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2023 年第 4 期总 第 266 期冶 金 动 力METALLURGICAL POWER降低汽轮机冷源损失的技术实践戴桂华，钱苏军（江阴兴澄特种钢铁有限公司，江苏江阴 214400）【摘要】在自备电厂中，低压加热器的做功情况往往不被重视，当低压加热器工况恶化时，将会减少汽轮机抽汽量，降低凝结水温度，增加冷源损失，进而降低整个朗肯循环的热效率。就如何提高凝结水温度，改善低压加热器的做功环境为重点，对汽轮机低压加热器的疏水、空气管进行调节。【关键词】自备电厂；低压加热器；冷源损失；凝结水温度【中图分类号】TK264.9【文献标志码】B【文章编号】1006-6764（2023）04-0048-05 【开放科学（资源服务）标识码（OSID）】Technical Practice for Reducing Cold Source Losses in TurbinesDAI Guihua,QIAN Sujun(Jiangyin Xingcheng Special Steel Works Co.,Ltd.,Jiangyin,Jiangsu 214400,China)【Abstract】In factory-owned power plants,the work done by low-pressure heaters is often unappreciated,and when the low-pressure heaters conditions deteriorate,it will reduce steam engine pumping,lower condensate temperatures,and increase cold-source losses,which in turn will reduce the thermal efficiency of the entire Rankine cycle.The low-pressure heater of the turbine is regulated with hydrophobic water and air tubes,focusing on increasing the condensate temperature and improving the work environment of the low-pressure heater.【Keywords】factory-owned power plant;low-pressure heater;cold source loss;condensate temperature前言在发电朗肯循环中，为了提高整个循环的热效率，减少蒸汽在凝汽器中的冷源损失，一般的循环系统中都会设置抽汽加热系统，以此来提高凝结水和给水的温度，提高蒸汽的利用率，减少冷源损失【1】，减少锅炉的燃料消耗量；虽然增加了汽轮机的整体汽耗，但是整个发电循环的效率是提高的。在实际运行中，由于汽机叶片结垢、抽汽系统泄漏、加热器泄漏、加热器疏水对上一级的加热器的抽汽排挤等问题，都会导致高、低压加热器偏离设计工况，以致于加热器端差变大，使得加热器的出水温度变低。1 运行现状及分析1.1 运行现状在兴澄特钢自备电厂有一台C40-8.83/1.27-型汽轮机，该机组由于长时间深度升降负荷，导致其低压加热器（简称低加）在实际运行中已大幅度偏离设计工况值，凝结水出水温度低，还有低加法兰结合面、空气管法兰不严密等问题。为了减少机组冷源损失，提高凝结水温度。对低加出现的问题进行研讨、实验，寻找符合实际情况的解决方案。该汽轮机实际运行（工况为：主汽流量为170 t/h，凝结水流量为135 t/h，调整抽汽量为0 t/h）的相关参数见表1。汽轮机疏水调整前系统见图1。表1 汽轮机低加疏水调节前部分参数名称1#低加2#低加3#低加进水温度/4052100出水温度/521001201.2 问题分析闪蒸现象是指相对高温高压的饱和水进入压力相对低的空间，部分水会汽化，变成蒸汽。在热电厂中，相对高压的加热器其疏水流经相对低压的加热器中，也会发生闪蒸现象，进而对相应的加热器的抽汽进行排斥。从表2可知由于五抽与六抽的压力相差较大，导致2#、3#低加的疏水在流至1#低加时，闪蒸出来的蒸汽较多，对六抽的抽汽进行排挤，导致六抽抽汽量过少，从而导致1#低加出水温度过低，严重偏离设计值。该汽机三个低加的空气阀门是接在一根空气主管上再接至凝汽器中，在实际运行中，可能由于2#、3#低加的压力过高，从而使得1#低加的空气难以被凝汽器抽出。同时，由于机组负荷是根据峰平谷时间段来发电的，机组负荷差异大，低加本体膨胀、收缩频繁，其本体法兰，空气管处可能会出现不同程度的缝隙，导致过多的空气被吸进1#低加中，空气会附着在低加管束上，弱化低加的传热效果，最终导致1#低加出水温度过低，从而影响机组整体的效率。1.3 疏水排挤抽汽理论计算与分析闪蒸率计算公式：F=（h1-h2）/r式中：F 闪蒸率，%；h1闪蒸前凝结水的比焓，kJ/h；h2闪蒸后凝结水的比焓，kJ/h；r闪蒸后的水的蒸发潜热，kJ/h；闪蒸蒸汽计算公式：Gs=FG式中：Gs-闪蒸蒸汽量,t/h；G-闪蒸前疏水量,t/h。对低加的闪蒸率及抽汽量进行理论计算：3#低加疏水在2#低加中的闪蒸率：（603.95-515.74）/2 294.25100%=4.02%同理可计算出1#低加中的闪蒸率为8.87%。抽汽量计算公式：D1（h1-h2）=Cpqm(t2-t1)式中：D1抽汽量，t/h；h1抽汽焓，kJ/kg；h2疏水焓,kJ/kg；Cp水的比热容，取Cp=4.18 kJ/（kg）；qm水的质量流量，t/h；t2出水温度，；图1 汽轮机疏水调整前系统图表2 汽轮机疏水调整前抽汽数据482023 年第 4 期总 第 266 期冶 金 动 力METALLURGICAL POWER1.2 问题分析闪蒸现象是指相对高温高压的饱和水进入压力相对低的空间，部分水会汽化，变成蒸汽。在热电厂中，相对高压的加热器其疏水流经相对低压的加热器中，也会发生闪蒸现象，进而对相应的加热器的抽汽进行排斥。从表2可知由于五抽与六抽的压力相差较大，导致2#、3#低加的疏水在流至1#低加时，闪蒸出来的蒸汽较多，对六抽的抽汽进行排挤，导致六抽抽汽量过少，从而导致1#低加出水温度过低，严重偏离设计值。该汽机三个低加的空气阀门是接在一根空气主管上再接至凝汽器中，在实际运行中，可能由于2#、3#低加的压力过高，从而使得1#低加的空气难以被凝汽器抽出。同时，由于机组负荷是根据峰平谷时间段来发电的，机组负荷差异大，低加本体膨胀、收缩频繁，其本体法兰，空气管处可能会出现不同程度的缝隙，导致过多的空气被吸进1#低加中，空气会附着在低加管束上，弱化低加的传热效果，最终导致1#低加出水温度过低，从而影响机组整体的效率。1.3 疏水排挤抽汽理论计算与分析闪蒸率计算公式：F=（h1-h2）/r式中：F 闪蒸率，%；h1闪蒸前凝结水的比焓，kJ/h；h2闪蒸后凝结水的比焓，kJ/h；r闪蒸后的水的蒸发潜热，kJ/h；闪蒸蒸汽计算公式：Gs=FG式中：Gs-闪蒸蒸汽量,t/h；G-闪蒸前疏水量,t/h。对低加的闪蒸率及抽汽量进行理论计算：3#低加疏水在2#低加中的闪蒸率：（603.95-515.74）/2 294.25100%=4.02%同理可计算出1#低加中的闪蒸率为8.87%。抽汽量计算公式：D1（h1-h2）=Cpqm(t2-t1)式中：D1抽汽量，t/h；h1抽汽焓，kJ/kg；h2疏水焓,kJ/kg；Cp水的比热容，取Cp=4.18 kJ/（kg）；qm水的质量流量，t/h；t2出水温度，；图1 汽轮机疏水调整前系统图表2 汽轮机疏水调整前抽汽数据四抽五抽六抽绝对压力/MPa0.3980.2170.037温度/25619075焓值h/（kJ/kg）2 976.942 849.732 634.91对应的饱和水焓 h/（kJ/kg）603.95515.74309.76对应的饱和蒸汽焓 h/（kJ/kg）2 737.832 709.992 632.90汽化潜热r/（kJ/kg）2 133.882 194.252 323.14492023 年第 4 期总 第 266 期冶 金 动 力METALLURGICAL POWERt1进水温度，。带有疏水闪蒸蒸汽的低加换热公式为:D（h1-h2）+Gs(h-h2）=Cpqm(t2-t1)式中：D抽汽量（t/h）；h1抽汽焓，kJ/kg；h2疏水焓,kJ/kg；h对应压力下的饱和蒸汽焓,kJ/kg；Gs 闪蒸蒸汽量，t/h；Cp水的比热容，取Cp=4.18 kJ/（kg）；qm水的质量流量，t/h；t2出水温度，；t1进水温度，。4#抽抽汽量：D1（2976.94-603.95）=1354.18（120-100），D1=4.76 t/h4（计 算 数 据 来 自 于 表1、表2）。计算过程类似，其余计算结果如表3所示。正常运行时，低加疏水泵转速为额定转速的66%，疏水泵额定功率下流量为 26 m3/h，基本符合实际流量。由计算结果可以看出，由于2#、3#低加疏水产生的蒸汽量大于六抽的蒸汽量，排挤了六抽的抽汽量，六抽抽汽受阻进而影响了1#低加的加热效果。大幅降低了1#低加的凝结水的出水温度。2 对疏水及空气系统进行调整2.1 疏水调整调整后的疏水系统：2#、3#低加的疏水流至疏水泵进水管，由疏水泵将该部分疏水打至凝结水母管。1#低加的疏水经水封井排至凝汽器。该调节方式可以排除1#低加抽汽被排挤，增加1#低加的抽汽量，提高1#低加的凝结水温度，减少凝汽器端的冷源损失。汽轮机疏水调整后系统见图2。2.2 空气系统调整将2#、3#低加的空气管大幅度关小，全开1#低加的空气门。由于实际运行中，1#低加处于微真空的运行状态，相比于2#、3#低加更容易吸进空气，导致低加传热恶化。采用该调节方式可以有效地将1#低加的空气经凝汽器抽出，优化低加的做功环境。同时，由检修人员将低加法兰、空气系统法兰进行紧固和查漏，确保低加系统的严密性。2.3 调整后的参数经调整后，汽轮机低加实际运行（工况为主汽流量为170 t/h，凝结水流量为135 t/h，调整抽汽量为0 t/h）的相关参数如表4。下面对调整后的抽汽量进行计算：表3 抽汽、闪蒸率等计算结果四抽（3#低加）五抽（2#低加）六抽（1#低加）抽汽量/（t/h）4.7611.431.1闪蒸率/%04.028.87闪蒸蒸汽量/（t/h）00.191.44疏水量/t4.7616.1917.29图2 调整后疏水图502023 年第 4 期总 第 266 期冶 金 动 力METALLURGICAL POWER（四抽）3#低加抽汽量：D（2 976.94-603.95）=1354.18（127-105）D=5.23 t/h（五抽）2#低加抽汽量：D(2 849.73-515.74）+5.234.02%(2 709.99-515.74)=1354.18（105-62）D=10.20 t/h（六抽）1#低加抽汽量：D（2 634.91-309.76）=（135-5.32-10.20-c）4.18（62-40）D=4.55 t/h由于调节后1#低加中的闪蒸率为0，减少了对六抽的排挤，六抽抽汽量由 1.1 t/h提高到 4.55 t/h，1#低加出水温度由52 提高至62。3 调整前后的经济性对比调整后，1#低加出水温度明显上升，最终的凝结水温度共提升7，如表5所示。在凝汽器中被冷却的排汽、疏水换热计算公式（即冷源损失）：Q=D（h1-h2）式中：Q在凝汽器中被冷却水带走的热量，kJ/h;D在凝汽器中被冷却的排汽量或者疏水量，t/h。增加抽汽，减少排汽在凝汽器的冷源损失Q1：Q1=（19.98-17.29）（2 460-167.2）1 000=6 167 632 kJ/h（计算数据来源于表5）1#低加疏水排至凝汽器增加的冷源损失Q2：Q2=4.57（309.76-167.2）1 000=651 499.2 kJ/h（计算数据来源于表2、表5）总共减少的冷源损失Q=Q1-Q2：6 167 632-651 499.2=5 516 132.8 kJ/h整体的冷源损失是减少的。提高凝结水温度的热量计算公式为：Q=Cpqm(t2-t1)式中：Q提高水温的热值，kJ/h；Cp水的比热容，取Cp=4.18 kJ/（kg）；qm水的质量流量，t/h；t2出水温度，；t1进水温度，。凝结水提高的温度转换为热值：1351 0004.18（127-120）=3 950 100 kJ/h5 516 132.8 kJ/h 3 950 100 kJ/h，说明计算合理，减少的冷源损失基本上用于加热凝结水。因为汽轮机的抽汽量变多了，在同等进汽量下，汽轮机的发电量会减少，因而也是需要将该部分损失进行计算，从而得出该调节方式是否合理。抽汽在汽轮机内做功公式为：W=D(h-h排)式中：W抽汽在汽轮机内做功量，kJ/h；D抽汽量，t/h；h抽汽焓值,kJ/kg；h排汽轮机的排汽焓值,kJ/kg。W=（5.23-4.76）（2 976.94-2 460）+（10.20-11.43）（2 849.73-2 460）+（4.55-1.1）（2 634.91-2 460）1 000=367 033.4 kJ/h总共增加的做功量：3 950 100-367 033.4=3 583 066.6 kJ/h标煤热值取29 307 kJ/kg，锅炉效率取0.9，汽机年运行时间取8 000 h。相当于标煤量：3 583 066.6 29 3070.91 0008 000=1 086.75 t标煤价格取 1 000元/t，则每年可减少成本为：1 086.751 000=1 086 750元，可减少 CO2排放量为2 890 t。表5 调整前后重要参数变化表调整前调整后低加总抽汽量/（t/h）17.2919.983#低加出水温度/120127汽轮机排汽焓/（kj/kg）2 4602 460凝结水出水焓/（kj/kg）167.2167.21#低加抽汽量/（t/h）1.14.57表4 调整后的汽轮机相关参数名称1#低加2#低加3#低加进水温度/4062105出水温度/62105127512023 年第 4 期总 第 266 期冶 金 动 力METALLURGICAL POWER4 结语在热电厂中，由于机组启停频繁、峰平谷负荷调节等问题，使得机组各项设备逐渐偏离其设计工况。在实际运行中，常规解决办法就是对机组进行检修、改变调节方式等，提高机组经济性、机组系统的完备性、运行人员的运行经验。不同机组、不同运行习惯需要的调节方式都不尽相同。同一个调节方法在不同的机组中带来的效果也未必相同。本文所使用的调节方式主要是考虑机组的实际情况而进行的，其成果也相对来说是比较好的。【4】参 考 文 献 1 沈士一，庄贺庆，康松，等.汽轮机原理 M.北京：中国电力出版社，1992.2 郑津洋，桑芝富.过程设备设计 M.北京：化学工业出版社，2018.3 沈维道，童钧耕.工程热力学 M.北京：高等教育出版社，2016.4 李勇，曹丽华.汽轮机热经济性诊断技术及应用 M.北京：科学出版社，2012.收稿日期：2023-04-12作者简介：戴桂华（1982-），男，毕业于西南科技大学计算机科学与技术专业，大学本科，技师，汽轮机技术员，现从事汽轮机运行方面的工作。（上接第37页）发现部分色谱图氖组分有色谱峰但无测量值显示，通过对比色谱软件上设置的氖组分出峰时间和实际出峰时间，发现实际出峰时间超出了软件设置的出峰时间范围，导致色谱软件未能正确识别色谱峰；接着检查色谱仪使用的载气气瓶减压后压力，发现气瓶减压后压力设置偏低，导致色谱出峰时间延后。调整色谱仪载气气瓶减压后压力至正常工作压力，色谱图上氖组分出峰时间恢复正常，色谱软件能正常识别色谱峰，DCS系统测量值显示恢复正常。3.5 FID检测器无法成功点火某日，制氧机组刚开机后接到投用FID530型气相色谱分析仪指令，化验工按正常操作流程启动色谱分析仪并对FID检测器进行点火，但点火操作失败，氢火焰无法点燃。现场确认进入色谱分析仪的氢气及助燃气压力设置正常，该色谱仪当时使用的助燃气为仪表气，拆下助燃气气管，使用便携式氧气报警仪对助燃气内氧含量进行检测，发现助燃气中氧含量偏低。经向工艺操作人员确认，由于开机前仪表空气压力较低，工艺操作人员向仪表气管路内充入了氮气用于增压，导致仪表气内氧含量降低，色谱仪FID检测器无法点火。随后将该色谱仪助燃气改为使用制氧机组出分子筛后空气，FID检测器点火正常。4 结语气相色谱分析仪在空分系统安全控制及产品组分分析中具有重要作用，为确保充分发挥气相色谱分析仪的检测能力，使用单位应做好仪器的维护及保养工作，特别是对气相色谱分析仪的气路、色谱柱及检测器需定期进行检查。另外，由于气相色谱分析仪内部结构复杂，运行过程中使用单位要对出现的故障认真进行分析，掌握常见故障处理思路及方法，避免对空分设备安全运行和产品质量控制产生影响。参 考 文 献 1 刘禄.浅谈在线色谱分析仪的维护及常见故障处理 J.中国设备工程，2022（18）：63-65.2 房文杰.矿用气相色谱仪的构成及应用 J.煤矿安全，2020，51（8）：117-119+123.3 李林桃.在线气相色谱分析仪的故障分析与处理 J.仪器仪表标准化与计量，2019（3）：37-39.收稿日期：2023-05-09作者简介：蔡弘毅（1996-），男，本科，助理工程师，现从事制氧计量仪表及检化验管理工作。52