李茂盛 ，李建鋒 ，張紅霞 ，郭新海 ，豐 斌 ，冷 杰

（1.國家能源集團(tuán)準(zhǔn)格爾能源有限責(zé)任公司矸石發(fā)電公司，內(nèi)蒙古自治區(qū)鄂爾多斯 017100；2.中國電力企業(yè)聯(lián)合會，北京100761；3.承德石油高等?？茖W(xué)校，河北 承德 067000；4.安徽華電六安發(fā)電有限公司，安徽 六安 237126；5.北京中電長峰節(jié)能科技有限公司，北京 100020；6.國網(wǎng)遼寧省電力有限公司 電力科學(xué)研究院，沈陽 110006）

0 前言

在我國發(fā)電裝機(jī)容量迅速增長的形勢下，受電力市場、燃煤供應(yīng)壓力以及環(huán)境保護(hù)等因素的影響，燃煤發(fā)電機(jī)組的節(jié)能提效工作越發(fā)重要［1-7］。在大型燃煤火力發(fā)電機(jī)組中，為了提高系統(tǒng)效率，一般都采用多級回?zé)岬姆绞剑丛谄啓C(jī)的多個(gè)部位抽取蒸汽，通過多個(gè)換熱器將蒸汽的熱量釋放給凝結(jié)水，從而逐漸提高凝結(jié)水的溫度，最終達(dá)到較高的鍋爐給水溫度，提高火力發(fā)電廠的循環(huán)效率。抽汽加熱給水后將凝結(jié)成水，采用逐級節(jié)流減壓自流的方式，高壓加熱器的凝結(jié)水最終流入除氧器中，而低壓加熱器的給水將最終進(jìn)入凝汽器熱井內(nèi)［8］。

盡管這個(gè)系統(tǒng)可以對抽汽的熱量進(jìn)行充分地利用，但是卻沒能充分利用抽汽的壓力勢能，尤其是高壓加熱器凝結(jié)水的壓力勢能。比如600 MW的火力發(fā)電機(jī)組1級抽汽的壓力一般在6 MPa～8 MPa，相應(yīng)的1#高壓加熱器的凝結(jié)水壓力也在6 MPa～8 MPa；但是除氧器的壓力卻僅有0.7 MPa～1 MPa，因此這二者之間存在較大的壓差勢能。目前的逐級節(jié)流減壓自流方式無法將凝結(jié)水的壓力勢能充分利用起來，而是使其白白浪費(fèi)了。

隨著今后燃煤機(jī)組容量越來越大、參數(shù)越來越高，高壓加熱器凝結(jié)水的壓力勢能也會越來越大。因此為了能夠充分利用凝結(jié)水的壓力勢能，本文對回?zé)嵯到y(tǒng)中加熱器的凝結(jié)水壓力勢能的利用方式進(jìn)行了研究，以便為合理利用凝結(jié)水的壓力勢能提供技術(shù)參考。

1 方案介紹

我國燃煤機(jī)組典型的8級回?zé)嵯到y(tǒng)示意圖，如圖1所示。在圖1中給出了利用高壓加熱器的凝結(jié)水壓力勢能的三種方式：第1種方式是采用一個(gè)引射泵［9-11］，即利用高壓加熱器凝結(jié)水的壓力勢能去引射低壓加熱器的凝結(jié)水，二者混合后打入除氧器中，從而降低凝結(jié)水泵的流量，進(jìn)而降低其電耗；第2種方式是在兩個(gè)高壓加熱器之間安裝螺桿膨脹機(jī)［12-13］，利用高壓加熱器凝結(jié)水，在壓差的作用下驅(qū)動螺桿膨脹機(jī)直接驅(qū)動發(fā)電機(jī)，發(fā)出的電能并入廠用電網(wǎng)，起到降低廠用電的效果；第3種方式是利用其中的一個(gè)螺桿膨脹機(jī)驅(qū)動疏水泵將低壓加熱器凝結(jié)水打入1#低壓加熱器入口，從而起到降低凝結(jié)水泵功耗的效果。后兩種方式中，螺桿膨脹機(jī)出水仍流入另一級高壓加熱器內(nèi)，最終流入除氧器。為建模方便，圖1中加熱器按給水流向進(jìn)行編號，此編號方式可能與習(xí)慣編號不同。

為了不影響燃煤機(jī)組的可靠性［14-15］，在引射泵、疏水泵以及螺桿膨脹機(jī)的進(jìn)口和出口上都要安裝截止閥或調(diào)節(jié)閥，同時(shí)保留原有的節(jié)流閥作為旁路。這樣在引射泵、疏水泵以及螺桿膨脹機(jī)檢修或發(fā)生故障的時(shí)候可以與回?zé)嵯到y(tǒng)切開，同時(shí)打開作為旁路的原系統(tǒng)的節(jié)流閥，回?zé)嵯到y(tǒng)完全可以按著原來的方式工作，從而大大提高了機(jī)組的可靠性。

2 性能計(jì)算模型

2.1 原有系統(tǒng)能量平衡

在圖1所示的燃煤機(jī)組回?zé)嵯到y(tǒng)中，如果各級高壓加熱器凝結(jié)水的能量不被利用，那么各級加熱器的熱平衡將如圖2所示，則圖1中的4#低壓加熱器與8#高壓加熱器沒有凝結(jié)水流入。除氧器的熱平衡如圖3所示。

圖1 回?zé)嵯到y(tǒng)能量利用方式示意圖Fig.1 Energy recovery method of regenerative system

圖2 第i級加熱器熱平衡圖Fig.2 Heat balance diagram of the Level-i stage heater

圖3 除氧器熱平衡Fig.3 Heat balance of deaerator

如果忽略各級加熱器及除氧器的散熱損失，可以列出各級加熱器及除氧器的熱平衡關(guān)系式。對于各級低壓加熱器有：

對于各級高壓加熱器有：

對于除氧器有：

式中，mp為汽輪機(jī)排汽流量，mc為抽汽量，hc為抽汽焓，hgs為給水焓，hcn為抽汽凝結(jié)水焓。

汽輪機(jī)的輸出功為：

式中，hz1為主蒸汽焓，hz2為再熱蒸汽焓，hp為汽輪機(jī)排汽焓。

凝汽器的散熱量為：

式中，hn為汽輪機(jī)排汽凝結(jié)水焓。

汽輪機(jī)的熱力循環(huán)效率：

2.2 引射泵利用方式

在圖1所示的引射泵利用方式中，6#高壓加熱器凝結(jié)水作為噴射泵的動力引射4#低壓加熱器的凝結(jié)水，然后二者共同流入除氧器中。與此同時(shí)，7#高壓加熱器的凝結(jié)水可以引射3#、2#低壓加熱器凝結(jié)水，8#高壓加熱器可以引射1#低壓加熱器凝結(jié)水，這樣，低壓加熱器的凝結(jié)水皆可直接打入除氧器內(nèi)，從而降低了凝結(jié)水泵的功耗。由于高壓加熱器與低壓加熱器的凝結(jié)水均直接打入除氧器中，因此該方式會引起低壓加熱器內(nèi)水流量的變化，同時(shí)對各級加熱器的熱平衡也有一定的影響，因此需要對汽輪機(jī)的各級抽汽流量進(jìn)行重新計(jì)算，圖4及圖5給出了該利用方式各級加熱器的熱平衡圖。

圖4 低壓加熱器熱平衡Fig.4 Heat balance of low-pressure heater

圖5 高壓加熱器熱平衡Fig.5 Heat balance of high-pressure heater

忽略各級加熱器的散熱損失，根據(jù)圖3—圖5可以列出各級加熱器及除氧器的熱平衡關(guān)系式。

對于除氧器有：

對于各級低壓加熱器有：

對于各級高壓加熱器有：

由于低壓加熱器的凝結(jié)水被高壓加熱器的凝結(jié)水打入除氧器中，相當(dāng)于節(jié)省了凝結(jié)水泵的功率，假定凝結(jié)水泵的效率為ηp，那么可節(jié)省的凝結(jié)水泵功率如下式。

式中，p為凝結(jié)水泵出口壓力，p1為一級抽汽壓力，V為凝結(jié)水體積流量。

該方式相當(dāng)于汽輪機(jī)增加了部分出力，于是汽輪機(jī)的熱力循環(huán)效率為：

2.3 螺桿膨脹機(jī)利用方式

第1章所提的第2與第3種方式，因?yàn)榇硕呔捎寐輻U膨脹機(jī)利用高壓加熱器凝結(jié)水的壓力勢能，而二者不同的只是帶負(fù)荷的方式，因此它們在計(jì)算方法上是一樣的。不過，因?yàn)樵黾恿寺輻U膨脹機(jī)，消耗了凝結(jié)水的能量，所以在利用式（2）與式（3）計(jì)算高壓加熱器及除氧器抽汽流量時(shí)，進(jìn)入2#、3#高壓加熱器以及除氧器的凝結(jié)水焓會有改變。

圖6給出了高壓水在螺桿膨脹機(jī)內(nèi)的膨脹過程溫熵曲線。在圖6中，1—2代表定熵條件下高壓水的膨脹曲線；1—4為目前節(jié)流情況下高壓水的膨脹曲線，h1=h4；1—3為高壓水在螺桿膨脹機(jī)內(nèi)的做功曲線。因此，對于第i級螺桿膨脹機(jī)，其出口汽水兩相流焓可以采用下述方式計(jì)算：

圖6 高壓水膨脹過程溫熵圖Fig.6 Temperature-entropy diagram of high-pressure water expansion process

式中，hni為第i級加熱器凝結(jié)水焓，wi為該級螺桿膨脹機(jī)的輸出功。則有：

式中，η為螺桿膨脹機(jī)相對內(nèi)效率，hnsi為定熵條件下凝結(jié)水的膨脹焓。

這樣，各級高壓加熱器凝結(jié)水的做功量就可以計(jì)算出來，如下式。

進(jìn)而求出所有凝結(jié)水的輸出功：

該方式也相當(dāng)于汽輪機(jī)增加了部分出力，于是汽輪機(jī)的熱力循環(huán)效率為：

3 計(jì)算參數(shù)的選取

計(jì)算中以某2×600 MW火力發(fā)電廠的N600-24.2/566/566型汽輪機(jī)系統(tǒng)為例，其中凝結(jié)水泵出口壓力為2.86 MPa。表1給出了汽輪機(jī)系統(tǒng)的部分額定參數(shù)，各級抽汽參數(shù)及加熱器參數(shù)見表2和表3，這些參數(shù)取自該型汽輪機(jī)額定工況下的熱力特性書。

表1 汽輪機(jī)部分額定參數(shù)Tab.1 Some rated parameters of steam turbine

表2 額定負(fù)荷抽汽參數(shù)Tab.2 Rated parameters of extraction steam

4 計(jì)算結(jié)果與分析

根據(jù)表1—表3中的數(shù)據(jù)對回?zé)嵯到y(tǒng)加熱器凝結(jié)水壓力勢能利用效果進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算中螺桿膨脹機(jī)的效率取0.75，同時(shí)忽略給水泵與凝結(jié)水泵對給水焓值的影響。圖7分別給出了采用引射泵利用高壓加熱器凝結(jié)水壓力勢能及采用螺桿膨脹機(jī)利用壓力勢能兩種方式所引起的各級加熱器單位抽汽流量的變化。

表3 加熱器額定參數(shù)Tab.3 Rated parameters of heaters

從圖7中可以看出，采用引射泵利用凝結(jié)水的壓力勢能的方式時(shí)，由于低壓加熱器抽汽凝結(jié)水被直接打到除氧器中，所以低壓加熱器內(nèi)的給水流量減少，因此各級抽汽量有明顯減少；與此同時(shí)，高壓加熱器的給水流量基本保持不變，但因?yàn)槌槠Y(jié)水也直接進(jìn)入除氧器，導(dǎo)致進(jìn)入高壓加熱器的熱量減少，所以6#、7#高壓加熱器抽汽流量明顯增加。

圖7 抽汽流量變化Fig.7 Changes in extraction steam flow

在采用螺桿膨脹機(jī)利用凝結(jié)水壓力勢能的方式時(shí)，由于1#—4#低壓加熱器凝結(jié)水壓力較低，抽汽凝結(jié)水焓差值很小，利用價(jià)值不大，因此對凝結(jié)水壓力勢能的利用僅局限于6#—8#高壓加熱器，其對低壓加熱器部分幾乎沒有影響。所以，采用這種方式時(shí)，低壓加熱器抽汽流量幾乎保持不變，但高壓加熱器抽汽流量會有所增加。

由于采用引射泵利用方式時(shí)并不單獨(dú)輸出功率，所以圖8僅給出了在采用螺桿膨脹機(jī)利用方式時(shí)的6#—8#高壓加熱器抽汽凝結(jié)水的壓力勢能的計(jì)算結(jié)果。從圖8中可以看出，7#高壓加熱器抽汽凝結(jié)水壓力勢能利用功率最大，其次是6#，最小的是8#。這是因?yàn)槔霉β实拇笮〖扰c兩級加熱器之間的凝結(jié)水的壓差有關(guān)，又與凝結(jié)水流量有關(guān)。在機(jī)組汽輪機(jī)輸出功率為600 MW時(shí)，3級高壓加熱器抽汽凝結(jié)水利用功率的總和為386.69 kW。

圖8 高壓加熱器凝結(jié)水壓力勢能利用計(jì)算結(jié)果Fig.8 Calculation results of pressure potential energy recovery of condensate water in high pressure heater

采用螺桿膨脹機(jī)驅(qū)動疏水泵，將低壓加熱器凝結(jié)水打入1#低壓加熱器入口的方式，其本質(zhì)上與采用螺桿膨脹機(jī)直接發(fā)電相同。事實(shí)上，低壓加熱器凝結(jié)水打入1#低壓加熱器入口，需要消耗的理論泵功率約146 kW，而7#高壓加熱器凝結(jié)水利用的功率為168 k W。因此，如果疏水泵的效率能夠達(dá)到0.87，僅用7#高壓加熱器即可將低壓加熱器的所有抽汽凝結(jié)水打入1#低壓加熱器的入口。因此，在采用引射泵方式利用凝結(jié)水的壓力勢能時(shí)，引射泵的收益可按照內(nèi)效率為0.87代替凝結(jié)水功耗，或者相當(dāng)于系統(tǒng)額外獲得168 kW的功率收益。由此可以計(jì)算出系統(tǒng)循環(huán)效率的變化，如圖9所示。

圖9給出了利用高壓加熱器凝結(jié)水壓力勢能后汽輪機(jī)熱力循環(huán)效率的變化情況。從圖9中可以看出，采用引射泵方式利用凝結(jié)水的壓力勢能會導(dǎo)致汽輪機(jī)熱力循環(huán)效率有明顯降低，一方面，這是由該方式導(dǎo)致攜帶較低品質(zhì)熱量的低壓加熱器抽汽流量降低，同時(shí)攜帶較高品位熱量的高壓加熱器抽汽流量增加所致；另一方面，這也是因?yàn)楦邏杭訜崞髂Y(jié)水與低壓加熱器凝結(jié)水溫度不同、壓力不同，因此二者混合后熵增較大，降低了汽輪機(jī)的熱力循環(huán)效率。而采用螺桿膨脹機(jī)方式利用凝結(jié)水的壓力勢能時(shí)，因?yàn)槠洳粫φ麄€(gè)回?zé)嵯到y(tǒng)的流程造成較大改變，而且降低了凝結(jié)水溫度反而會減小換熱熵增，所以汽輪機(jī)熱力循環(huán)效率有所提高，在汽輪機(jī)輸出600 MW的額定功率時(shí)，效率提高了0.02%。此外，對比式（6）與式（16）可以看出，采用螺桿膨脹機(jī)方式利用凝結(jié)水的壓力勢能，螺桿膨脹機(jī)發(fā)出電量的發(fā)電效率幾乎與鍋爐效率相同，這相當(dāng)于提高了汽輪機(jī)的熱力循環(huán)效率。

圖9 汽輪機(jī)熱力循環(huán)效率變化Fig.9 Changes in efficiency of steam turbine thermodynamic cycle

對于600 MW超臨界燃煤機(jī)組，在機(jī)組滿負(fù)荷時(shí)，螺桿膨脹機(jī)的發(fā)電量可以達(dá)到386.69 kW，如果機(jī)組的年利用時(shí)長約5 000 h，那么螺桿膨脹機(jī)可以發(fā)出近200萬kW·h的電量。根據(jù)前面分析結(jié)果，該部分電量的發(fā)電效率幾乎與鍋爐效率相當(dāng)，假定鍋爐效率為0.93、上網(wǎng)電價(jià)為0.4元/（k W·h）、標(biāo)煤價(jià)格為700元/t，以目前螺桿膨脹機(jī)單機(jī)大約為3 000元/kW為基準(zhǔn)，可以估算出安裝螺桿膨脹機(jī)后投資回收期不超過2年，因此該方式的經(jīng)濟(jì)效益較高。在實(shí)際應(yīng)用中，對具體的項(xiàng)目還需要做進(jìn)一步的技術(shù)經(jīng)濟(jì)性分析。

5 結(jié)語

從本文的計(jì)算結(jié)果與分析看，采用螺桿膨脹機(jī)對高壓加熱器凝結(jié)水的壓力勢能進(jìn)行利用，在理論上是可行的，同時(shí)由于螺桿膨脹機(jī)技術(shù)較成熟，所以該方式在工程實(shí)施中風(fēng)險(xiǎn)較小。采用引射泵利用方式時(shí)，盡管其降低了凝結(jié)水泵的功耗，但是卻降低了整個(gè)汽輪機(jī)的熱力循環(huán)效率，因此該方式是不可取的。