大機(jī)組給水泵汽輪機(jī)排汽引入冷卻裝置熱經(jīng)濟(jì)性分析

高江玲，王 瑋，孫會(huì)亮

(1.華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定 071003;2.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，北京 100045)

0 引言

大機(jī)組給水泵汽輪機(jī)排汽無(wú)一例外地引入主機(jī)凝汽器，主機(jī)和小機(jī)的排汽壓力相差1～2 kPa。因此，小機(jī)排汽引入主凝汽器會(huì)形成較大的能量損失。本文給出了在給水泵汽輪機(jī)排汽管道末端加裝冷卻裝置的方法，以600 MW機(jī)組為例采用等效熱降法[1]進(jìn)行了熱經(jīng)濟(jì)性對(duì)比分析。

1 600MW機(jī)組的主要參數(shù)及熱經(jīng)濟(jì)性

1.1 600MW機(jī)組的主要參數(shù)

主蒸汽流量 1 760.676 t/h，主汽壓力16.7 MPa，主汽溫度537℃，主汽焓值3 394.7 kJ/kg，大機(jī)排汽焓值2 362.2 kJ/kg，再熱器焓升524.7 kJ/kg，凝汽器壓力為5.4 kPa，給水泵焓升26 kJ/kg，高加給水份額0.761，再熱蒸汽份額0.857，其他基本數(shù)據(jù)如表1、表2所示，系統(tǒng)如圖1所示。

表1 熱經(jīng)濟(jì)性計(jì)算基本數(shù)據(jù)Tab.1 Basic data of thermal efficiency calculation

表2 輔助蒸汽數(shù)據(jù)Tab.2 Data of auxiliary steam

圖1600 MW機(jī)組回?zé)嵯到y(tǒng)Fig.1 Heat regenerative system of 600 MW unite

1.2 600 MW機(jī)組的熱經(jīng)濟(jì)性計(jì)算

新蒸汽毛等效熱降HM:

新蒸汽凈等效熱降H:

循環(huán)吸熱量:

汽輪機(jī)裝置效率:

2 給水泵汽輪機(jī)末端加裝冷卻裝置經(jīng)濟(jì)性分析

在給水泵汽輪機(jī)的排汽管道末端加裝冷卻裝置[2，3]，凝結(jié)水作為冷卻水在冷卻裝置中冷卻小機(jī)排汽，由于小機(jī)排汽不能在凝汽器內(nèi)完全凝結(jié)，所以小機(jī)部分排汽進(jìn)入冷卻裝置，如圖2所示，冷卻裝置后加裝新的水泵。

圖2 加裝后機(jī)組熱力系統(tǒng)局部示意圖Fig.2 Local schematic diagram of thermal system

小機(jī)排汽加裝冷卻裝置后的優(yōu)點(diǎn):減少了凝汽器的負(fù)荷Dq1，提高了真空;使得1號(hào)低加的進(jìn)口水溫升高，1號(hào)低加的部分抽汽ΔDj將返回汽輪機(jī)做功;最后，給水泵汽輪機(jī)排汽壓力也相應(yīng)降低，給水泵汽輪機(jī)的進(jìn)汽量減少ΔDj。缺點(diǎn)是新加裝的水泵會(huì)增加電耗。

由上可知，凝汽器蒸汽量的改變?nèi)缡?(1)

式中:αq1為給水泵汽輪機(jī)排汽排入冷卻裝置的份額;Δα1為1號(hào)低壓加熱器抽汽份額的改變;Δαj為給水泵汽輪機(jī)進(jìn)汽份額的改變。

2.1 給水泵汽輪機(jī)排汽排入冷卻裝置的份額

根據(jù)冷卻裝置的熱平衡可得出排入冷卻裝置的流量為:

式中:αq1為給水泵汽輪機(jī)排汽排入冷卻裝置的份額;αn為主凝結(jié)水份額;為冷卻裝置出口焓值;為加裝冷卻裝置后凝汽器出口焓值;為加裝冷卻裝置后給水泵汽輪機(jī)排汽焓值。

2.2 1號(hào)低壓加熱器抽汽量的改變

八段抽汽對(duì)應(yīng)的1號(hào)低壓加熱器的入口水溫升高，八段抽汽減少。1號(hào)加熱器的疏水自流最后返回系統(tǒng)，將其看成一個(gè)匯集式加熱器 (如圖3)。

根據(jù)熱平衡列方程:

式中:t1為1號(hào)低壓加熱器給水出口焓;α1為1號(hào)低壓加熱器的抽汽份額;Δα1為1號(hào)低壓加熱器的抽汽減少額;ts2為2號(hào)低壓加熱器疏水出口焓;α2，α3，α4為2，3，4號(hào)低壓加熱器的抽汽份額。

圖3 熱系統(tǒng)局部圖Fig.3 Local schematic diagram of thermal system

2.3 給水泵汽輪機(jī)進(jìn)汽份額的改變量

給水泵汽輪機(jī)的排汽部分進(jìn)入凝汽器，凝汽器壓力的變化也會(huì)引起給水泵汽輪機(jī)排汽壓力的改變。主凝汽器壓力的變化與給水泵汽輪機(jī)排汽壓力一致，在給水泵汽輪機(jī)的輸出功保持恒定的情況下，需要調(diào)整給水泵汽輪機(jī)的進(jìn)汽量來(lái)滿足背壓變化對(duì)其做功的影響。

式中:Δαj為給水泵汽輪機(jī)進(jìn)汽份額的變化量;αj為加裝前給水泵汽輪機(jī)進(jìn)汽份額;hqn為前給水泵汽輪機(jī)排汽焓值;hq為加裝前給水泵汽輪機(jī)進(jìn)汽焓值;為加裝后給水泵汽輪機(jī)排汽焓值。αq1，Δα1，Δαj及 ΔDc相互影響，故對(duì)確定 ΔDc的過(guò)程選擇迭代方法進(jìn)行計(jì)算，迭代過(guò)程如圖4所示，迭代結(jié)果如下:

圖4 迭代流程圖Fig.4 Iterative flow diagram

根據(jù)式 (1)可得ΔDc=2.067 t/h。

通過(guò)對(duì)凝汽器特性進(jìn)行計(jì)算[4]，擬合得出Pc和Dc的關(guān)系式為:

2.4 小機(jī)排汽加裝冷卻裝置等效熱降分析

2.4.1 排汽焓的改變影響機(jī)組的有效焓降

機(jī)組排汽壓力降低時(shí)，機(jī)組排汽焓變化Δhc=hc－h(huán)'c，這是αc蒸汽在汽輪機(jī)內(nèi)的有效作功焓降[5]，所以導(dǎo)致新蒸汽作功增加:

式中:αc為大機(jī)排汽份額;hc為加裝前大機(jī)排汽焓值;h'c為加裝后大機(jī)排汽焓值。

2.4.2 凝結(jié)水溫度的升高對(duì)機(jī)組有效焓降的影響凝結(jié)水溫度的升高，引起1號(hào)低加的抽汽量發(fā)生變化，由于已假設(shè)1號(hào)低加的出口水溫不發(fā)生改變，其加熱器的焓升變化為，由等效焓降理論，純熱量進(jìn)入加熱器中，引起的有效焓降為[6]:

式中:η'1為加裝后的1號(hào)低加的加熱器效率。

2.4.3 給水泵汽輪機(jī)排汽壓力的改變對(duì)機(jī)組有效焓降的影響

給水泵汽輪機(jī)排汽壓力降低，在保持給水泵汽輪機(jī)的輸出功恒定的前提下，給水泵汽輪機(jī)的進(jìn)汽份額會(huì)減少，由于給水泵汽輪機(jī)進(jìn)汽來(lái)自4段抽汽，因此減少的份額，返回汽輪機(jī)作功，增加的有效焓降為[7]:

綜上所述，背壓變化引起的新蒸汽等效熱降變化為:

裝置效率的相對(duì)提高:

2.5 冷卻裝置后加水泵對(duì)供電量的影響

冷卻裝置后加水泵的耗電量:

發(fā)電機(jī)輸出功率提高:

機(jī)組供電量增加:

3 結(jié)論

600 MW機(jī)組給水泵汽輪機(jī)排汽后加裝冷卻裝置，運(yùn)用等效熱降法計(jì)算，結(jié)果顯示，加裝后的凝汽器負(fù)荷減少2.067 t/h，八段抽汽減少3.237 t/h，凝汽器壓力為5.349 kPa，真空提高0.051 kPa，裝置效率提高0.64%，機(jī)組供電量提高262.372 kW。