李冰天，張軍科

(大唐華中電力試驗(yàn)研究院，河南 鄭州，450000)

隨著電力工業(yè)的不斷發(fā)展，超臨界、高參數(shù)、大容量機(jī)組逐漸成為我國(guó)燃煤電站的主力，受電網(wǎng)調(diào)峰影響，燃煤機(jī)組多運(yùn)行于低負(fù)荷區(qū)域，因此超臨界機(jī)組低負(fù)荷運(yùn)行特性是近年研究的重點(diǎn)，目前我國(guó)絕大部分超臨界機(jī)組在低負(fù)荷區(qū)域多采用滑壓方式運(yùn)行，以提高機(jī)組運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。同時(shí)，我國(guó)一直積極鼓勵(lì)和發(fā)展熱電聯(lián)產(chǎn)[1]，熱電聯(lián)產(chǎn)裝機(jī)容量逐年增加，一批30萬(wàn)等級(jí)以上超臨界供熱機(jī)組成為供熱機(jī)組的主力，相比于純凝機(jī)組，供熱機(jī)組由于含有供熱流量，導(dǎo)致相同電功率時(shí)主蒸汽流量遠(yuǎn)大于純凝工況，這也給供熱機(jī)組滑壓運(yùn)行優(yōu)化研究帶來(lái)契機(jī)。目前超臨界機(jī)組滑壓曲線多采用以電功率為自變量設(shè)計(jì)，當(dāng)機(jī)組背壓變化時(shí)通過(guò)背壓修正曲線進(jìn)行修正，而機(jī)組處于供熱工況時(shí)，則依靠運(yùn)行人員手動(dòng)設(shè)置偏置滿(mǎn)足運(yùn)行需要，一方面給運(yùn)行操作帶來(lái)不便，另一方面也降低了機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

文中通過(guò)對(duì)超臨界供熱機(jī)組滑壓試驗(yàn)的研究，選取純凝和供熱兩種工況，以及背壓、供熱流量?jī)蓚€(gè)變量，進(jìn)行多個(gè)工況的試驗(yàn)，對(duì)以電功率和以主蒸汽流量為自變量設(shè)計(jì)的滑壓運(yùn)行曲線進(jìn)行了對(duì)比。

1 超臨界機(jī)組滑壓運(yùn)行分析

1.1 滑壓運(yùn)行特點(diǎn)

滑壓運(yùn)行時(shí)，進(jìn)入機(jī)組的蒸汽容積流量近似保持不變，在初溫不變的條件下，隨著初壓的升高，所能產(chǎn)生的經(jīng)濟(jì)效果是逐漸衰減的，此外在初壓很高的情況下滑壓時(shí)可使給水泵耗功方面得到更大的節(jié)省。可見(jiàn)，汽輪機(jī)組的設(shè)計(jì)初壓愈高，滑壓運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)效果愈明顯。經(jīng)過(guò)研究表明，超高壓以下的汽輪機(jī)組采用滑壓運(yùn)行方式經(jīng)濟(jì)效果得不到多大改善，超臨界參數(shù)汽輪機(jī)組滑壓運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)效果才非常明顯[2]。機(jī)組滑壓運(yùn)行有多種方式：

1)純滑壓運(yùn)行，即在整個(gè)負(fù)荷變化范圍內(nèi)，調(diào)速汽門(mén)全開(kāi)，單純依靠鍋爐汽壓變化來(lái)調(diào)節(jié)機(jī)組負(fù)荷。這種方式無(wú)節(jié)流損失，高壓缸獲得最佳效率，但純滑壓壓力降低較多影響回?zé)嵝是覍?duì)負(fù)荷響應(yīng)能力差，實(shí)際操作困難，極少應(yīng)用。

2)閥點(diǎn)滑壓運(yùn)行，是通過(guò)規(guī)定的閥點(diǎn)運(yùn)行(兩閥點(diǎn)或三閥點(diǎn))，其它閥不開(kāi)或略開(kāi)啟，調(diào)門(mén)的節(jié)流損失最小，獲得相對(duì)最大能量效益。兩閥點(diǎn)滑壓運(yùn)行，是機(jī)組在一定負(fù)荷，兩閥點(diǎn)全開(kāi)或接近全開(kāi)，保持主汽額定溫度不變，以鍋爐調(diào)整煤量來(lái)調(diào)整壓力，改變負(fù)荷。該運(yùn)行方式部分負(fù)荷理論上具有較高經(jīng)濟(jì)效應(yīng)，但實(shí)際運(yùn)行受閥門(mén)管理方式和主汽壓力限制，其合適的經(jīng)濟(jì)點(diǎn)工況很少。

3)采用復(fù)合滑壓“定-滑-定”方式，通過(guò)機(jī)組的定滑壓熱耗對(duì)比試驗(yàn)才能確定經(jīng)濟(jì)效益，確定最佳的運(yùn)行拐點(diǎn)和最佳壓力。

大量研究表明[3]，當(dāng)機(jī)組處于額定負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，此時(shí)主蒸汽壓力較高，循環(huán)效率較高，機(jī)組宜采用定壓方式運(yùn)行，機(jī)組只有處于低負(fù)荷期間運(yùn)行時(shí)，才適宜采用滑壓運(yùn)行。

1.2 滑壓運(yùn)行影響因素

滑壓運(yùn)行時(shí)，機(jī)組主蒸汽壓力相對(duì)定壓運(yùn)行有所下降，火電機(jī)組多通過(guò)功率回路或CCS協(xié)調(diào)對(duì)功率進(jìn)行控制[4]，主汽壓力變化時(shí)，功率回路自動(dòng)調(diào)整總流量指令，改變閥門(mén)開(kāi)度，而閥門(mén)開(kāi)度的改變影響了調(diào)門(mén)的節(jié)流損失。因此，滑壓運(yùn)行時(shí)，對(duì)機(jī)組經(jīng)濟(jì)性影響有以下三個(gè)方面。

1)對(duì)高壓缸效率的影響

對(duì)于超臨界采用高壓調(diào)門(mén)進(jìn)行負(fù)荷控制的機(jī)組，進(jìn)汽參數(shù)、流量不同，對(duì)應(yīng)的高壓調(diào)門(mén)開(kāi)度不同，會(huì)引起節(jié)流損失發(fā)生變化，使調(diào)節(jié)級(jí)焓降變化，從而改變高壓缸效率，主要表現(xiàn)在由于高壓缸初焓和排汽焓的變化引起高壓缸有效焓降和汽輪機(jī)功率的增減導(dǎo)致熱耗率的相對(duì)變化。相同負(fù)荷下，滑壓運(yùn)行由于壓力降低，節(jié)流損失小，高壓缸效率高于定壓運(yùn)行。另外滑壓運(yùn)行方式下，不同初參數(shù)和調(diào)節(jié)汽門(mén)開(kāi)度不同引起通流效率變化，會(huì)引起高排參數(shù)變化，而高壓缸排汽焓的增減會(huì)引起再熱蒸汽吸熱量變化導(dǎo)致熱耗率的變化。

2)對(duì)給水泵小汽輪機(jī)的影響

小汽機(jī)的用汽量和主蒸汽壓力的高低有關(guān)，主蒸汽壓力越低，給水泵所克服的阻力越小、給水泵的揚(yáng)程越少，所以小汽機(jī)的用汽量越少。給水泵耗功由式(1)表示。

(1)

式中：N為給水泵耗功，kW；P為給水泵出口壓力，kPa；Q為給水泵流量，kg/s；η為給水泵效率；K為與流量、壓力有關(guān)的系數(shù)。

從式(1)中可以看出，當(dāng)提高主汽壓力時(shí)，給水泵出口壓力升高，導(dǎo)致給水泵功率增加，小汽機(jī)耗汽量增大，使得機(jī)組熱效率降低。

3)對(duì)循環(huán)效率的影響

雖然滑壓運(yùn)行提高了高壓缸效率，減少了小汽輪機(jī)用汽量，但滑壓運(yùn)行時(shí)主蒸汽壓力降低，汽輪機(jī)高壓缸焓降減少，循環(huán)熱效率降低，而機(jī)組的絕對(duì)內(nèi)效率是相對(duì)內(nèi)效率與循環(huán)熱效率的乘積，故該部分是降低主汽壓力后的不利影響。

以上對(duì)經(jīng)濟(jì)性的三方面影響存在一個(gè)最佳值，即在某一負(fù)荷下，保證循環(huán)熱效率不降低過(guò)多的情況下，高壓缸效率較高且給水泵耗功較少，使機(jī)組整體效率達(dá)到最好水平。

2 現(xiàn)場(chǎng)滑壓試驗(yàn)的開(kāi)展

2.1 供熱工況與純凝工況特點(diǎn)分析

以某超臨界350MW機(jī)組為例進(jìn)行滑壓試驗(yàn)。純凝工況時(shí)，機(jī)組不含有供熱抽汽流量，除主汽壓力外，汽輪機(jī)背壓對(duì)機(jī)組運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性的影響最為明顯，當(dāng)汽輪機(jī)背壓升高時(shí)，會(huì)導(dǎo)致發(fā)出相同功率的主汽流量增加，從而影響滑壓運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。汽輪機(jī)背壓每升高1kPa約影響汽輪機(jī)熱耗率70kJ/kW·h左右[5]，因此背壓的變化對(duì)滑壓曲線的影響不可以忽略。

供熱時(shí)機(jī)組帶有供熱抽汽流量，根據(jù)熱電負(fù)荷的分配，當(dāng)機(jī)組進(jìn)入供熱期后，以350MW機(jī)組為例，最大供熱抽汽流量時(shí)，可帶電負(fù)荷為270MW，此時(shí)主蒸汽流量與純凝工況的VWO工況時(shí)主汽流量相等，因此供熱時(shí)電負(fù)荷在240MW以下時(shí)滑壓運(yùn)行才具有優(yōu)化的潛力和空間。

另外，由于機(jī)組帶有供熱抽汽流量，供熱工況時(shí)汽輪機(jī)熱耗率的計(jì)算方法與純凝工況有所不同，需扣除對(duì)外供熱熱量后進(jìn)行計(jì)算，其計(jì)算公式如式(2)所示：

(2)

式中：HR為熱耗率，kJ/kW·h；Wms為主蒸汽流量，t/h；hms為主蒸汽焓，kJ/kg；Whr為熱再熱蒸汽流量，t/h；hhr為熱再熱蒸汽焓，kJ/kg；Wcr為冷再熱蒸汽流量，t/h；hcr為冷再熱蒸汽焓，kJ/kg；Wfw為最終給水流量，t/h；hfw為最終給水焓，kJ/kg；Wrh為再熱蒸汽減溫水流量，t/h；hrh為再熱蒸汽減溫水焓，kJ/kg；Pe為發(fā)電機(jī)出口功率，MW；Pexcitor為發(fā)電機(jī)勵(lì)磁變壓器功率，MW；Qgr為對(duì)外供熱熱量，kJ/h。

2.2 現(xiàn)場(chǎng)滑壓試驗(yàn)的方法

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)?zāi)壳安捎幂^多的為耗差分析法[6]和熱耗率試驗(yàn)法[7]，我們采用熱耗率試驗(yàn)法為主要判定依據(jù)，耗差分析法的結(jié)果只作為熱耗率試驗(yàn)法的一種驗(yàn)證手段。

利用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)熱耗率比較方法進(jìn)行尋優(yōu)，在機(jī)組通常運(yùn)行范圍內(nèi)選取若干個(gè)典型負(fù)荷點(diǎn)，順序閥運(yùn)行狀態(tài)下，在每個(gè)負(fù)荷點(diǎn)上選取不同的主汽壓力以及高壓調(diào)門(mén)開(kāi)度對(duì)應(yīng)關(guān)系，進(jìn)行機(jī)組熱耗率試驗(yàn)，以機(jī)組熱耗率最小為原則來(lái)選取機(jī)組最佳滑壓優(yōu)化曲線。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)情況適當(dāng)增減部分工況。

為了能夠獲取到超臨界供熱機(jī)組各個(gè)工況完整數(shù)據(jù)，進(jìn)行了多組試驗(yàn)，以功率、背壓、供熱抽汽流量作為自變量，分別進(jìn)行試驗(yàn)。選取供熱和純凝兩種運(yùn)行工況進(jìn)行試驗(yàn)。

純凝工況時(shí)，選取典型設(shè)計(jì)背壓，分別為4.9kPa和11.8kPa，在機(jī)組常運(yùn)行的部分負(fù)荷區(qū)間，選取40%、50%、75%、85%典型部分負(fù)荷點(diǎn)；供熱工況時(shí)，背壓維持不變，選取該機(jī)組背壓為3.9kPa，根據(jù)該機(jī)組實(shí)際運(yùn)行情況，選取了150t/h、125t/h、100t/h三個(gè)供熱抽汽流量，進(jìn)行多組試驗(yàn)，以得到完整的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

試驗(yàn)分兩個(gè)階段實(shí)施，第一階段：純凝工況，選取若干個(gè)典型負(fù)荷點(diǎn)，通過(guò)對(duì)比背壓分別為4.9kPa與11.8kPa時(shí)各電功率下的最佳主汽壓力點(diǎn)，獲取不同背壓時(shí)各個(gè)負(fù)荷的滑壓運(yùn)行曲線，工況表如表1所示。

表1 純凝工況下滑壓試驗(yàn)工況表

Table 1 Sliding pressure test operating table under pure condensation condition

/MW/ kPa11.8 4.915016180272103824049270510

第二階段：供熱工況，選取若干部分負(fù)荷點(diǎn)，獲取不同供熱抽汽流量時(shí)各負(fù)荷的滑壓運(yùn)行曲線。根據(jù)機(jī)組運(yùn)行條件，主要進(jìn)行以下試驗(yàn)工況，如表2所示。

表2 供熱工況下滑壓試驗(yàn)工況表

Table 2 Sliding pressure test operating table under heating condition

/MW/(t/h)150125100150159180261021037112404812

2.3 滑壓試驗(yàn)結(jié)果的計(jì)算

每個(gè)負(fù)荷點(diǎn)進(jìn)行至少4次性能試驗(yàn)，計(jì)算出不同壓力下熱耗率試驗(yàn)結(jié)果，這樣作得的熱耗率曲線能保證有拐點(diǎn)即最低值，如圖1所示。根據(jù)試驗(yàn)曲線可擬合出熱耗率與初壓的二階或三階函數(shù)關(guān)系F(X)，對(duì)該函數(shù)求導(dǎo)并置零即令F′(X)=0，求得曲線熱耗率最小時(shí)的壓力值即最佳值。

圖1 某負(fù)荷點(diǎn)熱耗率曲線Fig.1 Heat consumption rate curve at a load point

由圖1中擬合曲線可以得出擬合公式為

f(x)=5.2562x2-223.99x+10 460

令f′(x)=0，可以解得x=21.307MPa，因此機(jī)組270MW電功率時(shí)主汽壓力在21.307MPa左右下運(yùn)行最經(jīng)濟(jì)。

3 滑壓試驗(yàn)結(jié)果分析

滑壓試驗(yàn)在試驗(yàn)條件接近，即汽溫、背壓、各輔機(jī)運(yùn)行狀況變化不大的條件下進(jìn)行，每個(gè)工況進(jìn)行30分鐘左右，在不同壓力下求得各工況下的高壓缸效率、熱耗率，以此為比較基準(zhǔn)，計(jì)算熱耗率最小時(shí)對(duì)應(yīng)的壓力點(diǎn)即為最佳主汽壓力點(diǎn)。

3.1 純凝工況試驗(yàn)分析

根據(jù)滑壓試驗(yàn)方法的步驟，選取270MW、240MW、210MW、180MW、150MW負(fù)荷，在背壓為4.9kPa、11.8kPa下分別進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)滑壓試驗(yàn)，尋找對(duì)應(yīng)熱耗率最低的壓力點(diǎn)。試驗(yàn)中主、輔機(jī)設(shè)備正常投入運(yùn)行，按照相關(guān)要求進(jìn)行了系統(tǒng)隔離。

從表3中可以看出，同一電功率，背壓由4.9kPa升至11.8kPa，對(duì)應(yīng)的最優(yōu)初壓相差1～1.8MPa，因此背壓對(duì)最佳主汽壓力的影響是非常明顯的，若不對(duì)背壓進(jìn)行修正，會(huì)導(dǎo)致經(jīng)濟(jì)性下降。

表3 純凝工況最佳主汽壓力

Table 3 Optimum main steam pressure for pure condensation conditions

/MW/ kPa4.9 11.815011.8012.7018013.8015.1021015.7017.1024017.6019.1227019.3020.70

3.2 供熱工況試驗(yàn)分析

供熱工況時(shí)，選取在3.9kPa背壓下，電負(fù)荷為240MW、210MW、180MW、150MW，供熱抽汽流量分別為150t/h、125t/h、100t/h工況下共進(jìn)行了若干個(gè)工況點(diǎn)的熱力性能試驗(yàn)。得到各供熱流量下最佳主蒸汽壓力如表4所示。

表4 供熱工況時(shí)最佳主汽壓力

Table 4 Optimum main steam pressure under heating conditions

/MW/(t/h)15012510015015.8915.4414.6018017.1216.6716.4221018.8017.9917.6524020.4519.6719.43

從表4中可以看出，供熱流量為100t/h與150t/h時(shí)，機(jī)組各負(fù)荷的最佳主汽壓力點(diǎn)相差1MPa，因此運(yùn)行時(shí)隨著供熱流量的變化，機(jī)組最優(yōu)主汽壓力變化較大。且當(dāng)供熱流量較高的時(shí)候，主汽流量增大，此時(shí)主汽壓力若仍按照純凝工況下的滑壓曲線運(yùn)行，由于初參數(shù)的降低，帶負(fù)荷能力會(huì)有所下降。

3.3 定主蒸汽流量設(shè)計(jì)滑壓曲線

根據(jù)上節(jié)的分析可以看出，不管是純凝工況還是供熱工況，采用以電功率為自變量得到的滑壓曲線，由于背壓、供熱抽汽的變化，最優(yōu)主汽壓力均會(huì)出現(xiàn)較大幅度的變化。為修正這種變化，在實(shí)際運(yùn)行中，多通過(guò)對(duì)熱工邏輯中加入背壓進(jìn)行修正的模塊來(lái)滿(mǎn)足需求，或?qū)χ髌麎毫υO(shè)置偏置來(lái)滿(mǎn)足供熱工況需求，這樣一方面導(dǎo)致汽輪機(jī)運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性下降，另一方面給運(yùn)行操作和邏輯設(shè)計(jì)帶來(lái)了不便。

結(jié)合滑壓運(yùn)行對(duì)高壓缸效率、循環(huán)效率、給水泵耗功分析，可知這三個(gè)指標(biāo)的變化與輸出功率并沒(méi)有直接關(guān)系，而與主蒸汽流量有直接關(guān)系。為判斷以主蒸汽流量為自變量設(shè)計(jì)滑壓曲線能否適應(yīng)背壓和供熱流量的變化，采用以主蒸汽流量為自變量，觀察純凝工況、供熱工況時(shí)最佳主汽壓力與主汽流量的關(guān)系,見(jiàn)表5。

表5 主蒸汽流量與最佳主汽壓力對(duì)應(yīng)表

Table 5 The corresponding table of main steam flow rate and optimum main steam pressure

(4.9KPa)/(kg/s)/MPa(11.8KPa)/(kg/s)/MPa(3.9KPa)/(kg/s)/MPa11112.3111912.714815.8913114.4514315.114115.4415716.4516917.113414.618918.0419819.1217017.1221719.5122820.716316.67////15616.42////19318.8////18617.99////17917.65////22620.45////21919.67////21219.43

從圖2中可以看出，不管是純凝工況還是供熱工況，若均以主蒸汽流量為自變量，滑壓運(yùn)行最佳主汽壓力點(diǎn)接近線性關(guān)系，這說(shuō)明采用主蒸汽流量作為自變量來(lái)設(shè)計(jì)滑壓運(yùn)行曲線能夠較好的適應(yīng)背壓和供熱流量的變化。

圖2 主蒸汽流量與最佳主汽壓力關(guān)系Fig.2 The relationship between the main steam flow rate and the optimum main steam pressure

3.4 優(yōu)化前后對(duì)比

根據(jù)上述試驗(yàn)結(jié)果，在該機(jī)組的熱工邏輯中設(shè)計(jì)了以主汽流量為自變量的滑壓運(yùn)行曲線，滑壓運(yùn)行曲線輸入后，運(yùn)行情況良好。將優(yōu)化后的滑壓曲線在各個(gè)負(fù)荷段和供熱流量下的熱耗率與原機(jī)組滑壓曲線運(yùn)行熱耗率進(jìn)行對(duì)比，優(yōu)化前后對(duì)比結(jié)果如表6所示。在供熱工況時(shí)，優(yōu)化后熱耗率平均下降了17kJ/kW·h，折合煤耗約0.6g/kW·h。同時(shí)新設(shè)計(jì)滑壓曲線減少了運(yùn)行操作的不便，簡(jiǎn)化了熱工邏輯設(shè)計(jì)。

表6 優(yōu)化前后汽輪機(jī)熱耗率對(duì)比

Table 6 Comparison of heat consumption rates of steam turbines before and after optimization

/MW/(t/h)/(kg/s)/(kJ/kW·h)/(kJ/kW·h)/(kJ/kW·h)1501001347 973.807 987.8014.001501251417 896.307 912.6016.301501501487 816.307 842.3026.001801001567 760.437 775.8715.441801251637 677.937 694.3016.371801501707 590.437 616.4025.972101001797 516.587 531.5014.922101251867 484.087 495.2011.122101501937 414.087 421.507.422401002127 358.707 367.909.202401252197 308.707 314.505.802401502267 271.207 279.408.20

4 結(jié)論

文中通過(guò)對(duì)滑壓運(yùn)行特點(diǎn)的分析，并通過(guò)對(duì)某超臨界供熱機(jī)組進(jìn)行純凝工況和供熱工況現(xiàn)場(chǎng)滑壓試驗(yàn)，得出了背壓、供熱抽汽流量對(duì)機(jī)組滑壓運(yùn)行曲線的影響關(guān)系，結(jié)論如下：

1)采用以功率為自變量的滑壓運(yùn)行曲線，在純凝工況和供熱工況時(shí)，滑壓曲線存在較大偏差，為修正偏差，純凝工況時(shí)需要對(duì)背壓進(jìn)行修正，供熱工況時(shí)設(shè)置主汽壓力偏置以滿(mǎn)足運(yùn)行需求，而采用以主蒸汽為自變量的滑壓曲線則能夠適應(yīng)背壓、供熱流量的變化，可降低熱工邏輯設(shè)計(jì)和運(yùn)行操作的復(fù)雜性。

2)采用以主蒸汽流量為自變量設(shè)計(jì)的滑壓曲線，供熱工況時(shí)可降低機(jī)組熱耗率約17kJ/kW·h，折合標(biāo)煤約0.6g/kW·h，提高機(jī)組運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。