等效热降法在汽轮机热耗计算中的应用

等效热降法在汽轮机热耗计算中的应用

大同第二处理厂现有安装功率为6.200mw。该收割机由东方汽轮机厂生产，为衰减装置。加热系统由三个高压处理器（下称高压）、一个预氧器和四个低压处理器（下称低气率）组成。自1984年第1台机组投产以来,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,但因汽轮机排汽焓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回热系统进行局部定量计算分析。1导致机组运行的经济性加热器端差系加热器疏水温度与加热器出口水温之差。端差过大,一方面导致加热器出力下降,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;而高加端差过大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。下面以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。1.13蒸汽循环吸热量及热耗的增加3号高加端差为16℃,较设计值高14℃,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:ΔH=Δt8·η8=25.855(kJ/kg)式中Δt8——3号高加端差与设计值的差值;η8——1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,由于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:ΔQ=Δt8+Δt8(1-Υ7/q7)σ/q8=71.90(kJ/kg)式中σ——1kg再热蒸汽的吸热量;Υ7——1kg疏水在2号高加中的放热量;q7——1kg抽汽在2号高加中的放热量;q8——1kg抽汽在3号高加中的放热量。汽轮机装置效率为:ηi′=(H0+ΔH)/(Q0+ΔQ)=42.27%式中H0——设计工况新蒸汽等效热降;Q0——设计工况新蒸汽循环吸热量。汽轮机装置效率相对下降:δηi=(ηi′-η0)/ηi′=-0.379%式中η0——设计工况下汽轮机装置效率。汽轮机热耗增加:Δq=q0·δηi=31.84(kJ/kg)式中q0——汽轮机设计热耗。发电煤耗增加值:Δb=b0·δηi=1.220[g/(kW·h)]式中b0——机组设计发电煤耗。1.22蒸汽作功变化量设计2号高加端差为11℃,较设计值高9℃,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,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:ΔH=-Δt7(η8-η7)=-1.017(kJ/kg)式中η7——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:ΔQ=Δt7·σ[1/q7-(1-Υ7/q7)/q8]=0.4100(kJ/kg)汽轮机装置效率:ηi=(H0+ΔH)/(Q0+ΔQ)=42.39%汽轮机装置效率相对下降值:δηi=(ηi′-η0)/ηi′=-0.0944%1.31kj/机床抽汽效率1号高加端差10℃,较设计值-1℃高11℃,使蒸汽作功下降,其下降值:ΔH=-Δt6(η7-η6)=-5.642(kJ/kg)式中η6——3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:ΔQ=-Δt6·σ/q7=-10.94(kJ/kg)汽轮机装置效率为:ηi′=(H0+ΔH)/(Q0+ΔQ)=42.39%汽轮机装置效率相对下降值:δηi=(ηi′-η0)/ηi′=-0.0944%1.44单次抽汽效率kj/k4号低加端差8℃,较设计值高7℃,使蒸汽作功下降,其下降值:ΔH=-αH·Δt4(η5-η4)q4/(q4+Δt4)=-0.964(kJ/kg)式中αH——经3、4号低加的凝结水量占主汽量的份额;q4——1kg抽汽在4号低加中的放热量;η5——4段抽汽的抽汽效率;η4——5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:δηi=(ηi′-η0)/ηi′=ΔH/(H0+ΔH)=-0.0802%1.53—号低加端差对机组经济性影响的计算3号低加端差10℃,较设计值高7℃,使蒸汽作功下降,其下降值:ΔH=-αH·Δt3(η4-η3)=-0.977(kJ/kg)式中η3——6段抽汽的抽汽效率。汽轮机装置效率相对下降值:δηi=ΔH/(H0+ΔH)=-0.0813%1.62n23-2评分2号低加端差20℃,较设计值高16℃,使蒸汽作功下降,其下降值:ΔH=-αn·Δt2(η3-η2)=-1.615(kJ/kg)式中αn——经1、2号低加的凝结水量占主蒸汽量的份额;η2——7段抽汽的抽汽效率。汽轮机装置效率相对下降值:δηi=ΔH/(H0+ΔH)=-0.1345%1.71按机组高效放热量的计算1号低加端差25℃,较设计值高21℃,使蒸汽作功下降,其下降值:ΔH=-αn·Δt1(η2-η1)q2/(q2+Δt1)=-4.685(kJ/kg)式中η1——8段抽汽的抽汽效率;q2——1kg抽汽在2号低加中的放热量。汽轮机装置效率相对下降值:δηi=ΔH/(H0+ΔH)=-0.391%以上计算结果汇总于表1。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2。为便于横向比较,设加热器端差高于设计值10℃,用上述计算方法,计算结果见表3。1.8高、低压加热器加工过程从表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运行调整,高、低压加热器的端差有一定幅度的下降。但目前回热系统各加热器的端差仍较设计值高6～12℃,对机组经济性影响较大,如1号低加端差较设计值高12℃,使机组年多耗标煤731t。2设备运行方式对比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αy=0.0491,冷却水温升为0.5℃,即Δt=2.09kJ/kg)。2.1除氧器入口水的影响ty除氧器余汽冷却器的冷却水取自1号低加出口,经余汽冷却器加热后进入除氧器。由于除氧器排汽量较少,余汽冷却器中冷却水的焓升很小,远低于4号低加的出口水焓,使除氧器入口水焓降低:Δt=αY(t1+Δty-t4)/αH=-17.15(kJ/kg)式中αY——余汽冷却器的冷却水占主蒸汽量的份额;t1——1号低加出口水温;t4——4号低加出口水温。除氧器入口水焓下降,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):ΔH=αH·Δt4·η5+αH·αY(τ4·η4+τ3·η3+τ2·η2)=-1.67(kJ/kg)式中τ4、τ3、τ2——分别为凝结水在4、3、2号低加中的焓升。汽轮机装置效率相对下降值:δηi=-0.139%2.2蒸汽作功变化除氧器余汽冷却器的冷却水取自3号低加出口,使除氧器入口水焓降低,其降低值:Δt=-5.01(kJ/kg)蒸汽作功变化(较余汽冷却器不运行时):ΔH=αH·Δt4·η5+αH·αY·τ4·η4=-0.302(kJ/kg)汽轮机装置效率相对下降:δηi=-0.025%上述计算结果汇总于表4。2.3机组经济性下降由表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有下降;原设计方式,即冷却水取自3号低加出口,使机组发电煤耗升高0.008g/(kW·h),机组经济性略有下降;冷却水位置改到1号低加出口,使机组发电煤耗上升0.477g/(kW