1000MW機組高壓加熱器系統的動態特性研究

苑海冬, 李科群, 王宏光, 戴 韌, 俞興超

(1.上海理工大學能源與動力工程學院,上海200093;2.上海外高橋第三發電有限責任公司,上海200137)

高壓給水加熱器(簡稱高加)是火電廠汽輪機裝置的一項重要設備,它利用汽輪機的抽汽或鄰爐蒸汽加熱鍋爐給水,以節省燃料,提高熱效率.高加是汽輪機最重要的輔助設備之一,一旦發生故障停運,給水只能通過旁路管道進入鍋爐,這將大大降低進入鍋爐的給水溫度.過低的給水溫度將使鍋爐內煙氣與給水的溫差過大,使這一傳熱過程的可用能損失增大,熱效率降低;過低的給水溫度還會增加給水在鍋爐內的吸熱量,在相同的爐膛熱負荷下,給水的蒸發量減少,蒸汽在鍋爐過熱器中的被加熱度提高,從而使過熱蒸汽溫度過高,將可能損毀過熱器,威脅鍋爐的安全運行.此外,當高加停運時,沒有抽汽進入高加,這部分蒸汽將繼續在汽輪機內膨脹做功,造成汽輪機缸體與轉子間的膨脹差增大,同樣將威脅汽輪機的安全運行,此時只能采取降低發電負荷的措施.

高加故障是電廠設備故障的一個重要方面,高加管子及脹口的泄漏問題是各電廠存在的普遍現象.設計錯誤、設備匹配不合理以及運行失誤均可能導致高加出現故障,甚至被迫停運.經驗表明,給水升溫或降溫速率過大,是導致高加泄漏的重要原因.

1 動態特性控制方程

1.1 汽側動態特性控制方程

1.1.1 兩相區汽側流體

根據能量平衡,可得下述關系式：

式中：Q gn為凝結放熱量;D gn為進入凝結區的蒸汽量;Hg0為飽和蒸汽焓;cpg為飽和水比定壓熱容;hg為凝結換熱系數;t gz為管子溫度;t bh為飽和蒸汽溫度;F g為換熱面積.

根據上式,可得飽和蒸汽溫度：

1.1.2 單相區汽側(疏水側)流體

運用集總參數法[1-3],列出汽側(或疏水側)流體溫度控制方程：

式中：m g為管外蒸汽(疏水)儲量;cp為蒸汽(疏水)比定壓熱容;Q g,o為管外對流換熱量;D g為蒸汽(疏水)流量;t g1、t g2為蒸汽(疏水)進、出口溫度;i代表蒸汽或疏水.

1.2 給水側動態特性控制方程

式中：m gs為加熱器管內給水儲水量;cp為給水比定壓熱容;Qg,i為管內對流換熱量;Dgs為給水流量;t gs1、t gs2為給水進、出口水溫.

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1.3 高加金屬壁動態特性控制方程

式中：Q g,o為管外換熱量;Q g,i為管內對流換熱量.

將式(4)～式(6)進行差分處理,采用顯式差分方法,然后進行數值計算.

2 換熱系數的計算

依據參考文獻[4-5],對換熱系數進行計算.

管內側：

兩相區管外側：

過熱及疏水區管外側：

3 啟動過程中高加工況的模擬計算

3.1 鄰爐加熱

該機組高加系統由3個高加(A 6、A 7、A 8)組成.利用鄰爐加熱系統加熱A 7高加.鄰爐加熱蒸汽流量為60.0 t/h;鄰爐加熱蒸汽進汽溫度為233℃,進汽壓力為2.75 MPa,給水流量為533.33 t/h.

首先引入鄰爐蒸汽暖機,或引入一定流量的給水逐步暖機,使整個高加系統(A 6、A 7、A 8)達到191℃左右;然后投入溫度為191℃的給水,其流量達到533.33 t/h;最后逐步投入鄰爐蒸汽.

若蒸汽流量以每5 m in遞增總流量的1/11,共計需時5×11=55 min.模擬計算結果示于圖1和圖2.

圖1 A 7鄰爐加熱時各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.1 Feedw ater outlet tem peratures du ring heating of A 7 by neighboring furnace

3.2 蒸汽切換

機組啟動后,A 7高加進汽切換為本機自身的抽汽,再先后投運A 8及A 6高加.根據自身抽汽初始總焓值與鄰爐蒸汽總焓值相等的原則,確定自身抽汽初始流量.蒸汽流量由初始流量遞增至設計工況流量;同時給水流量也由鄰爐加熱時的流量遞增至設計工況流量.若設計本機自身蒸汽流量及給水流量均以每5m in遞增所需流量的1/20,共計需時5×20=100 min.模擬計算結果示于圖3和圖4.

圖2 A 7鄰爐加熱時各高加給水出口溫度變化率Fig.2 Variation rates of feedw ater outlet temperatu res during heating of A 7 by neighboring furnace

圖3 A 7鄰爐蒸汽切換為本機自身抽汽時各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.3 Feedw ater outlet tem peratu res du ring heating of A 7 by self-extraction

圖4 A 7鄰爐蒸汽切換為本機自身抽汽時各高加給水出口溫度的變化率Fig.4 Variation rates of feedw ater outlet temperatu res during heating of A 7 by self-ex traction

由圖3和圖4可知,因給水出口溫度變化率非常小,本機自身蒸汽流量及給水流量投運速度還可大大加快,尤其是在投運后期.

3.3 投運高加A 6

A 6蒸汽流量由0遞增至設計流量,每5 min遞增1/12,共計60 m in,計算結果示于圖5和圖6.

從圖5和圖6可知,A 6的投運時間還可減少3/5,即每2min遞增1/12,僅需24m in.

圖5 A 6蒸汽投入時各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.5 Feedwater ou tlet temperatures during heating of A 6 by steam extraction

圖6 A 6蒸汽投入時各高加給水出口溫度變化率Fig.6 Variation rates of feedw ater ou tlet temperatures du ring heating of A 6 by steam extraction

3.4 投運高加A 8

最后投運高加A 8.將A 8蒸汽流量由0遞增至設計流量,每5min遞增1/11,共計55 min,計算結果示于圖7和圖8.

圖7 A 8蒸汽投入時各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.7 Feedw ater ou tlet temperatures during heating of A 8 by steam extraction

由圖7和圖8可知,A 8的投運時間還可減少3/5,即每2m in遞增1/11,僅需22 m in.

4 結 論

許多高加發生故障均是由于投運不當所致,分析高加系統的動態特性,確定恰當的投運速率,是確保高加正常運行的有效手段.計算結果表明,在高加投運過程中,以給水溫度變化率≤110 K/h(1.83 K/min)為基準,可以確定運行參數的合理調節速率.

圖8 A 8蒸汽投入時各高加給水出口溫度變化率Fig.8 Variation rates of feedwater outlet temperatu res during heating of A 8 by steam extraction

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