現(xiàn)場給力機(jī)加熱變工況特性的研究

現(xiàn)場給力機(jī)加熱變工況特性的研究

0基于量綱分析的數(shù)值積分方法現(xiàn)代大型消防員使用回?zé)嵯到y(tǒng)減少冷源損失，提高機(jī)組的循環(huán)工作效率。一般來說，熱節(jié)約可提高10%20%。給水加熱器是回?zé)嵯到y(tǒng)的核心,其運(yùn)行性能的好壞對整個機(jī)組產(chǎn)生極大的影響,現(xiàn)場通常采用端差的大小來評價加熱器運(yùn)行特性。在機(jī)組實際運(yùn)行過程中,雖然設(shè)有加熱器的出水和疏水溫度測點,可以獲得其變工況特性,但因其運(yùn)行條件惡劣、檢修維護(hù)薄弱等原因,普遍存在測量可靠性和經(jīng)濟(jì)性較差的問題:熱工測量系統(tǒng)中常采用電阻式傳感器,與之相應(yīng)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)測量成本較高;工況變化較大時,水溫響應(yīng)表現(xiàn)出較大的熱慣性,影響測量精度;現(xiàn)場安裝位置復(fù)雜,一旦傳感器出現(xiàn)故障會導(dǎo)致測量數(shù)據(jù)錯誤或缺失。因此需要一種適用于現(xiàn)場快速測算端差的方法。有學(xué)者在機(jī)組負(fù)荷、加熱器入口水溫等條件變化時,假設(shè)加熱器傳熱系數(shù)不變,雖然計算過程簡化,但與實際情況不符,有一定誤差。文獻(xiàn)用傳熱學(xué)原理及熱平衡理論,考慮到加熱器入口水溫、汽輪機(jī)負(fù)荷等對傳熱系數(shù)的影響,提出低加上、下端差應(yīng)達(dá)值的計算方法,但沒有考慮高加的過熱蒸汽冷卻段,只適用于低壓加熱器。還有學(xué)者在計算端差時將加熱器各段分界點處汽側(cè)參數(shù)進(jìn)行假定,影響到計算的精度。其它的研究亦或局限于兩段式低壓加熱器,或局限于上端差的求解。為此,本文基于量綱分析,對加熱器的三段進(jìn)行了模塊化建模,既適用于三段式高加,又適用于不含過熱段的兩段式低加;模型最終可求得加熱器進(jìn)出口各熱力參數(shù),得到上、下端差。分別以某330MW機(jī)組的1號高加和5號低加為例進(jìn)行計算,與大修后試驗數(shù)據(jù)的對比證明了模型的準(zhǔn)確性。最后通過計算的結(jié)果對加熱器運(yùn)行特性進(jìn)行了分析,為確定加熱器的變工況性能提供參考。1蒸汽凝結(jié)段的工作典型臥式三段式U形管加熱器中,給水從給水進(jìn)口管進(jìn)入水室,通過U形管下端進(jìn)入傳熱區(qū)段,首先進(jìn)入疏水冷卻段,再進(jìn)入蒸汽凝結(jié)段,最后是過熱蒸汽冷卻段進(jìn)入水室上部后完成該級的加熱工作。蒸汽首先進(jìn)入過熱蒸汽冷卻段,將一部分過熱度傳給給水,蒸汽流出過熱蒸汽冷卻段后進(jìn)入加熱器的主要傳熱區(qū)段蒸汽凝結(jié)段,將蒸汽的潛熱傳給給水,蒸汽凝結(jié)后成為凝結(jié)水進(jìn)入疏水冷卻段,通過疏水冷卻段使疏水具有一定的過冷度。1.1數(shù)的求取根據(jù)疏冷段傳熱效能方程,有:其中,M=(GsCpl1')/(GwCpl1),NTU=(K1F1)/(GsCpl1')。式中,ε為加熱器效能;NTU為傳熱單元數(shù);th為飽和溫度,℃,由式(1)中加熱器壓力查得;tod為疏水溫度,℃;tw1為給水進(jìn)口溫度,℃;Cpl1'和Cpl1分別為疏冷段管外和管內(nèi)水的平均定壓比熱,J/(kg·℃);Gw為給水流量,kg/s;K1為疏冷段總體傳熱系數(shù),W/(m2·℃);F1為換熱面積,m2。對于疏水冷卻段,管外疏水比熱容Cpl1'與管內(nèi)給水比熱容Cpl1數(shù)量級相同,給水流量Gw比抽汽量Gs大一個數(shù)量級,因此式中M一般小于0.1。則式(1)可近似化簡為:對于傳熱系數(shù)的求取,美國傳熱學(xué)會(HEI)提出以下公式:式中,c為管位有關(guān)的參數(shù);ui為管內(nèi)水流速度;ue788c為清潔系數(shù);ue788m為管材修正系數(shù);ue788w為管內(nèi)水溫修正系數(shù)。在不考慮疏冷段結(jié)構(gòu)參數(shù)和管路污染的前提下,傳熱系數(shù)K1可以看作給水流量和平均水溫的函數(shù)。根據(jù)傳熱單元數(shù)NTU的定義,其管外疏水比熱容Cpl1'項在加熱器工作壓力范圍主要受水溫影響,通過以上量綱分析,可知NTU可近似表示為Gs、Gw和平均水溫tm的函數(shù)。文獻(xiàn)指出,給水平均溫度tm主要受給水流量Gw的影響,平均水溫tm在較大變化范圍內(nèi)對NTU的影響可歸結(jié)為Gw的影響,因此疏冷段NTU可近似表示為:式中,C、k1和k2均為系數(shù)。根據(jù)量綱分析理論對式(4)中的物理量做無因次化分析,等式左邊的NTU項為無因次量,故等式右邊需保持無因次,可以得到式中k1+k2=0,則式(4)亦可化為:式中,令∏1=NTU,∏2=Gs/Gw,則式(5)最終可以寫成∏1=f(∏2)。以某330MW機(jī)組1號高加為例,利用詳細(xì)計算模型在23個試驗工況下的結(jié)果對式(5)中系數(shù)進(jìn)行擬合,得到∏1與∏2的關(guān)系如圖1所示?？梢钥闯?∏1與∏2基本呈線性關(guān)系,因此,對于疏冷段,式(5)中兩個無因次量可寫成一次線性的表達(dá)式:式中,C1和C2為常數(shù)。利用詳細(xì)計算模型結(jié)果對式(6)中系數(shù)進(jìn)行擬合,即可得到C1和C2的具體數(shù)值,對于某一確定加熱器,其C1和C2的數(shù)值在一定變工況范圍內(nèi)也是固定的。對于任一工況,假設(shè)加熱器抽汽量Gs,利用式(6)得到的該工況的NTU值,代入式(2)可求得疏水溫度tod。根據(jù)疏冷段能量平衡方程,有:式中,Δtm為對數(shù)平均溫差,℃。對式(7)進(jìn)行變換,得到:式中,t1t為疏冷段給水出口溫度,℃。將得到的tod代入式(8),計算出疏冷段與凝結(jié)段中間過渡點溫度t1t?？梢钥闯?式(8)為t1t的隱式函數(shù),需要判斷計算出的過渡點溫度新值與舊值差值是否小于0.01,若滿足精度要求則結(jié)束迭代計算;否則繼續(xù)將新值代入式(8)進(jìn)行迭代計算。在得到疏水溫度tod和中間過渡點溫度t1t的情況下,根據(jù)疏冷段能量平衡方程,可求出一個新的抽汽流量Gs:將求得的新Gs值與假設(shè)值進(jìn)行比較,判斷差值是否小于0.01,若符合此條件則結(jié)束計算,否則繼續(xù)將抽汽流量新值代入式(6)迭代計算。具體計算流程見圖2。1.2凝膠結(jié)構(gòu)及管外傳熱分析由于凝結(jié)段為有相變過程,其傳熱效能方程可直接簡化為:其中,NTU=(K2F2)/(GwCpl2)。式中,t2t為給水在凝結(jié)段的出口溫度,℃;K2為凝結(jié)段總體傳熱系數(shù),W/(m2·℃);F2為換熱面積,m2;Cpl2為凝結(jié)段管內(nèi)給水平均定壓比熱,J/(kg·℃)。工質(zhì)在管內(nèi)強(qiáng)制流動屬于湍流,對流換熱系數(shù)可表示為:式中,hi2為凝結(jié)段管內(nèi)對流換熱系數(shù),W/(m2·℃);di2為管內(nèi)直徑,m;Nu為努賽爾數(shù);Re為雷諾數(shù);Pr為普朗特數(shù);ui2為管內(nèi)給水流速,m/s;γi2為管內(nèi)流體運(yùn)動黏度,m2/s;μi2為管內(nèi)流體動力黏度,Pa·s;λi2為管內(nèi)流體導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·℃);cpi2為管內(nèi)流體定壓比熱容,kJ/(kg·℃);NP為流程數(shù);NT為管道數(shù)。分析式(11)可知,凝結(jié)段管內(nèi)對流換熱系數(shù)hi2主要受結(jié)構(gòu)參數(shù)、給水流量Gw和物性參數(shù)的影響,而物性參數(shù)又可由凝結(jié)段給水進(jìn)出口平均溫度查得。與疏冷段分析類似,平均水溫受給水流量影響較大,因此在不考慮加熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)的前提下,管內(nèi)對流換熱系數(shù)hi2可以近似看作給水流量Gw的單值函數(shù)。凝結(jié)段管外換熱可看作膜狀凝結(jié)表面?zhèn)鳠?其傳熱系數(shù)表示為:式中,r02為單位質(zhì)量蒸汽凝結(jié)液體釋放的汽化潛熱,kJ/kg;g為重力加速度,m/s2;λ02為管外流體導(dǎo)熱系數(shù),W/(mK);ρ02為管外流體密度,kg/m3;μ02為管外流體動力黏度,Pa·s;d02為管外直徑,m;th為飽和蒸汽溫度,℃;tw為管子壁溫,℃。分析式(12)可知,汽化潛熱r02和飽和蒸汽溫度th均只與凝結(jié)段飽和壓力ph有關(guān);其它物性參數(shù)取膜層平均溫度為定性溫度,在加熱器正常運(yùn)行變工況范圍內(nèi),這些參數(shù)變化較小。因此其管外換熱系數(shù)h02可以近似看作飽和壓力ph和g的函數(shù)。在不考慮管壁導(dǎo)熱熱阻的條件下,凝結(jié)段的總體傳熱系數(shù)K2可表示為給水流量Gw、飽和壓力ph和g的函數(shù):考慮到該段NTU中管內(nèi)給水比熱容Cpl2項在加熱器工作壓力范圍主要受水溫影響,平均水溫主要受給水流量的影響,則飽和蒸汽至飽和水段NTU亦可通過量綱分析近似表示為:式中,C、k1、k2、k3和k4均為系數(shù)。與疏冷段類似,對式(14)中的物理量單位進(jìn)行無因次量綱分析,可得:對式(15)進(jìn)行求解可得k2=-k1,k3=-3/4k1,k4=k1/2,帶入式(14)可化為:在已知某一運(yùn)行工況NTU0且凝結(jié)段結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下,可得到計算任意工況下NTU的簡便計算式:式中,下標(biāo)0表示已知工況。令∏1=NTU,∏2=Gw/ph,則式(17)最終可以寫成∏1=f(∏2)。以某330MW機(jī)組1號高加為例,利用詳細(xì)計算模型在23個試驗工況下的結(jié)果對式(17)中系數(shù)進(jìn)行擬合,得到∏1與∏2的關(guān)系如圖3所示?？梢钥闯?凝結(jié)段的∏1與∏2基本呈線性關(guān)系,因此對于該段,式(17)中的兩項亦可寫成一次線性的形式:式中,C1和C2為常數(shù)。基于詳細(xì)計算模型結(jié)果對式(17)中系數(shù)進(jìn)行擬合,即可得到C1和C2的具體數(shù)值,對于某一確定加熱器,其C1和C2的數(shù)值在一定變工況范圍內(nèi)也是固定的。對式(10)進(jìn)行變換,將求得的NTU值代入,即可得到給水在凝結(jié)段的出口溫度t2t:1.3過熱蒸汽冷卻段給水出口溫度通過前文求解的抽汽流量Gs和凝結(jié)段出口溫度t2t可以直接根據(jù)能量平衡求得過熱蒸汽冷卻段給水出口溫度:式中,hs為抽汽焓值,kJ/kg;hh為飽和汽焓,kJ/kg;Cpl3為過熱段管內(nèi)給水平均定壓比熱,J/(kg·℃)。1.4動態(tài)加熱器運(yùn)行特性仿真大型機(jī)組高壓加熱器通常同時具有過熱段、凝結(jié)段和疏冷段,根據(jù)上述模型逐步得到加熱器熱力參數(shù),即可求出該加熱器不同工況下的上端差δ和下端差θ:所得加熱器變工況上、下端差即可作為三段式加熱器運(yùn)行特性的評價標(biāo)準(zhǔn)。1.5凝液開口溫度計算低壓加熱器抽汽過熱度較低,從經(jīng)濟(jì)性考慮通常沒有過熱蒸汽冷卻段,抽汽直接進(jìn)入凝結(jié)段加熱給水,疏水經(jīng)過疏水冷卻段進(jìn)入下級低壓加熱器。對于只有凝結(jié)段和疏冷段的加熱器,按疏冷段模型求得抽汽流量Gs、疏水溫度tod和中間過渡點溫度t1t;然后直接根據(jù)能量平衡方程得到凝結(jié)段的出口水溫t2t:式中,hs為抽汽焓值,kJ/kg;hh'為飽和水焓,kJ/kg;t2t為給水在凝結(jié)段的出口溫度,℃。根據(jù)所得參數(shù)值即可求出兩段式加熱器不同工況下的上端差δ和下端差θ:所得加熱器變工況上、下端差的應(yīng)達(dá)值即可作為兩段式加熱器運(yùn)行特性的評價標(biāo)準(zhǔn)。2模型應(yīng)用2.1高壓加熱器的運(yùn)行模型結(jié)果分析將高加模型應(yīng)用于某330MW機(jī)組的1號高壓加熱器。選取該機(jī)組大修后的23組試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行計算,其中每組數(shù)據(jù)為保持功率不變1h的平均值。采用試驗數(shù)據(jù)的加熱器飽和壓力、進(jìn)汽焓、進(jìn)口水溫及給水流量作為已知參數(shù),根據(jù)所建模型計算該加熱器的出口水及疏水參數(shù),進(jìn)而求出端差。得到該加熱器各段NTU值與相應(yīng)Gs/Gw或Gw/ph的線性關(guān)系,如圖1、圖3所示。在對應(yīng)汽輪機(jī)發(fā)電機(jī)組電功率變化如圖4所示的情況下,模型計算得到的端差與試驗實測數(shù)據(jù)的比較如圖5、圖6所示。在汽輪機(jī)負(fù)荷變化23個工況的情況下,采用模型計算方法與實際測量結(jié)果吻合比較好,加熱器上端差最大誤差為-0.204℃,下端差最大誤差為0.299℃,證明提出的高壓加熱器運(yùn)行熱經(jīng)濟(jì)性評價標(biāo)準(zhǔn)的計算方法是有效的。對計算得到結(jié)果進(jìn)一步分析給水溫升、上下端差隨機(jī)組功率的變化規(guī)律,并將其與試驗實測數(shù)據(jù)及設(shè)計值進(jìn)行比較,如圖7~圖9所示,其中以THA工況作為基準(zhǔn),此時的功率比為1。圖7顯示模型計算的給水溫升與試驗值及設(shè)計值吻合較好。由圖8、圖9可以看出,加熱器的設(shè)計上下端差在變工況時保持不變,而在實際運(yùn)行中,端差是隨著給水和抽汽參數(shù)變動的;模型的計算結(jié)果反映了這種變化:隨著負(fù)荷的減小,加熱器上下端差也隨之減小。端差的變工況規(guī)律與試驗數(shù)據(jù)較為符合,其與設(shè)計值的差值不會影響對加熱器運(yùn)行特性的分析結(jié)果,模型的計算結(jié)果能夠準(zhǔn)確反映加熱器的變工況運(yùn)行特性。2.2模型計算驗證將低加模型應(yīng)用于某330MW機(jī)組的5號低壓加熱器。由于低壓加熱器多采用兩段式,即只有凝結(jié)段和疏冷段,沒有過熱段,因此可根據(jù)該機(jī)組大修后試驗測得的加熱器進(jìn)出口參數(shù)得到該加熱器疏冷段NTU值與相應(yīng)Gs/Gw、以及凝結(jié)段NTU值與Gw/ph的線性關(guān)系,如圖10、圖11所示。與高加計算相同,選取23組試驗工況進(jìn)行計算。采用試驗數(shù)據(jù)的加熱器飽和壓力、進(jìn)汽焓、進(jìn)口水溫及給水流量作為已知參數(shù),根據(jù)所建模型計算該加熱器的出口水及疏水參數(shù),進(jìn)而求出端差。在對應(yīng)發(fā)電機(jī)組電功率變化如圖4所示的情況下,模型計算得到的端差與試驗實測數(shù)據(jù)的比較如圖12、圖13所示。圖12、圖13說明模型計算的該低壓加熱器端差值與試驗實測數(shù)據(jù)吻合較好,在23個試驗工況下,模型計算端差的最大誤差為上端差0.113℃,下端差-0.125℃。利用低加模型計算的變工況數(shù)據(jù)分析低加給水溫升、上下端差隨機(jī)組功率的變化規(guī)律,并將其與試驗實測數(shù)據(jù)及設(shè)計值進(jìn)行比較,如圖14~圖16所示,其中以THA工況作為基準(zhǔn),此時的功率比為1。圖14顯示模型計算的低加給水溫升與試驗值及設(shè)計值吻合較好,表明該加熱器滿足加熱給水的設(shè)計要求。由圖15、圖16可以看出,加熱器的設(shè)計上、下端差在變工況時保持不變,而在實際運(yùn)行中,端差是隨著給水和抽汽參數(shù)變動的,且偏離設(shè)計值較大;模型計算結(jié)果反映了這種變化:隨著負(fù)荷的減小,加熱器下端差隨之減小,上端差反而逐漸增大。綜合三段式和兩段式計算模型分別對1號高加和5號低加的計算結(jié)果,端差的變工況規(guī)律與試驗數(shù)據(jù)較為符合,證明了提出的基于量綱分析的加熱器運(yùn)行特性模型是可行