韓志軍，溫 振，胡志剛，華興魯

(邯鄲熱電廠，河北 邯鄲 056004)

350 MW超臨界機組噴水減溫系統(tǒng)熱經(jīng)濟性分析

韓志軍，溫 振，胡志剛，華興魯

(邯鄲熱電廠，河北 邯鄲 056004)

以等效熱降為基礎，建立過熱器、再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性影響的數(shù)學模型，以350 MW超臨界機組為例，分析計算額定工況、最大連續(xù)出力和高加解列3種工況下過熱器、再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響，結果表明3種工況下再熱器噴水減溫比過熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響要大，額定工況下的再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟的影響是最大的，并且減溫水量對機組熱經(jīng)濟性的影響中，再熱器噴水減溫比過熱器噴水減溫表現(xiàn)的更明顯些，提出機組運行過程中應盡量避免使用再熱器噴水減溫的建議。

超臨界機組；過熱器；再熱器；噴水減溫；熱經(jīng)濟性

1 概述

維持穩(wěn)定的汽溫是保證機組安全性的重要基礎，汽溫過高或過低都是不允許的，汽溫過高會使金屬的許用應力降低，汽溫過低會使機組的循環(huán)熱效率降低[1]。因此，鍋爐中需有調溫手段對溫度進行調節(jié)，以維持溫度的穩(wěn)定。噴水減溫具有調溫幅度大、見效快和結構簡單等優(yōu)點，在鍋爐機組中得到廣泛的應用。噴水減溫系統(tǒng)作為電廠熱力系統(tǒng)中重要的組成部分，對機組的安全性和經(jīng)濟性均有一定的影響，因此，有必要對噴水減溫系統(tǒng)進行定量分析和計算。

噴水減溫有4種方式，按作用對象分為過熱器和再熱器，按噴水出口方式分為最高加熱器出口和給水泵出口。不同的方式對機組的熱經(jīng)濟性影響是不同的[2]，用等效熱降法建立4種噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性影響的計算模型，并以350 MW超臨界機組為例進行計算說明，分析比較過熱器和再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性影響的不同是節(jié)能分析的一個重要方面，為指導系統(tǒng)設計及改造提供參考。

2 基于等效熱降的理論基礎

對于電廠熱力系統(tǒng)來說，抽汽效率和裝置效率是計算其他參數(shù)的基礎[3-4]。對具有一次中間再熱，疏水逐級自流的凝汽式汽輪機，抽汽的等效熱降為：

(1)

式中：hj為加熱器j的抽汽焓，kJ/kg；hn為汽輪機排氣焓，kJ/kg；r為加熱器j之后更低加熱器抽汽口腳碼；qr為1 kg蒸汽在加熱器r中的放熱量，kJ/kg；τr為1 kg水在加熱器r中的焓升，kJ/kg；rr為1 kg疏水在加熱器r中的放熱量，kJ/kg。Ar取τr或 ，當j加熱器為匯集式加熱器或匯集式加熱器之后的加熱器(不論是匯集式加熱器還是疏水放流式加熱器)，Ar取τr，當j加熱器為疏水放流式加熱器時，從j加熱器到匯集式加熱器(包括)，Ar取rr。

抽汽效率為：

(2)

式中：qj為j加熱器1 kg抽汽放熱量。

用變熱量分析法推出新蒸汽的等效熱降為

(3)

式中：h0為新蒸汽初焓；τ為1 kg蒸汽在再熱器中的吸熱量，kJ/kg；∑∏為各種作功損失總和，kJ/kg。

(4)

(5)

過熱器噴水減溫系統(tǒng)(見圖1)的減溫水來源有2種，最高加熱器出口分流和給水泵出口分流，如圖1中的a、b方式。再熱器噴水減溫系統(tǒng)的減溫水一般也有2種，最高壓力加熱器出口分流和給水泵抽頭分流，如圖1中的c、d方式

圖1 噴水減溫系統(tǒng)

2.1 過熱器噴水減溫計算模型

給水泵出口分流不經(jīng)過高壓加熱器，降低了回熱效率，使機組經(jīng)濟性降低；最高加熱器出口分流的噴水減溫，若忽略鍋爐內部的微小變化，則對經(jīng)濟性無影響。

份額為d的減溫水未經(jīng)過高壓加熱器加熱，減少高壓加熱器的抽汽份額，增加了新蒸汽在汽輪機中的做功量，1 kg新蒸汽在汽輪機中做功量增加為，

ΔH=α[τ7η7+(τ6-τb)η6]

(6)

1 kg新蒸汽在鍋爐中的循環(huán)吸熱量增加為,

ΔQ=α[τ7+(τ6-τb)]

(7)

據(jù)此，減溫水來自給水泵出口分流的過熱器噴水減溫系統(tǒng)使裝置經(jīng)濟性降低為：

(8)

2.2 再熱器噴水減溫計算模型

最高壓力加熱器出口分流和給水泵抽頭分流的2種再熱器噴水減溫系統(tǒng)均會引起裝置經(jīng)濟性的降低，具體算法如下。

2.2.1 噴水來自給水泵抽頭分流

噴水來自給水泵抽頭分流的再熱器噴水減溫系統(tǒng)如圖1中的d方式所示，設來自給水泵抽頭分流的減溫水份額為 ，該部分減溫水不經(jīng)過高壓加熱器加熱，減少了抽汽量，增加了1 kg新蒸汽在汽輪機中的做功量，并且其產(chǎn)生的氣流不經(jīng)過高壓缸做功，考慮兩者因素，減溫水在汽輪機少做功為

(9)

式中：hzl為再熱器冷端蒸汽焓；τj為1 kg水在j級加熱器中的焓升。

減溫水未經(jīng)過熱器加熱從而引起過熱器吸熱量減少，減溫水未經(jīng)高壓加熱器加熱，引起循環(huán)吸熱量的增加，同時，高壓加熱器抽汽量的減少會引起再熱器的吸熱量增加。綜合三者因素，再熱器減溫系統(tǒng)循環(huán)吸熱量下降為

(10)

式中：Δαj為能級j排擠1kg抽汽經(jīng)過再熱器的份額； ΔQzr-j為能級j排擠1kg抽汽引起的再熱器吸熱量的變化。

噴水來自給水泵抽頭分流的再熱器噴水減溫系統(tǒng)使裝置經(jīng)濟性降低為,

(11)

2.2.2 噴水來自最高壓力加熱器出口分流

最高壓加熱器出口分流的減溫水未經(jīng)過高壓缸做功，其做功減少，ΔH=α(h0-hzl)

(12)

吸熱量降低 ΔQ=α(h0-hzl)

(13)

(14)

3 噴水減溫系統(tǒng)熱經(jīng)濟性實例分析

3.1 應用實例

以邯鄲東郊熱電廠2號汽輪機為例，邯鄲東郊熱電廠2號汽輪機為超臨界一次中間再熱、單軸、雙缸雙排汽、抽汽凝汽式汽輪機。機組型號為NC350-24.2/0.4/566/566，額定功率為350 MW。該機組有8段回熱抽汽，分別給3個高壓加熱器、1個除氧器和3個低壓加熱器供熱。該機組的原則性熱力系統(tǒng)如圖2所示。

3.2 機組原始數(shù)據(jù)

圖2 原則性熱力系統(tǒng)

表1 各工況機組原始數(shù)據(jù)及加熱器抽汽參數(shù)

加熱器編號τ/(kJ·kg-1)q/(kJ·kg-1)γ/(kJ·kg-1)H/(kJ·kg-1)η/%TRLTMCRTHOTRLTMCRTHOTRLTMCRTHOTRLTMCRTHOTRLTMCRTHO1138.5138.32045.22044.6934.11012.445.749.52180.7180.82123.42123.1188.2188.3904.2990.442.646.63131.6131.12573.72571.1136.6136.1756847.429.4334201.3202.32052572.32571.12580214.3215.4589.4688.969422.926.826.9572.873.473.62398.523982405378.4479.648215.82020674.777.777.82370.62372.52377757876.4284.5388.93901216.416.47122.2205.82052382.12463.92463121.1204.8201.5184.2300.5301912.212.2

已知機組機械效率ηm=0.988，發(fā)電機效率ηg=0.995，計算出3種工況下1 kg新蒸汽在汽輪機做功P、循環(huán)吸熱量Q及裝置效率ηi、汽輪機熱耗率q，機組熱經(jīng)濟性如表2所示。

表2 3種工況下機組熱經(jīng)濟性

工況P/(kJ·kg-1)Q/(kJ·kg-1)η/%q/(kJ·kWh-1)TRL1131.72605.843.48437.9TMCR1204.92605.546.27919.6THO1389.23125.844.48247.8

電廠的過熱器噴水減溫系統(tǒng)的減溫水來自給水泵出口分流，再熱器噴水減溫系統(tǒng)的減溫水來自給水泵抽頭分流。已知3種工況下再熱冷段焓值hzl，給水泵焓升τb，計算出3種工況中過熱器噴水減溫及再熱器噴水減溫系統(tǒng)在5%的減溫水份額下，新蒸汽等效熱降的變化、循環(huán)吸熱量的變化及裝置效率變化、汽輪機熱耗率變化。不同工況下噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性影響如表3所示。

通過表3可以看出，在過熱器和再熱器減溫水份額同為5%的情況下，過熱器噴水減溫在額定工況下對汽機熱耗率的影響是4.22 kJ/kWh，最大連續(xù)出力工況下對汽機熱耗率的影響是2.53 kJ/kWh，

表3 不同工況下噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性影響

工況P/(kJ·kg-1)Q/(kJ·kg-1)η/%q/(kJ·kWh-1)過熱器噴水減溫TRL8.4620.850.0504.22TMCR9.2920.950.0322.53THO再熱器噴水減溫TRL24.23-15.962.813237.36TMCR15.41-11.461.741137.88THO17.7517.750.72059.38

高壓加熱器解列工況下對汽輪機熱耗無影響。再熱器噴水減溫在額定工況下對汽機熱耗率的影響是237.36 kJ/kWh，最大連續(xù)出力工況下對汽機熱耗率影響是137.88 kJ/kWh，高壓加熱器解列工況下對汽機熱耗率的影響是59.38 kJ/kWh。由此可以看出，額定工況下的再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響是過熱器的56倍，最大連續(xù)出力工況下是55倍，高加解列工況下的再熱器噴水減溫對機組經(jīng)熱濟性影響很大，而過熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性無影響。

4 結論及建議

利用等效熱降理論推導出4種噴水減溫方式的數(shù)學模型，可應用于各種不同類型的機組。以350 MW超臨界機組為列，計算過熱器和再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響。結果表明，在額定工況、最大連續(xù)出力和高加解列3種工況下，同份額減溫水的再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響均比過熱器噴水減溫大的多。其中，額定工況下的再熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響是最大的，高加解列工況下的過熱器噴水減溫對機組熱經(jīng)濟性的影響是最小的。對于350 MW超臨界機組來說，噴水減溫在過熱器中可廣泛應用，但要盡量減少再熱器噴水減溫，建議其僅作為輔助性細調或事故噴水即可。

[1] 田松峰，李 巖，劉 哲.超超臨界機組噴水減溫系統(tǒng)的熱經(jīng)濟性分析[J].汽輪機技術，2011,53(2)：136-138.

[2] 殷 捷，王培紅.不同噴水減溫方式對機組熱經(jīng)濟性的影響[J].華東電力，2009(10)：82-84.

[3] 田松峰，李 巖，劉 哲.1 000 MW機組噴水減溫系統(tǒng)的熱經(jīng)濟性[J].東北電力技術，2010，(6)：13-16.

[4] 谷俊杰，楊 智，任晏伶，等.再熱器噴水減溫對機組煤耗率的影響研究[J].華北電力大學學報，2011,38(1)：103-106.

Thermal Economic Analysis on Spray De-superheating System for 350 MW Supercritical Unit

Han Zhijum,Wen Zhen,Hu Zhigang,Hua Xinglu

(Handan Cogeneration Power Plant,Handan 056004，China)

Based on equivalent heat drop,this paper establishes the mathematical model of super heater, reheater de-superheating spray on the economic impact of unit.Taking the 350 MW supecritical unit as an example, analyzes and calculaes the economic impact of unit under three conditions, the rated condition, the maximum output condition and high pressure heater shutdown condition. The result showes that the reheater de-superheating spray bigger has impact than thermal spry de-superheating of thermal economy of unit. The impact of thermal economy of unit is biggest to the reheater de-superheating spray under the rated condition,amount the de-superheating water on the thermal economy of unit,reheater de-superheating spray showes significantly more than the thermal spry de-superheating, we should avoid using re-heater de-superheating spray on the operation of the unit.

supercritical unit;super heater; reheater; de-superheating spray; thermal economy

2017-07-05

韓志軍(1972-)，男，工程師，主要從事電力生產(chǎn)運行管理工作。

TM621

B

1001-9898(2017)06-0042-03

本文責任編輯：王洪娟