用等效热降法对回热系统进行分析计算

1、用等效热降法对回热系统进行分析计算analysis and calculation for heat regenerative systemsusing equivalent enthal py drop thcary王芬文 摘 冋热系统是汽轮机的重要组成部分，为此分析了冋热系统屮各 加热器端差、除氧器余汽冷却器的运行方式对机组经济性的影响，并做 了定量计算，为节能降耗提供了依据。关键词回热系统 经济性 节能降耗 等效热降法大同第二发电厂现冇装机容量6x200mw,汽轮机为东方汽轮机厂生 产的n200-12. 7-535 / 535型，回热系统由3台高压加热器（下称高加）、 1台除氧器、4台低

2、压加热器（下称低加）组成。自1984年第1台机组投 产以來，回热系统进行了多次改进，运行状况有了明显的改善，但仍存 在4号低加出水温度、给水温度低于设计值，除氧器超负荷运行等问题, 严重影响机组的经济性。汽轮机热力计算通常采用热平衡方法，该方法对热耗计算准确性高, 但对热力系统局部计算需全面计算，既繁杂，又不明了。等效热降法适 于热力系统局部定量计算，该方法只研究与热力系统变化有关的部分， 简单明了，且计算结果与简易热平衡计算基本相同，但因汽轮机排汽焙 和轴封用汽量难以取准，对汽轮机热耗计算误差较大。本文试采用等效 热降方法对冋热系统进行局部定量计算分析。1加热器端差对机组经济性影响的计算分析

3、加热器端差系加热器疏水温度与加热器出口水温z差。端差过大， 一方面导致加热器岀力下降，使能级较低的抽汽量减少，汽轮机排汽量 增大；另一方面使上一级加热器的负荷增大，使能级较高的抽汽量增加, 降低汽轮机的作功能力；而高加端差过人又使循环吸热量增加，这些因 素导致汽轮机的循环效率下降，影响机组运行的经济性。卜面以1995 年4号机组大修后热力试验数据为例（见表1）,用等效热降法进行具体 分析计算。1.1 3号高加端差对机组经济性影响的计算3号高加端差为16°c,较设计值高14°c,造成1段抽汽量减少，减 少的抽汽继续在汽轮机中作功，使蒸汽作功增加，即蒸汽等效热降增加, 其值为：

4、ah= a t8- ii 8=25. 855 （kj/kg）-3号高加端差与设计值的并值；0 81段抽汽的抽汽效率。由于3号高加端差较设计值高，使给水温度降低，主蒸汽循环吸热 量增加；同时，曲于1段抽汽减少，2段抽汽变化不大，再热蒸汽量增 加，再热蒸汽循环吸热量增加。蒸汽循环吸热量合计增加值：aq= a t8+a t8(l7 / q?) o / qs = 71. 90 (kj / kg)式屮o 1kg再热蒸汽的吸热量；7lkg疏水在2号高加中的放热量；q?一lkg抽汽在2号高加屮的放热量；q8lkg抽汽在3号高加中的放热量。汽轮机装置效率为：h ； = (ho+ ah) / (qo+ a q)

5、 =42. 27%式中 缶一设计工况新蒸汽等效热降；q。一设计工况新蒸汽循环吸热量。汽轮机装置效率相对下降：5 hi = (- ho) /= 0. 379%式中叽一设计工况下汽轮机装置效率。汽轮机热耗增加：a q = q0' 5 n j = 31. 84 (kj / kg)式中qo汽轮机设计热耗。发电煤耗增加值：ab=b0' 5 11 ： = 1.220 g/ (kwh)式中b。一机组设计发电煤耗。1.2 2号高加端差对机组经济性影响的计算2号高加端差为11°c,较设计值高9°c,造成2段抽汽量减少，蒸 汽作功能力增加；同时，2号高加出力不足，由3号高加补足

6、，使1段 抽汽量增加，蒸汽作功能力降低。蒸汽作功合计变化量：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段抽汽量的改变，使再热蒸汽量及再热蒸汽循环吸热量增 加，再热蒸汽循环吸热量增加值： q= a t/ o 1 / q7 (1 7 / q7)/ qs=0.4100 (kj/kg)汽轮机装置效率:n i= (ho+ ah) /(qo+ a q) =42. 39%汽轮机装置效率相对下降值：5 hi= ( ni，- ho) /=0. 0944%1. 3 1号高加端差对机组经济性影响的计算1号高加端差io°c,较设计值一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号高加的出力不足，由2号高加补足，使2段抽汽量增加， 再热蒸汽循环吸热量减少，其减少值： q=- a t6 c / q7= 10. 94 (kj / kg)汽轮机装置效率为：h ； = (ho+ ah) / (qo+ aq) =42. 39%汽轮机装置效率相对下降值：5 hi= (- ho) / h / = 0. 0944%1.4 4号低加端差对机组经济性影响的计算4号低加端差8°c,较设计值高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经3、4号低加的凝结水量占主汽量的份额；qilkg抽汽在4号低加中的放热量；n 54段抽汽的抽汽效率；n 45段抽汽的抽汽效率。由于4号低加端差过大，使蒸汽作功下降，但不影响蒸汽循环吸热 量，汽轮机装置效率相对下降值：s ni= (ni - no) / hi = ah /(ho+ah)=-o. 0802%1.5 3号低加端差对机组经济性影响的计算3号低加端差10°c,较设计值高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。汽轮机装置效率相对下降值：5 ni= ah/ (ho+ah)=-o. 0813%1.6 2号低加端差对机组经济性影响的计算2号低加端差20°c,较设计值高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经1、2号低加的凝结水量占主蒸汽量的份额；n27段抽汽的抽汽效率。汽轮机装置效率相对下降值：8 ah / (ho+ah)=-o. 1345%1. 7 1号低加端差对机组经济性影响的计算1号低加端差25°c,较设计值高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号低加中的放热量。汽轮机装置效率相对下降值：5 iu=ah/ (ho+ah)=-0. 391%以上计算结果汇总于表1。表1加热器端差对机组经济性的影响(1995年)项目1号低 加2号低 加3号低 加4号低 加1号高 加2号高 加3号高 加加热器端差设计值/ °c4431-122加热器端差实际值/ °c2520108101116装置效率相对下降/%0. 3910. 13450. 08130. 08020. 09440. 0944

11、0. 379汽轮机热耗升高/ kj'kg'132.8411.306. 836. 737. 927.9231.84发电煤耗升高/g (kwh)-11.2590. 4330.2610. 2580. 3040. 3041.220单机年多耗标煤/t12594332612583043041220注:发电量按10亿kw h计。表2加热器端差对机组经济性的影响(1998年)项口1号低 加2号低 加3号低 加|4号低 |加1号高 加2号高 加3号高 加加热器端差实际值/ °c161497788装置效率相对下降/%0. 2270. 08330. 06970. 06880. 07080.

12、 07080. 165汽轮机热耗升高/ kj kg；119.077. 005. 855. 785. 955. 9513. 86发电煤耗升高/ g (kwh)-10. 7310. 2680. 2240. 2220. 2280. 2280. 531单机年多耗标煤/t731268224222228228531注：发电量按10亿kw h计。表3加热器端差高于设计值10°c时对机组经济性的影响项目| 1号低 加2号低|加|3号低 加4号低 加1号高 加2号高加3号高 加装置效率和对下降/%0. 1890. 08330. 1160. 1150. 08020. 1140. 284汽轮机热耗升高/k

13、j，(kwh)'115.877.009. 749. 666. 749. 5823. 85发电煤耗升高/g (kwh)-10. 6090. 2680. 3730. 3700. 2580. 3670.914用上述计算方法，取1998年一季度4号机组热力试验数据，计算结 果见表2o为便于横向比较，设加热器端差高于设计值10°c,用上述计算方法, 计算结果见表3。1.8计算结果分析从表3可看出，每台加热器端差对机组经济性有程度不同的影响， 而3号高加和1号低加的影响程度更大。由此可得出结论：高加、低加 对机组经济运行同样重要。从表1、表2可看出，通过设备的治理、系统改进及加强回热系统

14、 运行调整，高、低压加热器的端差冇一定幅度的下降。但目前回热系统 齐加热器的端差仍较设计值高612°c,对机组经济性影响较大，如1号低加端差较设计值高12°c,使机组年多耗标煤731t。2除氧器余汽冷却器对机组经济性影响的计算分析除氧器余汽冷却器的冷却水为凝结水，原设计冷却水取自3号低加 出口，现部分机组改到1号低加出口，现用等效热降法对两种运行方式 分别进行计算分析(余汽冷却器的冷却水量为30t,即ay=0. 0491,冷 却水温升为05°c,即at=2. 09kj/kg)o2. 1冷却水取自1号低加出口的计算除氧器余汽冷却器的冷却水取自1号低加出口，经余汽冷却

15、器加热 后进入除氧器。由于除氧器排汽量较少，余汽冷却器屮冷却水的焙升很 小，远低于4号低加的出口水焰,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-余汽冷却器的冷却水占主蒸汽量的 份额；t厂-1号低加岀口水温； t44号低加出口水温。除氧器入口水焙下降，使除氧器的热负荷增大，4段抽汽增加，作 功减少；同时做为冷却水的这部分凝结水不再经过2、3、4号低加，使 5、6、7段抽汽减少，蒸汽作功增加。合计蒸汽作功变化(较余汽冷却器 不运行时):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-分别为凝结水在4、3、2号低加中的焰升。汽轮机装置效率相对下降值：5 = (). 139%2.2冷却水取自3号低加出口的计算除氧器余汽冷却器的冷却水取自3号低加岀口，使除氧器入口水恰 降低，其降低值：at= -5. 01 (kj/kg)蒸汽作功变化(较余汽冷却器不运行时):a h a h a h 5+ a h a yj q4=-0. 302 (kj / kg)汽轮机装置效率相对下降：5 hi = -o. 025%上述计算结果汇总于表4。表4除氧器余汽冷却器运行方式对机组经济性的影响项目1号低加出口3号低加出口装置效率相对变化/%-0. 139-0. 025汽轮机热耗变化/kj kg"111.672. 1发电煤耗变化/g (kwh)-10. 4470. 080单机年多耗标煤/t44780 |注：发电量按10亿kw h计。2.3计算结果分析由表4可看出，从整个热力系统来讲，尽管除氧器余汽冷却器利用 了除氧器排汽的热量，但却使机组的经济性略冇下降；原设计方式，即 冷却水取自3号低加出】，使机组发电煤耗升高0. 008g/ (kw