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用等效热降法对回热系统进行分析计算
Analysis and Calculation for Heat Regenerative Systems
Using Equivalent Enthal py Drop Theary
王　芬
文　摘　回热系统是汽轮机的重要组成部分，为此分析了回热系统中各加热器端差、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
　　大同第二发电厂现有装机容量6×200MW，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台低压加热器(下称低加)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　加热器端差对机组经济性影响的计算分析
　　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。
1.1　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℃，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)
--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－7／q7)σ／q8＝71.90(kJ／kg)
式中　σ--1kg再热蒸汽的吸热量；
7--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。
1.2　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℃，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－7／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%
1.3　1号高加端差对机组经济性影响的计算
　　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%
1.4　4号低加端差对机组经济性影响的计算
　　4号低加端差8℃，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%
1.5　3号低加端差对机组经济性影响的计算
　　3号低加端差10℃，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%
1.6　2号低加端差对机组经济性影响的计算
　　2号低加端差20℃，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%
1.7　1号低加端差对机组经济性影响的计算
　　1号低加端差25℃，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。
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／℃
4
4
3
1
－1
2
2
加热器端差实际值／℃
25
20
10
8
10
11
16
装置效率相对下降／%
0.391
0.1345
0.0813
0.0802
0.0944
0.0944
0.379
汽轮机热耗升高／kJ.kg－1
32.84
11.30
6.83
6.73
7.92
7.92
31.84
发电煤耗升高／g.(kW.h)－1
1.259
0.433
0.261
0.258
0.304
0.304
1.220
单机年多耗标煤/t
1259
433
261
258
304
304
1220

　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　　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
加热器端差实际值／℃
16
14
9
7
7
8
8
装置效率相对下降／%
0.227
0.0833
0.0697
0.0688
0.0708
0.0708
0.165
汽轮机热耗升高／kJ.kg－1
19.07
7.00
5.85
5.78
5.95
5.95
13.86
发电煤耗升高／g.(kW.h)－1
0.731
0.268
0.224
0.222
0.228
0.228
0.531
单机年多耗标煤/t
731
268
224
222
228
228
531

　注：发电量按10亿kW.h计。
表3　加热器端差高于设计值10℃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
装置效率相对下降／%
0.189
0.0833
0.116
0.115
0.0802
0.114
0.284
汽轮机热耗升高／kJ.(kW.h)－1
15.87
7.00
9.74
9.66
6.74
9.58
23.85
发电煤耗升高／g.(kW.h)－1
0.609
0.268
0.373
0.370
0.258
0.367
0.914

　　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　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　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αy＝0.0491，冷却水温升为0.5℃，即Δt＝2.09kJ／kg)。
2.1　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　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。
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－1
11.67
2.1
发电煤耗变化／g.(kW.h)－1
0.447
0.080
单机年多耗标煤／t
447
80

　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.h)，年多耗标煤477t，机组经济性下降较多。
3　结论及建议
　　目前回热系统中加热器的端差高于设计值6～12℃，对机组经济性影响较大，说明回热系统的节能潜力很大。建议从提高检修质量和运行调整上做工作，以改善加热器经济运行状况。
　　目前部分机组除氧器余汽冷却器的冷却水位置已改到1号低加出口，这种运行方式不合理，建议恢复原设计方式，即冷却水位置恢复到3号低加出口。
作者单位：大同第二发电厂(大同037043)　　王　芬