二次再熱器熱力計算分室模型的研究

李德龍，　張忠孝，　于　娟，　范浩杰，　董建聰，　高昊天

(1.上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240；2.中航商用航空發動機有限責任公司，上海 200241)

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二次再熱器熱力計算分室模型的研究

李德龍1,2，張忠孝1，于娟1，范浩杰1，董建聰1，高昊天1

(1.上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240；2.中航商用航空發動機有限責任公司，上海 200241)

摘要：提出了二次再熱器熱力計算的分室模型，闡述了分室原則、分室方案、計算流程及方程表達，并采用該模型對二次再熱器進行熱力計算和分析.按照分室原則，根據煙氣的沖刷和蒸汽的流動方向將高溫過熱器分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ 4個分區，根據高溫再熱器與高溫過熱器的布置關系將一、二次再熱器均分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ 3個分區，按照煙氣與蒸汽的流程順序完成各區的計算.結果表明：主蒸汽計算溫度均在610 ℃附近，一次再熱器與二次再熱器出口蒸汽溫度也在600 ℃以上，與設計值相比，鍋爐最大連續蒸發量(BMCR)工況下兩者溫度偏差在0.6%以內，不同工況下溫度偏差均可通過調節減溫水量等方法進行控制；該模型可較好地完成二次再熱器的熱力計算，且簡便易行.

關鍵詞：二次再熱器； 分室模型； 分室原則； 熱力計算

二次再熱機組可以在一次再熱機組主蒸汽參數保持不變的基礎上進一步提高機組發電效率[1-4]，同時降低低壓缸排汽濕度，提高汽輪機運行的安全性[5]，是我國超超臨界機組發展的主導方向.但采用二次再熱方式將導致機組更加復雜，使得鍋爐和汽輪機的結構復雜化[6-9]，同時對運行時控制的要求也提高，這些都會導致在設計計算時對鍋爐各個受熱面的熱力計算必須更加準確.

筆者主要根據國內在建的二次再熱塔式爐的設計布置特點，針對其中再熱器獨特的布置方式以及基于蒸汽、煙氣的流動特點，提出了一種適用于二次再熱器的分室模型，計算了不同工況下再熱器煙氣和蒸汽的主要熱力學參數，使二次再熱器的計算更加準確.

1二次再熱器布置

與一次再熱機組相比，二次再熱機組增加了二次再熱系統，再熱器的吸熱量和級數均增加.因此，二次再熱機組在設計時需要合理分配2次再熱的吸熱量，精確控制出口蒸汽溫度，使得再熱器的設計方式和布置理念均有不同，出現了一些新的布置特點.

(1)一、二次再熱器并列布置.

在塔式爐煙道中，屏式過熱器上方開始布置再熱器，按照煙氣流動方向分別布置高溫再熱器冷段、高溫再熱器熱段和低溫再熱器.其中，一、二次再熱器分別位于煙道水平方向的兩側，并列布置，寬度比例大致為7∶5.

因為一、二次再熱蒸汽溫度變化趨勢大致相同，這樣布置將對應的再熱器布置在同一高度上，只要合理分配一、二次再熱器的寬度比例，便可從不同溫度的煙氣中逐級吸收熱量，可以較好地控制2次再熱的溫壓基本一致，保證各級受熱面出口工質溫度大致相同，省去了較多設計布置中的不便.

(2)煙氣擋板的布置.

從低溫再熱器開始，一、二次再熱器之間布置分隔煙道隔墻，低溫再熱器分別位于隔墻兩側，滿負荷時分隔煙道擋板開度使前后煙道中煙氣的質量流量之比為3∶2.

作為調節燃燒器擺角和添加減溫水之外的另一種調溫手段，煙氣擋板的布置使鍋爐在不同負荷下對再熱蒸汽溫度的調節能力更強.

(3)采用組合式高溫受熱面.

再熱器布置的另一特點便是將高溫過熱器同一、二次再熱器組合在一起，首次使用了組合式高溫受熱面.將高溫再熱器冷段前移，加強了再熱器吸收輻射熱量的能力，提高了再熱蒸汽溫度，保證了高溫受熱面的安全性、經濟型和可靠性[10].

2二次再熱器分室模型

2.1分室原則

由于二次再熱機組出現了組合式高溫受熱面，且一、二次再熱器對置布置，致使傳統的熱力計算無法簡單進行.

熱力計算的復雜性主要體現在以下3個方面.第一，爐膛同一高度上布置有不同受熱面，煙氣的熱量會同時釋放給多組受熱面，熱平衡計算并不僅存在于煙氣與單一受熱面之間，而是會與多組受熱面之間存在耦合關系.校核計算中，傳熱計算與能量平衡必須滿足3組甚至更多的等式，相對應的溫壓、管壁溫度和傳熱系數等參數也要分別計算選取.第二，相同受熱面在爐膛高度上跨度較大，其他受熱面也布置在爐膛中，不同高度上的煙氣參數(如溫度和流速等)差別較大，不能簡單地將完整的受熱面作為整體、根據進出口煙氣參數來進行熱力計算，要按照布置關系出現虛擬的邏輯分區.第三，對置布置的再熱器要求煙氣在流動方向上要存在假想的分區，分開傳熱、出口混合.具體原則如下：

(1)總體原則.

每個分區內受熱面布置方式一致，不存在結構和流程的復雜性，容易完成傳統的熱力計算.同時，每個分區進口煙氣、進口蒸汽的熱力參數已知或者方便計算得到，蒸汽溫度可用后級的出口參數進行校核.在此原則基礎上，總室數較小.

(2)考慮煙氣流動.

主要根據煙氣的流通順序進行計算，因此考慮煙氣的流動可以優化分區的結果，以保證在總體原則基礎上計算更為簡單易行.另外，一、二次再熱器各為一區.

(3)考慮蒸汽流動.

計算也需考慮蒸汽的流動方向，如高溫過熱器，由于只有Ⅰ區的蒸汽才會進入Ⅲ區(各分區見圖1(b))，而Ⅱ區的蒸汽與Ⅰ區、Ⅲ區的蒸汽并不相通，只是在出口段最終匯集到一起，因此必須將高溫過熱器進行合適的分區.

2.2模型建立

分室模型是指將所要計算的復雜受熱面分成一個個小室，在每個小室內進行熱力計算，之后對各個小室間的結果進行校核，得出整體復雜受熱面的熱力計算結果的一種模型.

再熱器在爐膛中的行程較長，跨過高溫過熱器且與高溫過熱器受熱面有重合區段，因此根據原則(1)和原則(2)可將其受熱面按照重合段、重合前、重合后進行分區，再進一步分成一次再熱器區和二次再熱器區.對于高溫過熱器冷段，由于受熱面存在3種布置方式，根據原則(1)和原則(3)拆成3個分區.具體分區結果如圖1所示，其中左右兩側從上至下貫穿的“弓”字形受熱面分別為一次再熱高溫再熱器和二次再熱高溫再熱器，中間一個較窄的與其重合的“弓”字形受熱面為高溫過熱器，分區結果以不同的填充圖案來表示.為方便計算，分區間與煙氣流動方向平行的管路中，一半受熱面積加入前一級分區，另一半受熱面積加入后一級分區.

圖1　二次再熱器的分室模型

高溫過熱器分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ 4個分區，再熱器分成Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ 3個分區，同時又可以分為一次再熱器區和二次再熱器區.分區中的高溫過熱器與再熱器均為順流布置.其中，高溫過熱器Ⅰ區、Ⅱ區、高溫過熱器Ⅲ區-一次再熱器Ⅱ區重合段和高溫過熱器Ⅲ區-二次再熱器Ⅱ區重合段(以下簡稱高溫過熱器Ⅲ區-再熱器Ⅱ區重合段)的計算最為復雜.

2.3計算流程

再熱器的熱力計算流程如圖2所示，其中豎直方向的實線為煙氣流程，中間部分的虛線為過熱蒸汽流程，左右兩側的點橫線分別為一次再熱蒸汽流程和二次再熱蒸汽流程.

圖2　再熱器熱力計算流程圖

已知進口煙氣參數，過熱蒸汽以及一、二次再熱蒸汽進口參數.計算時，先將煙氣按照一、二次再熱器的寬度比例分成假想的2股煙氣，分別沖刷一、二次再熱器Ⅰ區.由于出口煙氣溫度相互接近，差別不大，可混合后計算出該分區整體出口煙氣參數.將過熱蒸汽按照橫向管數分配成2股蒸汽，分別流經高溫過熱器Ⅰ區和高溫過熱器Ⅱ區.根據煙氣流程，先進行高溫過熱器Ⅰ區的計算，其出口蒸汽全部進入高溫過熱器Ⅲ區.再進行高溫過熱器Ⅱ區的計算，其出口煙氣直接沖刷高溫過熱器Ⅲ區-再熱器Ⅱ區重合段.在計算該重合段時，根據過熱蒸汽的實際流程，先完成高溫過熱器Ⅲ區-二次再熱器Ⅱ區重合段的計算，其出口過熱蒸汽作為高溫過熱器Ⅲ區-一次再熱器Ⅱ區重合段高溫過熱器Ⅲ區的進口蒸汽.出口蒸汽則與高溫過熱器Ⅱ區的出口蒸汽完全混合后進入高溫過熱器Ⅳ區.最后，可按順序依次完成高溫過熱器Ⅳ區、一次再熱器Ⅲ區和二次再熱器Ⅲ區的熱力計算.

該模型中包含末級的高溫過熱器與一、二次再熱器，可以得到各段蒸汽的最終出口參數.

2.4方程表達

由于高溫過熱器Ⅰ區、Ⅱ區、Ⅲ區和再熱器Ⅱ區的計算最復雜，因此著重列出這部分計算的系列方程.綜合以下方程，即可對每個分區進行求解，其他區域亦可進行類似計算.

(1)蒸汽質量流量方程.

(1)

(2)

(3)

式中：qm,gg為高溫過熱器內蒸汽總質量流量，kg/s；qm,gg1、qm,gg2、qm,gg3、qm,gg4分別為高溫過熱器4個分區內蒸汽的質量流量，kg/s.

(2)能量守恒方程.

以高溫過熱器Ⅲ區-再熱器Ⅱ區重合段為例：

(4)

(5)

(6)

(7)

(3)傳熱方程.

以高溫過熱器Ⅲ區-一次再熱器Ⅱ區重合段為例：

k1zgg3H1zgg3Δt1zgg3)

(8)

式中：Q1為一次再熱器Ⅱ區過熱蒸汽與再熱蒸汽的總吸熱量，kJ/kg；k1z、k1zgg3分別為煙氣與一次再熱器內工質、煙氣與一次再熱器Ⅱ區高溫過熱器內工質的傳熱系數，需考慮管內外放熱系數及灰污系數的影響，kW/(m2·K)；H1z、H1zgg3分別為一次再熱器Ⅱ區與一次再熱器Ⅱ區高溫過熱器的傳熱面積，m2；Δt1z、Δt1zgg3分別為高溫煙氣與蒸汽的傳熱溫壓，需考慮對應煙氣及工質進出口溫度，℃.

高溫過熱器Ⅲ區-二次再熱器Ⅱ區及附加受熱面同樣采用類似的傳熱方程.

k2zgg3H2zgg3Δt2zgg3)

(9)

(4)出口蒸汽混合.

(10)

式中：h″gg2為高溫過熱器Ⅱ區的出口蒸汽焓值，kJ/kg；h″gg為高溫過熱器Ⅳ區的進口蒸汽焓值，kJ/kg.

查詢參數，可以得出高溫過熱器Ⅳ區的進口蒸汽溫度.

3計算結果

按照分室模型，對再熱器進行計算，煙氣溫度與蒸汽溫度的計算結果分別見表1和表2，其中BMCR表示鍋爐最大連續蒸發量工況，BRL表示鍋爐額定工況，THA表示汽輪機的額定出力工況.

從表1和表2可以看出，由分室模型可以計算出各分區進出口煙氣和蒸汽的溫度參數.其中各工況下主蒸汽溫度均在610 ℃附近，一次再熱器與二次再熱器最終出口蒸汽溫度幾乎都在600 ℃以上，說明高溫過熱器區和再熱器區的計算都可以反映實際情況.

圖3給出了分室模型的計算效果，其中橫坐標代表蒸汽流過的受熱面代號，計算結果標記在曲線上方，設計值標記在曲線下方.同時，分室模型的計算區域已經在圖3中圈出，左邊虛線框圖中圈出第一個峰，即過熱蒸汽，中間和右邊虛線框圖中分別圈出第二、第三個峰，分別為一次再熱蒸汽和二次再熱蒸汽.

從圖3可以看出，BMCR工況下，主蒸汽溫度計算結果為608.6 ℃，比設計值(605 ℃)高了3.6 K，再熱蒸汽溫度計算結果與設計值相近，一次再熱蒸汽溫度計算結果比設計值低了2.1 K，二次再熱蒸汽溫度計算結果比設計值低了2.4 K，相對誤差均在0.6%以內.由于主蒸汽溫度計算結果與設計值存在一定偏差，因此在實際運行時，可以通過調節減溫水量、煙氣擋板開度或者調節燃燒器火焰擺角對各溫度偏差進行適當控制.以噴射減溫水為例，經計算在BMCR工況下，可多噴入二級減溫水13.8 t/h，使主蒸汽溫度為605 ℃，滿足設計要求，達到目標蒸汽品質.

表1　二次再熱機組再熱器煙氣溫度計算結果

表2　二次再熱機組再熱器蒸汽溫度計算結果

另外，其他工況下的蒸汽溫度對比與圖3中的變化趨勢類似，BRL工況、THA工況和75%THA工況下，過熱蒸汽和再熱蒸汽溫度計算結果與設計值的偏差均在5 K以內.但當鍋爐負荷進一步降低時，這種偏差會繼續增大，如在50%THA工況下，出口過熱蒸汽溫度計算結果比設計值低6.6 K，出口一次再熱和二次再熱蒸汽出口溫度計算結果比設計值低更多.由于鍋爐在低負荷下長期運行會造成很多危害，因此并不會長期穩定運行.對于2種校核煤種，同樣得到類似結果，過熱蒸汽和再熱蒸汽溫度偏差均在5 K以內.在不同煤種、不同工況下，蒸汽參數與設計值的偏差也可通過上文提到的3種方法進行有效調節.綜上所述，所建立的分室模型可以準確計算出不同煤種、不同工況下二次再熱器的熱力學參數.

1-省煤器進口；2-省煤器出口；3-水冷壁進口；4-低溫過熱器進口；5-高溫過熱器Ⅰ區出口；6-高溫過熱器Ⅲ區出口；7-高溫過熱器Ⅳ區出口；8-一次再熱低溫再熱器進口；9-一次再熱低溫再熱器出口；10-一次再熱器Ⅰ區出口；11-一次再熱器Ⅱ區出口；12-一次再熱器Ⅲ區出口；13-二次再熱低溫再熱器進口；14-二次再熱低溫再熱器出口；15-二次再熱器Ⅰ區出口；16-二次再熱器Ⅱ區出口；17-二次再熱器Ⅲ出口.

圖3再熱器蒸汽溫度計算結果的對比

Fig.3Comparison of steam temperature between calculation and design

4結論

采用分室模型對二次再熱器進行計算，所得不同煤種、不同工況下的煙氣和蒸汽參數經分析比對準確可信.結果表明：分室模型解決了針對二次再熱器等布置復雜的受熱面熱力計算較為困難等問題，計算過程簡潔高效、精度較高，滿足大規模的科研與工程計算需求，為二次再熱器的深入分析研究奠定基礎，可以推廣使用.

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Research on Cell Models for Thermodynamic Calculation of Double Reheaters

LIDelong1,2,ZHANGZhongxiao1,YUJuan1,FANHaojie1,DONGJiancong1,GAOHaotian1

(1. School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China;2. AVIC Commercial Aircraft Engine Co., Ltd., Shanghai 200241, China)

Abstract：A concept of cell models was proposed for thermodynamic calculation of double reheaters, while the cell dividing principles and schemes were described, including the calculation procedure and equations, etc. With the models, thermodynamic calculation and analysis were conducted on the double reheaters. Based on the dividing principles, high-temperature superheaters were divided into four cells (I, II, III and IV) according the direction of flue gas and steam flow, while the primary and secondary high-temperature reheater were uniformly divided into three cells (I, II and III) according to the arrangement relationship between superheaters and reheaters. Calculations were then conducted on each of the cells under different working conditions in the sequence of flue gas and steam flow. Results show that the calculated main steam temperature is around 610 ℃ and the outlet steam temperatures of reheaters are both above 600 ℃, with an error within 0.6% under BMCR condition, compared with the design value, which could be controlled by adjusting the flow rate of desuperheating water under all the conditions. This model is proved to be applicable for thermodynamic calculation of double reheaters, simply and easily.

Key words：double reheaters; cell model; cell dividing principle; thermodynamic calculation

收稿日期：2015-07-27

修訂日期：2015-10-09

基金項目：國家科技支撐計劃課題資助項目(2012BAA12B02)

作者簡介：李德龍(1990-)，男，遼寧開原人，碩士研究生，主要從事超高參數鍋爐特性方面的研究.電話(Tel.)：15000764649；

文章編號：1674-7607(2016)07-0519-06中圖分類號：TK223.3

文獻標志碼：A學科分類號：470.10

E-mail：lidelong0101@126.com.