基于改進型流量分布算法對帶外置蒸汽冷卻器回熱系統的熱耗計算分析

林潤達

(上海發電設備成套設計研究院有限責任公司, 上海 200240)

基于改進型流量分布算法對帶外置蒸汽冷卻器回熱系統的熱耗計算分析

林潤達

(上海發電設備成套設計研究院有限責任公司, 上海 200240)

根據流量分布算法對結構矩陣進行改進，以適用于帶外置式蒸汽冷卻器的回熱系統。結果表明：不計輔汽損失且僅考慮給水焓升影響時，THA工況下機組熱耗為7 254.58 kJ/(kW·h)，循環效率達到50.88%，對比不帶外置式蒸汽冷卻器的設計，熱耗降低約15.29 kJ/(kW·h)，較好地解決了熱量跨級流動的問題，使流量分布算法具有更強的通用性。

汽輪機； 外置式蒸汽冷卻器； 回熱系統； 流量分布算法； 能級效率法； 熱耗

目前針對上述情況，大致有三種方法可以改進再熱機組的回熱系統[1]：一是在1號高壓加熱器(簡稱高加)給水出口增設1～2級外置式蒸汽冷卻器(簡稱蒸冷器)，使經過再熱過程后通往3號或4號高加的回熱抽汽先用于加熱提高1號高加出口的給水焓值，降低了過熱度；二是近年來借鑒國外經驗提出的MC(給水泵汽輪機抽汽主循環)系統、EC(梯次循環)系統，通過在小型高背壓汽輪機進行逐級抽汽，替代再熱后在中壓缸的逐級抽汽；三是GE公司提出來的再熱點前抽汽加熱器(HARP)的10級抽汽回熱系統[2]。如果僅從目前國內外應用的角度來看，普遍做法還是增設1～2級外置式蒸冷器。

對帶外置式蒸冷器的一、二次再熱機組而言，國內已有學者利用較為傳統的矩陣法等進行計算分析[3]。基于能級效率法思路，夏曉華等[4]提出可將外置式蒸冷器對回熱系統的收益影響看作是兩個能損過程進行分析，一方面是外置蒸冷器抽汽的能損(+)，另一方面是該抽汽加熱給水回收利用的能損(-)，二者相加可以認為是外置式蒸冷器對于回熱系統收益的綜合影響。該研究思路同樣較好地解決了熱量跨能級流動的問題。

對上述計算方法而言，外置蒸冷器被看作是基本循環結構以外的部分。因此，如果要對比帶外置蒸冷器設計與常規設計的循環效率，能級效率矩陣中得到的第一個分量，并不能直接體現出外置蒸冷器對回熱系統的影響。同時，由于矩陣的各個分量代表的是基本循環下的各能級效率，若要直接比較回熱系統增設外置蒸冷器后，各能級效率的變動情況，也需要額外計算過程。

筆者認為，如果能夠將外置蒸冷器對于回熱系統的影響考慮進計算過程中，具體做法是根據外置蒸冷器的布置，改進標準形式下的結構矩陣，那么便可以從根本上達到預期效果。

1 計算原理

在改進標準形式的結構矩陣之前，有必要先介紹基于矩陣法改進而來的流量分布算法[5]。

非調節抽汽量的確定是熱力系統分析計算的核心問題。根據流量分布算法，可根據下式求出熱力系統非調節抽汽量，計算實質是一種定功率法。

D=Q·A-1

(1)

式中：D=[D0,D1,…,Dn]為引入熱力系統的非調節抽汽矢量;Q為引入回熱系統總吸熱矢量;A為結構矩陣。

對于采用電動給水泵的熱力系統，由單位鍋爐吸熱焓矢量aQ，可得鍋爐焓矢量產生的非調節抽汽矢量為:

dQ=aQ·A-1

(2)

從鍋爐吸熱獲得的做功能力(包括從再熱器中吸熱獲得的能量):

φQ=dQ·φ′

(3)

式中：hi為各能級對應單位工質在汽輪機的抽汽焓值；hc為單位工質在凝汽器放熱后的出口焓值；σi為各能級對應單位工質通過再熱器獲得的熱量。

從再熱器中獲得的吸熱量σ0，各能級通過再熱器獲得的熱量矩陣為σ=[σ1，σ2，…,σn]：

σ=σ0·Cm+1

(4)

式中：Cm+1是再熱結構矩陣。

單位主蒸汽流經再熱器的流量份額為：

azr,0=dQ·Cm+1

(5)

所以，主循環從鍋爐的總吸熱量為：

qt=q0+azr,0·σ

(6)

式中：q0為單位工質在鍋爐未經再熱器前的吸熱量。

若對應給水泵焓升為ap，則其產生的非調節抽汽矢量為:

dp=ap·(A+σ·e0)-1

(7)

式中：e0=[1,0,0,…,0]為鍋爐焓矢量。

給水泵具有的做功能力為:

φp=dp·φ′

(8)

在考慮給水泵對主循環的做功影響后，主循環總做功能力為:

φt=φQ+φp

(9)

所以，在不考慮輔汽損失的情況下，主循環的熱效率為:

(10)

主循環的熱耗為:

(11)

式中：ηm、ηg分別為機械效率和發電機效率。

2 分析及改進思路

2.1對外置蒸冷器加入回熱系統

無論是矩陣法還是流量分布算法，其優勢在于一旦確定了結構矩陣A中的參數，便可由固定形式的算法得到主循環的循環熱效率和熱耗。當分析的工況改變時，只需調整A中的參數，便可重新確定非調節抽汽矢量矩陣，進而由原先計算公式可重新獲得新的循環熱效率及熱耗。

圖1為某典型1 000 MW一次再熱汽輪機組的系統示意圖[6]。

圖1 一次再熱超超臨界汽輪機系統圖

對于高參數大容量再熱機組而言，當其回熱系統中包含有外置蒸冷器時，就出現了能量跨級流動的問題。

經過再熱器后的中壓缸3號高加抽汽過熱度較大，需要先經過位于1號高加給水出口處的外置式蒸冷器，一部分熱量先用于加熱1號高加出口的給水后，再到3號高加中繼續加熱給水。因此，在這里流經外置式蒸冷器的非調節抽汽量滿足Desc=D3，3號高加抽汽的單位放熱量q3=qesc+qesc,3，其中qesc為3號高加抽汽在外置蒸冷器中的單位放熱量，qesc,3為從外置蒸冷器出來后通往3號高加的單位放熱量。

對比常規設計(不帶外置式蒸冷器)與該再熱機組的設計，若將外置式蒸冷器在回熱系統中的效果看作是一級加熱器(H0′)，那么常規設計中九級回熱的結構矩陣A由原先的10×10矩陣，轉變為11×11矩陣。具體如下所示：

(12)

因此，單純地將外置式蒸冷器看作是單獨的一級加熱器，而添加進結構矩陣中的做法是不正確的，這也是能級耦合所帶來的熱量跨級流動問題的影響。

2.2外置蒸冷器節能意義

筆者認為：1號高加出口處的1～2級外置式蒸冷器的設置，實際發揮的節能作用是提高了1號高加出口給水的焓值。3號高加抽汽在外置式蒸冷器中損失的部分熱量，等于1號高加給水獲得焓值提高的熱量收益。外置蒸冷器作為熱交換器的本質，相當于增加了原來j能級的換熱面積，并將其所帶來的額外放熱量收益計入到i能級當中(i

如果能夠把1～2級外置式蒸冷器與1號高加作為整體來看，整合為同一級加熱器進入結構矩陣A的表達中，即在結構矩陣中不必解耦作為輔汽損失的情況來看待，直接看作是能級存在耦合的本質聯系，將能夠解決熱量跨級流動的計算問題。

實際上，根據D·A=Q，對于1號高加與外置蒸冷器，D0′q0′+D1q1+D0τ1+D0τ0′=0，其中D0′=D3。表達式可修改為D3q13+D1q1+D0(τ1+τ13=0)，其中q13=q0′(該部分熱量先加熱1號高加出口給水再到3號高加中回熱)，τ13=τ0′。

經過以上的推算，可以得到改進后的結構矩陣：

(13)

改動后的結構方陣依然為滿秩矩陣可在后續計算中進行矩陣求逆，而該方法所得到的矢量矩陣D也對應各級非調節抽汽量。

3 熱耗計算

3.1機組概況

筆者以某典型超超臨界1 000 MW一次再熱汽輪機組作為研究的模型對象，該系統機組具有以下特點：(1)主蒸汽參數在26.38 MPa/600 ℃，再熱蒸汽參數為6.4 MPa/620 ℃，再熱器位于第二級抽汽之后(m=2)；(2)熱力系統較為完善，采用較先進的9級回熱加熱器(3個高加、1個除氧器、5個低壓加熱器)，外加一級外置式蒸冷器串聯在回熱系統中?；責嵯到y中加熱器全部投運時，鍋爐的給水溫度約為299 ℃。

3.2熱耗計算

具體各級加熱器的主要熱力參數見表1[5]。

表1 各級回熱加熱器主要熱力參數

根據以上回熱系統各級加熱器參數，整理出對應各級加熱系統i的抽汽放熱量qi，給水焓升τi，疏水放熱量γi。參見式(9)可以對應填寫q-τ-γ結構矩陣A(10)：

根據流量分布算法的計算原理,可獲鍋爐焓矢量產生的非調節抽汽矢量為[1,-0.050 65,-0.116 63,-0.067 56,-0.030 05,-0.021 56,-0.021 32,-0.047 52,-0.027 41,-0.019 81]，從鍋爐吸熱獲得的做功能力(包括從再熱器中吸熱獲得的能量)為1 319.145 68 kJ，給水泵具有的做功能力為10.848 93 kJ，考慮給水泵對主循環的做功影響后，循環總做功能力為1 329.994 63 kJ。在不考慮輔汽損失、廠用電的情況下，循環的熱效率為0.508 88，循環的熱耗率為7 254.579 21 kJ/(kW·h)。

3.3經濟性分析

為了驗證帶外置式蒸冷器在熱耗水平上的降低，將對比切除了外置式蒸冷器的常規設計。在此常規設計中，設定3號高加的出口給水以及疏水溫度不變，來自3號高加的蒸汽直接通往H3高壓加熱器而不再流經外置式蒸冷器加熱1號高加出口給水。

對此，可得變化后的結構矩陣A(11)為：

如果考慮給水泵對主循環的做功影響后，可得循環總做功能力為1 336.176 64 kJ。在不考慮輔汽損失的情況下，循環的熱效率為0.507 82，循環的熱耗為7 269.840 03 kJ/(kW·h)。

對比原始設計，可得在切除了外置式蒸冷器時，循環的熱效率降低了0.001 06%，具體到熱耗率水平的表現上面，上升了15.290 81 kJ/(kW·h)。可見外置式蒸冷器能夠有效地利用了再熱后一、二級高加抽汽的過熱度，按照鍋爐效率95%，管道效率99%計算，可使電廠發電標煤耗降低約0.56 g/(kW·h)，按照年利用6 000 h，標準電煤價格800元/t計算，每年可節約標煤3 328 t，產生經濟效益266.78萬元。

4 改進檢驗

流量分布算法與能級效率法都是基于回路做功原理的計算方法，兩者具有內在聯系[4]。對于一個基本循環而言，兩者在計算原理上具有以下關系：

φxi=axiA-1φ=dxiφ=axiη

(14)

式中：φxi為需要計算的輔汽(或水)的做功能力；axi為單位主蒸汽流經各能級的流量份額；dxi為非調節抽汽量；A為結構矩陣；φ為各能級的功能矩陣；η為循環效率矩陣。

當運用傳統能級效率法時，采用的是結構矩陣A(11)，可得基本循環的循環效率為ηi,B=η0=0.504 73，基本循環的熱耗為7 330.809 73 kJ/(kW·h)。

其中φp=[0，0，0，30，0，…，0]。

4.1考慮外置式蒸冷器抽汽能損

4.2考慮外置式蒸冷器加熱給水能損

所以，有能級效率法得到的循環熱耗為：HR0=qB+ΔHR0,p+ΔHR0,fa+ΔHR0,esc=7 255.021 86 kJ/(kW·h)。

經對比，傳統能級效率法處理外置式蒸冷器的熱耗與運用改進型矩陣一次性計算所得的熱耗相比，兩者相差為0.442 65 kJ/(kW·h)，相對誤差在10-5～10-4。筆者認為，造成上述微小偏差的原因是：在處理外置式蒸冷器蒸汽流量時，由于表1數據對于給水流量只取到小數點后兩位，而全篇計算均按照小數點后五位的精度來處理。

因此，可以判定能級效率法可運用改進型結構矩陣來處理外置蒸冷器加入回熱系統的影響。該處理方式對比傳統方法中分為兩個能損階段，有著相同的計算精度結果。

對比外置蒸冷器在加入基本循環前后的能級效率，來考慮外置蒸冷器對于回熱系統的影響(見表2)。

表2 外置式蒸冷器加入回熱系統前后的能級效率對比 %

由表2可知：外置式蒸冷器加入回熱系統中，能夠將3號高加抽汽過熱度用于加熱1號高加給水，排擠了1、2號高加抽汽，在給水焓升不變的前提下，即使得1、2號高加的抽汽放熱量減少，能級效率上升；而3號高加的抽汽先引入外置式蒸冷器放熱去加熱鍋爐給水，在3號高加給水焓升不變的前提下，3號高加的抽汽量增大，抽汽放熱量增多，能級效率降低。綜合來看，循環效率(鍋爐能級)上升了0.114%。

從回熱系統節能原理來看：加入外置式蒸冷器以后，盡可能多地利用了品位較低的3號高加抽汽，從而排擠了品位較高的1、2號高加抽汽用于多做功，符合實際節能效果。

5 結語

筆者根據流量分布算法思想，對某1 000 MW一次再熱汽輪機組帶外置蒸冷器，提出一種改進型結構矩陣用于外置蒸冷器加入回熱系統的方案，對整體循環效率及熱耗水平進行計算分析。通過分析得出：

(1) 改進型的結構矩陣能夠很好適用于使用流量分布算法來分析帶外置式蒸冷器機組的循環效率、熱耗。

(2) 通過計算證明了改進型的結構矩陣同樣能適用能級效率法在處理能級耦合問題的計算，且二者的計算精度在同一水平。

(3) 計算得到帶外置式蒸冷器1 000 MW一次再熱機組在THA工況下，可產生明顯的經濟效益。

[1] 王衛良, 李永生. 大型汽輪機組2次再熱回熱系統關鍵技術研究[J]. 熱力發電, 2013, 42(11): 49-53.

[2] RETZLAFF K M, RUEGGER W A. Steam Turbines for Ultrasupercritical Power Plants[C]//General Electric Company, GER-3945A.Connecticut,USA:GE Power Generation, 1996.

[3] 牛中敏, 丁一雨. 超超臨界1 000 MW機組設置外置蒸汽冷卻器的熱經濟性分析[J]. 熱力發電, 2011, 40(12): 67-69.

[4] 夏曉華, 楊宇, 范世望, 等. 1 000 MW二次再熱汽輪機帶外置蒸冷器方案能損分析[J]. 發電設備, 2015, 29(3): 160-163.

[5] 閆水保. 電站熱力系統節能原理與方法[M]. 北京: 中國電力出版社, 2007.

[6] 楊勇平, 張晨旭, 徐鋼, 等. 大型燃煤電站機爐耦合熱集成系統[J]. 中國電機工程學報, 2015, 35(2): 375-382.

HeatLossCalculationandAnalysisforaRegenerativeSystemwithESCBasedonImprovedFlowDistributionMethod

Lin Runda

(Shanghai Power Equipment Research Institute Co., Ltd., Shanghai 200240, China)

To accurately calculate the heat loss of a regenerative system with external steam cooler (ESC), the matrix structure used in flow distribution method was improved. Results show that the calculated heat loss of the unit is 7 254.58 kJ/(kW·h) under THA operating condition without consideration of the auxiliary steam loss and with consideration of the enthalpy rise in feed water pump, when the cycle efficiency reaches 50.88%. The heat loss has been reduced by about 15.29 kJ/(kW·h) compared with the design without ESC. The improved method helps to solve the problem in calculation of heat flows at different levels, indicating stronger versatility of the improved flow distribution method.

turbine; external steam cooler; regenerative system; flow distribution method; energy level efficiency method; heat loss

2017-01-16；

2017-03-17

林潤達(1992—)，男，在讀碩士研究生，研究方向為火電系統節能運行優化。E-mail: ctylinrunda@speri.com.cn

TK212.1

A

1671-086X(2017)06-0397-06