胡 鋒

(攀枝花鋼釩有限公司能源動(dòng)力中心,四川攀枝花 617062)

低位熱能回收系統(tǒng)對(duì)汽輪機(jī)運(yùn)行的影響分析

胡 鋒

(攀枝花鋼釩有限公司能源動(dòng)力中心,四川攀枝花 617062)

利用熱量平衡和質(zhì)量守衡的原理對(duì)凝結(jié)水作為工作介質(zhì)的低位熱能回收系統(tǒng)中參數(shù)進(jìn)行理論計(jì)算和分析，找到了影響原因。最后提出改進(jìn)建議，實(shí)踐證明利用二級(jí)除鹽水作為工作介質(zhì)雖不能全部回收乏汽，但回收的熱量要比利用凝結(jié)水作為工作介質(zhì)時(shí)多。

低位熱能;回收系統(tǒng);汽輪機(jī);影響分析

1 引言

能源動(dòng)力中心發(fā)電站為攀鋼釩公司三期建設(shè)項(xiàng)目，共有兩臺(tái)發(fā)電機(jī)組。4#發(fā)電機(jī)組配套汽輪機(jī)由武汽設(shè)計(jì)制造，型號(hào)為N55-8.83/535，七段非調(diào)整抽汽，回?zé)嵯到y(tǒng)采用2級(jí)高加＋4級(jí)低加＋1級(jí)除氧，4～7級(jí)抽汽分別供4#～1#低壓加熱器。配套鍋爐由東方鍋爐設(shè)計(jì)制造，型號(hào)為DG-240/9.80-Ⅲ，燃燒焦?fàn)t煤氣、高爐煤氣和轉(zhuǎn)爐煤氣。鍋爐設(shè)置一臺(tái)DP-6型定期排污擴(kuò)容器，接收來(lái)自定期排污和連續(xù)排污的高溫水，這些高溫水在定排擴(kuò)容器內(nèi)閃蒸，產(chǎn)生3～5t/h的低壓蒸汽，通過(guò)排空管排向大氣。為回收這部分蒸汽發(fā)電站于2010年4月建成了一套低位熱能回收系統(tǒng)，但對(duì)于用什么作為工作介質(zhì)有爭(zhēng)議，若用二級(jí)除鹽水作為工作介質(zhì)，因其水量維持在12t/h左右，無(wú)法全部回收低壓蒸汽，因此最后還是決定用凝結(jié)水作為工作介質(zhì)。第二臺(tái)機(jī)組即5#發(fā)電機(jī)組于2010年底投產(chǎn)。

2 低位熱能回收系統(tǒng)

該系統(tǒng)由ZQ-PQHS-4.0D型低位熱能回收裝置、80DLR50-25(1)×5型熱水泵、Y2-225S-4W 型電機(jī)、ZQ-KT-37-A型變頻器、管道、閥門，以及測(cè)量元件等組成。 工作原理：將具有一定壓力的水引入熱能回收裝置作為工作介質(zhì)，水高速流過(guò)熱能回收裝置噴嘴時(shí)會(huì)對(duì)周圍空間中另一介質(zhì)即乏汽產(chǎn)生射吸，同時(shí)兩種介質(zhì)進(jìn)行傳熱和傳質(zhì)，水被加熱，乏汽被凝結(jié)成水，然后經(jīng)過(guò)擴(kuò)壓段進(jìn)入脫氣儲(chǔ)水罐中。水中溶解的各種氣體會(huì)逸出，聚集在脫氣儲(chǔ)水罐中，罐內(nèi)壓力升高，要維持熱能回收裝置正常的背壓，必須將混合后的熱水送出，同時(shí)將氣體排出。工作過(guò)程：該回收裝置以軸封加熱器出口凝結(jié)水為工作水，取出管徑為ND125,進(jìn)入混合器前變徑為ND100，凝結(jié)水進(jìn)入低位熱能回收裝置后，經(jīng)過(guò)四個(gè)噴嘴的噴淋作用與乏汽充分混合，變成氣水混合物，分離出來(lái)的氣體通過(guò)定排擴(kuò)容器管道自動(dòng)排出，熱水在高精度液位控制作用下，經(jīng)熱水泵升壓后送至2#低加出口，并入凝結(jié)水母管，繼續(xù)參與機(jī)組的運(yùn)行，其系統(tǒng)簡(jiǎn)圖見(jiàn)圖1。

3 試驗(yàn)

低位熱能回收系統(tǒng)投運(yùn)后，汽輪機(jī)主要運(yùn)行參數(shù)均發(fā)生變化。為分析該系統(tǒng)對(duì)汽輪機(jī)運(yùn)行參數(shù)的影響，于2014年3月31日至4月4日分別進(jìn)行了五次試驗(yàn)，每次試驗(yàn)記錄6～10組數(shù)據(jù)，選取其中5組具有代表性的數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。因3月31日4#水架風(fēng)機(jī)故障、4月1日2#高爐休風(fēng)導(dǎo)致試驗(yàn)前后機(jī)組運(yùn)行參數(shù)變化較大，這兩天的試驗(yàn)數(shù)據(jù)未納入分析計(jì)算。

圖1 低位熱能回收系統(tǒng)簡(jiǎn)圖

3.1 試驗(yàn)條件

①汽輪機(jī)蒸汽流量基本保持在207.0t/h左右，汽溫和汽壓維持穩(wěn)定；

②關(guān)閉凝結(jié)水再循環(huán)閥門，保證所有凝結(jié)水進(jìn)入低加系統(tǒng)；

③循環(huán)水流量和冷卻塔風(fēng)機(jī)運(yùn)行臺(tái)數(shù)保持不變；

④試驗(yàn)均在環(huán)境溫度基本一致的情況下進(jìn)行。

3.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)

試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總表

注：回收系統(tǒng)用凝結(jié)水量為46.4t/h,回收系統(tǒng)出口熱水平均溫度為82.9℃。

從表1的統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)可以看出，在保證汽輪機(jī)進(jìn)汽量207.0t/h、汽溫、汽壓基本一致的前提下，利用凝結(jié)水作為工作介質(zhì)的低位熱能回收系統(tǒng)投運(yùn)后，發(fā)電功率增加0.27MW，凝汽器排汽溫度上升0.30℃，凝結(jié)水溫度提高0.23℃，4#低加出口水溫降低1.4℃，3#低加出口水溫降低1.5℃，2#低加出口水溫上升3.6℃，1#低加出口水溫增加2.2℃，高加和除氧器參數(shù)基本無(wú)變化，但六級(jí)和七級(jí)抽汽參數(shù)相對(duì)其他級(jí)變化大。

4 汽量計(jì)算

計(jì)算條件：①抽汽管道、凝結(jié)水管道的壓力和溫度不計(jì)損失；②攀枝花地區(qū)大氣壓力取88kPa；③換熱器效率95%；④一級(jí)、二級(jí)和三級(jí)抽汽參數(shù)在系統(tǒng)停運(yùn)前后無(wú)明顯變化，不計(jì)系統(tǒng)投停時(shí)抽汽量差別；⑤軸封加熱器疏水全部進(jìn)入凝汽器，不影響凝結(jié)水量，故不計(jì)算加熱汽量；⑥高低壓端軸封蒸汽因分別進(jìn)入第二級(jí)抽汽、第五級(jí)抽汽和第七級(jí)抽汽，在抽汽參數(shù)中計(jì)算，不單獨(dú)考慮。

4.1 乏汽回收量

因熱水泵出口水量表安裝直管長(zhǎng)度不足，出口流量表讀數(shù)小于入口流量表讀數(shù)，無(wú)法直接測(cè)量所回收的乏汽量，而且凝結(jié)水顯示流量波動(dòng)大，存在較大誤差，故計(jì)算如下：

乏汽溫度120℃，絕對(duì)壓力0.18MPa，對(duì)應(yīng)比焓2708.05kJ/kg，溫度51℃、壓力0.87MPa凝結(jié)水對(duì)應(yīng)比焓214.33kJ/kg，82.9℃對(duì)應(yīng)飽和水比焓347.12kJ/kg，乏汽回收量設(shè)為Q1，則(換熱效率取95%)(Q1×2708.05＋46.4×214.33)×95% ＝(46.4＋Q1)×347.12，則乏汽回收量 Q1＝3.54t/h。

4.2 一級(jí)抽汽量

一級(jí)抽汽加熱2#高加。一級(jí)抽汽平均溫度408.6℃，壓力2.52MPa，根據(jù)2#高壓加熱器熱平衡計(jì)算模型，帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得出一級(jí)抽汽量D1=13.30t/h。

4.3 二級(jí)抽汽量

二級(jí)抽汽加熱1#高加。二級(jí)抽汽平均溫度377.6℃，壓力1.42MPa，給水泵出口焓=除氧器出口水焓值+給水泵焓升20kJ/kg[2]=678.48kJ/kg，根據(jù)1#高壓加熱器熱平衡計(jì)算模型，帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得出二級(jí)抽汽量D2=10.66t/h。

4.4 三級(jí)抽汽量

三級(jí)抽汽主要用于加熱除氧器和鍋爐暖風(fēng)器，除氧器額定工況設(shè)計(jì)加熱蒸汽量為1.06t/h，而鍋爐暖風(fēng)器設(shè)計(jì)加熱蒸汽流量為3.966t/h，兩者之和5.026t/h，而本次試驗(yàn)時(shí)顯示抽汽量平均值為5.30t/h，故計(jì)算選取三級(jí)抽汽量D3=5.30t/h。

4.5 四級(jí)抽汽量

4.5.1 低位熱能回收裝置投運(yùn)時(shí)

四級(jí)抽汽加熱4#低加。四級(jí)抽汽溫度為227.1℃，壓力0.44MPa，4#低壓加熱器入口水溫119.0℃，出口水溫137.8℃，凝結(jié)水壓力為0.87MPa。凝結(jié)水流量N4=主蒸汽流量－一級(jí)抽汽量－二級(jí)抽汽量－三級(jí)抽汽量＋乏汽回收量＝207.0－13.30－10.66－5.3＋3.54＝181.28t/h，熱平衡計(jì)算模型如圖2所示。

圖24#低加熱平衡計(jì)算模型

帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得四級(jí)抽汽量D4=6.75t/h。

4.5.2 低位熱能回收裝置停運(yùn)時(shí)，根據(jù)熱平衡計(jì)算模型帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得出四級(jí)抽汽量為6.59t/h。

4.6 五級(jí)抽汽量

4.6.1 低位熱能回收裝置投運(yùn)時(shí)

五級(jí)抽汽加熱3#低加。五級(jí)抽汽溫度為171.2℃，壓力0.18MPa，3#低壓加熱器入口水溫97.3℃，出口水溫119.0℃，凝結(jié)水壓力為0.87MPa。凝結(jié)水流量N3由兩部分組成，一部分是回收裝置來(lái)的，其水量N=46.4+3.54=49.94t/h，溫度為82.9℃，另一部分是2#低加出口來(lái)的，其水量N2=主蒸汽流量－一級(jí)抽汽量－二級(jí)抽汽量－三級(jí)抽汽量－低位熱能回收裝置使用凝結(jié)水量＝207.0－13.30－10.66－5.30－46.40＝131.34t/h，熱平衡計(jì)算模型如圖3所示。

由此得熱平衡計(jì)算方程為：

圖33#低加回收裝置投運(yùn)時(shí)熱平衡計(jì)算模型

帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得四級(jí)抽汽量D5=8.85t/h。

4.6.2 低位熱能回收裝置停運(yùn)時(shí)，根據(jù)熱平衡計(jì)算模型帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得出五級(jí)抽汽量為9.08t/h。

4.7 六級(jí)抽汽量與七級(jí)抽汽量

因六級(jí)抽汽量影響七級(jí)抽汽量，同時(shí)抽汽量又影響低加疏水泵出口疏水量，進(jìn)而影響進(jìn)入2#低加入口凝結(jié)水的構(gòu)成，因而聯(lián)立求解。

4.7.1 低位熱能回收裝置投運(yùn)時(shí)

六級(jí)抽汽加熱2#低加。六級(jí)抽汽溫度為108.8℃，壓力14.48kPa，2#低壓加熱器入口水溫58.0℃，出口水溫97.3℃，凝結(jié)水壓力為0.87MPa。凝結(jié)水流量N2＝131.34t/h，不因四級(jí)、五級(jí)、六級(jí)和七級(jí)抽汽量多少而改變，即總量不變，其包括兩部分，一部分為1#低加出口送來(lái)的凝結(jié)水，另一部分為低加疏水泵出口疏水。

七級(jí)抽汽加熱1#低加。七級(jí)抽汽壓力-46.7kPa，溫度80.6℃(因現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)值偏大取設(shè)計(jì)值)[4]，1#低壓加熱器入口水溫51.0℃，出口水溫58.0℃，凝結(jié)水壓力為0.87MPa。凝結(jié)水流量N1=主蒸汽流量－一級(jí)抽汽量－二級(jí)抽汽量－三級(jí)抽汽量－低位熱能回收裝置使用凝結(jié)水量－四級(jí)抽汽量－五級(jí)抽汽量－六級(jí)抽汽量－七級(jí)抽汽量＝207.0－13.30－10.66－5.30－46.40－6.75－8.85－D6－D7＝115.74－D6－D7t/h。1#低加和2#低加熱平衡計(jì)算模型如圖4所示。

由此得熱平衡計(jì)算方程為：

圖41#低加和2#低加熱平衡計(jì)算模型

由此得熱平衡計(jì)算方程為：

對(duì)于2#低加：

將表2中的數(shù)據(jù)帶入⑹式，得如下關(guān)系式：

將表2中的數(shù)據(jù)帶入⑻式，得如下關(guān)系式：

計(jì)算結(jié)果如下所示：

六級(jí)抽汽焓h6:2693.57kJ/kg

2#低加疏水焓 h6′：420.33kJ/kg

2#低加凝結(jié)水量N2：131.34t/h

2#低加出口水焓 hn2′：408.37kJ/kg

2#低加入口水焓hn2：243.58kJ/kg

3#低加疏水焓 h5′：545.19kJ/kg

七級(jí)抽汽焓h7：2645.28kJ/kg

1#低加疏水焓 h7′：320.80kJ/kg

1#低加凝結(jié)水量 N1：115.74－D6－D7t/h

1#低加出口水焓 hn1′：243.58kJ/kg

1#低加入口水焓hn1：214.33kJ/kg

四級(jí)抽汽量D4：6.75t/h

五級(jí)抽汽量D5：8.85t/h

低加換熱效率η：95%

六級(jí)抽汽量D6：8.30t/h

七級(jí)抽汽量D7：0.39t/h

4.7.2 低位熱能回收裝置停運(yùn)時(shí)，根據(jù)熱平衡計(jì)算模型帶入相關(guān)數(shù)據(jù)得出，六級(jí)抽汽量為11.16t/h，七級(jí)抽汽量為0.30t/h。

4.8 計(jì)算結(jié)果

計(jì)算結(jié)果匯總見(jiàn)表2。從表2可以看出，低位熱能回收系統(tǒng)投運(yùn)后四級(jí)、五級(jí)和七級(jí)抽汽量變化較小，但六級(jí)抽汽量變化較大，即對(duì)2#低加的影響較大。其中，四級(jí)抽汽量增加0.16t/h，五級(jí)抽汽量減少0.23t/h，六級(jí)抽汽量減少2.86t/h，七級(jí)抽汽量增加

0.09 t/h，共計(jì)減少汽輪機(jī)抽汽量2.84t/h。

表2 回收系統(tǒng)投運(yùn)/停運(yùn)后抽汽量匯總表t/h

5 影響分析

通過(guò)對(duì)表1數(shù)據(jù)的理論計(jì)算和分析，低位熱能回收系統(tǒng)投入運(yùn)行后，利用46.40t/h的凝結(jié)水作為工作介質(zhì)，回收乏汽量3.54t/h(相當(dāng)于2.66MW)，增加發(fā)電功率0.27MW，排汽溫度升高0.30℃，凝結(jié)水溫度升高0.23℃，4#低加出口水溫降低1.4℃，3#低加出口水溫降低1.5℃，2#低加出口水溫增加3.6℃，1#低加出口水溫增加2.2℃，其原因在于：

以凝結(jié)水作為工作介質(zhì)，消弱了回?zé)嵯到y(tǒng)的加熱效果，減少抽汽量2.84t/h，導(dǎo)致排汽溫度升高，少抽的蒸汽在汽輪機(jī)級(jí)內(nèi)多做功0.27MW，但蒸汽被循環(huán)水多帶走熱量1.89MW，則系統(tǒng)回收熱量＝2.66＋0.27－1.89＝1.04MW。

6 改進(jìn)建議

由化學(xué)提供的數(shù)據(jù)可知，2013年發(fā)電站二級(jí)除鹽水平均耗量為20.43t/h。若用除鹽水作為工作介質(zhì)，在除氧器補(bǔ)水調(diào)節(jié)閥門后、手動(dòng)門前新建一根DN80的管道，與低位熱能回收系統(tǒng)連接，如此運(yùn)行則該除鹽水量(20℃、0.6MPa，比焓84.48kJ/kg)可回收的乏汽量Q2在參數(shù)與現(xiàn)有系統(tǒng)一致的情況下即加熱至82.9℃時(shí)為：

故 Q2＝2.41t/h＜Q1，故不能完全回收，則需重新校核，可再多回收一些乏汽，即乏汽還可將除鹽水加熱至大氣壓力下的飽和溫度，攀枝花大氣壓力88kPa對(duì)應(yīng)飽和水比焓402.53kJ/kg，那么可回收的乏汽量Q3：

即Q3=3.03t/h，相當(dāng)于2.28MW。

7 結(jié)論

⑴ 利用凝結(jié)水作為工作介質(zhì)，表面上全部回收了外排蒸汽，沒(méi)有“浪費(fèi)”，但因其對(duì)回?zé)嵯到y(tǒng)的運(yùn)行存在一定影響，使得抽汽量減少2.84t/h，這部分蒸汽進(jìn)入凝汽器，其熱量1.89MW被循環(huán)水帶走，降低了系統(tǒng)運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。該低位熱能回收系統(tǒng)實(shí)際上僅回收了乏汽熱量的39.10%，并沒(méi)有真正實(shí)現(xiàn)回收全部乏汽熱量的目的。

⑵ 利用二級(jí)除鹽水作為工作介質(zhì)可回收乏汽量3.03t/h，相當(dāng)于回收熱量2.28MW，雖然僅回收乏汽總量的85.59%，但因其對(duì)回?zé)嵯到y(tǒng)沒(méi)有任何影響，回收熱量要比用凝結(jié)水為工作介質(zhì)時(shí)多1.24MW，為低位熱能回收系統(tǒng)投運(yùn)后回收熱量的2.19倍。

⑶ 可改變除鹽水的補(bǔ)水方式，將從除氧器補(bǔ)水改為從凝汽器補(bǔ)水，增加進(jìn)入1#低加和2#低加的凝結(jié)水量，以消弱低位熱能回收系統(tǒng)投運(yùn)后對(duì)機(jī)組運(yùn)行的影響。

[1]楊世銘 陶文銓,傳熱學(xué)[M].北京:高等教育出版社,1998年第三版.

[2]鄭體寬,熱力發(fā)電廠,重慶大學(xué)[M].北京:水利電力出版社,1992年10月.

[3]楊宇,電站鍋爐性能試驗(yàn)軟件包(Ver 3.0)[CP].上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究所,2010年8月.

Effect of Low-Heat Energy Recovery System on Steam Turbine Operation

Hu Feng

(Energy and Power Center of Pangang Group V-Ti Co.,Ltd.,Panzhihua,Sichuan 617062,China)

When condensed water was used as working medium in the low heat energy recovery system,the main operating parameters of steam turbine would change.Theoretical calculation and analysis were performed based on the theory of heat balance and mass balance and the cause of the problem was found out.Finally improvement proposal was provided.Practice has shown that though using demineralized water as working medium cannot fully recover exhaust steam,it recovers more heat then using condensed water as working media.

low heat energy,recovery system,steam turbine,influence analysis

TK114

B

1006-6764（2014）11-0048-05

10.13589/j.cnki.yjdl.2014.11.016

2014-06-19

胡鋒(1978-)，男，2001年畢業(yè)于長(zhǎng)沙電力學(xué)院電廠熱能動(dòng)力工程，熱能動(dòng)力工程師，主要從事熱力設(shè)備技術(shù)管理。