1 000 MW超超臨界二次再熱機組外置式蒸汽冷卻器布置方式研究

付文鋒， 石 宇， 李嘉華， 楊勇平

(華北電力大學 電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室，河北保定 071003)

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1 000 MW超超臨界二次再熱機組外置式蒸汽冷卻器布置方式研究

付文鋒， 石 宇， 李嘉華， 楊勇平

(華北電力大學 電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室，河北保定 071003)

以某1 000 MW超超臨界二次再熱機組為例，利用單耗分析方法，計算了單級串聯(lián)、雙級串聯(lián)、雙級并聯(lián)3種外置式蒸汽冷卻器的布置方式對機組能耗的影響，得到了外置式蒸汽冷卻器的最佳布置方式和熱力系統(tǒng)中各設備單耗的變化規(guī)律，并分析了最佳布置方式下機組單耗隨負荷的變化趨勢.結果表明：外置式蒸汽冷卻器可以提高給水溫度，減少鍋爐的不可逆損失，這是機組單耗降低的主要原因；采用單級時，布置于第2級的效果最佳，可使機組單耗降低0.632 g/(kW·h)；采用雙級時，布置于第2、第4級的串聯(lián)方式效果最佳，可使機組單耗降低1.122 g/(kW·h)；隨著負荷的降低，雙級串聯(lián)外置式蒸汽冷卻器的降耗效應略有下降.

二次再熱； 外置式蒸汽冷卻器； 布置方式； 單耗分析方法

對燃煤電廠進行技術升級，實現(xiàn)超低排放，是推進石化能源清潔化、改善大氣質量、緩解資源約束的重要舉措.超超臨界二次再熱是當今世界領先的發(fā)電技術，可以大大提高機組的熱經濟性，是現(xiàn)階段提高發(fā)電效率、降低發(fā)電能耗的最有效手段之一，該技術的完善和推廣對完成節(jié)能減排任務具有重要意義[1-2].

近年來，二次再熱技術的相關研究受到越來越多的關注，嚴俊杰等[3-5]建立了二次再熱機組的熱經濟性評價模型.Zhou等[6-7]對二次再熱機組的主汽壓力，一、二次再熱壓力之間的匹配關系以及兩者的最優(yōu)值進行了分析計算.Bugge 等[8]研究指出，與一次再熱機組相比，二次再熱機組的回熱抽汽具有更大的過熱度，導致回熱加熱器的損較大，抑制了機組熱效率的進一步提高.為了削弱加熱器入口蒸汽過熱度對機組的不利影響，Xu等[9]設計了一種在系統(tǒng)中設置抽汽背壓式小汽輪機的方案并計算了改進效果.闞偉民等[10]研究指出，采用外置式蒸汽冷卻器是另一種簡單有效的措施，同時具有良好的負荷適應性.牛中敏等[11]和夏曉華等[12]分別針對一次再熱和二次再熱機組，分析了外置式蒸汽冷卻器對機組的降耗效應.

現(xiàn)有的研究成果表明，外置式蒸汽冷卻器對減小二次再熱機組的加熱器入口蒸汽過熱度，提高機組熱效率具有顯著作用.但是，關于外置式蒸汽冷卻器不同布置方式對二次再熱機組熱效率影響的報道還較少.為此，筆者以某1 000 MW超超臨界二次再熱機組熱力系統(tǒng)為研究對象，提出了多種外置式蒸汽冷卻器的集成方案，基于Ebsilon平臺[13-14]進行熱平衡計算，并利用單耗分析法，比較了各方案的熱經濟性，得出較優(yōu)的布置方式，最后計算了優(yōu)選方案在不同負荷下機組熱經濟性的變化規(guī)律.

1 外置式蒸汽冷卻器熱力系統(tǒng)

對于超超臨界機組，由于初參數(shù)的提高使得各高壓加熱器的汽源存在相當大的過熱度，給回熱系統(tǒng)造成了較大的不可逆損失，削弱了回熱效果.采用二次再熱技術之后，加熱器入口蒸汽過熱度進一步加大，嚴重影響了整個機組的熱經濟性.在大過熱度的高壓加熱器前增設外置式蒸汽冷卻器是一種行之有效的應對方法，一方面，可以使該級加熱器進口蒸汽焓值降低，減小該級加熱器換熱溫差和損；另一方面，可以利用抽汽的過熱度來直接提高加熱器的出口水溫或給水溫度，減小鍋爐內的換熱溫差和損.

在布置外置式蒸汽冷卻器時，根據(jù)外置式蒸汽冷卻器內水流與主給水的關系，可以將布置方式分為串聯(lián)和并聯(lián)兩種[15]，分別如圖1和圖2所示.串聯(lián)方式下，蒸汽冷卻器的水流量更大，抽汽的過熱度可以被更多的給水吸收，但是泵功的損耗也更大.并聯(lián)方式恰好相反.相比較而言，當僅布置單級外置式蒸汽冷卻器時，采用串聯(lián)方式能獲得更好的熱經濟性[16]；當布置雙級外置式蒸汽冷卻器時，串、并聯(lián)方式的優(yōu)劣一般需要詳細的熱經濟性計算才能確定.

圖1 串聯(lián)布置方式示意圖

圖2 并聯(lián)布置方式示意圖

2 單耗分析方法

單耗分析[17-19]是一種基于分析和經濟學的能量系統(tǒng)分析法，用單耗來表示熱力系統(tǒng)能耗的高低，能直接反映設備運行過程中由于不可逆性而造成的損失.與效率相比，設備的單耗具有單值性，能更直觀地表示系統(tǒng)單耗在各設備間的分布和設備單耗在系統(tǒng)總單耗中的份額.運用該方法可以更清晰地得到由于系統(tǒng)局部變化而引起的系統(tǒng)其他部分的能耗變化，從而揭示整體系統(tǒng)能耗變化的原因.

對于燃煤發(fā)電機組，單耗定義為生產單位電能所消耗的燃料量.在機組運行中，某一設備由于不可逆損失產生的附加單耗bI，可以由該設備的平衡求出：

(1)

式中：ep、ef分別為單位電能和單位燃料的值；P為發(fā)電機功率；EIin及EIout分別為設備的進、出口.

發(fā)電機組中所有設備的附加單耗與機組最低理論單耗之和即為機組單耗：

b=bmin+badd

(2)

badd=∑bI

(3)

式中：bmin為最低理論單耗，是沒有任何損失的理想系統(tǒng)的單耗，對任何機組bmin=123 g/(kW·h)；badd為機組所有設備的附加單耗之和.

3 不同布置方式的機組熱經濟性分析

以某1 000 MW超超臨界二次再熱機組為參考機組，其熱力系統(tǒng)如圖3所示.機組初參數(shù)為31 MPa/600 ℃/610 ℃/610 ℃，第二、第四段抽汽分別為2次再熱后的第1級抽汽，回熱系統(tǒng)為“四高五低一除氧”.表1給出了機組各級抽汽參數(shù).

圖3 二次再熱機組熱力系統(tǒng)圖

抽汽級數(shù)抽汽壓力/MPa抽汽溫度/℃過熱度/K18.932415.624112.82426.009525.462249.77833.334433.645193.86541.855529.304320.69151.038442.431260.92160.718389.589123.60970.392309.989167.10980.127189.00282.57290.059118.76133.391100.02261.9840

3.1 布置單級外置式蒸汽冷卻器

分別將外置式蒸汽冷卻器以單級串聯(lián)方式布置于機組的4級高壓加熱器的抽汽管路上，主給水全部經過蒸汽冷卻器后進入鍋爐，如圖4所示.計算4種方案的熱經濟性時，設定同時滿足以下2個條件：(1)蒸汽冷卻器出口蒸汽過熱度大于等于40 K，以保證蒸汽在進入加熱器時有足夠的過熱度；(2)蒸汽冷卻器的入口水溫度盡可能接近出口蒸汽溫度，以保證最大程度上利用加熱器入口蒸汽過熱度.

圖4 增設單級外置式蒸汽冷卻器熱力系統(tǒng)圖

基于Ebsilon平臺對集成外置式蒸汽冷卻器后的熱力系統(tǒng)進行模擬仿真，獲取系統(tǒng)節(jié)點參數(shù)，應用單耗分析法計算得到4種方案與參考機組的熱經濟性參數(shù)如表2所示.當取方案2即在2號高壓加熱器前設置外置式蒸汽冷卻器時，降耗效果最佳.與參考機組相比，該方案使機組單耗降低了0.632 g/(kW·h)，機組循環(huán)熱效率提高了0.233%.

表2 布置單級外置式蒸汽冷卻器熱經濟性比較

系統(tǒng)中各設備單耗分布對比如表3所示，與參考機組相比，除給水泵系統(tǒng)外，方案2中的各設備單耗均有所降低.蒸汽冷卻器對加熱器入口蒸汽過熱度的利用，減小了RH2的換熱溫差209.778 K，使回熱加熱器的附加單耗降低了0.010 g/(kW·h)；同時提高給水溫度8.68 K，使鍋爐附加單耗降低了0.577 g/(kW·h).由于給水流量和流動阻力的增大，使給水泵系統(tǒng)的附加單耗增加了0.015 g/(kW·h)，但該值遠小于其他設備的綜合降耗效果.綜上可知，外置式蒸汽冷卻器對機組熱經濟性的改善主要體現(xiàn)在降低鍋爐附加單耗方面，而對減少回熱加熱器本身的不可逆損失方面影響較小.分析其原因在于：對加熱器入口蒸汽過熱度的利用較大程度地提高了最終給水溫度，使其更加接近系統(tǒng)的最佳給水溫度，對機組的降耗貢獻顯著.

表3 參考機組與方案2各設備單耗分布

Tab.3 Distribution of specific fuel consumption in reference system and scheme 2

單耗參考機組方案2單耗減少值機組單耗/(g·kW-1·h-1)266.826266.1940.632附加單耗/(g·kW-1·h-1)鍋爐汽輪機凝汽器回熱加熱器給水泵系統(tǒng)119.4736.73811.8602.9011.058118.8966.73611.8022.8911.0720.5770.0020.0580.010-0.015

3.2 布置雙級外置式蒸汽冷卻器

由表1可知，第二、第四段抽汽的過熱度最具利用潛力，因此，當采用雙級蒸汽冷卻器時，應布置于第2、第4級.圖5和圖6分別為采用雙級串聯(lián)和雙級并聯(lián)2種布置方式的熱力系統(tǒng)圖.

圖5 雙級串聯(lián)布置方式(方案5)

Fig.5 Double series connection of outer steam coolers (scheme 5)

圖6 雙級并聯(lián)布置方式(方案6)

Fig.6 Double parallel connection of outer steam coolers (scheme 6)

在雙級串聯(lián)布置方式(方案5)中，主給水經過1號高壓加熱器后分別進入2級外置式蒸汽冷卻器，再進入鍋爐，為減小2臺外置式蒸汽冷卻器出口水流混合時的熱偏差，取進入RH2蒸汽冷卻器的給水流量為總流量的70%；在雙級并聯(lián)布置方式(方案6)中，兩級外置式蒸汽冷卻器的進口給水來自其對應高壓加熱器的出口，以文獻[20]的方法選擇給水的分流系數(shù)，經計算，當取RH2蒸汽冷卻器和RH4蒸汽冷卻器的水流量分別為分流前給水流量的5.5%和3%時，機組循環(huán)熱效率最佳.

2種方案與參考機組的熱經濟性對比如表4所示.方案5具有更好的熱經濟性，與參考機組相比，給水溫度提高了12.184 K，機組單耗降低了1.122 g/(kW·h)，機組循環(huán)熱效率提高了0.410%.方案6由于蒸汽冷卻器的水側流量較小，使給水溫度提升較小，降耗效果低于方案5.

表4 布置雙級外置式蒸汽冷卻器熱經濟性比較

Tab.4 Comparison of thermal economy between two arrangements of double outer steam coolers

布置方案給水溫度/℃機組循環(huán)熱效率/%機組單耗/(g·kW-1·h-1)參考機組304.50350.979266.826方案5(雙級串聯(lián)布置方式)316.68751.189265.704方案6(雙級并聯(lián)布置方式)313.72851.164265.888

增設外置式蒸汽冷卻器時的最佳單級布置方式、最佳雙級布置方式與參考機組的熱經濟性對比如表5所示.與單級布置相比，采用雙級布置時，加熱器入口蒸汽過熱度可以實現(xiàn)更大程度的利用，系統(tǒng)中鍋爐、汽輪機、凝汽器、回熱加熱器的附加單耗均有所降低；而給水泵系統(tǒng)的附加單耗相差不大.因此，采用雙級串聯(lián)布置方式明顯優(yōu)于單級布置方式.

表5 布置單級與雙級外置式蒸汽冷卻器單耗分布

Tab.5 Specific fuel consumption in different arrangements of outer steam coolers

單耗參考機組方案2方案5機組單耗/(g·kW-1·h-1)266.826266.194265.704附加單耗/(g·kW-1·h-1)鍋爐119.473118.896118.565汽輪機6.7386.7366.719凝汽器11.86011.80211.758回熱加熱器2.9012.8912.788給水泵系統(tǒng)1.0581.0721.077

4 變工況熱力學分析

對參考機組和最優(yōu)方案(方案5)進行幾種典型負荷下的變工況計算，得到了不同負荷下的熱經濟性指標.大型機組變工況運行時多采用滑壓運行方式，當負荷降低時，蒸汽溫度保持不變，壓力降低，往往使機組的加熱器入口蒸汽過熱度升高.圖7為進入RH2和RH4的加熱器入口蒸汽過熱度隨負荷變化的情況.由圖7可知，隨著負荷降低，參考機組中2段抽汽的過熱度均有所增加；而方案5中RH2和RH4的抽汽過熱度略有降低.

雖然在低負荷工況下外置式蒸汽冷卻器能更好地降低加熱器入口蒸汽過熱度，但是隨著進入2號、4號高壓加熱器抽汽流量的減小，給水溫度的提高幅度有所下降，圖8給出了參考機組和方案5中給水溫度隨負荷的變化規(guī)律.由于機組單耗主要受鍋爐附加單耗影響，因此隨著負荷下降，方案5中蒸汽冷卻器對機組的降耗效應在減小，這與表6給出的機組單耗變化趨勢相同，即方案5的機組單耗盡管低于參考機組，但是二者單耗的差值隨負荷的降低而減小.

圖7 加熱器入口蒸汽過熱度隨負荷的變化

圖8 給水溫度隨負荷變化圖

Tab.6 Comparison of specific fuel consumption between reference system and the system in scheme 5 at different loads

負荷/%參考機組單耗/(g·kW-1·h-1)方案5單耗/(g·kW-1·h-1)差值/(g·kW-1·h-1)100266.826265.7041.12275275.235274.2321.00350285.248284.3430.90540295.212294.3350.877

5 結 論

(1) 對1 000 MW超超臨界二次再熱機組增設外置式蒸汽冷卻器，可以明顯改善機組熱經濟性.當采用單級時，布置于第2級的效果最佳，可使機組單耗降低0.632 g/(kW·h)；當采用雙級時，布置于第2、第4級的串聯(lián)方式效果最佳，可使機組單耗降低1.122 g/(kW·h).

(2) 外置式蒸汽冷卻器對機組熱經濟性的改善，主要體現(xiàn)在降低鍋爐的附加單耗，而對減少回熱加熱器本身的附加單耗貢獻較小.

(3) 隨著負荷的降低，外置式蒸汽冷卻器依然具有良好的節(jié)能作用，但是降耗效果略有減弱.

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Arrangement of Outer Steam Coolers for a 1 000 MW Double Reheat Ultra-supercritical Unit

FU Wenfeng, SHI Yu, LI Jiahua, YANG Yongping

(MOE's Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Baoding 071003, Hebei Province, China)

Taking the 1 000 MW double reheat ultra-supercritical unit as an example, based on analysis of the specific fuel consumption, the effects of following arrangement modes of outer steam coolers on the energy consumption of unit were studied, such as the single series connection, double series connection and double parallel connection, etc., and subsequently the optimum arrangement mode of outer steam coolers was obtained, in which case the variation law of specific fuel consumption was analyzed for each part of the thermal system and for the whole unit. Results show that by adopting the outer steam coolers, the feedwater temperature is raised, the irreversible loss of boiler is reduced, thus lowering the specific energy consumption of unit. In the single connection mode, the specific fuel consumption can be reduced by 0.632 g/(kW·h) at most when the outer steam cooler is arranged at No.2 high-pressure heater; whereas in the double connection mode, the specific fuel consumption can be reduced by 1.122 g/(kW·h) at most when the coolers are arranged in series at No.2 and No.4 high-pressure heater. With the reduction of unit load, the energy-saving effect will have slight decrease if double outer steam coolers are arranged in series connection.

double reheat; outer steam cooler; arrangement mode; analysis of specific fuel consumption

2016-08-26

2016-09-22

國家自然科學基金資助項目(51606066)

付文鋒(1982-)，男，河北唐山人，講師，博士研究生，主要從事節(jié)能原理與技術方面的研究.電話(Tel．)：13673222032； E-mail： fwf_1982@163.com．

1674-7607(2017)06-0489-06

TK284.1

A

470.20