韓建春，荀 華

（內蒙古電力（集團）有限責任公司內蒙古電力科學研究院分公司，呼和浩特 010020）

0 引言

為了縮短大型汽輪機長度常采用高中壓合缸結構，在高中壓缸中間均設有過橋汽封。由于汽輪機動靜部分有間隙，且高中壓缸之間存在較大壓差，因此過橋汽封不可避免地會漏流發(fā)生。漏流量的大小以漏汽量占中壓缸進汽量之比表示，即過橋汽封漏汽率。一般采用變汽溫法測算過橋汽封漏汽率[1-2]。但由于變汽溫法對工況要求比較嚴格，且需要進行調整，在測試期間常常會出現(xiàn)無法獲取測試結果的問題。本文通過分析研究，得出一種采用能效平衡方法實現(xiàn)機組性能測試與過橋汽封漏汽率估算同步完成的漏汽率計算方法，用于高中壓合缸汽輪機性能試驗中過橋汽封漏汽率的計算，為同類型汽輪機計算提供借鑒。

1 變汽溫方法存在的問題

變汽溫法自美國電力研究協(xié)會于1984 年公開發(fā)布以來得到廣泛應用[1-2]，但仍存在一些缺點。

1.1 需要單獨的試驗時間

依據(jù)GB/T 8117.1—2008《汽輪機熱力性能驗收試驗規(guī)程》對于過熱度大于25 K的汽輪機在進行性能試驗期間，主蒸汽和再熱蒸汽溫度平均值與設計值偏差不得大于15 K，且任何一次試驗期間的波動不得大于1 K[3]；ASME PTC6—2004《汽輪機性能試驗規(guī)程》則要求過熱度大于30 K的汽輪機在進行性能試驗期間，主蒸汽和再熱蒸汽溫度平均值與設計值偏差小于16 K，任何一次試驗期間的波動小于4 K[2]。而變汽溫法測試過程中，則需要分別對主汽溫度和再熱蒸汽溫度進行20 ℃溫差操作，因此軸封漏汽試驗無法與機組熱耗率試驗同時完成。同時由于軸封漏汽需要有足夠的調整和穩(wěn)定時間，因此試驗需要有單獨的試驗時間。

1.2 參數(shù)穩(wěn)定性差

采用變汽溫法測試過程中，需要分別對主汽溫度和再熱蒸汽溫度進行20 ℃溫差操作，使機組運行在非正常溫度范圍，而溫度調整多采用煙氣擋板和過熱、再熱減溫水進行調節(jié)。由于主蒸汽、再熱蒸汽不可避免地會互相影響，因此維持參數(shù)的穩(wěn)定存在一定的困難，而機組運行參數(shù)的偏移在一定程度上會影響到指標的準確性，甚至造成測試失敗。

1.3 參數(shù)敏感性強

變汽溫方法是建立在中壓缸效率保持不變的假設基礎上，分別改變主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度，計算不同漏汽率下的中壓缸效率，兩次中壓缸效率相同時的漏汽率即為試驗工況下的機組過橋汽封漏汽率。但是缸效率對進出口蒸汽參數(shù)非常敏感，參數(shù)的微小變化即可造成試驗結果的大幅變化[4-7]。

2 能效平衡算法

軸封漏汽率是汽輪機性能計算的重要參數(shù)，它的大小將直接影響再熱吸熱量及發(fā)電熱耗率。同時由于機組低壓缸效率是通過能量平衡計算所得，吸熱量的偏差又會造成低壓缸效率的較大偏差，因此有必要對現(xiàn)有軸封漏汽率的計算方法進行改進。

汽輪機性能試驗中為了能夠準確獲得機組情況，GBT 8117.1—2008 和ASME PTC6—2004 都對試驗條件、參數(shù)要求等有非常嚴格的規(guī)定，在這條件下進行漏汽率試驗即可更準確地獲得汽輪機漏汽率。漏汽率的能效平衡算法即是在這一基礎上獲得的一種熱力學算法。

2.1 熱力學原理

汽輪機是將蒸汽熱能轉換為機械能的一種旋轉式原動機。當汽輪機各種漏汽、損失以及級效率均達到設計要求時，機組的熱力過程將以設計熱力過程線進行膨脹做功，汽輪機單位蒸汽所轉換的功將與機組設計值保持一致，即機組實際發(fā)電熱耗率等于設計發(fā)電熱耗率。圖1 為汽輪機熱力過程線，其中熱耗率驗收工況下的過程線為機組設計熱力過程線[8-10]。但一般情況下不可能所有的工況參數(shù)和條件都滿足設計要求。這些工況參數(shù)和條件的偏差必然會對試驗結果產生影響。圖1中試驗工況曲線即為機組實際運行過程中的熱力過程線。而所有工況參數(shù)和條件所造成的熱力過程線的不一致造成了機組發(fā)電熱耗率與設計發(fā)電熱耗率的偏差。即當工況參數(shù)和條件均修正至設計條件時，機組發(fā)電熱耗率應等于設計發(fā)電熱耗率。

圖1 汽輪機熱力過程線Fig.1 Thermal process line of steam turbine

過橋汽封漏汽率是汽輪機設計工況中的一項重要參數(shù)。但由于其無法實際測量，在熱力計算中又不可缺失，它的大小直接影響再熱蒸汽流量及再熱吸熱量，它與實際漏汽率的偏差將直接影響機組發(fā)電熱耗率。這一影響與其他眾多工況參數(shù)和條件的影響共同造成機組發(fā)電熱耗率的偏差[11-14]。如果能夠將過橋汽封漏汽率之外的其他偏差均進行修正，修正后所得發(fā)電熱耗率與設計發(fā)電熱耗率的差值即為過橋汽封漏汽率造成的。但在圖1中的熱力過程線中并不能反映過橋汽封漏汽率對熱力過程線的影響。因此依據(jù)熱力過程線對發(fā)電熱耗率進行修正并不能實現(xiàn)對過橋汽封漏汽率影響的修正。也就是說，依據(jù)熱力過程線對發(fā)電熱耗率的修正僅能實現(xiàn)對除過橋汽封漏汽率以外參數(shù)的修正，修正后所得發(fā)電熱耗率與設計發(fā)電熱耗率之間的偏差即為計算所用過橋汽封漏汽率與實際過橋汽封漏汽率的偏差所造成。

2.2 基礎計算

漏汽率能效平衡算法的基礎計算就是在獲得準確漏汽率前對機組熱耗率及各缸效率的初步計算，獲得初步計算結果后方可開展為獲得準確漏汽率的修正計算。由于此時并無準確的過橋汽封漏汽率，可在初算過程中暫時代入設計過橋汽封漏汽率。利用設計過橋汽封漏汽率計算獲得機組的試驗發(fā)電熱耗率和各缸效率。

2.3 修正

在汽輪機性能試驗中，為了對比消除偏差產生的影響，以保證比較是在相同的熱力循環(huán)條件下進行，需要進行系統(tǒng)修正和參數(shù)修正。經過修正后所得發(fā)電熱耗率的偏差就只反映在汽輪機效率的偏差上[3]。由于過橋汽封漏汽是由高壓缸直接漏流至中壓缸一級前，而中壓缸進汽參數(shù)采自中壓聯(lián)合主汽閥前，故由此計算獲得的中壓缸效率并非實際中壓缸效率。同理，因為內部漏流，高壓缸實際效率也將與計算效率存在偏差。此時經過系統(tǒng)修正和參數(shù)修正后的發(fā)電熱耗率偏差即為汽輪機實際缸效率與設計缸效率造成的偏差疊加計算軸封漏汽與實際軸封漏汽造成的偏差。因此在系統(tǒng)修正和參數(shù)修正的基礎上再做一次缸效率修正，所得發(fā)電熱耗率與設計發(fā)電熱耗率的偏差即可認為是軸封漏汽造成的[15-16]。

2.3.1 系統(tǒng)修正

系統(tǒng)修正是對影響給水加熱系統(tǒng)的變量進行修正，通過修正以消除試驗循環(huán)與規(guī)定循環(huán)的偏差產生的影響。系統(tǒng)修正以試驗測試主蒸汽流量為基準，減溫水流量為零，抽汽管道壓損、加熱器端差、給水泵焓升均取設計值，忽略管道散熱損失，依此核算汽輪機各級蒸汽通流量，然后再依據(jù)核算后的蒸汽通流量采用公式（1）對各級抽汽壓力進行修正：

式中：Pn、P′n—流量修正前、后第n 級抽汽壓力，MPa；

Dn、D′n—流量修正前、后第n 級抽汽口前蒸汽通流量，kg/h。

然后利用修正后壓力重新計算各級抽汽焓、抽汽流量。如此循環(huán)迭代，直至兩次迭代后所得汽輪機排汽流量相等即得到各級抽汽流量，并通過能量平衡計算獲得機組系統(tǒng)修正后的發(fā)電熱耗率Rx。

2.3.2 參數(shù)修正

參數(shù)修正是對影響汽輪機組性能的主要運行參數(shù)進行的修正。這些參數(shù)包括主蒸汽壓力、主汽溫度、再熱蒸汽溫度、再熱器壓降、排汽壓力。圖1中A、B、C、D 所示位置即為參數(shù)修正在熱力過程線中的位置。通過參數(shù)修正即可實現(xiàn)熱力過程線的平移和伸縮（排汽壓力修正實現(xiàn)熱力過程線的伸縮），修正系數(shù)Δ通過查取設備廠家提供的修正曲線獲得，修正系數(shù)為1+Δ/100。修正后熱耗率為：

式中：R—經過系統(tǒng)修正和參數(shù)修正后的發(fā)電熱耗率，kJ/kWh；

∏(1+Δ/100)—各參數(shù)修正量的累乘積。

2.3.3 缸效率修正

經過上述系統(tǒng)修正和參數(shù)修正后，性能試驗不再受運行蒸汽參數(shù)和系統(tǒng)循環(huán)參數(shù)的影響。此時除漏汽之外，修正后的汽輪機試驗熱耗率與設計工況的熱耗率偏差只反映汽輪機效率的水平。因此，如何進行汽輪機缸效率修正，實現(xiàn)獲得汽輪機缸效率修正至設計缸效率后的發(fā)電熱耗率成為計算的關鍵。

由熱力學原理可知，焓-熵圖中汽輪機效率直觀表現(xiàn)為熱力過程線的傾斜程度[4]。通過上述修正后除漏汽之外的各項影響因素均已回歸至設計狀態(tài)，此時熱力過程線終點與設計熱力過程線終點的焓差即為單位進汽的做功偏差。以此即可實現(xiàn)對機組進行缸效率的做功修正。

設汽輪機高壓缸效率為ηh、高壓缸功率為Ph、中壓缸效率為ηm、中壓缸功率為Pm、低壓缸效率為ηl、低壓缸功率為Pl；汽輪機設計高壓缸效率為、中壓缸效率為、低壓缸效率為。

2.3.3.1 高壓缸效率對機組熱耗率的影響計算

hzp—修正后主蒸汽焓，kJ/kg；

hgp—修正后高壓缸排汽焓，kJ/kg。

式中：ΔRh—高壓缸效率對機組修正后發(fā)電熱耗率的影響量，kJ/kWh；

Dzp—修正后機組主蒸汽流量，kg/h；

hgs—修正后機組給水焓，kJ/kg；

Dzr—修正后機組再熱蒸汽流量，kg/h；

hzr—修正后機組再熱蒸汽焓，kJ/kg。

2.3.3.2 中壓缸效率對機組熱耗率的影響計算

式中：ΔRm—中壓缸效率對機組修正后發(fā)電熱耗率的影響量，kJ/kWh。

2.3.3.3 低壓缸效率對機組熱耗率的影響計算

式中：ΔRl—中壓缸效率對機組修正后發(fā)電熱耗率的影響量，kJ/kWh。

2.3.3.4 各缸設計效率下機組的熱耗率計算

式中：R′—各缸效率修正至設計缸效率后的機組發(fā)電熱耗率，kJ/kWh。

2.4 漏汽對機組熱耗率的影響

通過上述系統(tǒng)修正、參數(shù)修正及各缸效率的修正計算后將得到一個新的熱耗率，新的熱耗率與設計熱耗率的偏差為：

式中：R0—設計發(fā)電熱耗率，kJ/kWh；

ΔRgq—新熱耗率與設計熱耗率的偏差，kJ/kWh。

通過上述的修正計算后，除初始計算中假定的過橋汽封漏汽率外各系統(tǒng)偏差、參數(shù)偏差、缸效率偏差均已得以消除，此時所得的機組熱耗率與設計熱耗率的偏差即為過橋汽封漏汽率與實際漏汽率不符所造成的。此時通過調整試驗計算中所采用的高中壓缸間過橋汽封漏汽率使得機組高中壓缸間過橋汽封漏汽對機組發(fā)電熱耗率的影響量為零，即消除機組高中壓缸間過橋汽封漏汽率對機組發(fā)電熱耗率的影響：

式中：γ—計算用高中壓缸間過橋汽封漏汽率，%。

此時所得高中壓缸間過橋汽封漏汽率γ即為實際的過橋汽封漏汽率。圖2為采用能效平衡算法確定汽輪機過橋汽封漏汽率的流程圖。

圖2 能效平衡算法流程圖Fig.2 Flow chart of energy efficiency balance algorithm

2.5 能效平衡算法中的注意事項

能效平衡算法雖然可以減少試驗時間，但在一定程度上增加了試驗計算量，同時也對計算過程有了更高要求。在計算中首先應保證試驗條件滿足汽輪機性能試驗規(guī)程的要求；其次在系統(tǒng)修正和參數(shù)修正中應嚴格按照規(guī)程進行，然后在其基礎上進行缸效率修正。

3 能效平衡算法的應用

某電廠NZK200-12.75/535/535 型機組設計工況下過橋汽封漏汽率1.243%，設計發(fā)電熱耗率8561 kJ/kWh。在機組性能試驗中，分別進行了兩次額定工況發(fā)電熱耗率試驗，并隨后采用變汽溫法進行了兩次改變主蒸汽溫度和再熱蒸汽溫度的過橋汽封漏汽試驗。熱耗試驗1與漏汽試驗1在同一試驗條件下進行，漏汽試驗1 僅在熱耗試驗1 條件下改變主汽溫度和再熱蒸汽溫度。熱耗試驗1結果為代入漏汽試驗1 結果后得出，熱耗試驗1 與漏汽試驗1整個試驗過程耗時達5 h以上，在此期間保持發(fā)電負荷穩(wěn)定，熱耗試驗2、漏汽試驗2 結果采用同樣方法。試驗參數(shù)見表1，試驗計算結果見表2。

表1 兩次軸封漏汽試驗數(shù)據(jù)對比Tab.1 Data comparison of Two shaft seal leakage tests

表2 變汽溫法測量漏汽率試驗結果Tab.2 Test results of steam leakage rate by variable steam temperature method

由于試驗2中所得過橋汽封漏汽率超設計漏汽率及試驗1 漏汽率非常大，軸封漏汽率的大小對低壓缸效率影響較大，加之變汽溫法軸封漏汽試驗中試驗結果對參數(shù)的變化極為敏感，依次計算所得機組低壓缸效率也嚴重偏離正常范圍，故判斷漏汽試驗2的結果可信度不高。也因此摒棄兩次軸封漏汽試驗結果，采用了能效平衡算法分別對試驗1、試驗2進行了軸封漏汽率的計算，計算所得結果見表3。

表3 能效平衡法計算結果Tab.3 Calculation results of energy efficiency balance method

對比表1 與表2 所得數(shù)據(jù)，兩次試驗依據(jù)GB/T 8117.1—2008相關標準進行系統(tǒng)修正計算和參數(shù)修正后所得發(fā)電熱耗率偏差很小，且所得低壓缸效率也處于合理范圍，由此可以認為，采用此方法所得結果更為準確。

4 結束語

能效平衡算法是建立在熱力學基本原理之上的新型過橋汽封漏汽率算法，不僅具有堅實的理論基礎，而且具有很高的實用價值。在當前電網峰谷差越來越大以及新能源大量接入的情況下，火電機組要長時間維持額定負荷越來越困難。汽輪機性能試驗過程中，通過采用能效平衡算法確定過橋汽封漏汽率，不僅可以有效縮短試驗時間、減少試驗操作、提高試驗效率，而且能夠有效避免因試驗中的參數(shù)波動對試驗結果造成的影響，同時由于減少了試驗過程和參數(shù)的非正常調整，也有效保障了機組試驗期間的運行安全。在一定程度上也減輕了汽輪機性能試驗過程中的負荷壓力，保障了性能試驗的順利進行。