聯(lián)箱底部加熱系統(tǒng)，并得到了成功應(yīng)用。所謂“底部加熱”，就是利用鄰機(jī)抽汽作為加熱汽源，通過鍋爐下聯(lián)箱加熱爐內(nèi)給水，為鍋爐創(chuàng)造一個(gè)熱爐的啟動(dòng)環(huán)境，改善水循環(huán)，使鍋爐各金屬部件均勻受熱，有效降低各部件溫差所引起的熱應(yīng)力。

3 底部加熱的綜合評(píng)估

底部加熱涉及加熱蒸汽與爐內(nèi)給水的加熱、爐內(nèi)給水與水冷壁管等的換熱以及水冷壁管對(duì)爐膛內(nèi)空氣的換熱，因此，若理清底部加熱各種換熱關(guān)系，需進(jìn)行換熱計(jì)算，進(jìn)而準(zhǔn)確計(jì)算蒸汽耗量，開展相關(guān)計(jì)算評(píng)估。

3.1 底部加熱的經(jīng)濟(jì)性分析

3.1.1 傳熱系數(shù)的計(jì)算

將鰭片膜式水冷壁管的換熱過程模擬為大平板熱傳導(dǎo)過程，爐膛內(nèi)空氣溫度取30℃，爐水被加熱至150℃。根據(jù)傳熱流程可知，加熱蒸汽對(duì)水冷壁中的給水加熱的同時(shí)，給水也通過水冷壁管向外傳熱，其傳熱系數(shù)為：

其中，α1—水冷壁管內(nèi)的水對(duì)管壁的對(duì)流換熱系數(shù)：

D—水冷壁內(nèi)徑，0.05 m；

v—水在水冷壁中流動(dòng)的速度，取1.0 m/s。

水的其他狀態(tài)參數(shù)由平均溫度（90℃）查?。?/p>

?f—?jiǎng)恿φ扯认禂?shù)，314.9伊10-6kg/(m.s)；

Prf—1.95；

λ—68伊10-2W/(m.k)；

?w—30℃空氣的動(dòng)力粘度系數(shù)，1002.47伊10-6kg/ (m.s)。

計(jì)算得出，α1=16.49 W/(m2K)。

α2—水冷壁與爐膛中空氣的對(duì)流換熱系數(shù)，查表得，10 W/(m2K)

λS—水冷壁管的導(dǎo)熱系數(shù)，據(jù)其材質(zhì)查表得，48.9 W/(m2K)；

δ—水冷壁管的當(dāng)量厚度，經(jīng)計(jì)算得，3.09 m。

由此可求得，K=4.49 KJ/(m2K)。

3.1.2 加熱過程中的熱平衡

工質(zhì)被加熱的同時(shí)，對(duì)外放出的熱量為

Q損=KA△t=434730.8 kJ

式中，A—水冷壁受熱面積（m2）；

△t—溫升，℃。

水冷壁管中工質(zhì)的吸熱量（被加熱到0.5 MPa，150℃）為：

Q吸=m(h1-h2)=12486412 kJ

式中，m—水冷壁和汽包內(nèi)的水量，kg；

h1、h2—水的初始、終態(tài)焓值。

由熱平衡方程可得，蒸汽放出的熱量為，

Q放=Q損+Q吸=D△h汽

式中，D—加熱蒸汽量（t）；

△h汽—蒸汽焓降。

由上式可得出，D=5.37t，折合標(biāo)煤為：440.96kg。

3.1.3 與“煨爐”的經(jīng)濟(jì)性比較

“煨爐”期間僅采用焦煤單種燃料，單送單吸運(yùn)行，其耗燃料折標(biāo)煤計(jì)算如下（煨爐時(shí)間按1 h計(jì)算）：

（1）焦煤耗量為1000 m3，按照焦煤15380.4 kJ/ m3計(jì)算，約耗熱量：15380.4伊1000=15380400 kJ。

（2）送風(fēng)機(jī)耗電量：18伊6伊0.85伊1.732=159 kWh，折合能量為572400 kJ。

（3）吸風(fēng)機(jī)耗電量：40伊6伊0.85伊1.732=353.3 kWh，折合能量為1271880 kJ。

綜上，“煨爐”合計(jì)耗能為：17224680 kJ，折合標(biāo)煤：587.83 kg。

顯然，“煨爐”的耗能折標(biāo)煤587.83 kg躍底部加熱耗能（440.96kg），因此，底部加熱經(jīng)濟(jì)性更強(qiáng)。

3.2 “煨爐”與底部加熱實(shí)際應(yīng)用效果比較

結(jié)合兩次點(diǎn)爐所采取不同方式，下面將兩者升壓至0.5 MPa（汽包壓力）和滿足汽機(jī)沖轉(zhuǎn)時(shí)的各參數(shù)統(tǒng)計(jì)如表3、表4所示。

表3 “煨爐”方式鍋爐實(shí)際升溫升壓表

表4 “底部加熱”方式鍋爐升溫升壓表

表3注：點(diǎn)火以焦煤四角全部點(diǎn)燃時(shí)間起算，因此，點(diǎn)火時(shí)汽包壁溫、爐膛溫度均由一定程度升高。

表4注：因鄰機(jī)未滿負(fù)荷運(yùn)行，底部加熱蒸汽汽源未達(dá)設(shè)計(jì)參數(shù)，實(shí)際為（0.75 MPa，295℃），若機(jī)組滿負(fù)荷運(yùn)行，三抽蒸汽品質(zhì)提高，時(shí)間會(huì)得以優(yōu)化。

由表3、表4，可得出分別采用兩種方式下“點(diǎn)火至汽機(jī)沖轉(zhuǎn)期間”鍋爐升溫率和升壓率，見表5。

由表3耀表5可知，在相當(dāng)時(shí)長內(nèi)，“底部加熱”方式的壁溫差控制效果明顯好于“煨爐”的方式，底部加熱方式避開了0耀0.1 MPa低壓區(qū)，也就是避開了飽和汽溫快速上升區(qū)域，全程控制升溫率約2℃/ min，點(diǎn)火后升溫升壓期間最大壁溫差僅-1℃。同時(shí)，鍋爐爐膛溫度可達(dá)131℃，為點(diǎn)火創(chuàng)造了熱爐環(huán)境，有利于鍋爐點(diǎn)火和穩(wěn)燃。

表5 兩種方式點(diǎn)火至汽機(jī)沖轉(zhuǎn)期間升溫升壓率比較表

“煨爐”方式點(diǎn)火后升壓期間的升溫率為1.97℃/min，該升溫率雖約2℃/min，但耗用時(shí)間明顯趨長，自點(diǎn)火至滿足汽機(jī)沖轉(zhuǎn)條件，全程耗時(shí)207 min，較底部加熱方式（點(diǎn)火至汽機(jī)沖轉(zhuǎn)）的149 min多耗時(shí)58 min，也就是說，采用“煨爐”方式，汽輪機(jī)沖轉(zhuǎn)、發(fā)電機(jī)組并網(wǎng)和滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)間延遲58 min，明顯影響機(jī)組的發(fā)電效℃。同時(shí)，該方式下雖嚴(yán)格控制升溫率和壁溫差，但壁溫差仍偏高，鍋爐在升壓期間采取了加強(qiáng)定排放水的措施，導(dǎo)致給水、熱量的外排損失。

3.3 底部加熱的綜合評(píng)估

結(jié)合底部加熱和煨爐兩種方式在經(jīng)濟(jì)性和實(shí)際應(yīng)用效果等方面的比較，明顯可得出底部加熱更具優(yōu)勢(shì)，其以更經(jīng)濟(jì)的方式有效控制了鍋爐升溫率、壁溫差等指標(biāo)，有利于鍋爐金屬部件的充分均勻受熱膨脹，控制了金屬部件的熱應(yīng)力，可有效延長鍋爐部件的使用壽命，此外，為點(diǎn)火創(chuàng)造了熱爐環(huán)境，有利于鍋爐點(diǎn)火和穩(wěn)燃，也為汽輪機(jī)提前安全沖轉(zhuǎn)和并網(wǎng)創(chuàng)造了良好條件，汽機(jī)并網(wǎng)時(shí)間可提前58 min。

4 240 t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)的應(yīng)用

4.1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)

240 t/h鍋爐的底部加熱采用下聯(lián)箱底部加熱方法，加熱汽源取自鄰機(jī)第三段抽汽（額定參數(shù)：1.139 MPa、291.1℃），加熱汽源進(jìn)入分配集箱，由12支管分別送入東、西、前、后下聯(lián)箱共12個(gè)回路，如此完成鍋爐底部加熱工作，系統(tǒng)見圖1。

圖1 240t/h鍋爐底部加熱系統(tǒng)圖

4.2 底部加熱的投停

4.2.1 底部加熱的投停

（1）鍋爐上水之后就可投入鄰爐加熱系統(tǒng)，控制汽包壁溫上升速度役1℃/min。

（2）加熱汽源汽壓大于0.7 MPa，若汽源壓力低不得投入爐底加熱裝置。

（3）檢查關(guān)閉各聯(lián)箱加熱分門，全開鄰爐加熱聯(lián)箱疏水門，稍開鄰爐加熱汽源總門，確認(rèn)過汽，開始暖管。

（4）暖管充分后，關(guān)閉鄰爐加熱聯(lián)箱疏水門，開啟鄰爐加熱汽源總門。

（5）緩慢逐個(gè)開啟聯(lián)箱加熱分門，保持各聯(lián)箱加熱均勻，管道不振動(dòng)，控制汽包上下壁溫差役40℃，此階段升壓一般分為三個(gè)階段：

緩慢將加熱汽源總門后汽壓提高至0.05 MPa，開始加熱；

待爐水溫度上升至50℃，開大加熱汽源總門，提壓至0.1 MPa，加強(qiáng)加熱；

待爐水溫度上升至80℃左右，根據(jù)管道振動(dòng)情況，緩慢全開加熱汽源總門，全面投入底部加熱。

（6）鍋爐點(diǎn)火后緩慢升壓，當(dāng)汽包壓力大于0.5 MPa時(shí)，關(guān)閉各聯(lián)箱加熱分門及加熱汽源總門，退出爐底加熱系統(tǒng)。

4.2.2 底部加熱投運(yùn)注意事項(xiàng)

（1）安全的汽源壓力。為防止底部加熱，鍋爐升壓時(shí)爐水倒進(jìn)入汽輪機(jī)內(nèi)，嚴(yán)格監(jiān)視汽源壓力尤為重要，底部加熱投運(yùn)是否安全判斷如下式：

P汽億P汽包+籽g(hq-hc)

其中：P汽——汽源壓力，

P汽包——汽包壓力，

hq、hc——汽包中心線標(biāo)高、除氧器標(biāo)高（加熱汽源取點(diǎn)采自除氧加熱蒸汽母管）。

鍋爐底部加熱投運(yùn)，汽包最高至0.5 MPa，汽包中心線標(biāo)高為33.25 m，除氧器標(biāo)高為16 m，籽，取壓力0.5 MPa/150℃未飽和水密度，917 kg/m3。

由此計(jì)算得：P汽億0.66 MPa。

因此，爐底加熱投運(yùn)過程中，當(dāng)汽源壓力躍0.7 MPa，方能確保其安全運(yùn)行。若汽源壓力不足，應(yīng)及時(shí)退出底部加熱。

（2）爐底加熱投運(yùn)時(shí)，應(yīng)控制升壓速率，以免引起管道振動(dòng)和汽包上下壁溫差超限。

（3）檢查確認(rèn)鍋爐大汽門、機(jī)測(cè)主汽門關(guān)閉，一段疏水開啟，以免起壓后蒸汽進(jìn)入汽輪機(jī)，引起大軸熱彎曲。

（4）鍋爐汽包見水（-300 mm）即可投運(yùn)底部加熱，否則，隨著底部加熱深入，汽包水位逐漸上升至高水位而外排，導(dǎo)致熱量損失。

（5）投入底部加熱后，關(guān)閉各空氣門，如此既能保證爐內(nèi)工質(zhì)的正常循環(huán)，又能減少熱量損失。

4.2.3 應(yīng)用中常見問題

240 t/h鍋爐底部加熱應(yīng)用以來，總體取得了成功，但在生產(chǎn)協(xié)調(diào)、操作、系統(tǒng)設(shè)計(jì)等仍存不足，主要體現(xiàn)如下：

（1）底部加熱投運(yùn)后，鍋爐起壓所需時(shí)間較長，此要求合理安排鍋爐汽水系統(tǒng)檢修與機(jī)組啟動(dòng)時(shí)間，給予鍋爐充分加熱時(shí)間。據(jù)表4，底部加熱蒸汽投運(yùn)后，各汽壓所對(duì)應(yīng)加熱時(shí)間如表6所示。

表6 底部加熱時(shí)鍋爐起壓時(shí)間表

由表6可知，鍋爐底部加熱投運(yùn)后，汽壓升至0.1 MPa需160 min，升至0.5 MPa，需要12.22 h。因此，底部加熱投運(yùn)需要較充分的時(shí)間。

（2）底部加熱時(shí)應(yīng)確保加熱蒸汽的參數(shù)，確保蒸汽焓值不較遠(yuǎn)偏離設(shè)計(jì)參數(shù)，提高蒸汽熱焓品質(zhì)來縮短加熱時(shí)間。實(shí)際應(yīng)用中，如果鄰機(jī)負(fù)荷較低時(shí)，三級(jí)抽汽壓力、溫度偏低，可采用汽輪機(jī)第二級(jí)抽汽作為加熱汽源，縮短加熱時(shí)間。

（3）底部加熱時(shí)汽包水位應(yīng)控制在可見水位最低點(diǎn)（-300 mm），否則，隨著底部加熱深入，爐內(nèi)介質(zhì)比容增大，汽包水位逐漸上漲，為避免汽包水進(jìn)入過熱器內(nèi)，高水位時(shí)被迫放水，導(dǎo)致介質(zhì)、熱量損失。底部加熱應(yīng)用之初，易出現(xiàn)此類問題。

（4）系統(tǒng)設(shè)計(jì)上未在加熱汽源總門后設(shè)置逆止閥，存在安全隱患。當(dāng)鄰機(jī)加熱汽源壓力突降，極易發(fā)生爐水倒灌至汽輪機(jī)抽汽管道甚至缸內(nèi)，發(fā)生水沖擊。因此，崗位人員尤其鄰機(jī)人員應(yīng)加強(qiáng)蒸汽汽源壓力管控，做好事故預(yù)想。

（5）崗位人員對(duì)底部加熱認(rèn)識(shí)不足，運(yùn)用積極性不高。實(shí)際應(yīng)用中，崗位人員存在“底部加熱操作繁瑣、效果不如煨爐”等思想，底部加熱運(yùn)用積極性不高。以上研究結(jié)果證明了底部加熱的應(yīng)用效果明顯，有利于汽溫、汽壓等參數(shù)控制，因此，要提高運(yùn)用底部加熱的積極性，積極協(xié)調(diào)生產(chǎn)計(jì)劃、檢修時(shí)間，為鍋爐底部加熱創(chuàng)造時(shí)間條件，只要“檢修完畢至鍋爐點(diǎn)火間隙時(shí)長躍2耀3 h”，即可投入底部加熱。

5 結(jié)論

5.1 通過“底部加熱”和“煨爐”的經(jīng)濟(jì)性和實(shí)際應(yīng)用對(duì)比，底部加熱具有明顯的優(yōu)勢(shì)。鍋爐冷態(tài)啟動(dòng)時(shí)，底部加熱可完全替代原低壓區(qū)域的“煨爐”方式，不僅具有更好的經(jīng)濟(jì)性，而且可以使鍋爐各受熱面膨脹更均勻，改善水循環(huán)，有效控制壁溫差，而且由于鍋爐點(diǎn)火前爐膛溫度可達(dá)100℃以上，有利于鍋爐順利點(diǎn)火，減少煤氣爐爆燃。

5.2 “底部加熱”較“煨爐”在相同的升溫率下，可提前約1 h上網(wǎng)，具有良好的經(jīng)濟(jì)性。

5.3 底部加熱投運(yùn)應(yīng)加強(qiáng)加熱汽源的壓力監(jiān)控，要求汽源壓力躍0.7 MPa，確保底部加熱安全，也要控制好汽包水位，避免介質(zhì)、熱量損失。

5.4 提高底部加熱運(yùn)用的積極性，協(xié)調(diào)好檢修與生產(chǎn)計(jì)劃的時(shí)間，為底部加熱創(chuàng)造條件。

Research and Application of the Bottom Heating System for 240 t/h Boiler

Wu Yongxiang
(Energy and Power Center of Pangang Group V-Ti Co.,Ltd,Panzhihua,Sichuan 617000,China)

The application of bottom heating technology in the 240 t/h boiler of Pangang is introduced.Related control methods were obtained through the generating mechanism of wall temperature difference at rising pressure after boiler ignition.The economy and applica原tion effect of bottom heating and boiler“roasting”were comprehensively compared,to show the advantages of bottom heating mode.Attention points in safe operation of the existing bot原tom heating system are also put forward.

boiler;bottom heating;wall temperature difference;economy

TK229

B

1006-6764（2014）11-0033-06

2014-06-12

吳永翔(1967-)，男，大學(xué)本科，熱力工程師，現(xiàn)從事熱能動(dòng)力生產(chǎn)運(yùn)行及技術(shù)管理工作。