汽轮机低压加热疏水系统的优化设计

汽轮机低压加热疏水系统的优化设计

1低加疏水系统1号和2号机车组由南京汽轮电机有限公司生产，其中sd-13。24。535.535.52，超高压中央再热，单轴，双速晶流汽轮车。在7个不调整回热泵的情况下，必须提供2台高压加热器（高压）、1台氧弥勒机和4台低压蒸汽机（低压）。机组正常运行过程中,低加的疏水方式为4号、3号低加逐级疏水自流至2号低加,2号低加疏水通过低加疏水泵送入凝结水管路,1号低加疏水通过U型管直接排至凝汽器。机组运行过程中,由于低加疏水系统设计缺陷,使低加投运非常困难,经过对低加疏水系统的改进,机组运行的经济性和安全性大为提高。机组低加疏水系统见图1。1号～4号低加抽汽分别对应汽轮机七段～四段抽汽。2稀疏水系统的不足和处理(1)凝汽器底部火炬低加危急疏水及逐级疏水管路均引至凝汽器喉部,机组低负荷时采用的疏水方式为:4号低加通过逐级疏水至3号低加,再通过逐级疏水至2号低加,再由逐级疏水管路引至凝汽器喉部。负荷较低时,2号低加抽汽压力较低,其疏水无法克服管路静压流入凝汽器喉部,一旦投运便会造成2号低加满水,使2号低加无法投运。停机后将2号低加逐级疏水通过危急疏水管路直接引至凝汽器喉部的管路改至凝汽器热井,改后低加系统可以实现随机起动。(2)号低加疏水对六段抽汽的影响由于1号低加没有安装空气管路,机组运行过程大量空气积聚在1号低加汽侧,凝结水无温升,而高品质抽汽流量增加,对机组效率产生一定的影响。对此,在1号低加处加装空气管路。另外,将1号低加疏水U型管路与凝汽器连接位置降低,1号低加水位降低200mm。机组运行过程中控制1号低加水位在抽空气口下部,在额定负荷下1号低加进水温度为43.6℃,出水温度为50.3℃,凝结水温升正常,达到6.7℃。机组额定负荷运行时,2号低加凝结水温升只有5℃左右,3号低加疏水逐级自流至2号低加,2号低加疏水温度95℃高于其抽汽温度,2号低加抽汽管壁温度只有40℃,相当于环境温度,这说明2号低加的六段抽汽(六抽)根本没有流量,3号低加疏水进入2号低加后,2号低加凝结水温升较小,3号、4号低加凝结水温升相应较高,使对应的四抽、五抽流量增大,机组热耗率相应提高,对机组经济性的影响较大。造成这种现象的原因为六抽压力较低,机组正常运行过程中呈负压状态,而3号低加进入2号低加的疏水流量较大,参数较高,疏水没有经过充分的冷却,造成3号低加疏水对六段抽汽的排挤。为了使2号低加按正常的方式疏水,2号低加原设计的疏水系统须进行改进。(3)抽管路频繁发生振动由于六抽管路没抽汽进入,抽汽管路中的蒸汽不断被冷却,大量疏水积聚在六抽U型管最低部,而疏水管路较细,无法排尽管路的所有疏水。当六抽管路疏水积至一定高度,一部分疏水进入2号低加,由于六抽管路的积水量时大时小,六抽温度及其管壁温度随之时高时低,造成六抽管道频繁发生振动,对机组安全运行造成很大的影响。机组运行过程中,将3号低加疏水改引至凝汽器,2号低加疏水单独进入凝汽器,这样六抽管路不断有抽汽流过,2号低加进汽温度逐渐提高,凝结水出口温度升高至77.2℃,抽汽管道振动消除。(4)低加疏水泵汽蚀机组满负荷运行时,由于低加疏水泵出力低,出口流量仅为10t/h左右,大部分低加疏水通过危急疏水管路回至凝汽器热井,一方面对机组经济性产生一定的影响,另一方面增加了凝结水泵的负担。低加疏水泵原设计密封水取自泵出口逆止门前,疏水泵起动前无密封水,疏水泵体也没有设计抽空气管路。由于机组正常运行时2号低加为负压状态(额定工况2号低加进汽绝对压力为0.0544MPa),空气会从疏水泵轴端漏入泵体,造成疏水泵起动后无法上水。另外,只要疏水泵入口阀处于开启状态,空气即会漏入真空系统,对机组真空及凝结水溶氧造成较大影响,且疏水泵无法处于备用状态。另外,2号低加疏水温度高于2号低加六抽压力对应的饱和温度,密封水进入低加疏水泵入口便会产生汽化,无法起到密封作用,并使疏水泵出口压力剧烈变化,汽蚀严重,无法上水和正常运行。将低加疏水泵密封水改为凝结水(引自凝结水杂用水管路),低加疏水泵汽蚀现象明显改善,出力明显提高。但是,2号低加在无抽汽流量的情况下,疏水泵仍不能完全将全部疏水送至凝结水管路,有部分疏水通过危急疏水管路直接引至凝汽器热井,这是一种非正常的运行方式。若将2号低加维持较高水位,低加疏水泵出力增加,2号低加水位愈高,疏水泵出口流量愈大,一直到2号低加水位高至无法监视时,低加疏水泵流量才趋于正常。图2为低加疏水泵出口流量随2号低加水位变化曲线。试验表明,造成低加疏水泵出力低的主要原因有:(1)吸入管路弯头太多且管路较长,吸入阻力太大;(2)低加疏水泵布置位置较高,2号低加汽侧压力较低,低加疏水泵吸入压力低。3改进前后低加参数对比针对2号低加凝结水无温升及低加疏水泵存在的问题,采取了以下改进措施:(1)将低加疏水泵管路直接接入泵吸入口,减小吸入阻力。2号机如此改进后,低加疏水泵运行正常,但这种改进不能完全消除3号低加疏水流入2号低加排挤六抽现象,2号低加凝结水温升低,使3号低加的五抽流量增大,影响机组的经济性。(2)3号低加引至2号低加的疏水位置提高,使3号低加疏水在2号低加充分冷却,从而减弱3号低加疏水对六抽的排挤现象。(3)低加疏水泵吸入口管路改接至3号低加,增加泵吸入口处压力。机组正常运行时,低加疏水泵排去3号低加疏水,而2号低加疏水参数较低,可直接引至凝汽器热井。1号机组采取这种改进措施后,低加疏水泵出力正常,2号、3号低加凝结水温升正常,比第1种措施经济性好。采用第3种措施,改进前后低加参数对比见表1。从表1看出,低加疏水系统改进前1号、2号低加凝结水温升很小,3号、4号低加凝结水温升较大,高品质抽汽流量较大;改进后,1号、2号低加凝结水温升增大,3号、4号低加凝结水温升较改造前减小,高品质抽汽流量减少,较接近设计值。4经济分析4.1[]的[]公式[]热力系统经济性定量分析模型基于能效分布矩阵的热力系统矩阵分析方法,采用常规热平衡的矩阵表达形式为:[00[AV]Τ⋮0τ1τ2⋯τzq0][φ1φ2⋮φzη0]=[h1-hnh2-hn⋮hz-hnh0-hn-Π](1)上述矩阵简记为[B][η]=[Δh]或[η]=[B]-1[Δh]。式中:[AV]=[E-[Af][αf]D-[Aτ][aτ]D-[Δq]D]-1[A]]。其中:[E]为对角线元素为1的z阶单位矩阵;[αf]D为第1类辅助汽水的对角线元素为αfi/τi的z阶方阵;[aτ]D为第2类辅助汽水对角线元素为ατi/τi的z阶方阵;[Δq]D为第3类辅助汽水对角线元素为Δqi/τi的z阶方阵;Π=τb+∑αmi(hmi-hn)。[η]为待求矩阵,该矩阵中元素η0在数值上等于热力系统的循环效率,局部定量分析中只需要将疏水系统改进后的热力系统按一定规则填入上述方程求出热力系统改进后的循环效率η′0,则热力系统变化后循环效率的相对变化δηi=η′i-η0η0。由于能效分布矩阵方程中涉及了矩阵求逆和矩阵乘法运算,人工计算较为繁琐,本文采用了MATLAB6.5编制计算模块,计算非常简便并且精度很高。4.2机组加热器疏水系统原始数据根据能效分布矩阵填写规则及N150—13.24/535/535型汽轮机组纯凝汽额定工况热力计算书,整理得机组加热器疏水系统原始数据见表2。其它相关数据有:新蒸汽比焓值h0=3426.96kJ/kg,排汽比焓值hn=2392.77kJ/kg,给水泵比焓升τb=22.8kJ/kg,凝结水比焓值τn=144.29kJ/kg,热耗率q=8145.5kJ/(kW·h),除氧器凝结水系数αH=0.8259819。4.3热力系统循环效率计算根据机组的热力系统,其主系统能效分析矩阵为:[q1τ1τ1τ1τ1τ1τ1τ1q2γ2γ2τ2τ2τ2τ2q3γ3τ3τ3τ3τ3q4τ4τ4τ4τ4q5γ5γ5τ5q6γ6τ6q7τ7q0][η1η2η3η4η5η6η7η0]=[h1-hnh2-hnh3-hnh4-hnh5-hnh6-hn+σ(1-η0)h7-hn+σ(1-η0)h0-hn+σ(1-η0)-Π](2)对主系统来说,[Af][αf]D=→0;[Aτ][aτ]D=→0;[Δq]D=→0;则[AV]=[A],Π=τb。将原始数据带入矩阵计算得热力系统循环效率η0=0.4468966750。对于热经济问题,一般采用热经济指标的相对变化,以热力系统热经济性指标为基准,只分析热力系统改进后相对于热力系统循环效率η0的变化,即每增加辅助汽水或热力系统改进前、后的循环效率的相对变化,即δηi=η′0-η0η0,则机组热耗率的变化Δq=q×δηi。4.4qf2122355疏水泵从2号低加移至3号低加,并且2号低加疏水直接进入凝汽器热井,则3号低加变为混合式加热器,2号低加为表面式加热器且疏水直接进入1号低加水侧。A=[q1γ1τ1τ1τ1τ1τ1τ1q′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2q′3γ′3τ′3τ′3τ′3τ′3q4τ4τ4τ4τ4q5γ5γ5τ5q6γ6τ6q7τ7q0]Af=[0γ1τ1τ1τ1τ1τ1τ1qf2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′20γ′3τ′3τ′3τ′3τ′30τ4τ4τ4τ40γ5γ5τ50γ6τ60τ70]αf=[0γ1τ1τ1τ1τ1τ1τ1α′2/τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′20γ′3τ′3τ′3τ′3τ′30τ4τ4τ4τ40γ5γ5τ50γ6τ60τ70]Aτ=[qτ1γ1τ1τ1τ1τ1τ1τ10τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′20γ′3τ′3τ′3τ′3τ′30τ4τ4τ4τ40γ5γ5τ50γ6τ60τ70]αf=[α′2/τ1γ1τ1τ1τ1τ1τ1τ10τ′2τ′2τ′2τ′2τ′2τ′20γ′3τ′3τ′3τ′3τ′30τ4τ4τ4τ40γ5γ5τ50γ6τ60τ70]Π=τb式中:q′2=q2-(τ2s-τ1o);τ′2=τ2-Δτ2;q′3=q3+(τ3s-τ2o);τ′3=τ3+Δτ3+Δτ2;α′2=(αΗ-α3-α4)×τ′2q′2;γ1=τ2s-τ1s;qf2=0;qτ1=τ2s-τn;γ′3=γ3+τ3s-τ2o。疏水泵位置改变后对热耗率影响根据矩阵计算结果为:η′0=0.4472841698;δηi=η′0-η0η0=0.087%‚Δq1=q×δηi=7.1kJ/kg。4.52332号低加凝结水温升提高25℃,端差降低25℃,凝结水出水比焓值增加约100kJ/kg,则:τ″2=τ2-100;τ″3=τ3+100。将τ″2,τ″3分别代替式(1)中的τ2,τ3而其它参数不变,经计算2号低加端差变化对热耗率的影响为:η″0=0.4440511916;δηi=η″i-η0η0=0.637%‚Δq2=q×δηi=51.9kJ/kg。4.63e0633:2-403号低加凝结水温升提高10℃,端差降低10℃,凝结水出水比焓值增加约40kJ/kg,则τue0873=τ2-40;τue0874=τ4+40。将τue0873,τue0874分别代替式(1)中的τ3,τ4而其它参数不变,经计算得低加端差变化对热耗率的影响为:ηue0870=0.4463837959;δηi=η‴i-η0η0=0.115%,Δq3=q×δηi=9.4