用等效熱降法對回?zé)嵯到y(tǒng)進行分析計算

1、用等效熱降法對回?zé)嵯到y(tǒng)進行分析計算analysis and calculation for heat regenerative systemsusing equivalent enthal py drop thcary王芬文 摘 冋熱系統(tǒng)是汽輪機的重要組成部分，為此分析了冋熱系統(tǒng)屮各 加熱器端差、除氧器余汽冷卻器的運行方式對機組經(jīng)濟性的影響，并做 了定量計算，為節(jié)能降耗提供了依據(jù)。關(guān)鍵詞回?zé)嵯到y(tǒng) 經(jīng)濟性 節(jié)能降耗 等效熱降法大同第二發(fā)電廠現(xiàn)冇裝機容量6x200mw,汽輪機為東方汽輪機廠生 產(chǎn)的n200-12. 7-535 / 535型，回?zé)嵯到y(tǒng)由3臺高壓加熱器（下稱高加）、 1臺除氧器、4臺低

2、壓加熱器（下稱低加）組成。自1984年第1臺機組投 產(chǎn)以來，回?zé)嵯到y(tǒng)進行了多次改進，運行狀況有了明顯的改善，但仍存 在4號低加出水溫度、給水溫度低于設(shè)計值，除氧器超負(fù)荷運行等問題, 嚴(yán)重影響機組的經(jīng)濟性。汽輪機熱力計算通常采用熱平衡方法，該方法對熱耗計算準(zhǔn)確性高, 但對熱力系統(tǒng)局部計算需全面計算，既繁雜，又不明了。等效熱降法適 于熱力系統(tǒng)局部定量計算，該方法只研究與熱力系統(tǒng)變化有關(guān)的部分， 簡單明了，且計算結(jié)果與簡易熱平衡計算基本相同，但因汽輪機排汽焙 和軸封用汽量難以取準(zhǔn)，對汽輪機熱耗計算誤差較大。本文試采用等效 熱降方法對冋熱系統(tǒng)進行局部定量計算分析。1加熱器端差對機組經(jīng)濟性影響的計算分析

3、加熱器端差系加熱器疏水溫度與加熱器出口水溫z差。端差過大， 一方面導(dǎo)致加熱器岀力下降，使能級較低的抽汽量減少，汽輪機排汽量 增大；另一方面使上一級加熱器的負(fù)荷增大，使能級較高的抽汽量增加, 降低汽輪機的作功能力；而高加端差過人又使循環(huán)吸熱量增加，這些因 素導(dǎo)致汽輪機的循環(huán)效率下降，影響機組運行的經(jīng)濟性。卜面以1995 年4號機組大修后熱力試驗數(shù)據(jù)為例（見表1）,用等效熱降法進行具體 分析計算。1.1 3號高加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算3號高加端差為16°c,較設(shè)計值高14°c,造成1段抽汽量減少，減 少的抽汽繼續(xù)在汽輪機中作功，使蒸汽作功增加，即蒸汽等效熱降增加, 其值為：

4、ah= a t8- ii 8=25. 855 （kj/kg）-3號高加端差與設(shè)計值的并值；0 81段抽汽的抽汽效率。由于3號高加端差較設(shè)計值高，使給水溫度降低，主蒸汽循環(huán)吸熱 量增加；同時，曲于1段抽汽減少，2段抽汽變化不大，再熱蒸汽量增 加，再熱蒸汽循環(huán)吸熱量增加。蒸汽循環(huán)吸熱量合計增加值：aq= a t8+a t8(l7 / q?) o / qs = 71. 90 (kj / kg)式屮o 1kg再熱蒸汽的吸熱量；7lkg疏水在2號高加中的放熱量；q?一lkg抽汽在2號高加屮的放熱量；q8lkg抽汽在3號高加中的放熱量。汽輪機裝置效率為：h ； = (ho+ ah) / (qo+ a q)

5、 =42. 27%式中 缶一設(shè)計工況新蒸汽等效熱降；q。一設(shè)計工況新蒸汽循環(huán)吸熱量。汽輪機裝置效率相對下降：5 hi = (- ho) /= 0. 379%式中嘰一設(shè)計工況下汽輪機裝置效率。汽輪機熱耗增加：a q = q0' 5 n j = 31. 84 (kj / kg)式中qo汽輪機設(shè)計熱耗。發(fā)電煤耗增加值：ab=b0' 5 11 ： = 1.220 g/ (kwh)式中b。一機組設(shè)計發(fā)電煤耗。1.2 2號高加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算2號高加端差為11°c,較設(shè)計值高9°c,造成2段抽汽量減少，蒸 汽作功能力增加；同時，2號高加出力不足，由3號高加補足

6、，使1段 抽汽量增加，蒸汽作功能力降低。蒸汽作功合計變化量：ah= a t7( n8 n7) = 1. 017(kj / kg)式中n?2段抽汽的抽汽效率。由于1、2段抽汽量的改變，使再熱蒸汽量及再熱蒸汽循環(huán)吸熱量增 加，再熱蒸汽循環(huán)吸熱量增加值： q= a t/ o 1 / q7 (1 7 / q7)/ qs=0.4100 (kj/kg)汽輪機裝置效率:n i= (ho+ ah) /(qo+ a q) =42. 39%汽輪機裝置效率相對下降值：5 hi= ( ni，- ho) /=0. 0944%1. 3 1號高加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算1號高加端差io°c,較設(shè)計值一i

7、6;c高ire,使蒸汽作功下降，其 下降值： 11= t6( n7 n6) = 5. 642(kj / kg)式屮n63段抽汽的抽汽效率。由于3號高加的出力不足，由2號高加補足，使2段抽汽量增加， 再熱蒸汽循環(huán)吸熱量減少，其減少值： q=- a t6 c / q7= 10. 94 (kj / kg)汽輪機裝置效率為：h ； = (ho+ ah) / (qo+ aq) =42. 39%汽輪機裝置效率相對下降值：5 hi= (- ho) / h / = 0. 0944%1.4 4號低加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算4號低加端差8°c,較設(shè)計值高7°c,使蒸汽作功下降，其下降值： i

8、i= a h a ti( n5 n 1)q1 /(q+ a t4) = 0. 964 (kj / kg)式中 s經(jīng)3、4號低加的凝結(jié)水量占主汽量的份額；qilkg抽汽在4號低加中的放熱量；n 54段抽汽的抽汽效率；n 45段抽汽的抽汽效率。由于4號低加端差過大，使蒸汽作功下降，但不影響蒸汽循環(huán)吸熱 量，汽輪機裝置效率相對下降值：s ni= (ni - no) / hi = ah /(ho+ah)=-o. 0802%1.5 3號低加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算3號低加端差10°c,較設(shè)計值高7°c,使蒸汽作功下降，其下降值: h= q h t3 (ib i 3)= 0 977

9、(kj / kg)式中n 36段抽汽的抽汽效率。汽輪機裝置效率相對下降值：5 ni= ah/ (ho+ah)=-o. 0813%1.6 2號低加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算2號低加端差20°c,較設(shè)計值高16°c,使蒸汽作功下降，其下降值:aii= a n a t2( th) = 1. 615 (kj / kg)式屮 j經(jīng)1、2號低加的凝結(jié)水量占主蒸汽量的份額；n27段抽汽的抽汽效率。汽輪機裝置效率相對下降值：8 ah / (ho+ah)=-o. 1345%1. 7 1號低加端差對機組經(jīng)濟性影響的計算1號低加端差25°c,較設(shè)計值高2vc,使蒸汽作功下降，其下降值:

10、 h= a ; ti ( h 2 h i)q2 /(q2+at1)=-4. 685 (kj / kg)式中n-8段抽汽的抽汽效率； q2lkg抽汽在2號低加中的放熱量。汽輪機裝置效率相對下降值：5 iu=ah/ (ho+ah)=-0. 391%以上計算結(jié)果匯總于表1。表1加熱器端差對機組經(jīng)濟性的影響(1995年)項目1號低 加2號低 加3號低 加4號低 加1號高 加2號高 加3號高 加加熱器端差設(shè)計值/ °c4431-122加熱器端差實際值/ °c2520108101116裝置效率相對下降/%0. 3910. 13450. 08130. 08020. 09440. 0944

11、0. 379汽輪機熱耗升高/ kj'kg'132.8411.306. 836. 737. 927.9231.84發(fā)電煤耗升高/g (kwh)-11.2590. 4330.2610. 2580. 3040. 3041.220單機年多耗標(biāo)煤/t12594332612583043041220注:發(fā)電量按10億kw h計。表2加熱器端差對機組經(jīng)濟性的影響(1998年)項口1號低 加2號低 加3號低 加|4號低 |加1號高 加2號高 加3號高 加加熱器端差實際值/ °c161497788裝置效率相對下降/%0. 2270. 08330. 06970. 06880. 07080.

12、 07080. 165汽輪機熱耗升高/ kj kg；119.077. 005. 855. 785. 955. 9513. 86發(fā)電煤耗升高/ g (kwh)-10. 7310. 2680. 2240. 2220. 2280. 2280. 531單機年多耗標(biāo)煤/t731268224222228228531注：發(fā)電量按10億kw h計。表3加熱器端差高于設(shè)計值10°c時對機組經(jīng)濟性的影響項目| 1號低 加2號低|加|3號低 加4號低 加1號高 加2號高加3號高 加裝置效率和對下降/%0. 1890. 08330. 1160. 1150. 08020. 1140. 284汽輪機熱耗升高/k

13、j，(kwh)'115.877.009. 749. 666. 749. 5823. 85發(fā)電煤耗升高/g (kwh)-10. 6090. 2680. 3730. 3700. 2580. 3670.914用上述計算方法，取1998年一季度4號機組熱力試驗數(shù)據(jù)，計算結(jié) 果見表2o為便于橫向比較，設(shè)加熱器端差高于設(shè)計值10°c,用上述計算方法, 計算結(jié)果見表3。1.8計算結(jié)果分析從表3可看出，每臺加熱器端差對機組經(jīng)濟性有程度不同的影響， 而3號高加和1號低加的影響程度更大。由此可得出結(jié)論：高加、低加 對機組經(jīng)濟運行同樣重要。從表1、表2可看出，通過設(shè)備的治理、系統(tǒng)改進及加強回?zé)嵯到y(tǒng)

14、 運行調(diào)整，高、低壓加熱器的端差冇一定幅度的下降。但目前回?zé)嵯到y(tǒng) 齊加熱器的端差仍較設(shè)計值高612°c,對機組經(jīng)濟性影響較大，如1號低加端差較設(shè)計值高12°c,使機組年多耗標(biāo)煤731t。2除氧器余汽冷卻器對機組經(jīng)濟性影響的計算分析除氧器余汽冷卻器的冷卻水為凝結(jié)水，原設(shè)計冷卻水取自3號低加 出口，現(xiàn)部分機組改到1號低加出口，現(xiàn)用等效熱降法對兩種運行方式 分別進行計算分析(余汽冷卻器的冷卻水量為30t,即ay=0. 0491,冷 卻水溫升為05°c,即at=2. 09kj/kg)o2. 1冷卻水取自1號低加出口的計算除氧器余汽冷卻器的冷卻水取自1號低加出口，經(jīng)余汽冷卻

15、器加熱 后進入除氧器。由于除氧器排汽量較少，余汽冷卻器屮冷卻水的焙升很 小，遠低于4號低加的出口水焰,使除氧器入口水焰降低: t = q y (ti+ a tyti) / q h = 17. 15 (kj / kg)式中a 丫-余汽冷卻器的冷卻水占主蒸汽量的 份額；t廠-1號低加岀口水溫； t44號低加出口水溫。除氧器入口水焙下降，使除氧器的熱負(fù)荷增大，4段抽汽增加，作 功減少；同時做為冷卻水的這部分凝結(jié)水不再經(jīng)過2、3、4號低加，使 5、6、7段抽汽減少，蒸汽作功增加。合計蒸汽作功變化(較余汽冷卻器 不運行時):ah= a h a t4- n 5+ a n a y( t 4- iu+t 3

16、n 3+ t 2 n 2) = 1 67 (kj / kg)式中 j、j、j-分別為凝結(jié)水在4、3、2號低加中的焰升。汽輪機裝置效率相對下降值：5 = (). 139%2.2冷卻水取自3號低加出口的計算除氧器余汽冷卻器的冷卻水取自3號低加岀口，使除氧器入口水恰 降低，其降低值：at= -5. 01 (kj/kg)蒸汽作功變化(較余汽冷卻器不運行時):a h a h a h 5+ a h a yj q4=-0. 302 (kj / kg)汽輪機裝置效率相對下降：5 hi = -o. 025%上述計算結(jié)果匯總于表4。表4除氧器余汽冷卻器運行方式對機組經(jīng)濟性的影響項目1號低加出口3號低加出口裝置效率相對變化/%-0. 139-0. 025汽輪機熱耗變化/kj kg"111.672. 1發(fā)電煤耗變化/g (kwh)-10. 4470. 080單機年多耗標(biāo)煤/t44780 |注：發(fā)電量按10億kw h計。2.3計算結(jié)果分析由表4可看出，從整個熱力系統(tǒng)來講，盡管除氧器余汽冷卻器利用 了除氧器排汽的熱量，但卻使機組的經(jīng)濟性略冇下降；原設(shè)計方式，即 冷卻水取自3號低加出】，使機組發(fā)電煤耗升高0. 008g/ (kw