660MW超临界火力发电热力系统分析

----.可修编..z.1绪论1.1课题研究背景及意义我国的煤炭消耗量在世界上名列前茅，并且我们知道一次能源的主要消耗就是煤炭的消耗，而在电力行业中煤炭又作为主要的消耗品。根据统计，在2010年的时候，全国的煤炭在一次能源消费和生产的结构中，占有率达到了71.0%和75.9%，从全球围来看，煤炭在一次能源的消费和生产结构中达到了48.5%和47.9%。根据权威机构的预测，到了2020年，我国一次能源的消费结构中，煤炭占有率约为55%，煤炭的消费量将达到38亿吨以上；到了2050年，煤炭在一次能源消费的结构中占有率仍有50%左右。由此看来，煤炭消耗量还是最主要的能源消耗[1]。电力生产这块来看，在2011年，我国整体的用电量达到46819亿千瓦时，比2010年增长了11.79%.在这中间，火力发电的发电量达到了38900亿千瓦时，比2010年增长了14.10%，整个火力发电量占据全国发电量的82.45%，对比2010年增长了1.73个百分点，这说明电力行业的主要生产来自于火力发电，是电力生产的主要提供[2]。自改革开放以来，国家大力发展电力工业中的火力发电，每年的装机发电量以每年8各百分点飞速增长[3]。飞速发展的中国经济使得电力需求急剧上升，这也带来相应的高能耗，据统计，全国2002年到2009年的火力发电装机容量从QUOTE几乎翻2.5倍的增长为到了QUOTE，煤耗的消耗量增加了13亿吨。预计到2020年，火电装机的容量还会增长到QUOTE，需要的煤耗量预计为38亿吨多，估计占有量会达到届时总煤碳量的55%[4],[5]。随着发展的需要，大功率和高参数的机组对能耗的能量使用率会大大提升，这样对于提高火力发电燃煤机组的效率有着很重要的发展方向。2011年，全国600兆瓦级别以上的火力发电厂消耗的标准煤是329克/千瓦时，比2010年降低了约有4克/千瓦时，在2012年时，消耗的标准煤降低了3克/千瓦时达到了326克/千瓦时，但是在发达国家，美、日等技术成熟国家的600兆瓦级别以上的火力发电厂消耗的标准煤仅仅约为每千瓦时300克上下，可以从中看出和我国的差距还是很大的。这表明，全国600兆瓦及其以上级别的超临界火电机组在设计水平、实际运行等方面与国外成熟的火电技术是有着较大的差距。这样看来，对于600兆瓦及其以上级别的超临界火电机组的热力系统优化，探求其节能的潜力有着很重要的意义[6]。节能是我国很多年来一直遵循的重要方针和贯彻可持续发展的重要战略，从2016年开始，我国进入十三五规划的重要时期，在这一时期，我国全面建成小康社会的最为重要的时期。预计世界经济会进入后危机时期，全国经济建设和工业发展将进入新的平稳上升期[7]-[9]。工业发展进入更为绿色的新阶段，新能源带来的冲击会给传统工业带来更大的危机。这对于传统工业来是机遇和挑战，对于火力发电来说，能耗的高消耗是绿色发展的重要方向[10]。火电厂标准煤耗的降低会节省大量的消耗煤炭，节能指标也会得以体现，例如岭发电厂中主要参数对煤耗的影响中，锅炉效率煤增加1%，标准煤耗率就会降低3.2克/千瓦时，年标准煤耗量就会减少23360吨，年生产成本就会节省1188.79万元[11]。因此可以看出其节能影响之大，将热力系统作为对象定量计算和分析，对机组部参数进行剖析。定量计算方法对考核火力发电机组的热经济性有着非常实际的指导意义和现实价值，作为火电厂系统的初始设计方法和技术改造基础在热力系统分析方法中有着重要的地位[12]。本文将采用定流量计算分析火电厂热力系统的热力单元之间存在的能量关系，探讨可优化的点，为节能寻找优化信息。我们可以依靠系统增加的有序性和减少的不确定性用以将能源的利用率进行提高。1.2国外发展现状热力系统的分析方法是为了更加准确的和真实的展示热力系统部的真实情况和反映出热力单元之间存在的关系。经过诸多的科研工作者和前人科学家的努力研究和实际应用尝试，现今，针对各个热力参数的研究出现了多种研究方法，这些研究方法根据其基础原理，有基于热力学第一定律的，其中有代数运算方法、矩阵法和偏微分理论方法；基于热力学第二定律并结合第一热力学定律的主要是㶲分析方法。1.2.1代数运算法的研究进展代数运算法本质上是根据实际运行情况联立每个热力单元，热力子系统的质量与能量的平衡方程，计算精确度比较高的分析方法。主要是基于热力学第一定律的大框架下，对抽汽回热系统的各级抽汽之间的关系量化，数据化计算分析[13],[14]。代数运算法在热力分析中存在多种方式，都是基于热力学第一定律的大框架下。主要是对抽汽回热系统的平衡方程组进行量化并完善求解，也会根据实际情况改变方程组达到更加真实表现出实际的效果，这里有串联解法以及循环函数法和等效热降法。热力系统串联解法是在最早的电力行业建设时发电工程的早期运算方法，根据回热加热器的能量平衡原则来计算抽汽回热中各级的抽汽数值，作为基本的热力分析方法，因为其经典的计算方式在现今仍有很强的使用性。串联解法的使用需从高压力的一级加热器也就是通常为高加一级一级开始计算分析，固定高加的给水流量进行运算[15]。美国的工程师根据实际生产中提出“加热单元”这一概念，我国的马芳礼在这基础上提出了循环函数法，这是一个简化分析方法[16]。这个方法需要先计算出热力系统的抽汽量等参数，然后将热力系统各个系统分开拆解为多个子系统再重合计算。热力系统有时需要改变一些情况再剖析部实质，有些运算的受限是因为热力系统的热效益的影响，因此对一些损失的影响计算结果并不是很完善和灵活。等效焓降法是前联的专家Kuznetsov最早提出的方法，经过十年的严谨完善，然后我国研究工作者将其引入并研究应用实际中[17],[18]。等效焓降法是根据平衡方程，导算出等效焓降值和对应的抽汽率,以此为标准分析热力系统的热经济性。该方法在考虑再热机组时应考虑到再热增加量，要计算出再热抽汽级的真实等效焓降才会更有意义，否则计算结果没有参考性。20世纪中叶时期，由美国学者提出来了等效抽汽法[19]，我国有研究者解读了这一方法[20]。这个方法是把Z级回热抽汽假象为一股抽象的抽汽，抽汽量QUOTE为所有各级抽汽量之和，假想地这个抽汽的焓值是各级抽汽对应抽汽焓经过加权平均算得的值。等效抽汽法是的原则是，将单位质量的凝汽以基础进行分析运算，它的焓值越小，抽汽量越大，热耗率就会越来越低。1.2.2矩阵法的研究进展矩阵法最早是在20世纪90年代由郭丙然和其他学者最早提出的热力系统分析方法[21],[22]。将热力系统的抽汽回热系统中的热力单元，依据能量守恒列出线性方程组进行联立起来求解就是该方法的分析过程。这样可以一次计算出很多个未知参数，并可以解出抽汽量的数值，这种对应于串联解法的分析方法可以称之为并联解法。在之后的很多学者还是对矩阵法进行了完善和研究，可以让他会有更好的灵活性和通用性[23],[24]。现今，应用矩阵方法对热力系统其经济性研究更加完善和方便。1.2.3偏微分法的研究进展偏微分法是最早由春发显示提出的，最早主要是为了定义和推到等效焓降值和相对应的抽汽效率的。刚开始称之为“小扰动理论”，并有学者验证了其一致性[25],[26]。之后结合矩阵法的基础上，有学者提出了新的方法热（汽）耗变换系数法[27]，是利用推导的热耗变换系数和汽耗变换系数作为评定标准，对热力系统进行计算分析的。1.2.4㶲分析法的研究进展最早的Gouy等一些人提出了能的质量概念，后来由Rant在1956年总结出了“㶲”的概念并提出，这使得能量被分成了可以转换和不可装换两个新的部分。名称是“E*ergy”，中文命名为“㶲”。㶲效率反映出了一个设备能量转换为有用功的程度。人们注意到了㶲体现的是能量转换的程度，这对节能具有重要研究意义，外国研究者作了很多将实际生产运用到了㶲分析中[28]-[33]。越来越多的研究人员将㶲分析法结合实例进行计算，通过㶲评定参数㶲损失量、㶲效率、㶲损系数以及㶲损率对实际生产提供越来越有意义的指导方向。1.3本文研究容本文将在岭发电厂实习期间学习的660MW超临界发电机组作为研究对象，通过运用等效焓降法、固定新汽流量建立平衡矩阵方程式方法、㶲分析法将系统的汽轮机抽汽回热系统作为主要研究对象，通过计算各级抽汽的各个参数数值关系和相互影响，得到分析结果。将实际运行过程中的因素考虑进去，得算出抽汽分配和给水焓升分配结果，分析其中数值关系。从中探究出计算参数的数值同实际情况的异同，寻求可优化节能部分，试提出意见和建议。本文主要的研究容有：（1）利用各级抽气参数结合等效焓降的方法导算出各级抽汽的等效焓降算式以及对应的抽汽效率的算式，计算出各级（相对于新汽的）抽汽率和抽汽做功不足系数，相关抽汽级的真实等效焓降和对应的抽汽效率，新汽的等效焓降和抽汽效率，从计算结果中做出分析，解剖其小异同原因，做出科学的解释。（2）利用矩阵法热力分析方法结合物料平衡和能量平衡守则，基于固定新汽流量的原则构建出矩阵平衡方程式并标明各热力点参数的填入规定，构建方程做出循环计算框图，运算出相对应的抽汽分配量和一些重要参数，做出针对汽轮机效率的目标函数来运用数学方法得到给水焓升分配，并分析其分配结果和改进的方法，针对实际中超临界机组的运行数据和参数，对比出异同，分析其原因。（3）运用㶲分析方法计算出热力系统各热力单元的㶲评定参数，输出㶲的㶲值，损失掉的㶲损失量以及㶲效率、㶲损系数和㶲损率。探讨分析结果中锅炉系统、汽轮机系统和抽汽回热系统㶲损失、㶲效率的数值大小，根据实际状况解读各评定参数结果的原因，逐个分析其可优化空间和优化方法，为整个热力系统的节能提出合理化意见和建议和改进措施并探讨其可行性和困难点。-.z.660MW超临界机组热力系统2.1研究对象机组介绍本文所研究的对象是华能岭公司660MW超临界发电机组，该汽轮机是汽轮机厂制造的一个超临界压力汽轮机，型号为NJK622-24.2/566/566，可以根据这个型号看出来该机组是一个超临界的并且是一次再热的，再热温度是566℃，额定出力为622.511MW，并且是一个三缸四排汽的间接空冷凝汽式汽轮机。该机组锅炉是锅炉厂生产制造的一个超临界变压直流锅炉，型号为DG2141/25.4-Ⅱ6型，该锅炉同样是依次再热，并且全露天布置、有固态排渣系统，是一个全钢机构、全悬吊结构QUOTE锅[34]。图2-1为热力系统流程，图2-2显示了机组锅炉过热器和再热器的布置。BOILER-锅炉GENERATOR-发电机COND-凝汽器HPTURBINE-高压缸IPTURBINE-中压缸LPTURBINE-低压缸CP-冷凝水泵给水泵汽轮机DTR-除氧器FP-给水泵HPHEATERNO.1~NO.3-高压加热器LPHEATERNO.5~NO.7-低压加热器图2-1660MW机组原则性系统图Fig.2-1Principlesystemdiagramof660MWunit本文研究主要对象是660MW机组汽轮机抽汽回热系统，根据了解该电厂汽轮机抽气回热系统共有七段非调整抽汽，第一段抽汽引向高压缸，全机第6级后，供1号高压加热器；第二段抽气引自高压缸排汽，在全机第8级后，供2号高压加热器、给水泵汽轮机及辅汽系统的备用汽源；第三段抽汽引自中压缸，在全机第11级后，供3号高压加热器；第四段抽气引自中压缸排汽，在全机第14级后，供给除氧器、给水泵汽轮机、辅汽系统；第五至第七段抽汽均引由低压缸A和低压缸B第16,17,18级抽出。抽汽在表面式加热器中放热后的疏水，高压加热器和低压加热器每级的凝结疏水来加热下级进入工质的温度，3号高加的疏水流向除氧器，而7号低加的疏水流向凝汽器。由于各级加热器均设有疏水冷却段，可将抽汽的凝结水在疏水冷却段进一步冷却，使疏水的温度低于其饱和温度，故可以防止疏水的汽化对下级加热器抽汽的排挤。图2-3为汽轮机抽汽回热系统图，表2-1到表2-4是系统主要技术参数与抽汽回热系统各级抽汽技术参数。表中根据超临界机组系统中抽汽回热的七段抽汽温度和压力数据，查得热力学饱和水和水蒸汽热力性质表以及未饱和水与过热蒸汽热力性质表，运用线性差值法查表并计算得出各段抽汽的饱和水温度、焓值。在抽汽回热的给水数据中，由前一段抽汽直至排汽减去后一段给水出口焓值得到每一段抽汽的给水焓升值。在抽汽图2-2过、再热器流程图Fig.2-2Flowchartofsuperheaterandreheater表2-1热力系统技术参数（VWO工况）回热的疏水数据中，由前一段抽汽直至第七段减去后一段疏水焓值得到每段抽汽的疏水放热量，因为1号高压缸没有再上一级的疏水，故没有疏水放热量。每一段抽汽的抽汽放热量为每一段抽的焓值减去该段抽汽的疏水焓值。Table2-1Thermodynamicsystemtechnicalparameters(VWOcondition)名称数值名称数值机组出力695.714MW中压缸排汽压力1.065MPa主蒸汽流量2141t/h低压缸进汽温度362.2℃主蒸汽温度566℃低压缸进汽压力1.044MPa主蒸汽压力24.2MPa低压缸排汽温度49.42℃再热蒸汽流量1738.703t/h低压缸排汽压力12KPa再热器进口温度566℃高压缸效率86.9%再热器进口压力4.596MPa中压缸效率93%再热器出口压力5.02MPa低压缸效率92.5%高压缸进汽温度566℃小汽轮机效率83.62%高压缸进汽压力24.2MPa小汽轮机排汽压力7.3KPa高压缸排汽温度315.1℃燃料消耗量260.74t/h高压缸排汽压力5.110MPa给水温度292℃中压缸进汽温度566℃给水压力30.56MPa中压缸进汽压力4.596MPa冷凝压力12kPa中压缸排汽温度362.9℃排烟温度127℃图2-3汽轮机抽汽回热系统图Fig.2-3E*tractionsteamheatrecoverysystemdiagramofsteamturbine表2-2抽汽回热系统技术参数（回热抽汽）Table2-2Technicalparameter(E*tractionsteamheatrecovery)抽汽段压力温度焓值压损加热器汽侧饱和压饱和水温度抽汽放热量一7.481384.93107.737.257288.281945.2二4.841325.03005.434.696260.052046.0三2.335468.73395.052.218217.682571.0四1.119361.23179.751.063182.562579.76五0.401241.12946.250.381141.872423.2六0.221178.22825.550.210121.762388.6七0.112114.62704.450.106101.242387.0排汽0.012-2531.7-49.42-表2-3抽汽回热系统技术参数（给水）Table2-3Technicalparameter(Feed-water)抽汽段出口水压出口水温出口水焓给水焓升一30.060293.71296.9146.5二13.879263.41150.4193.9三2.355220.8956.5182.0四1.064182.6774.5182.1五0.366140.4592.486.7六0.199120.0505.790.6七0.09698.6415.1208.19排汽-49.42206.91-表2-4抽汽回热系统技术参数（疏水）Table2-4Technicalparameter(Drain)抽汽段疏水温度疏水焓疏水放热量一265.61162.5-二223.3959.4203.1三193.6824.0135.4四142.5599.94224.06五124.5523.0-六104.2436.986.1七75.8317.4119.5排汽---2.2热力系统介绍2.2.1回热加热器火电厂的给水回热加热器分为混合式（C型）加热器和表面式（F型）加热器两大类。混合式加热器是接触换热，各工质汇流混合，有传热温差，但无端差、无疏水，表面式加热器的吸热工质通常为液态，放热工质通常为蒸汽，两者不直接接触，而是通过传热面换热，液态工质吸热升温，蒸汽则降温并凝结，排出的凝结水称为疏水。2.2.2加热器端差表面式加热器的各温差的意义如下[35]：(1)上端差QUOTE：是被加热的水最终离开加热器时的温度QUOTE与加热器饱和汽温QUOTE的差值，即。在有置式蒸汽冷却段（过热段）时，QUOTE。(2)凝结段进口过热度QUOTE：它是蒸汽从蒸汽冷却段进入凝结段时的温度QUOTE与加热器饱和汽温QUOTE的差值，即QUOTE。表2-5各加热器上下端差Table2-5HeaterTerminalTemperatureDifference一二三四五六七上端差℃-1.70002.82.82.8下端差℃5.65.65.605.65.65.6(3)凝结段出口温差QUOTE：是被加热的工质离开凝结段时的温度QUOTE与饱和汽温的差值，即。(4)下端差QUOTE：是指被疏水加热后的给水的温度QUOTE和对给水传热后的疏水剩余的温度QUOTE的差值，即。一般情况下可取QUOTE。(5)抽汽过热度QUOTE：抽汽温度QUOTE高出加热器饱和汽温QUOTE的值，即。2.2.3高压加热器高压加热器是一种表面式加热器，由于被加热水来自给水泵出口，因此水侧管道压力很高，故称之为“高压”加热器。对于超临界机组，其高压加热器的给水压力比呲牙加热器的管侧压力要高得多，达到27~30MPa（视不同的工况），正是由于这一点，高压加热器在结构、系统、保护装置等方面比低压加热器都有更高的要求[36]。因为一些因素的影响会造成加热器里热量的损失带来的热经济损失，因此，现在的加热器为了充分利用热传递的能量和端差带来的损耗，主要的结构为下面这三段结构：(1)过热蒸汽冷却段过热蒸汽指的是蒸汽的温度高于其对应压力下的饱和温度，对于高压加热器，抽汽均是过热蒸汽，因此高温度的抽汽来加热相较而言温度低的给水工质，这样会造成不可逆损失的增大，所以就需要在加热器里有一个部分来冷却过热蒸汽，就是过热蒸汽冷却段[37]，过热蒸汽就会有过热度，在这个部分将过热蒸汽冷却降温，就会降低过热蒸汽的过热度，这样就可以挽回一些不可逆损失，提高热效益。一般在这个部分，都会将过热蒸汽的过热度进行降低，但使其依然是带有过热度的过热蒸汽，而不会将其降低到对应的饱和温度。(2)凝结段具有一定过热度的过热蒸汽在这个部分进行加热放热，放出热量后形成的凝结水的温度是高于被加热给水的温度的，凝结水是释放出其汽化潜热后变相后的形态，温度为对应饱和压力下的饱和温度，而给水被加热后的温度要低于这个温度。(3)疏水冷却段这个部分会将换热继续进行，使热量充分得到传递，上部分凝结段的凝结水再次进行其温度的冷却，这样可以将抽汽的气量进一步消耗，可将抽汽的凝结水在疏水冷却段进一步冷却，使疏水的温度低于其饱和温度，故可以防止疏水的汽化对下级加热器抽汽的排挤。而且也会使给水进一步加热再进入到凝结段，充分利用了回热的热量。2.2.4低压加热器在本研究对象中的低压加热器，抽汽是来自汽轮机的中压缸和低压缸，水侧是通过凝结水泵的凝结水，为了保障除氧器的工质参数要求，因此设定低压加热器加热凝结水的温度。因为凝结水通过凝结水泵所带的压力相比于给水泵的压力很低，因此叫做“低压”加热器。该电厂低压加热器为卧式U型管换热器，设置有凝结段和置式疏水冷却段，和高压加热器的这两个工作部分相似，过热蒸汽依次经过两个工段的放热最后都变成了具有饱和温度的凝结水，成为疏水到下一级加热器的凝结段继续加热给水工质。凝结水到低压加热器后，先经过水室再进入管系的疏水冷却段与管外的疏水进行热度得到较大提高，凝结段是低压加热器的主要工作段，然后凝结水离开管系进入水室，最后由凝结水出口管离开这级低压加热器到上一级低压加热器。2.2.5轴封加热器轴封加热器（也称轴封冷却器）是汽轮机轴封系统中的一个重要热交换设备，主要功能是收集汽轮机各个汽缸轴端汽封漏气和汽轮机的阀门门杆漏气，并利用这些蒸汽的热能来加热主凝结水[38]。由于这些蒸汽中还含有空气，它们在轴封加热器中放热时，其蒸汽凝结成水，而空气需要排出。不但将汽封等漏气的热量和工质本身加以回收和能量利用，而且又分离了空气，保证了轴封系统的正常工作。2.2.6机组运行工况在火力电厂运行过程中根据调度需要会变负荷运行，会有不同工况运行，其中有：(1)TRL工况。汽轮机组能在以下条件的寿命期间的任何时间都可以安全连续地使发电机输出功率为622.542MW。我们将这个运行状况叫做TRL工况，此工况条件如下：1)主蒸汽和再热蒸汽为额定值；2)平均背压为30kPa；3)补给水率为3%；4)对应该工况的设计给水温度290℃；5)回热单元均运行良好，并且不使用辅汽；6)给水泵汽轮机背压32kPa；7)发电机效率是98.95%。(2)汽轮机TMCR工况。就是机组最续出力工况。此工况下的汽轮机工质的流量与TRL工况是相等的，发电机的输出功率是668.884MW。1)主蒸汽和再热蒸汽为额定值；2)平均背压为12kPa；3)补给水率为0%；4)最终给水温度290℃；5)回热单元均运行良好，并且不使用辅汽；6)给水泵汽轮机背压14kPa；7)发电机效率是98.95%；并且此工况也为机组处理保证值的验收工况。(3)调节阀门全开（VWO）工况。这个工况顾名思义，是指在调节阀都打开的时候的工况。汽轮机工质的流量最少为TRL工况的百分之一百零五。此工况为汽轮机进气能力保证值的验收工况。在阀门全开工况下的输出功率值为695.714MW。(4)THA工况。发电机功率达到622.511MW。汽轮机工质的流量与TMCR不相同，其余条件均相同。这个工况叫做机组的热耗率验收工况当机组功率（当采用静态励磁，扣除所消耗的功率）为622.511MW时，除进气量以外其他条件同TMCR时称为机组的热耗率验收（THA）工况。热耗率保证值为7921kJ/kWh。(5)阻塞背压工况。由于温度的降低，会使得汽轮机组的背压下降，这时好像背压被阻塞一样，不论怎样降低背压也不能使机组的出力完成上涨。因为和TRL工况的工质流量相同，所以叫做TRL流量的阻塞背压工况。在下列条件可以连续安全运作机组。这里，汽轮机的背压称作TRL进气量下的阻塞背压，输出功率值为681.236MW。1)主蒸汽和再热蒸汽为额定值；2)补给水率为0%3)对应该工况的设计给水温度；4)回热单元均运行良好，并且不使用辅汽；5)采用2台50%汽动给水泵；6)发电机效率是98.95%。此工况也为机组处理保证值的验收工况。-.z.-.z.3等效焓降法等效焓降法原名等效热降法。这个热力分析方法是在热力学第一定律的框架下衍生出来的方法。根据研究能量转化和变化的规律，导出重要的热力指标—等效焓降值QUOTE。这个方法简便有效，在常规的方法中，每次都需要全面重新计算的繁琐工作；但是利用QUOTE及其有关参量的等效焓降法，只需计算热力系统变化的那些部分，而不必涉及整个系统，就能提出变化所引起的影响[20]。所谓的这个等效焓降QUOTE指的是，在级抽汽里，在给1kg抽汽一定的热量使其返回到汽轮机中，该级抽汽会因为其低压侧的各级抽汽和对应的疏水作用下从汽轮机到凝汽器的蒸汽流量变化。将其等效为这1kg抽汽减去在其低压侧各段的抽汽份额和抽汽做功不足系数的乘积流量的直达凝汽器的焓降。相对应的还有级抽汽的抽汽效率QUOTE。这两个参数可以体现出各级的能位，新汽的能位最高，凝汽器排汽能位最低。在*一定的工况下，汽轮机的气态线一定，初、终参数和再热参数一定，则热力系统的连接方式确定时，常规热力参数QUOTE、QUOTE和QUOTE就确定了，随之QUOTE和QUOTE就可以确定下来。它们可以作为该工况下该热力系统的不变参量，用以计算纯回热系统（称为主循环系统）的热经济指标。实际热力系统是在这个主循环系统的基础上，增加一些辅助性成分形成的。所谓辅助性成分，是指轴封利用、连续排污和补充水等系统，亦称为辅助系统[39]。若主循环系统（包括其设备）有较小变化，那些变化部分也可作为辅助系统。运用QUOTE和QUOTE来分析计算辅助系统所引起的工质和参数以及QUOTE、等的变化，可以计算出一些因实际情况所变化的趋势的数据和参数，也就可以分析出和实际更接近的参数和数据。3.1等效焓降及抽汽效率的意义纯凝汽式朗肯循环进汽的QUOTE气流，其QUOTE做功量QUOTE为（3-1）回热循环进汽的QUOTE汽流，其1kg做功量QUOTE为（3-2）意思是：进去汽轮机QUOTE的QUOTE汽流的做功量相当于初、终参数相同的QUOTE（QUOTE）进去汽轮机的QUOTE汽流的做功量。QUOTE为回热机组新汽对纯凝汽机组新汽的等效做功系数；QUOTE和QUOTE分别为各级（相对于新汽的）抽汽率和抽汽做功不足系数[40]。进入汽轮机的新汽QUOTE汽流的功是新汽的等效焓降QUOTE。同理，QUOTE级抽汽受外热量QUOTE影响而排挤的QUOTE抽汽将被斥回汽轮机，犹如由QUOTE级进汽（原有工质）QUOTE，这QUOTE抽汽在汽轮机的做功量[41]，即为该QUOTE级的等效焓降QUOTE。QUOTE是锅炉供汽轮机进汽做功，经凝汽器和全部回热加热器回入锅炉的回热循环做功量，QUOTE是QUOTE级进汽做功，经凝汽器和QUOTE至QUOTE级回热加热回入级的回热循环做功量，QUOTE和QUOTE包含了回热系统的各抽汽和疏水等的全部影响。（3-3）式中:——j级低压侧的各级抽汽相当于j级被排挤而斥回汽轮机的汽量的抽汽率，可按式（3-6）和式3-7）计算；——r级抽汽相对于QUOTE级抽汽做功能力QUOTE的作功不足系数，（3-4）这其中由于汽轮机排汽在凝汽器中被冷却凝结为凝结水，由凝结水泵和给水泵送回锅炉被加热成新蒸汽后，再重入汽轮机。新汽进入主汽门后被各抽汽级先后分流，这是凝结水回程在各相应级的加热器吸热所需的抽汽量。以进汽QUOTE为准，各抽汽率以QUOTE表示。同样，被排挤到汽轮机的抽汽，若也以QUOTE为准，例如级抽汽倒流进入汽轮机QUOTE，引起其低压侧各级QUOTE的相对抽汽率以表示。1)级为表面式加热器(1)本加热单元的QUOTE为:（3-5）式中，表示的是1kg疏水到了r级热力单元引起r级抽汽的变化率，表示的是到了r级热力单元的疏水的量，此量的符号与的符号相反，当时，。(2)本加热单元以后各级的为（3-6）式中:QUOTE——各加热单元末级的混合式加热器的级序号,当时，右侧末项为0;——加热单元的单元序号；——r级所属加热单元的出水系数，即r级所属加热单元的前一加热单元（第*加热单元）的进水系数。2)级为混合式加热器公式（3-6）稍加变化仍可适用，这时级为本加热单元的末级，公式(3-6)中，，，，故下一加热单元（单元）各级的变为:（3-7）下一单元之后各级的的计算仍可直接用公式（3-6）。QUOTE与其相对应的外热量的比值，称为级抽汽的效率，简称为级的抽汽效率:（3-8）可见级靠前的压力会较高，这样和也会较高，说明被利用率高，所以，值得大小就代表抽汽能级的高低。3.2等效焓降值的计算通式运用公式（3-3）可以得到的计算式如下[42],[43]：（3-9）通式中的主要符号解释如下：1)代表热参量或由级的加热器型式确定：(1)当为C型加热器时，由级至z级的均为，因为这时级为加热单元的末级，没有疏水流入低压侧加热器，而是1kg被斥回入汽轮机的蒸汽在汽轮机作了的功，然后在凝汽器中凝结为水，由凝结水泵送回级，经过z至级时，逐级吸汽。(2)当为F型加热器时，在所属加热单元的各级，取。由下一个单元起直到z级，均取。因为的疏水变动，使本加热单元各级的被斥汽量均变动,而本单元以后低压侧的其余各级，则因凝结水回程时所多吸得汽量，各变动。2)是因为再热器而引起的汽流的热量增量。在级为高压缸的排汽时，这个才存在。而当级为中、低压缸的抽汽时，它就不存在，即这时。显然，非再热机组也是。根据公式计算研究对象660MW抽汽回热系统其中根据高压缸排汽温度为325℃和高压缸排汽压力4.841MPa，得到高压缸排汽焓为3005.3kJ/kg，经过再热器加热后进入中压缸的中压缸进汽温度为566℃，中压缸进汽压力为4.357MPa，得到中压缸进汽焓为3593.66kJ/kg，所以计算得到。排气焓是根据凝汽器的排汽压力为0.012MPa和凝结水温度49.42℃得到。为F型加热器:为F型加热器:为F型加热器:其中是C型加热器，根据通式计算得是F型加热器是F型加热器是F型加热器再热机组再热冷段及以级抽汽的等效焓降的做功量，是级斥汽进入汽轮机后在汽轮机中的全部实际做功量，它大于级的真实等效焓降，因为它既有外热量引起的斥汽做功量，还有由斥汽所引起的在再热器中吸热量增值的做功量（因为再热增量是新汽能级，其等效抽汽效率为），即:（3-10）所以有：（3-11）相应的抽汽效率为：（3-12）本研究机组再热机组的高压缸由三级抽汽，在求出、和以及、和以后，欲求真实的等效焓降和相应的抽汽效率，可先求和，以及、和。根据数据高压缸的进汽温度为566℃和高压缸进汽压力为24.2MPa，得知新汽焓新汽的循环等效焓降的计算仍可以用通式计算，即（3-13）显然，这时是把锅炉作为C型混合式加热器的。带入前面计算出的等效抽汽焓降相应的抽汽效率以及给水焓升等数据得出。新汽的循环效率为:（3-14）其中为新汽的循环吸热量，。根据给水压力，给水温度，得到给水比焓，从而算得新汽的循环吸热量。代入上面算出的数据，得到：然后就可以求出：，，，3.3等效焓降值之间的关系式运用公式（3-9）得，用减去就得级F型表面式加热器与邻级级加热器（无论是F型或C型加热器）的等效焓降值的关系式[46]；（3-15）这个关系式的意义是：1kg级抽汽被斥回入汽轮机，当抽汽被膨胀到级时，做功[47]；同时级的疏水就少了1kg，则级就多抽kg的汽以补偿疏水热放出的减少；所以，1kg级的斥汽由级起往后膨胀做功只有了；若级为高压缸排汽级，则其1kg排挤抽汽在由级流向中压缸时，在再热器中吸取热量，其焓变为。同理，级C型加热器与低压侧m级C型加热器之间的关系式为（3-16）这个关系式的意义是：对于C型加热器来说，第级抽汽被斥的1kg回入汽轮机，膨胀到任一个C型加热器额m级，作功后，这1kg汽由m级开始仍有等效焓降；它的凝结水从m级回流至级，将逐级吸取抽汽，导致作功减少。显然，若级和m级加热器处在再热冷段的两侧，则1kg被排挤的级抽汽在从级加热表3-1热力系统抽汽回热技术参数Table3-1Technicalparametersofheate*tractionandrecoveryforthermodynamicsystem抽汽的放热量给水焓升疏水放热量抽汽焓值一级抽汽1945.2146.5-3107.7二级抽汽2046.0193.9203.13005.4三级抽汽2571.0182.0135.43395.0四级抽汽2579.76182.1224.063179.7五级抽汽2423.286.7-2946.2六级抽汽2388.690.686.12825.5七级抽汽2387.0208.19119.52704.4排汽---2531.7器流向m级加热器时，在再热器中吸取热量，使焓值升高。（3-15）、（3-16）中可看出，只有当级加热器与级加热器或m级加热器分别处于再热器的前后时，在存在；否则，，式（3-13）是式（3-16）的特例。3.4计算结果表3-2等效焓降中间量计算结果Table3-2Intermediatecalculationresultsofequivalententhalpydrop汽量的抽汽率做功不足系数0.05010.58650.03600.70880.08540.41660.03580.64000.03660.45340.08410.26650.08740.75150.03340.48020.03280.34000.07080.19970.05321.82230.06741.36790.03160.87540.03120.62060.06810.36540.09950.82220.06441.49930.05911.12480.02880.72000.02740.51000.06030.2998根据表3-3的等效焓降计算结果可以看出新汽的抽汽效率为43.42%,抽汽效率从一级抽汽到七级抽汽大致是一个逐级递减的趋势。三级抽汽效率是52.85%,高于一级抽汽效率的46.67%和二级抽汽效率的43.82%，这主要是因为三级抽汽来源于中压缸，而中压缸进汽是来自再热器加热的高温高压蒸汽，因此抽汽焓和抽汽温度都很高。四级抽汽由于在实际热力系统中需要对除氧器、给水泵小汽机以及辅汽联箱等多处供汽，因此抽汽量很大，抽汽效率较前三级抽汽效率相比很低。计算分析中的新汽的等效焓降是指循环的新汽等效焓降，即为新汽的循环作功量。在火电厂热力系统实际运行中，汽轮机还有门杆漏气和轴封漏气等，尽管这些漏气量会引起做功的一部分损失，不过大部分还是会被利用，例如在实际运行中各个汽轮机的阀门门杆漏气和各个汽缸轴端汽封漏气会回收到凝汽器出口之后的轴封加热器，将这些漏气利用起来继续回收起来加热工质，大部分仍然会被利用，这里并没有将做功损失考虑其中计算。汽轮机前三级抽汽的等效焓降大于其真实的等效焓降是，是因为其包含了一部分由斥汽引起的再热器中吸热量增值的做功量，是其对应的新汽能级与其等效抽汽效率的乘积。第五级抽汽到第七级抽汽的等效焓降是较于前面数值更为低，相应的抽汽效率也就表3-3等效焓降分析计算结果Table3-3Resultsofcalculationandanalysisofequivalententhalpydrop等效焓降抽汽效率真实等效焓降对应的抽汽效率新汽1123.000.4342--一级抽汽907.910.4667660.580.3396二级抽汽896.600.4382652.360.3188三级抽汽1358.820.52851047.870.4076四级抽汽607.970.2357--五级抽汽395.570.1632--六级抽汽285.170.1194--七级抽汽172.200.0722--变低，蒸汽到低压缸做功时压力与温度都下降，不再是具有过热度的过热蒸汽，因此其返回抽汽在汽轮机低压缸中作的功量也就变小。3.5本章小节本章以华能岭发电厂660MW超临界发电机组作为研究分析对象，探求其热力系统中汽轮机抽汽回热系统热力性能和经济性。运用等效焓降法根据回热系统实际抽汽情况和加热器布置方式计算出j级抽汽中，在给1kg抽汽一定的热量使其返回到汽轮机中，该级抽汽会因为其低压侧的各级抽汽和对应的疏水作用下从汽轮机到凝汽器的蒸汽流量变化。将其等效为这1kg抽汽减去在其低压侧各段的抽汽份额和抽汽做功不足系数的乘积流量的直达凝汽器的焓降。从计算结果中可以看出：(1)新汽的等效焓降为1123kJ/kg,对应的抽汽效率为43.42%，这表明循环新蒸汽的循环热效率为43.42%，这与实际超临界热力系统的热效率相一致。抽汽效率随着级数增加而呈现降低的趋势。(2)新汽的等效焓降是各级给水焓升、各级抽汽效率等因素共同作用下的结果，因此合理的给水焓升对计算结果会有很大影响，后续工作将从给水焓升的合理分配针对性进行研究来探求整体热效率的提升。(3)在第三级抽汽中，因为再热蒸汽带来的热效应影响也使得其等效焓降和对应的抽汽效率为最整体的最高，可以得出再热机组的抽汽再热应用带来的热效益是很大的，低压侧的抽汽效率都很低，也是受低压侧抽汽焓较低的影响所作用的结果，具有优化的潜力。-.z.-.z.4定流量矩阵分析法4.1概述矩阵法对热力系统进行分析的过程主要是，基于热力平衡对各级加热器罗列相对应的平衡方程式，即所谓的矩阵。定流量矩阵法是对新汽流量首先进行固定，结合具体热力系统情况比如轴封漏气、辅助水流等完善矩阵，依次计算分析得到一些热经济性参数。4.1.1矩阵法热力参数定义的符号矩阵法是用构建数学模型来表现出热力系统实际热力性质的方法，将繁琐的火电厂的各个参数规律起来，实际火电厂热力系统参数非常繁多，大致可以归纳整理成三大类，即为:(1)循环系统中热蒸汽的热力参数其中包括有:——每级加热单元被单位质量抽汽放热的焓降，kJ/kg;——每级加热单元被单位质量辅助蒸汽放热的焓降，kJ/kg。(2)循环系统中给水和凝结水的热力参数其中包括有:——每级加热单元被单位质量给水或主凝结水吸热的焓升，kJ/kg；——每级加热单元被单位质量辅助水流影响焓值的变化量，kJ/kg。(3)循环系统中加热器各级疏水的热力参数其中包括有:——每级加热单元被单位质量上级疏水释放的放热焓降，kJ/kg。4.1.2加热器形式的划分加热器的划分主要是两大类：(1)表面式加热器，根据其是否带给水泵会大致分为两类。如图4-1所示的图a）和图b），很明显可以看出b）图是带有给水泵的。根据热平衡可以列出下列各式：a）b）图4-1表面式加热器Fig.4-1Surfaceheate*changer(2)汇集式加热器，大致分为三类。如图所示为图a）、图b）和图c）。图a）表现的是混合式加热器即电厂的除氧器，图b）表现的是一种表面式加热器，如电厂中有疏水泵的高压加热器，图c）表现的是一种低压加热器即电厂最后一级低压加热器。根据热平衡可以列出下列各式：a)b)图4-2汇集式加热器Fig.4-2Mi*ingheate*changer式中：——第i级加热器出口水焓，kJ/kg；——第i级集热器的抽汽焓，kJ/kg；——第i级加热器的疏水焓，kJ/kg；——进入第i级加热器的辅助蒸汽焓，kJ/kg；——进入i级加热器的疏水份额；——进入i级加热器的给水份额。c)图4-2汇集式加热器Fig.4-2Mi*ingheate*changer4.2火电厂热力系统定流量热平衡方程矩阵式4.2.1火电厂定流量矩阵分析法平衡方程式在不考虑热力系统的汽水损失时，定流量热平衡方程式的矩阵表达式为：（4-1）在考虑到一些系统的汽水损失情况时，矩阵表达式变形为：（4-2）公式（4-1）中:——锅炉排污量；——其他进出锅炉小流量；——各级抽气量组成的列向量；——辅助蒸汽流量组成的列向量；——辅助水流量组成的列向量；——各级外热量组成的列向量；——表达出加热器抽汽回热系统具体之间存在的相互疏水放热关系和给水焓升关系的一个下三角矩阵，矩阵的阶数为七阶，矩阵主对角线上的是抽汽放热量的数值，和矩阵其他热力点的不同参数共同对给水焓升的数值产生影响和叠加。矩阵中的各个热力点的参数填写规则对于整个热力系统分析是很重要的，如下为描述各热力点的填写规则：(1)矩阵主对角线的依次给点填写为每千克抽汽在加热器中的放热量的数值；(2)如果第级热力子系统有第级子系统带来的疏水，则应在第行的列上填写。同理第级子系统还有来自级的流经级的疏水，则在行的列和列上都填写，其他元素照此填写；(3)如果第级子系统没有来自级的疏水，则在第行的第列上填写第级的给水焓升；——表达出加热器辅助蒸汽系统中各热力点参数集合反映对给水焓升关系的一个下三角矩阵，其阶数同样根据级数为七阶，主对角线上是各级加热器存在的每1kg辅助蒸汽在其中的放热量。在矩阵中每级加热器的辅助流量与抽汽的流向一致的话，则其它各热力点的填写则与矩阵对应热力点的填写相同。如果不一致的话，就需要根据情况对各热力点改写。这个矩阵也就是辅助汽流对系统给水焓升影响的表达；——表达加热器中辅助水流中各热力点参数整体对给水焓升影响的一个下三角矩阵，其阶数同样根据级数为七阶。主对角线上是每1kg辅助水流在加热器中焓升的数值，其他热力点参数为辅助水流在加热器中焓升的数值。对本文的研究对象660MW超临界热力机组进行分析，在对不考虑系统汽水损失的情况下，将热力系统各点参数代入公式（4-1），按照公式（4-1）的矩阵填写规则，得到其展开式为：4.2.2矩阵热平衡式填写规则在不考虑辅助系统的影响时，公式（4-1）可以化简为（4-3）这个化简的公式（4-3）称为热力系统的主循环热平衡式，指的是以抽汽回热系统为构成热力系统的基础影响给水焓升而表达出的形式。对主要的电厂设备进行考虑，给水泵、凝结水泵等不考虑在，将给水泵简化为一个只是对给水压缩提升其压力的一个设备，在热力方面并不会影响热力参数。主要考虑两种加热器的给水焓升问题，第一个是在带给水泵的加热器中，给水焓升的值为该加热器的出口焓和除氧器出口焓的数值的差值，这里并不考虑给水泵带来的给水焓升的影响。第二个是与凝汽器所连接的加热器的焓升的值为该加热器出口焓和凝汽器冷凝热井的焓的数值的差值。根据“自由路径法则”结合水侧定流量的疏水跨单元虚拟流动的考虑[48],[49]，可以提供更加明确清晰的分析环境：(1)可以完善热平衡式矩阵的填写规则。每行表达的是各介质在第级加热器中的吸放热量，每列表达的是各介质在各级子系统中的的吸放热量。在这个矩阵中，是表达出加热器抽汽回热系统具体之间存在的相互疏水放热关系和给水焓升关系。矩阵中的第行表达的是抽汽在第级热力子系统的放热的数值。如：是四段抽汽对第七级热力子系统放热的热量值。因为根据虚拟跨单元疏水的思想，这股抽汽在达到除氧器后将假想地继续流动一直到达凝汽器底部疏水井，这股假想地流动水流对第七级热力子系统的放热量是，故。五段抽汽对第七级子系统的放热主要是根据其疏水进行的，是，所以。此外，在矩阵中，列体现的是段抽汽的介质对各级热力子系统的吸放热量。比如第二列中，是第二级抽汽在第二级加热器中的放热量，其值为。这股抽汽在经第三级和第四级加热器时放热量分别是和，则就有,。这段抽汽在进入除氧器后将假想地依然流动一直到达凝汽器底部疏水井，在第五、六、七级中放热量依次为、、，则矩阵中的一些热力点参数为，，，即为第级抽汽在第级加热器中的放热量。矩阵中的其余热力点参数依次填写。根据此规则，依次可以同样填写辅助系统结构矩阵。。(2)和传统的矩阵分析方法相比更加条理清晰和完善，比如在只分析*个汽水介质对其热力影响的时候不会受到其他汽水参数的干扰。定流量的思想不会像传统单元分析那样会有每个单元不同个流量的问题，这样就可以对分析进行简化的效果，取代了传统的单元分析。(3)很清楚的体现了辅助汽水介质对引入点以后到凝汽器的热井之间各级抽汽的影响，可以更好的对辅助汽水介质进行分析。这样看来，根据“自由路径法则”结合水侧定流量的疏水跨单元虚拟流动的考虑，可以更好的对热力系统进行分析，如需考虑汽水损失在系统中的影响，也可以同样构建新的矩阵模型。4.3辅助系统的处理及矩阵的变形本文中指的辅助系统主要是对热平衡方程式有关的，这其中包括辅助蒸汽系统、辅助水流系统、辅助外热量和进出锅炉流量。4.3.1辅助蒸汽系统辅助蒸汽系统是整个火电厂的公用汽系统，对火电厂的一些系统用户提供蒸汽使之得以完成工况运行条件。在本文研究对象660MW超临界机组中主要指轴封漏气、岭老厂来汽、再热冷段蒸汽、本机四段抽汽等出入热力单元。因为在实际生产中不是每个加热器都有辅助蒸汽的，因此对于没有辅助蒸汽的加热器单元对矩阵对于热力点参数赋予零值，而不用对整个矩阵变形。660MW机组热力系统为：。同时，也令、、、。这里的取值规定，进入加热器的取“+”号，流出加热器的取“”号。有的加热器中会有不只一股的两股或多股蒸汽进出该加热器单元，比如在实际中的第四级（除氧器）和第七级（带轴封加热器级），可以用以下两种方式来进行处理：(1)把多股蒸汽拟合为一股，拟合的方式是将其在各子系统中的放热量用各段对应的放量的加权平均数值代替，而流量的取值方法是取其代数和。即：（4-4）（4-5）式中：——进入第级加热器的第股辅助蒸汽流放热量；——进入第级加热器的第股辅助蒸汽流流量。在本文中的第四级抽汽中，有两股轴封汽进入除氧器热力单元，并且该级抽汽还要对小汽轮机进行供气，可先将这两股轴封汽的放热量进行加权平均值求法，再将计算的结果同小汽轮机用汽量再用一次加权平均求取，这样算出来的结果和（4-4）和（4-5）的求得结果相同。这里注意小汽轮机用汽是流出系统取负值。(2)将、化成几项来表示，每项都包含有一段辅汽。（4-6）在这个公式中，每项都包含有一段辅汽，辅汽流量在每项的列向量中，应该只有一个元素不等于零，其他列向量中的同高度元素要等于零。热力系统中的辅助放热依照上述规则填写。以本文研究对象第四级辅助抽汽为例，第三级和第七级加热器有一段辅汽，而除氧器有来自共三段的来汽，则有如下变形处理：如果其他级也有同样情况依然可以这样做处理。4.3.2辅助水流系统辅助水流指的是比如对给水泵出口的喷水减温水等辅助水流。同样每级加热器单元并不都有进出热力单元的水流，没有的在矩阵热力点参数出赋零值。同样注意，进入加热单元的为正值，离开的为负值。4.3.3辅助外热量不被包含在辅助汽水流量以外的因素都可以认为是辅助外热量，比如给水泵带来的焓升、加热器散热、轴封冷却器散热量等。用表示，在这里表示第级加热器的种形式热量值。在本文中，其中，，为给水泵焓升。同样规定，流入加热器的外热量为正，流出为负。4.3.4进出锅炉流量对于系统中，如果同时有锅炉不断排污以及过热器减温喷水流量不断流入，则根据质量平衡有：变形得到：（4-7）如忽略进出锅炉的各个流量值，则有。本文研究中对其简化处理，忽略锅炉排污量和过热器减温的喷水流量。4.4用矩阵热平衡方程式进行机组原则性热力系统计算4.4.1660MW机组定流量计算数据1)已知数据(1)机组主要技术参数表4-1660MW主要技术参数Table4-1660MWtechniquespecifications项目数值项目数值汽轮机型号NJK622-24.2/566/566额定功率660MW主汽门前蒸汽额定压力24.2MPa再热汽额定温度566℃给水温度292℃给水泵驱动方式小汽轮机驱动凝汽器额定背压12kPa小汽轮机耗气量101.574t/h高压缸排汽压力4.841MPa小汽轮机额定背压7.3kPa补水率0%回热级数七级(2)回热抽汽参数表4-2NJK622-24.2/566/566机组回热抽汽参数Table4-2NJK622-24.2/566/566Parameterofe*tractionsteamheatrecovery抽汽压力MPa抽汽温度℃一7.481384.9二4.841325.0三2.335468.7四1.119361.2五0.401241.1六0.221178.2七0.112114.62)计算中选用的数据(1)汽封系统数据表4-3NJK622-24.2/566/566机组汽封系统数据Table4-3SteamsealsystemdataofNJK622-24.2/566/566steamturbine项目焓值kg/kJ流量kg/h项目焓值kg/kJ流量kg/h高压门杆漏汽3565.9325+138中压门杆漏汽3578.77850中压缸用汽3164.431730高压缸漏气3410.090+564+3023表4-4NJK622-24.2/566/566机组汽封系统数据（续表）Table4-4SteamsealsystemdataofNJK622-24.2/566/566steamturbine（Continued）项目焓值kg/kJ流量kg/h项目焓值kg/kJ流量kg/h项目高压缸漏汽3103.5110+560+3534中压缸漏气3110.5（95+448）2高压缸漏汽低压缸轴封排汽2756.53302低压缸轴封用汽2756.57102低压缸轴封排汽进入三号高加3578.77850进入除氧器3410.03023进入三号高加轴封加热器进汽3018.51250进入除氧器3103.53534轴封加热器进汽(2)管道压损主汽阀、调阀、及进汽管道压损取3%，再热器及管道取10%，中联阀及管道取2.5%，各段加热器抽汽管道取1好高加和2号高加3%，其余5%，小汽机进气管取5%，中低压连通管取2%。(3)各加热器上下端差在前述已经列出，如表2-5中为各加热器的端差。(4)其他数据机组的机电效率，给水泵效率。4.4.2计算过程依据电厂TRL工况下的数据得出各热力电参数，在前述第二章研究对象介绍中已经列出表2-2到表2-4为抽汽回热的抽汽、给水已经疏水的参数值。首先，根据热力系统形式，列出矩阵热平衡方程式，填写各矩阵和向量。各向量表达式如下：,，在矩阵中，在辅助外热量矩阵中，为给水泵所带来的焓升，，这个公式可以看出这个焓升是由给水泵的一些运行参数决定的。根据660MW超临界系统，由给水泵的额定工况中进水温度为183.9℃，进口压力为2.24MPa，得出比容；出水压力为30.56MPa，出口温度为188℃，得比容。所以计算得到：不考虑热力系统的汽水损失，把上述计算得到和填写的矩阵代入，先假定一流量值，根据公式（4-1）变形得：这时代入，得到。然后解得上述平衡方程，可以求出抽汽量的列向量为：根据及各辅助小气流再计算凝汽量、附加做功量、凝汽做功量，所有个计算式及意义如下，凝汽量，即为汽轮机的排气量：（4-8）代入所求得抽汽向量中的各抽汽级抽汽量得出：附加做功量，是各小气流再汽轮机里做功的代数和：是各小气流在汽轮机中的单位焓降，根据实际可得：（4-9）式中新汽焓（下同），代入数值得：凝汽做功量,指的是低压缸排汽的做功量：（4-10）式中排汽焓，即为第三章所述再热增加量（下同），所以就有带入，计算得出：比功，指的是单位进汽的做功量，是：（4-11）在这个公式当中：代入前面计算结果得出：然后再令设新的主流量值为，根据功率计算，由公式，在这里是发电机的输出功率，在热电厂的TRL工况下，，其中，代入求出新的汽耗率，对比和，发现其开始开始输入已知和选定数据输入已知和选定数据计算各计算点汽水参数计算各计算点汽水参数各辅助量计算各辅助量计算根据进气量根据进气量D0求各级抽气量计算凝汽量、再热蒸汽量及计算凝汽量、再热蒸汽量及w0根据功率平衡式和根据功率平衡式和w0计算汽耗量N根据根据D0和D0计算Q0、ηel和qt、dt等Y输出结果输出结果结束结束图4-3机组计算框图Fig.Calculationdiagramofunit中差值比较大，此时令，根据矩阵平衡式代入新的，计算得到新的抽汽列向量，然后代入新的，进一步求出新的向量，新的凝汽量，新的附加做功量，新的凝汽做功量和新的汽轮机单位进汽做功量以及。根据这样的循环计算，画出计算框图4-3，不断逼近迭代直到得出的与的数值十分相近为止。实际中最后得到:，这就得到抽汽量矩阵：其他计算出：这时，和即为所求，同时也可一并求出，其他经济指标也可以相应计算出，得到再热蒸汽量：（4-12）带入数据计算得出：汽轮机单位新蒸汽比热耗：（4-13）其中为再热蒸汽比，是给水焓，根据从1号高压加热器进入锅炉的给水温度为292℃，出口压力为30.06MPa，得到给水焓代入数据计算得出：汽轮机热耗量：（4-14）计算得出：表4-5超临界机组TRL工况下计算结果Table4-5CalculationresultsofTRLworkingconditionofsupercriticalunit项目数值项目数值D1，kg/h1550000.07531D2，kg/h1796500.08728D3，kg/h1196500.05813D4，kg/h1999900.09716D5，kg/h533400.02592D6，kg/h546300.02654D7，kg/h1232100.05986汽轮发电机组绝对电效率：（4-15）计算得出：汽轮发电机组热耗率:（4-16）计算得出：汽轮发电机组汽耗率：（4-17）计算得出：表4-6超临界机组TRL工况下计算结果（续表）Table4-6CalculationresultsofTRLworkingconditionofsupercriticalunit(continued)项目数值凝汽量Dc，t/h1156.3676比功w0，kJ/kg1116.7再热蒸汽量Drh，t/h1684.0022热耗率q0，kJ/（kW.h）8541.2热耗量Q0，kJ/h5.3173E+09汽耗率d0，kg/（kW.h）3.3064汽耗量D0，t/h2058.4012绝对电效率ηel，%42.154.5矩阵热平衡式在给水焓升分配中的应用热力系统中的给水最佳焓升分配是一个经典问题[50]-[53]。在其他的研究中，对给水焓升分配的探讨有很多，只是大多数只是对其定性分析。在现在的研究发展中，结合计算机进行热力系统分析有很大的发展，本文利用矩阵热平衡式，以一个清晰的视角来研究最佳给水焓升分配问题。4.5.1热力系统汽轮发电机组的效率热力系统汽轮发电机组的效率可表示为：（4-18）或表示为：（4-19）式中：——为汽轮发电机组的效率，；——为汽轮机的效率；——为发电机功率kW；——为汽轮机做的功量，；、——为主蒸汽吸热量和再热蒸汽吸热量。因为660MW超临界机组为再热机组，可有汽轮器蒸汽膨胀做功得到：式中：D0和Dz——是新汽和z级抽汽段的各流量值；h0、hz和hc——分别为主蒸汽、z级抽汽段和排汽的各汽流焓值；——是因为轴封漏气等引起的做功不足量、是各辅助蒸汽的做功不足系数（同第三章），这其中：再热前的，再热后的。上式可以写成矢量的表示形式：本文忽略锅炉排污和过热喷水等水流进出系统，将热平衡方程式（4.1）的表达式变形，把抽汽流量写在左侧整理后得出：或是两边同时除去主汽流量D0，得到等式左边为各抽汽抽汽率的列向量：对应于本文研究660MW超临界火电机组，将式子展开为：汽轮机发电机组的热耗量为：因为有：进一步将热耗量表达为矢量形式为：这里，使，这里表示的是各股轴封汽因为没有被锅炉再热器加热而少得到的那部分热量。所以可以由公式得到：整理得到：此处注意到两个所表示的运算数值意义是不一样的。接着把抽汽列向量代入上面的式子，得出的结果可以看出是与和热力系统的热力参数相关的式子。同时除去主汽量D0，再变换导算后得到的表达式为：这个表达式中均是由热力系统参数构成的，尽管当中也存在有，不过因为优化的过程中是迭代逼近算法，这样把新的代入中就可，并不矛盾。4.5.2目标函数和约束条件最佳给水焓升的分配目的是达到整体热力系统的优化，即为提高经济效益，提高效率，将通过不断导算出的汽轮机效率表达式作为此次分配优化的目标函数。决策变量是各加热器的给水焓升，即以各加热器的出口温度t1、t2、…tz的提升从而换算为焓值的提升为体现。目标函数表达式中是以各级焓值构成的，则需对出口温度换算得出。规定其限制的约束条件为，各热力子系统的给水焓升加起来的数值是主蒸汽焓升减去凝结水焓升的数值，并且各段的给水焓升值不为负值。4.5.3热力系统各节点参数确定确定热力系统中各热力点数值。在汽轮机效率的表达式中，每级抽汽的抽汽率的列向量QUOTE的存在使该函数是与各热力点数值相关的一个表达式。经过优化过程的结果，可以得出热力系统各个热力点的各类参数。水蒸汽的各个性质参数也是寻优的另一个已知条件，每次优化计算都要不断得出准确的各种蒸汽和水流介质的焓值和焓升数值等。这次优化的计算过程需要以*一种运行工况为基准进行，显然，从表达式的推算可以看出给水焓升最佳分配可以用于任何工况下的参数计算，一般在常规条件下是以设计工况为佳。这里需要的主要参数有，主蒸汽的压力和温度、再热蒸汽的压力和温度、凝汽器的排汽压力等。查饱和水蒸汽热力性质表可以由主蒸汽压力查得对应给水的焓值，根据排汽压力可以得到凝结水焓值，则有：式中：——主蒸汽压力下对应焓值与进入锅炉的给水焓值的差值。优化时，可以对*一个加热器的出口焓值进行改变，比如对其增加一个数值，这样就会使这个热力单元的焓值增加变化，则相应的在这个热力单元的上一级热力单元的给水焓升就会对应的减小或增加同样的数值，相应的加热器的出口温度根据焓值变化也就发生了改变。根据前述章节端差的意义可知，上端差是被加热的水最终离开加热器时的温度与加热器饱和气温的差值，这样可以得到加热器饱和温度，根据焓熵图查得对应的饱和压力值，用这个数值加上抽汽压损百分比可以得到抽汽压力值，各级抽汽的焓值可查表饱和水与饱和水蒸汽的热力性质表得到对应的数值，每次迭算出的各级抽汽量可以对汽轮机相对效率修订更正。新汽焓和每次迭算出的给水焓的差值就是的值。再热器蒸汽焓增加量分两种情形，一种是中压缸进口压力这个数值是不确定的，这样算出来的结果可以把整体各级热力单元性能提升；另一种是再热热段压力确定，为已知量，并且再热冷段压力也为已知量。不管再热热段的压力是否确定，再热器蒸汽焓增加量的算法都是再热器出口蒸汽焓值减去再热器入口蒸汽焓值，中压缸的进口蒸汽压力为再热热段蒸汽压力除去压力损失后的数值。这样热力系统各节点参数均被确定下来。4.5.4热力系统优化过程本文在研究中使用直接搜索法进行优化，这样进行优化过程不会则繁琐。根据660MW超临界机组中从最低压力的七号低加开始，开始将总的给水焓升等焓升分配到七级抽汽中去，这样加热器就都有了初始数值。然后对加热器出口焓值进行改变，先以每千焦0.5千克的变化量进行搜索，从七号低加开始，出口热焓增加每千焦0.5千克，因为七号低加出口即为六号低加入口，所以同样增加每千焦0.5千克，所以就有，以及。对应计算出七号低加出口温度，随之得到第七段抽汽压力和其他热力数值，根据目标函数表达式计算出汽轮机效率。如果计算的结果比计算之前的结果大，则说明优化方向正确，达到了优化目的，接下来在进行一次相同的优化一直到计算的结果小于上次结果，则说明已经优化方向相反了，这时应该反向进行优化，即七号低加出口热焓减小每千焦0.5千克，这样也一直优化到计算结果小于上次结果。如果反向两次说明目标的峰值在这个围区间，然后将设定的变化量改变为原变化量的十分之一继续上述优化过程，一直到变化量足够小时，这里我们取变化量的百分之一，得到的结果就为最优结果。然后在进行下一级六号低加进行相同的优化过程直至完成七级加热器的的优化，得到的就为整体最优分配结果。按上述步骤优化计算结束，可以得到对应的给水焓升分配结果，相应的热效率也是最优效率。按照上述步骤对660MW超临界机组的回热系统进行优化分析，汽轮机因为受到多种方面的共同影响，因此在不一样的限制条件下，得到的结果也会大不相同。汽轮机组的加热器级数布置和疏水方式是确定刚下来的已知条件，热力系统主要参数基于机组的TRL运行工况得到。在这些已知条件的基础上可以限制其他不同的条件进行优化分析。已知主蒸汽压力：P0=24.2MPa；主蒸汽温度：t0=566℃；新蒸汽压损：QUOTE=1.21MPa；排汽压力：Pc=12kPa；高压缸相对效率：86.9%；中压缸相对相率：93%；低压缸相对效率：92.5%；高压缸排汽压力：4.511MPa；主蒸汽流量：2058.4012t/h，其他参数的选取数值以前文计算结果为准。表4-7是在没有限定条件时的给水焓升分配结果，此时由于没有限定给水温度，则规定主蒸汽对应的压力得到一个饱和水温度，以此作为高于进入锅炉的给水一级给水温度，并且不考再热器出口温度压力而都进行焓升分配计算。这样总的给水焓升就要多一级的分配，得到的一号高加出口温度为得到的给水温度值。从表结果得到，各级热力单元对应抽汽压参数都要比实际分配的高，得到的汽轮机效率也就高。表4-8是在给定给水温度为290℃的条件下进行的给水焓升分配，这时就根据给水泵提供的给水压力和给水温度可以得到给水的热焓。这样给水的总热焓值就是所得到的给水的热焓值减去凝汽器冷凝后的凝结水焓值，将这个总的热焓值进行焓升分配，即将其按照计算分配给各个加热单元，按上述分配方式运算，从表结果看出，一号高加的给水温度确定，则对应的抽汽压力也就得出，其他各热力单元都是根据一号高加的参数而随之依次得出的，相比较表4-7的结果，得出的汽轮机效率会小一些。表4-7没有限定条件时的分配结果Table4-7distributionresultswithoutqualificationconditions级数抽汽压力Pj，MPa抽汽温度tj，℃加热器出口水温tj，℃加热器焓升，kJ/kg一8.854456.8345.0185.42二6.239398.4280.4195.35三4.621488.5236.1186.78四1.881415.7190.6188.52五0.785263.7138.2155.85六0.279165.2121.4162.31七0.126105.691.5170.77汽轮机效率表4-8限定给水温度为tfw=290℃的分配结果Table4-8Distributionresultswhenthefeedwatertemperaturetfw=290℃级数抽汽压力Pj，MPa抽汽温度tj，℃加热器出口水温tj，℃加热器焓升，kJ/kg一7.642389.2290.0102.54二5.325356.3278.4203.26三2.623459.5230.6180.44四1.321355.2195.6178.54五0.506228.5156.4102.67六0.188152.7113.888.41七0.08990.485.2234.21汽轮机效率表4-9也是对给水温度限定为290℃，然后根据该机组是再热机组，因此再将实际的再热器出口压力4.841MPa作为又一个限定条件，也就是第二段抽汽压力为4.841MPa，这样不仅是一号高加这个热力单元参数被限定，第二级热力单元也被作了限定，根据这两个热力单元参数将其他热力单元随之而依次计算得到，和表4-8的结果相比，汽轮机效率再一次降低。表4-10是电厂实际的给水焓升分配结果，因为认定为除氧器在运行过程中有定压为主和滑压运行为主的，在定压的时候，因为供汽的管路上没有压力调节阀，而抽汽压力一般要稍高于定压运行的压力，这样会造成大的节流损失，而且限定的参数会更多，因此从电厂实际的分配结果来看，汽轮机效率较于之前限定条件下的计算结果更低了。表4-9限定给水温度tfw=290℃，再热器进汽压力P2=4.841MPa的分配结果Table4-9Distributionresultswhenthefeedwatertemperaturetfw=290℃andthereheatingpressureP2=4.814MPa级数抽汽压力Pj，MPa抽汽温度tj，℃加热器出口水温tj，℃加热器焓升，kJ/kg一7.642389.2290.0148.52二4.841327.4263.4198.53三2.152462.5215.2168.29四1.037354.2186.3180.56五0.308237.9138.5125.21六0.165158.2109.4124.52七0.08481.480.1144.34汽轮机效率表4-10电厂实际分配结果Table4-10Actualdistributionresultofpowerplant级数抽汽压力Pj，MPa抽汽温度tj，℃加热器出口水温tj，℃加热器焓升，kJ/kg一7.481384.9293.7146.5二4.841325.0263.4193.9三2.335468.7220.8182.0四1.119361.