趙 汶， 楊 宇， 劉 偉， 韓懷遠(yuǎn)

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)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(jī)組對于促進(jìn)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(jī)作為二次再熱機(jī)組的重要主機(jī)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(jī)進(jìn)行熱力性能評價(jià)，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(jī)性能試驗(yàn)結(jié)果應(yīng)進(jìn)行系統(tǒng)修正計(jì)算，將試驗(yàn)循環(huán)修正至規(guī)定循環(huán)下進(jìn)行評價(jià)分析。ASME PTC 6A給一次中間再熱汽輪機(jī)提供了算例介紹，但包括ASME PTC 6在內(nèi)的絕大部分汽輪機(jī)性能試驗(yàn)規(guī)程，都未見二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)的系統(tǒng)修正計(jì)算方法的介紹。

學(xué)者們對二次再熱汽輪機(jī)熱力性能評價(jià)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(jī)各缸效率變化對機(jī)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(jì)性進(jìn)行了計(jì)算對比。司寧寧[4]基于分析、能量分析法等對二次再熱機(jī)組能量分布、性能特性等進(jìn)行了研究分析。周仁米等[5]對二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)方法及其與一次再熱汽輪機(jī)熱經(jīng)濟(jì)性對比進(jìn)行了研究。李永生等[6-7]對超超臨界二次再熱汽輪機(jī)熱經(jīng)濟(jì)指標(biāo)等進(jìn)行了匯總分析，從優(yōu)化設(shè)計(jì)及運(yùn)行方面提出了建議。吳濤等[8-9]對二次再熱汽輪機(jī)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(jìn)行了介紹，同時(shí)研究了1 000 MW二次再熱機(jī)組在線運(yùn)行性能指標(biāo)分析及優(yōu)化。

以上針對二次再熱汽輪機(jī)熱力性能的分析研究偏向于試驗(yàn)方法、熱經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)對比、耗差分析、運(yùn)行優(yōu)化等，尚未有針對性能試驗(yàn)結(jié)果系統(tǒng)修正計(jì)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(jī)特點(diǎn)，對其系統(tǒng)修正中的各抽汽壓力和抽汽焓的計(jì)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(jī)組性能試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了多種算例驗(yàn)證，并推薦一種系統(tǒng)修正算法。

1 系統(tǒng)修正計(jì)算方法

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

ASME PTC 6—2004在系統(tǒng)修正計(jì)算中對試驗(yàn)汽輪機(jī)效率的處理提供了2種方法，概括為試驗(yàn)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(diǎn)焓(ELEP)是否發(fā)生改變。

筆者采用試驗(yàn)膨脹線法，即維持排汽膨脹線終點(diǎn)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(jī)內(nèi)效率不變，對二次再熱汽輪機(jī)系統(tǒng)修正計(jì)算方法展開研究。

2 研究對象

二次再熱汽輪機(jī)較一次再熱汽輪機(jī)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(jī)組整體能效水平，這使得系統(tǒng)修正計(jì)算時(shí)部分抽汽壓力與抽汽焓的求取與一次再熱汽輪機(jī)差別較大。

以某660 MW二次再熱汽輪機(jī)為主要研究對象，采用第1節(jié)所述系統(tǒng)修正計(jì)算方法，分別就其設(shè)計(jì)參數(shù)及性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算分析，同時(shí)對某1 000 MW二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)算。2種二次再熱汽輪機(jī)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(jī)熱力平衡圖

3 系統(tǒng)修正中抽汽壓力計(jì)算方法

基于此，二次再熱汽輪機(jī)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(jì)算可繼續(xù)采取該方法，但對于各汽缸進(jìn)、出口蒸汽壓力的處理不能直接使用一次再熱汽輪機(jī)的相關(guān)內(nèi)容，應(yīng)分別按如下方法進(jìn)行計(jì)算：

(3) 通過系統(tǒng)修正求得的超高壓缸排汽壓力、高壓缸進(jìn)汽壓力和排汽壓力、中壓缸進(jìn)汽壓力，計(jì)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(jì)算。

4 系統(tǒng)修正中抽汽焓計(jì)算方法

4.1 各汽缸進(jìn)、出口蒸汽焓的確定

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

(1) 中壓缸排汽焓等同于低壓缸進(jìn)汽焓，也即獲得第7級抽汽焓。中壓缸進(jìn)汽焓由修正后的中壓缸進(jìn)汽壓力、中壓缸排汽焓與中壓缸效率試驗(yàn)值迭代求得，同時(shí)計(jì)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(jì)算。

(2) 高壓缸排汽焓維持試驗(yàn)值不變，也即獲得第3級抽汽焓。高壓缸進(jìn)汽焓由修正后的高壓缸進(jìn)汽壓力與高壓缸效率試驗(yàn)值迭代求得，同時(shí)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(jì)算。

(3) 超高壓缸進(jìn)汽焓維持試驗(yàn)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(yàn)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(jī)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(shí)際上是在系統(tǒng)修正中各級抽汽溫度維持試驗(yàn)值不變，通過修正后的抽汽壓力對等溫線進(jìn)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(jì)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(jìn)行二次再熱汽輪機(jī)系統(tǒng)修正中間各級抽汽焓計(jì)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(diǎn)的膨脹過程線處理為汽缸進(jìn)出口間的直線，在系統(tǒng)修正中保持各汽缸效率為試驗(yàn)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(jì)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(jìn)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(yàn)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(shí)際焓降與等熵焓降之比，在系統(tǒng)修正中保持汽輪機(jī)各級組效率為試驗(yàn)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(jì)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(yàn)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(jìn)、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(jì)算外，其余系統(tǒng)修正所涉項(xiàng)目可參照ASME PTC 6—2004、ASME PTC 6A—2000中對一次再熱汽輪機(jī)的要求進(jìn)行熱平衡迭代計(jì)算。需要說明的是，對外置蒸冷器進(jìn)行修正計(jì)算時(shí)，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(jì)分配比例進(jìn)行計(jì)算，進(jìn)而獲取外置蒸冷器出口混合水溫；對疏水循環(huán)泵進(jìn)行修正計(jì)算時(shí)，應(yīng)對疏水循環(huán)流量混合點(diǎn)前后的加熱器進(jìn)、出口凝結(jié)水流量區(qū)分計(jì)算。

5 算例分析

分別對前文的660 MW二次再熱汽輪機(jī)設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)與性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)、1 000 MW二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行系統(tǒng)修正計(jì)算，修正后汽輪機(jī)熱耗率計(jì)算結(jié)果見表1。

表1 不同修正計(jì)算方法下汽輪機(jī)熱耗率計(jì)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(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行系統(tǒng)修正計(jì)算，修正后汽輪機(jī)熱耗率與設(shè)計(jì)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(jì)算方法在工程應(yīng)用中具備可行性。

(2) 采用設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)計(jì)算時(shí)，定缸效率截取法的熱耗率計(jì)算結(jié)果比定級組效率截取法的熱耗率計(jì)算結(jié)果略微偏低，定級組效率截取法熱耗率計(jì)算結(jié)果相對更接近于設(shè)計(jì)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(jī)性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行修正計(jì)算，前者得出的修正后汽輪機(jī)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(jì)數(shù)據(jù)計(jì)算結(jié)果一致。

該660 MW二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)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(jī)性能試驗(yàn)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(jī)熱力膨脹過程線-設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)

圖5 660 MW二次再熱汽輪機(jī)熱力膨脹過程線-試驗(yàn)數(shù)據(jù)

由圖4可知，使用設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)時(shí)，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(jì)狀態(tài)，基本與設(shè)計(jì)膨脹線貼合。由圖5可知，使用試驗(yàn)數(shù)據(jù)時(shí)，采用定級組效率截取法的膨脹線與試驗(yàn)狀態(tài)膨脹線重合度較高，但該方法對于抽汽點(diǎn)參數(shù)的測量準(zhǔn)確性較為敏感，修正后熱耗率計(jì)算結(jié)果也易受抽汽點(diǎn)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(diǎn)等，在試驗(yàn)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(yàn)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(jì)狀態(tài)。

對前文1 000 MW二次再熱汽輪機(jī)使用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)算，計(jì)算得出的熱力過程膨脹線見圖6?？梢钥闯觯捎?種不同算法得出的膨脹線趨勢與660 MW機(jī)型基本一致，定缸效率截取法的膨脹線更貼近設(shè)計(jì)狀態(tài)，定級組效率截取法的膨脹線更貼近試驗(yàn)狀態(tài)。

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

從測量角度分析，ASME PTC 6—2004中對缸效率試驗(yàn)測點(diǎn)布置的數(shù)量及位置均有嚴(yán)格要求，缸效率測點(diǎn)的測量精度明顯高于單個(gè)抽汽點(diǎn)參數(shù)的測量精度，這也使得試驗(yàn)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(fù)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(jì)算中，采用定缸效率截取法相對具有更高的計(jì)算精度。

6 結(jié) 論

(1) 由于機(jī)型結(jié)構(gòu)及熱力系統(tǒng)布置不同，二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)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(jī)相比存在差異。

(3) 二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)系統(tǒng)修正中計(jì)算低壓缸以外的其余汽缸進(jìn)、出口蒸汽焓時(shí)，其求取方法與一次再熱汽輪機(jī)有所不同。計(jì)算中間各級抽汽焓時(shí)，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(jì)狀態(tài)，不易受抽汽點(diǎn)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(yàn)狀態(tài)，易受抽汽點(diǎn)參數(shù)測量精度影響。

(4) 推薦基于試驗(yàn)膨脹線法,結(jié)合定缸效率截取法進(jìn)行二次再熱汽輪機(jī)性能試驗(yàn)系統(tǒng)修正計(jì)算。