萬忠海，晏 濤，吳揚輝，魯 錦，王小波

（國網(wǎng)江西省電力科學研究院，江西 南昌 330096）

0 引言

在電廠運行中，受機組負荷、循環(huán)水流量、冷卻水溫度、凝汽器清潔度、真空嚴密性、凝汽器和抽空氣設備的工作特性等諸多因素的影響，汽輪機組背壓通常會出現(xiàn)較大范圍的變化，顯著地影響機組的出力和經(jīng)濟性。汽輪機功率背壓特性（以下簡稱背壓特性）是指當背壓改變時功率的變化特性，也常稱為“微增出力”特性[1]，一般可依據(jù)汽輪機背壓修正曲線查得。汽輪機背壓特性不僅是機組運行經(jīng)濟性及節(jié)能分析的重要評價標準；而且，在汽輪機組冷端優(yōu)化中，背壓特性是構(gòu)建循環(huán)水系統(tǒng)經(jīng)濟調(diào)度的基準，同時，背壓特性在汽輪機組熱端優(yōu)化運行方案的背壓修正中也有廣泛應用。

1 背壓特性的獲取途徑及方法

生產(chǎn)中，獲取汽輪機組背壓特性大致有以下幾種途徑：1）查閱制造廠背壓修正曲線；2）理論簡化計算；3）現(xiàn)場微增出力試驗。

1.1 制造廠背壓修正曲線

查閱廠家提供的背壓修正曲線是最為直接的途徑，這些修正曲線是廠家根據(jù)設計工況參數(shù)采用逐級變工況計算得到的，準確性相對較高。但目前多數(shù)廠家僅提供若干典型工況下的背壓修正曲線，甚至只提供額定工況下的背壓修正曲線，在現(xiàn)場應用中，多有不便；而且在實際運行中，系統(tǒng)、設備、負荷以及各參數(shù)很難全部處于設計的狀態(tài)，且逐年發(fā)生變化，這時，這些曲線就不能準確反映汽輪機功率的變化，查用原設計提供的修正曲線將產(chǎn)生較大的誤差[2]。

1.2 理論簡化計算

由于現(xiàn)場往往不具備逐級變工況計算的條件，因此，借助理論簡化計算也是獲得汽輪機背壓修正曲線的重要途徑，特別是在廠家提供的背壓修正曲線及相關資料不足的情況下。目前，常用的理論計算方法有偏導數(shù)法[3]、熱力學方法[3]、等效焓降法[4]、末級變工況法[4]以及常規(guī)熱平衡計算法[5]等。常規(guī)熱平衡計算法通過對汽輪機熱力系統(tǒng)進行熱平衡計算，得到當背壓變化時汽輪發(fā)電機組電功率的變化；該方法是目前較為精確的熱力系統(tǒng)變工況計算方法，通常作為其它計算方法的比較基準和驗算依據(jù)。

1.3 現(xiàn)場微增出力試驗

從理論上講，用試驗法來確定汽輪機組初終參數(shù)的變動對出力及經(jīng)濟性的影響是可靠的方法，結(jié)果最符合實際。特別是，在機組運行時，真空變化范圍比較大，由于真空對出力及經(jīng)濟性影響較大，并且影響到循環(huán)水泵的經(jīng)濟調(diào)度，用理論計算有時甚為困難，或者精確度不高，故在電廠中常用實測法求真空對功率的影響[6]。

2 某超超臨界機組背壓特性研究

以某660 MW超超臨界汽輪機組為研究對象，比較了常規(guī)熱平衡計算方法、制造廠背壓修正曲線以及現(xiàn)場微增出力試驗在該機組THA工況、70%THA工況和50%THA工況下的理論計算結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)的異同。

2.1 機組概況

該汽輪機為N660-25/600/600型超超臨界、一次中間再熱、單軸、高中壓合缸、三缸四排汽、雙背壓凝汽式汽輪機。

2.2 常規(guī)熱平衡計算結(jié)果與制造廠修正曲線的比較和分析

常規(guī)熱平衡計算按抽汽口劃分級組，進行熱力系統(tǒng)的變工況計算；背壓改變時，將末級作為中間級之一來考慮（即假定汽輪機膨脹過程線不變），它的余速損失就成為汽輪機的一項外部損失，這項損失可以利用制造廠提供的排汽損失曲線查得[5]。圖1為制造廠末級葉片排汽損失曲線。

圖1 末級葉片排汽損失曲線

圖2將常規(guī)熱平衡計算結(jié)果與制造廠提供THA及75%THA工況下的背壓修正曲線繪制在一起。（圖中，常規(guī)熱平衡計算THA工況曲線1及常規(guī)熱平衡計算75%THA工況曲線4未考慮背壓改變時小機進汽流量變化對機組功率的影響；常規(guī)熱平衡計算THA工況曲線2依據(jù)制造廠熱力計算書中TRL和TMCR工況設計參數(shù)通過線性回歸得到不同背壓下小機進汽流量的變化量，計算了背壓改變時小機進汽流量變化對機組功率的影響。

由圖2可知，在THA及75%THA工況下，常規(guī)熱平衡計算法得出背壓修正曲線1、4與廠家提供的曲線3、5基本重合；當背壓≥5.54 kPa時，廠家修正曲線基本呈線性，而常規(guī)熱平衡計算曲線則帶有一定弧度。在考慮不同背壓下小機進汽流量變化對機組功率的影響后，曲線2顯得比曲線1、3更為陡峭，即相同背壓變化對應機組功率改變會更大些。

圖2 典型工況下的背壓修正曲線

2.3 現(xiàn)場微增出力試驗及結(jié)果分析

現(xiàn)場汽輪機微增出力試驗的目的是在維持汽輪機入口蒸汽參數(shù)及流量不變的情況下，通過人為變化凝汽器真空，得到機組功率與背壓的函數(shù)關系。

2.3.1 試驗方案及措施

由于試驗機組的真空系統(tǒng)嚴密性優(yōu)良，故采用模擬真空嚴密性試驗的方式，停運真空泵來改變凝汽器真空（為擴大背壓變化范圍，試驗安排在冬季進行，并啟動兩臺循環(huán)水泵）。

需強調(diào)的是，為避免因凝結(jié)水流量出現(xiàn)大幅波動，引起低壓抽汽流量的改變；試驗過程中，凝泵轉(zhuǎn)速及除氧器水位調(diào)整門均置手動位，維持凝結(jié)水流量穩(wěn)定不變。

試驗相關前期準備均滿足后，待主汽壓力、主/再汽溫、發(fā)電機功率、凝結(jié)水流量等參數(shù)穩(wěn)定半小時后，才停運所有真空泵，實現(xiàn)凝汽器真空的緩慢下降。一般，對于真空嚴密性優(yōu)良的機組，試驗時間可能持續(xù)1小時，期間凝汽器熱井水溫能充分跟蹤背壓升高而緩慢上升，小機進汽流量亦隨背壓升高而緩慢增加。

2.3.2 微增出力試驗過程曲線

試驗按機組負荷由高至低安排了多個典型工況的測試。限于與前文比較，僅給出了THA工況、75%THA工況、50%THA工況下的微增出力過程趨勢圖，見圖3、圖4及圖5。

圖3 THA工況下的微增出力試驗曲線

圖4 75%THA工況下的微增出力試驗曲線

圖5 50%THA工況下的微增出力試驗曲線

2.3.3 試驗擬合出的背壓修正曲線

對于實際運行中的機組，背壓受機組功率及冷卻塔最低進水溫度的影響，通常在極限真空以上的范圍內(nèi)變化，背壓特性也基本呈線性規(guī)律。將現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)，經(jīng)過主參數(shù)及凝結(jié)水流量修正后，分別擬合出各工況下的背壓修正系數(shù)的計算公式。

THA工況下的背壓修正系數(shù)方程：

75%THA工況下的背壓修正系數(shù)方程：

50%THA工況下的背壓修正系數(shù)方程：

圖6給出了各工況下經(jīng)過主參數(shù)及凝結(jié)水流量修正后的背壓修正曲線。

圖6 試驗工況下擬合后背壓修正曲線

2.3.4 微增出力試驗結(jié)果與常規(guī)熱平衡計算和制造廠修正曲線間的對比及分析

表1給出了汽輪機背壓在5.54 kPa～12 kPa范圍內(nèi)，單位背壓變化對機組功率的影響（該范圍內(nèi)的平均值）。

由表1可知，試驗所反映的單位背壓變化對應的機組微增出力數(shù)值低于常規(guī)熱平衡計算和制造廠修正曲線換算的數(shù)值，且負荷越高，差距越大。顯然，經(jīng)現(xiàn)場試驗結(jié)果擬合得到的背壓特性對于循環(huán)水系統(tǒng)優(yōu)化調(diào)度更具指導意義。

3 結(jié)論

1）常規(guī)熱平衡計算法綜合考慮了低壓缸焓降、末級排汽損失、低加抽汽量的變化等各項因素，所得出的汽輪機背壓修正曲線，精確度較高，且與制造廠修正曲線有較好的一致性。在制造廠僅提供THA工況背壓修正曲線的情況下，常規(guī)熱平衡計算法是獲取其它工況背壓修正曲線的有效途徑。

2）雖然理論計算方法和制造廠修正曲線能夠保證計算誤差在允許范圍內(nèi)，但又各自具有一定的局限性。原則上，理論計算方法與廠家修正曲線均需經(jīng)過現(xiàn)場試驗的必要檢驗。

3）現(xiàn)場微增出力試驗仍然是獲取汽輪機背壓修正曲線的可靠途徑，其試驗結(jié)果不僅適用于汽輪機組的日常節(jié)能分析，而且，在實施循環(huán)水系統(tǒng)優(yōu)化調(diào)度中更具指導意義。

[1]徐大懋，柯嚴，王世勇.汽輪機功率背壓特性的通用計算方法及其應用[J].熱能動力工程，2010，25(6)：605-608．

[2]李秀云，嚴俊杰，林萬超.用等效熱降法確定排汽壓力變化對機組經(jīng)濟性的影響[J].熱能動力工程，1999，14(5):353-355．

[3]李勇，孫海波，曹祖慶.背壓變化對汽輪機熱經(jīng)濟性的影響[J].汽輪機技術，1998，40(3):167-169.

[4]楊運超，常曙光，程剛強，等.背壓變化影響機組熱經(jīng)濟性的分析方法比較[J].熱力發(fā)電，2008，37(4):33-37.

[5]蔡頤年.蒸汽輪機[M].西安：西安交通大學出版社，1988:307-310．

[6]曹祖慶.汽輪機變工況特性[M].北京：水利電力出版社，1991:141．