二次再熱汽輪機性能試驗系統(tǒng)修正計算研究

趙 汶， 楊 宇， 劉 偉， 韓懷遠

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院有限責(zé)任公司，上海 200240)

“雙碳”背景下，高效靈活二次再熱發(fā)電機組對于促進電力行業(yè)碳減排、提升電力系統(tǒng)穩(wěn)定性具有重要意義。汽輪機作為二次再熱機組的重要主機之一，其熱力性能鑒定與分析向來備受重視。國內(nèi)外普遍采用ASME PTC 6規(guī)程對汽輪機進行熱力性能評價，相對于其他規(guī)程來說，ASME PTC 6具有更高的精度與操作性[1]。按規(guī)程要求，汽輪機性能試驗結(jié)果應(yīng)進行系統(tǒng)修正計算，將試驗循環(huán)修正至規(guī)定循環(huán)下進行評價分析。ASME PTC 6A給一次中間再熱汽輪機提供了算例介紹，但包括ASME PTC 6在內(nèi)的絕大部分汽輪機性能試驗規(guī)程，都未見二次再熱汽輪機性能試驗的系統(tǒng)修正計算方法的介紹。

學(xué)者們對二次再熱汽輪機熱力性能評價展開了一系列研究。張佳佳[2]采用線性化分析方法研究了超超臨界二次再熱汽輪機各缸效率變化對機組的影響及變化規(guī)律。谷雅秀等[3]從理論分析角度對一次再熱循環(huán)與二次再熱循環(huán)熱經(jīng)濟性進行了計算對比。司寧寧[4]基于分析、能量分析法等對二次再熱機組能量分布、性能特性等進行了研究分析。周仁米等[5]對二次再熱汽輪機性能試驗方法及其與一次再熱汽輪機熱經(jīng)濟性對比進行了研究。李永生等[6-7]對超超臨界二次再熱汽輪機熱經(jīng)濟指標(biāo)等進行了匯總分析，從優(yōu)化設(shè)計及運行方面提出了建議。吳濤等[8-9]對二次再熱汽輪機系統(tǒng)修正中一、二次再熱壓降的處理方法、外置蒸冷器系統(tǒng)修正等進行了介紹，同時研究了1 000 MW二次再熱機組在線運行性能指標(biāo)分析及優(yōu)化。

以上針對二次再熱汽輪機熱力性能的分析研究偏向于試驗方法、熱經(jīng)濟性指標(biāo)對比、耗差分析、運行優(yōu)化等，尚未有針對性能試驗結(jié)果系統(tǒng)修正計算方法的研究。筆者基于ASME PTC 6—2004[10]及ASME PTC 6A—2000[11]，結(jié)合二次再熱汽輪機特點，對其系統(tǒng)修正中的各抽汽壓力和抽汽焓的計算方法予以研究說明，對660 MW、1 000 MW 2種已投產(chǎn)二次再熱機組性能試驗結(jié)果進行了多種算例驗證，并推薦一種系統(tǒng)修正算法。

1 系統(tǒng)修正計算方法

系統(tǒng)修正也稱“第一類修正”，通過試驗汽輪機效率、循環(huán)參數(shù)、軸封漏汽量及主蒸汽流量來計算規(guī)定熱力循環(huán)性能[10-11]。

ASME PTC 6—2004在系統(tǒng)修正計算中對試驗汽輪機效率的處理提供了2種方法，概括為試驗膨脹線法和新膨脹線法[12]，其最大不同在于低壓缸膨脹線終點焓(ELEP)是否發(fā)生改變。

筆者采用試驗膨脹線法，即維持排汽膨脹線終點焓不變，分別采取定缸效率截取與定級組效率截取2種方法保持汽輪機內(nèi)效率不變，對二次再熱汽輪機系統(tǒng)修正計算方法展開研究。

2 研究對象

二次再熱汽輪機較一次再熱汽輪機首先增設(shè)了超高壓缸及相關(guān)配套設(shè)施，通常也增配多種節(jié)能提效設(shè)備，如外置蒸汽冷卻器、疏水循環(huán)泵和疏水冷卻器等，以提升機組整體能效水平，這使得系統(tǒng)修正計算時部分抽汽壓力與抽汽焓的求取與一次再熱汽輪機差別較大。

以某660 MW二次再熱汽輪機為主要研究對象，采用第1節(jié)所述系統(tǒng)修正計算方法，分別就其設(shè)計參數(shù)及性能試驗數(shù)據(jù)進行計算分析，同時對某1 000 MW二次再熱汽輪機性能試驗數(shù)據(jù)進行驗算。2種二次再熱汽輪機具有相同熱力系統(tǒng)配置，其熱力平衡圖見圖1。

圖1 典型熱力系統(tǒng)配置的二次再熱汽輪機熱力平衡圖

3 系統(tǒng)修正中抽汽壓力計算方法

基于此，二次再熱汽輪機中間各級(第2級、4級、5級、6級、8級、9級和10級)抽汽壓力的系統(tǒng)修正計算可繼續(xù)采取該方法，但對于各汽缸進、出口蒸汽壓力的處理不能直接使用一次再熱汽輪機的相關(guān)內(nèi)容，應(yīng)分別按如下方法進行計算：

(3) 通過系統(tǒng)修正求得的超高壓缸排汽壓力、高壓缸進汽壓力和排汽壓力、中壓缸進汽壓力，計算得出新的一次再熱壓損與二次再熱壓損，并在后續(xù)參數(shù)修正中對此予以修正計算。

4 系統(tǒng)修正中抽汽焓計算方法

4.1 各汽缸進、出口蒸汽焓的確定

二次再熱汽輪機系統(tǒng)修正中各汽缸進、出口蒸汽焓的確定依然由低向高進行，其中，低壓缸部分與一次再熱汽輪機的處理方法類似，即排汽膨脹線終點焓維持試驗值不變，低壓缸進汽焓由修正后低壓缸進汽壓力、低壓缸排汽膨脹線終點焓與低壓缸膨脹效率試驗值迭代求得。中壓缸、高壓缸、超高壓缸進出口蒸汽焓求取方法與一次再熱汽輪機有所差異，具體如下：

(1) 中壓缸排汽焓等同于低壓缸進汽焓，也即獲得第7級抽汽焓。中壓缸進汽焓由修正后的中壓缸進汽壓力、中壓缸排汽焓與中壓缸效率試驗值迭代求得，同時計算得出新的二次再熱蒸汽溫度，并在后續(xù)參數(shù)修正中對此予以修正計算。

(2) 高壓缸排汽焓維持試驗值不變，也即獲得第3級抽汽焓。高壓缸進汽焓由修正后的高壓缸進汽壓力與高壓缸效率試驗值迭代求得，同時獲得新的一次再熱蒸汽溫度，并在后續(xù)參數(shù)修正中對此予以修正計算。

(3) 超高壓缸進汽焓維持試驗值不變，超高壓缸排汽焓由修正后超高壓缸排汽壓力與超高壓缸效率試驗值求得，也即獲得第1級抽汽焓。

4.2 中間各級抽汽焓的確定

ASME PTC 6A—2000對一次再熱汽輪機系統(tǒng)修正中間各級抽汽焓的確定采取等溫線法，該方法實際上是在系統(tǒng)修正中各級抽汽溫度維持試驗值不變，通過修正后的抽汽壓力對等溫線進行截取，求得修正后的抽汽焓。使用該方法求取濕蒸汽區(qū)的抽汽焓是否恰當(dāng)，值得商榷，目前工程應(yīng)用中普遍不采用等溫線法計算修正后抽汽焓。

本文以定缸效率截取與定級組效率截取2種方法進行二次再熱汽輪機系統(tǒng)修正中間各級抽汽焓計算，現(xiàn)分別簡要介紹如下。

4.2.1 定缸效率截取法

缸效率截取是將汽缸入口至抽汽點的膨脹過程線處理為汽缸進出口間的直線，在系統(tǒng)修正中保持各汽缸效率為試驗值不變，結(jié)合修正后各級抽汽壓力值求取抽汽焓。以某p1、p22級壓力抽汽為例，其焓熵(h-s)示意圖如圖2所示，其計算公式如下：

h2=h0-(h0-h0s)×ηc

(1)

圖2 定缸效率截取法示意圖

式中：h2為修正后汽缸某級抽汽焓值；h0為汽缸進口焓值；h0s為汽缸入口至p2壓力下的等熵焓；ηc為汽缸效率試驗值。

4.2.2 定級組效率截取法

級組效率定義為2級抽汽口間的實際焓降與等熵焓降之比，在系統(tǒng)修正中保持汽輪機各級組效率為試驗值不變，結(jié)合修正后各級抽汽壓力值求取抽汽焓，以某p1、p22級壓力抽汽為例，其截取示意圖如圖3所示，其計算公式如下：

h2=h1-(h1-h2s)×ηc1-2

(2)

式中：h1為上一級p1壓力下的抽汽焓；h2s為p1至p2壓力下的等熵焓；ηc1-2為級組效率試驗值。

圖3 定級組效率截取法示意圖

分別通過定缸效率截取法和定級組效率截取法，結(jié)合中間各級修正后抽汽壓力及相應(yīng)汽缸進、出口參數(shù)，求得系統(tǒng)修正后的抽汽焓。

除上述抽汽壓力和抽汽焓的修正計算外，其余系統(tǒng)修正所涉項目可參照ASME PTC 6—2004、ASME PTC 6A—2000中對一次再熱汽輪機的要求進行熱平衡迭代計算。需要說明的是，對外置蒸冷器進行修正計算時，其入口給水流量應(yīng)按制造廠熱力平衡圖中對高壓加熱器出口給水總流量的設(shè)計分配比例進行計算，進而獲取外置蒸冷器出口混合水溫；對疏水循環(huán)泵進行修正計算時，應(yīng)對疏水循環(huán)流量混合點前后的加熱器進、出口凝結(jié)水流量區(qū)分計算。

5 算例分析

分別對前文的660 MW二次再熱汽輪機設(shè)計數(shù)據(jù)與性能試驗數(shù)據(jù)、1 000 MW二次再熱汽輪機性能試驗數(shù)據(jù)進行系統(tǒng)修正計算，修正后汽輪機熱耗率計算結(jié)果見表1。

表1 不同修正計算方法下汽輪機熱耗率計算結(jié)果

可以看出：

(1) 采用定缸效率截取法與定級組效率截取法分別對設(shè)計數(shù)據(jù)進行系統(tǒng)修正計算，修正后汽輪機熱耗率與設(shè)計熱耗率的誤差范圍均在1 kJ/(kW·h)左右，完全滿足工程精度要求，證明上述計算方法在工程應(yīng)用中具備可行性。

(2) 采用設(shè)計數(shù)據(jù)計算時，定缸效率截取法的熱耗率計算結(jié)果比定級組效率截取法的熱耗率計算結(jié)果略微偏低，定級組效率截取法熱耗率計算結(jié)果相對更接近于設(shè)計熱耗率。

(3) 分別采用定缸效率截取法與定級組效率截取法對660 MW和1 000 MW二次再熱汽輪機性能試驗數(shù)據(jù)進行修正計算，前者得出的修正后汽輪機熱耗率數(shù)值均比后者偏低，分別低約0.062%、0.078%，其相對趨勢與使用設(shè)計數(shù)據(jù)計算結(jié)果一致。

該660 MW二次再熱汽輪機性能試驗系統(tǒng)修正后主要熱力過程參數(shù)見表2,熱力過程膨脹線見圖4和圖5。

表2 660 MW二次再熱汽輪機性能試驗系統(tǒng)修正后主要熱力過程參數(shù)

續(xù)表2

圖4 660 MW二次再熱汽輪機熱力膨脹過程線-設(shè)計數(shù)據(jù)

圖5 660 MW二次再熱汽輪機熱力膨脹過程線-試驗數(shù)據(jù)

由圖4可知，使用設(shè)計數(shù)據(jù)時，采用定缸效率截取法得出的熱力過程膨脹線較為光滑，相對定級組效率截取法更加接近設(shè)計狀態(tài)，基本與設(shè)計膨脹線貼合。由圖5可知，使用試驗數(shù)據(jù)時，采用定級組效率截取法的膨脹線與試驗狀態(tài)膨脹線重合度較高，但該方法對于抽汽點參數(shù)的測量準(zhǔn)確性較為敏感，修正后熱耗率計算結(jié)果也易受抽汽點參數(shù)測量精度的影響。如圖中的第2級抽汽與低壓缸部分的第6級、第8級抽汽點等，在試驗狀態(tài)下偏離膨脹線趨勢較為明顯，經(jīng)定級組效率截取法處理后，其偏離趨勢與試驗狀態(tài)仍較為一致，但經(jīng)定缸效率截取法處理后，膨脹線顯得較為光滑，更加貼近設(shè)計狀態(tài)。

對前文1 000 MW二次再熱汽輪機使用試驗數(shù)據(jù)進行驗算，計算得出的熱力過程膨脹線見圖6?？梢钥闯?，采用2種不同算法得出的膨脹線趨勢與660 MW機型基本一致，定缸效率截取法的膨脹線更貼近設(shè)計狀態(tài)，定級組效率截取法的膨脹線更貼近試驗狀態(tài)。

圖6 1 000 MW二次再熱汽輪機熱力膨脹過程線-試驗數(shù)據(jù)

從測量角度分析，ASME PTC 6—2004中對缸效率試驗測點布置的數(shù)量及位置均有嚴(yán)格要求，缸效率測點的測量精度明顯高于單個抽汽點參數(shù)的測量精度，這也使得試驗狀態(tài)下的缸效率測量結(jié)果準(zhǔn)確性要高于級組效率測量結(jié)果準(zhǔn)確性，尤其低壓缸部分抽汽參數(shù)在部分負荷狀態(tài)下的測量準(zhǔn)確性較難保證。因此，在系統(tǒng)修正計算中，采用定缸效率截取法相對具有更高的計算精度。

6 結(jié) 論

(1) 由于機型結(jié)構(gòu)及熱力系統(tǒng)布置不同，二次再熱汽輪機性能試驗系統(tǒng)修正中部分抽汽壓力與抽汽焓的求取方法與一次再熱汽輪機相比存在差異。

(3) 二次再熱汽輪機性能試驗系統(tǒng)修正中計算低壓缸以外的其余汽缸進、出口蒸汽焓時，其求取方法與一次再熱汽輪機有所不同。計算中間各級抽汽焓時，采用定缸效率截取法得出的熱力過程膨脹線更貼近設(shè)計狀態(tài)，不易受抽汽點參數(shù)測量精度影響；采用定級組效率截取法得出的熱力過程膨脹線更符合試驗狀態(tài)，易受抽汽點參數(shù)測量精度影響。

(4) 推薦基于試驗膨脹線法,結(jié)合定缸效率截取法進行二次再熱汽輪機性能試驗系統(tǒng)修正計算。