低溫省煤器對凝汽器真空及機組熱經濟性影響

韓中合，李鵬

（華北電力大學電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，河北 保定 071003）

電站鍋爐的排煙余熱具有很大的利用價值。我國燃煤電站鍋爐的排煙溫度一般在120～140℃，但在一些燃用高硫煤和褐煤的電站中，排煙溫度較高，甚至可達160℃。這對鍋爐的效率以及脫硫除塵等設備的安全運行會造成十分不利的影響[1]。加裝低溫省煤器這一措施，可以有效降低排煙溫度，對電站節能減排具有重要意義。

針對國內某電廠600MW 直接空冷機組鍋爐排煙溫度過高的問題，提出了在鍋爐尾部煙道加裝低溫省煤器，回收煙氣低溫余熱加熱機組凝結水的方案。本文以TRL 工況為例，對加裝低溫省煤器后凝汽器真空的變化進行了定量計算，并且采用熱平衡法與等效焓降法對加裝低溫省煤器后機組的熱經濟性進行了分析計算。

該機組為典型600MW 直接空冷超臨界燃煤機組，采用NZK600-24.2/566/566 型超臨界中間再熱凝汽式汽輪機，額定功率620.0MW，最大功率677.2MW，額定主蒸汽量1879.5t/h，最大主蒸汽量2090t/h，鍋爐熱效率92.5%?；責嵯到y由3 個高壓加熱器、3 個低壓加熱器和1 個除氧器構成。以TRL工況為例，對比分析了安裝低溫省煤器前后凝汽器真空的變化以及汽輪機熱耗和機組發電煤耗的 變化，同時也證明了等效焓降法與熱平衡法的一 致性。

1 低溫省煤器

1.1 低溫省煤器工作原理

低溫省煤器獨立于主給水系統之外[2]。通常從某個低壓加熱器進口或出口引部分或全部凝結水，送往低溫省煤器[3]。汽輪機溫度較低的凝結水在低溫省煤器中吸收排煙余熱中的低品味熱量，低品位的排煙余熱替代部分高品位的抽汽能量加熱凝結水，將抽汽排擠回汽輪機繼續膨脹做功[2]，增加汽輪機發電功率，降低了汽輪機熱耗與機組發電煤耗；同時也增加了汽輪機的排汽流量，導致凝汽器真空下降。但是，由于排擠抽汽的新增功量遠大于凝汽器真空下降引起的功量損失，所以，加裝低溫省煤器后，機組熱經濟性是提高的。

1.2 低溫省煤器系統連接方式

該電廠600MW 機組低溫省煤器的布置方式為：低溫省煤器布置于靜電除塵器之前的水平段，每個煙道布置1 臺低溫省煤器，每臺低溫省煤器分串聯的高溫和低溫段兩部分。在電廠實際運行時，從7 號低加進出口引全部凝結水進入低溫省煤器，根據實際運行情況調整7 號低加進出口引出水比例，調節低溫省煤器進口水溫，使低溫省煤器安全高效運行；在低負荷工況時，啟用熱水再循環系統提高進入低溫省煤器的水溫；在超溫工況時，開啟低加系統的調節門將7 號低加進出口引水混合至 70℃以上進入低溫省煤器，以進一步降低煙溫至100℃左右，保證電除塵器工作在最佳溫度。通過電除塵煙氣自適應系統控制進入低溫省煤器的水量、水溫，使電除塵器工作在最佳煙氣溫度下。

在TRL 工況下，低溫省煤器及6 號與7 號低加進出口各點的凝結水溫如圖1 所示。同時從圖1 中也可以看出電廠低溫省煤器的連接方式。

圖1 TRL 工況低溫省煤器系統各點凝結水溫

2 加裝低溫省煤器對凝汽器真空與機組熱經濟性影響

2.1 排汽壓力計算

由圖1 可知，加裝低溫省煤器將余熱引入熱力系統后，汽輪機6 段和7 段抽汽受到排擠，減少的抽汽返回汽輪機，導致汽輪機排汽流量增加。直接空冷系統夏季運行時風機處于最大轉速，無提高轉速余量，增加的排汽量會導致汽輪機排汽壓力提高，排汽焓上升，熱力系統熱經濟性下降。需要根據空冷系統的換熱能力進行排汽壓力的核算，并修正熱力系統計算。

排汽壓力與凝汽器真空之間相差一個管道壓降，求得排汽壓力后就可以得到凝汽器真空值。

根據參考文獻[4-5]，可得到空冷凝汽器內凝結溫度公式，見式（1）。

汽輪機排氣口的排汽溫度（考慮排汽管道的溫降）公式，見式（2）。

在進行排汽壓力計算時，由于排汽壓力與排汽焓值相互影響：安裝低溫省煤器后，汽輪機排汽流量增加，根據新的排汽流量和空冷系統計算模型可以得到一個新的排汽壓力，新的排汽壓力對應新的排汽焓值和凝汽器出口水焓值。排汽焓值和凝結水出口焓值的變化又會使排汽流量受到影響，如此循環，需要進行迭代計算，直到得到的新的排氣壓力與上一輪排汽壓力差值在可以接受的范圍內停止迭代。迭代過程如圖2 所示。

圖2 排汽壓力計算迭代過程

2.2 機組熱經濟性計算

常規熱平衡法與等效焓降法都可以用于熱力系統的計算，且二者在本質上是一致的[3，6-7]。參考文獻[8]采用熱平衡矩陣方程，從理論上證明了熱平衡法與等效焓降法的一致性。本文采用兩種方法對機組加裝低溫省煤器前后進行了熱力計算，得到了安裝低溫省煤器的前后的熱經濟指標，對低溫省煤器的節能效果進行了定量的比較分析；同時也通過實例計算證明了等效焓降法與常規熱平衡法的一致性。

2.2.1 熱平衡法

熱平衡法的核心是對機組z 個加熱器熱平衡式和一個功率方程式求解，最終求得z 個抽汽量和一個凝汽量，然后根據有關公式求得所需的熱經濟 指標[6]。

各段抽汽系數的計算過程如式（3）～式（14），其中由于有鍋爐排污，所以給水流量與主蒸汽流量并不相等。

1 號加熱器抽汽系數

2 號加熱器抽汽系數

再熱蒸汽系數

3 號加熱器抽汽系數

除氧器抽汽系數

4 段抽汽由除氧器加熱蒸汽和汽動給水泵兩部分組成

根據除氧器進出口流量平衡可知除氧器的進水系數

5 號加熱器抽汽系數

6 號加熱器抽汽系數

7 號加熱器抽汽系數

凝汽系數計算與物質平衡校核

根據凝汽器物質平衡

根據汽輪機進出物質平衡

機組功率、汽輪機熱耗和發電煤耗等熱經濟性指標根據參考文獻[6]第一章有關公式求得。

2.2.2 等效焓降法

該機組為再熱機組，采用變熱量等效焓降法。變熱量等效焓降是按照循環吸熱的真實性計算等效焓降，等效焓降值隨系統改變而改變。

再熱熱段以后排擠的抽汽對通過再熱器的蒸汽份沒有影響，加熱器抽汽等效熱降以及新蒸汽等效焓降為式（15）、式（16）。

加裝低溫省煤器后汽輪機排汽壓力上升對機組做功的影響分為兩方面考慮，一是排汽焓上升，引起機組有效焓降做功量下降；二是凝結水溫度上升，排擠7 號低壓加熱器抽汽，使汽輪機做功量增加[9-11]。

汽輪機排汽壓力升高，排汽焓上升，導致新蒸汽做功減少，見式（17）。

7 號低壓加熱器抽汽壓力不變，出口水溫不變，凝結水焓值上升 Δτn= hwn′- hwn，將使7 號加熱器的熱耗量減少αnΔτn，按照等效熱降原理，相當于純熱量αnΔτn進入7 號加熱器系統，引起新蒸汽等焓降增加，見式（18）。

綜合兩方面，汽輪機排汽壓力升高引起的新蒸汽等效焓降增量為式（19）。

加裝低溫省煤器后，汽輪機熱耗率和發電煤耗的變化量等根據參考文獻[3]第三章中相關公式 求得。

3 計算結果分析

計算凝汽器真空時所需汽輪機背壓數據以及進行熱力計算時所需的各項參數均取自《NZK600-24.2/566/566 型汽輪機熱力特性書》。

3.1 凝汽器真空計算結果及分析

汽輪機排汽為濕蒸汽，無法由排汽壓力得到排汽焓值，需要通過抽汽參數、排汽參數擬合汽輪機低壓缸的熱力過程線，并通過新的排汽壓力得到排汽干度和焓值[12-15]。

根據汽輪機5、6、7 段抽汽以及低壓缸排汽壓力、溫度和焓值擬合并做出低壓缸的熱力過程線如圖3 所示。計算結果見表1。

由低壓缸熱力過程線和汽輪機排汽參數可知，TRL 工況下，汽輪機排汽壓力很高，達34.4kPa，這一壓力區域排汽壓力變化引起汽輪機蒸汽焓降變化較小，對熱力系統經濟性影響較小。當汽輪機排汽壓力升高至36kPa 左右時，排汽焓值僅升高2.1kJ/kg。

3.2 熱力計算結果及分析

用熱平衡法與等效焓降法分別對安裝低溫省煤 器前后的各項熱經濟指標進行計算，得到結果如表2 和表3。

低溫省煤器布置方式是從7 號低壓加熱器進出口引全部凝結水送入低溫省煤器，所以回熱系統中6 段和7 段抽汽量變化明顯，汽輪機增加的排汽主要是來自低溫省煤器排擠的7 號和6 號低壓加熱器的抽汽。汽輪機排汽量增加，導致凝汽器真空發生變化。

圖3 低壓缸熱力過程線

表1 凝汽器真空計算結果

表2 熱平衡法計算結果

表3 等效焓降法計算結果

由表2 和表3 可以看出，低溫省煤器能夠有效回收排煙余熱，增加機組出力，由數據可知，汽輪機增發功率在2000kW 左右。安裝低溫省煤器后汽輪機熱耗與機組發電煤耗均有明顯降低，汽輪機熱耗降低約 26kJ/(kW·h)，機組發電煤耗降低約1g/(kW·h)。

由表2 和表3 可以看出，兩種方法計算所得安裝低溫省煤器前后各項參數的結果相差很小。兩種方法算出來汽輪機熱耗降低值相差1.12kJ/(kW·h)，相對誤差為0.0134%，兩種方法算出來機組發電煤耗降低值相差 0.0418g/(kW·h)，相對誤差為0.0134%。說明在進行熱力計算時，等效焓降法與熱平衡法是一致的。

4 結 論

（1）加裝低溫省煤器后，汽輪機抽汽受到排擠，導致排氣流量增加，凝汽器真空下降，汽輪機發電功率降低，汽輪機熱耗與機組發電煤耗增加。

（2）凝汽器真空下降引起的不利影響與排擠抽汽多做的功所取得的收益相比是較小的，所以加裝低溫省煤器能夠有效降低汽輪機熱耗與機組發電煤耗，具有良好的節能效果。

（3）等效焓降法與熱平衡法算得的各項熱經濟指標相差很小，說明了等效焓降法在熱力計算中與熱平衡法的一致性。

符 號 說 明

A—— 空冷凝汽器總換熱表面積，m2

AF—— 空冷凝汽器迎風面積，m2

Ar—— 取r 號加熱器的疏水放熱或者給水焓升，視加熱器類型而定，kJ/kg

ca——空氣比熱容，J/(kg·K)

Gs——汽輪機排汽流量，kg/s

hc——凝結水焓值，kJ/kg

hc′——加裝低溫省煤器后排氣焓值，kJ/kg

hj——j 號加熱器抽汽焓值，kJ/kg，j=1,2,3,4,5,6,7

hj′——j 號加熱器疏水焓值，kJ/kg，j=1,2,3,5,6,7

hk——中壓缸門桿漏汽焓值，kJ/kg

hwj——j 號加熱器出口水焓值，kJ/kg

hs——汽輪機排汽焓值，kJ/kg

hw4′——給水泵出口水焓值，kJ/kg

hwn——加裝低溫省煤器前凝結水泵出口水焓值，kJ/kg

hwn′——加裝低溫省煤器后凝結水泵出口水焓值，kJ/kg

Hj0——j 號加熱器抽汽等效熱降，kJ/kg，j=1,2,3,4,5,6,7

ΔH——新蒸汽焓降凈增量，kJ/kg

ΔH1——新蒸汽做功減少量，kJ/kg

ΔH2——新蒸汽焓降增量，kJ/kg

k ——空冷凝汽器總換熱系數，W/(m2·K)

qrh——再熱器中吸熱量，kJ/kg

ta1——空氣進口溫度，℃

ts——凝汽器內凝結溫度，℃

tst——排汽溫度，℃

Δt——排汽管道溫降，℃

νF——空冷凝汽器迎面風速，m/s

α4′——除氧器進汽系數

αB——高壓缸門桿漏汽系數

αc——凝汽系數

αc4—— 除氧器進水系數

αfw—— 給水流量系數

αj—— j 號加熱器抽汽系數，j=1,2,3,4,5,6,7

αk—— 中壓缸門桿漏汽系數

αn—— 汽輪機排汽量，kg

αt—— 汽動給水泵用汽系數

ΣП—— 各輔助成分做功損失總和，kJ/kg

η7′—— 加裝低溫省煤器后7 號加熱器抽汽效率

ηr—— r 號加熱器抽汽效率

ρa—— 空冷凝汽器入口空氣密度，kg/m3

[1] 徐鋼，許誠，楊勇平，等. 電站鍋爐余熱深度利用及尾部受熱面綜合優化[J]. 中國電機工程學報，2013，33（14）：1-8.

[2] 周新軍，房林鐵，張紅方，等. 330MW 機組增裝低壓省煤器及經濟性分析[J]. 節能，2011（6）：16-20.

[3] 林萬超. 火電廠熱系統節能理論[M]. 西安：西安交通大學出版社，1994：22-26，224-228.

[4] 楊立軍，杜小澤，楊勇平. 空冷凝汽器全工況運行特性分析[J]. 中國電機工程學報，2008，28（8）：24-28.

[5] 楊世銘，陶文銓. 傳熱學[M]. 北京：高等教育出版社，2007：459-497.

[6] 鄭體寬. 熱力發電廠[M]. 北京：中國電力出版社，2010：26-37，154-166.

[7] 鄒小平，張才穩，王聲遠. “等效焓降法”在熱力系統整體計算中與常規熱平衡方法一致性研究[J]. 發電設備，1999（3）：40-44.

[8] 江峰，王培紅. 等效焓降與熱平衡算法的一致性證明與驗證[J]. 汽輪機技術，2008，50（4）：261-264.

[9] 康曉妮，馬文舉，馬濤，等. 320MW 機組鍋爐加裝低溫省煤器的經濟性研究[J]. 熱力發電，2012，41（5）：8-11.

[10] 張紅方，王勇，田松峰，等. 基于等效焓降法的低壓省煤器系統經濟性分析[J]. 節能技術，2011，29（5）：457-461.

[11] 任彥，趙寧，陳曉峰. 火力發電廠低壓省煤器系統的節能效果研究[J]. 熱能動力工程，2013，28（4）：372-375.

[12] 黃圣偉，徐鋼，楊勇平，等. 電站鍋爐煙氣余熱利用的熱力學分析與優化設計原則[J]. 現代電力，2013，30（1）：75-80.

[13] 呂太，張子建，張素娟. 600MW 鍋爐低壓省煤器水側連接優化選擇[J]. 熱能動力工程，2013，28（4）：368-371.

[14] 景宇蓉. 鍋爐余熱利用裝置低壓省煤器的熱力分析及優化設計[D]. 北京：華北電力大學，2012.

[15] 席新銘. 電站直接空冷系統對機組經濟性影響的研究[D]. 北京：華北電力大學，2007.