火電廠外排乏汽回收方案經濟性分析

彭永強，尹曉峰，李亞軍，羅斌

(湖南大唐先一能源管理有限公司，湖南長沙 410007）

火電廠外排乏汽回收方案經濟性分析

Economical analysis of steam exhaust excretion recycling in thermal power plant

彭永強，尹曉峰，李亞軍，羅斌

(湖南大唐先一能源管理有限公司，湖南長沙 410007）

當前火電廠鍋爐定排擴容器閃蒸蒸汽、除氧器排汽等類型乏汽的回收技術在不斷更新，但因回收方式和參數設定的不同，同一汽水的回收的經濟性存在較大的差異。本文以等效熱降理論為基礎，通過計算分析，對各種回收方案進行經濟性比較。

連續排污;除氧器;排汽;回收利用

在火電廠汽水熱力循環中，為保證汽水品質或參數合格，部分具有一定溫度的汽水被迫排放掉，造成能量廢棄。主要體現在機組啟停排汽和運行中鍋爐連續排污閃蒸蒸汽、除氧器排汽等，因能級相對偏低，難以繼續回收用于做功發電，統稱為乏汽。

當前，機組啟停過程中的非經常性汽水排放損失已通過高低壓旁路的應用得到可靠回收，但除氧器排汽及鍋爐連續排污水在回收方面尚存在一定欠缺。特以除氧器排汽及鍋爐連續排污水在定排擴容器中的閃蒸蒸汽回收為例，以等效熱降法進行計算、分析和對比。

1 方案一 回收至除氧器

1.1 定排擴容器頂部排汽的回收

利用凝泵出口或某級低壓加熱器出口的低溫凝結水作為冷卻介質，與定排擴容器頂部來的閃蒸蒸汽混合換熱，變成80～90℃的熱水 (未飽和，避免二次排汽)，最后用回收水泵加壓送入除氧器，完成汽水及熱量回收。回收裝置頂部與大氣連通，可自由排除積存的不凝結氣體。為減少汽水輸送過程的阻力耗功，回收裝置就近布置在定排擴容器旁邊，而不采用閃蒸蒸汽輸送至汽機房的方式。方案流程圖見圖1。

圖1 定排擴容器頂部外排蒸汽回收方案流程圖

此方案中，影響系統運行經濟性的因素主要有取水點位置和回收裝置出口的混合水溫。

以某電廠300 MW機組為例，額定工況下，連續排污水壓力18.2 MPa、溫度357.9℃、含汽率0.25、流量6 t/h，連排擴容器壓力 0.82 MPa，定排擴容器為大氣壓。該廠機組年利用4 500 h，上網電價0.45元/kWh，除鹽水制水成本5元/t。

由于5，6號低加出口水溫高于100℃，不能用作冷卻水，因此取水點只能在凝泵出口、8號或7號低加出口之間進行選擇。為方便理解經濟收益組成，進行分步計算。首先假定不同的取水方式下，回收裝置出口混合水溫維持一致，均為95℃。按此方案進行改造后的經濟收益見表1。

回收裝置出口混合水溫變化時的經濟性匯總見表2。

1.2 除氧器頂部排汽回收

除氧器頂部排汽回收方案的流程及計算過程與1.1節所述基本相同 (僅乏汽來源不同、加壓水泵安裝位置不同造成耗功量不同，無閃蒸計算)，因此具體流程圖及計算表格略。

表1 取水點位置對經濟性影響對比表

表2 定排擴容器排汽回收至除氧器年收益表

經對某發電集團各火電機組中直流爐、汽包爐補水率及排污情況進行統計分析，除氧器排汽約占鍋爐蒸發量的0.5%左右，因此機組額定工況下，300 MW機組除氧器排汽量約為5 t/h，經濟性計算結果見表3。

表3 除氧器頂部排汽回收至除氧器年收益表

1.3 方案分析

采用此方案，系統運行經濟性受到2方面因素影響:低加水流量減少使相應抽汽量減少，增加汽輪機做功;混合水溫度低于進入除氧器的主凝結水溫度，加熱不足而增加4號抽汽、減少了汽輪機做功。從經濟性計算結果可以看出，取水點越靠近凝泵，混合后的熱水溫度越高，綜合效益越好。當混合溫度低至一定值時，因回收的熱量ΔQ不足以彌補各級抽汽做功效率差值的影響，系統甚至出現不節能的現象。即使在最優狀態下，系統年節能收益也很低。

此外，乏汽回收裝置與大氣連通，為減少二次排汽損失，溫度必須低于飽和溫度，含氧量會增加，對除氧效果會造成一定影響。同時，由于增加了轉動設備，可靠性相應有所降低，系統維護工作量也會增大。

2 方案二 回收至軸封加熱器

2.1 方案介紹

正常運行時，軸封加熱器內部為負壓狀態，所以無論是定排擴容器還是除氧器頂部的外排乏汽都可以不經任何加壓措施直接以管道引入。

對于定排擴容器，為保證鍋爐事故放水、定期排污、停爐后帶壓放水等異常工況下不超壓，需保留原有排汽管道，在合適位置上加裝一個大口徑自重式逆止閥，正常運行時該逆止閥依靠閥芯自身重力處于自由關閉狀態，當鍋爐異常工況大量排水時，閃蒸蒸汽增加，頂開逆止閥直排大氣。閥芯重量選擇合理時，逆止門動作壓力略高于外界大氣壓力，異常工況時不會對軸加系統造成沖擊。

方案流程圖見圖2。

圖2 定排擴容器、除氧器頂部外排乏汽回收至軸加流程圖

2.2 經濟性計算

取機組額定工況，連續排污流量為6 t/h，當連續排污擴容器水位正常時，經2次閃蒸計算，定排擴容器頂部的外排蒸汽約0.32 t/h;除氧器頂部排汽流量取5 t/h，經濟性計算結果見表4。

2.3 方案分析

此方案系統簡單、性能穩定，不會出現因參數設定不當增加機組能耗的現象，改造年收益大于方案一，但需要注意如下2個方面:

表4 外排乏汽直接回收至軸封加熱器經濟性匯總表

1)軸封風機余量。 “軸加—凝結水—軸封風機”類似于“凝汽器—循環水—真空泵”組成的系統，軸封風機主要抽吸不凝結氣體及其攜帶的少量蒸汽，其中溶解蒸汽量取決于空氣量、壓力和溫度，機械攜帶蒸汽量取決于流速 (空氣量)。改造后的定排擴容器在U型水封工作正常時，與大氣不連通，回收的蒸汽中不含空氣;正常運行中的除氧器頂部排汽里面絕大部分為壓力蒸汽，不凝結氣體份額很小，從數量的絕對值上來看，也遠小于原有的軸封回汽系統漏入的空氣量。5 t/h的乏汽回收至軸封加熱器時，凝結水溫度僅升高4℃左右，軸加內壓力和疏水溫度近似不變，攜帶蒸汽量變化很小。軸封風機在選型時一般留有一定余量，因此對軸封風機影響相對較小。

2)軸加疏水問題。以300 MW機組為例，在正常的調峰負荷范圍內運行時，軸加回收蒸汽的量變化不大，約為1 t/h，按照0.3～2 m/s流速設計，疏水管直徑應在12～35 mm之間。事實上，國內大部分機組軸加疏水管道設計時流速取下限，甚至再加上余量系數，造成管內徑選擇偏大，疏水U型水封設計也不合理、形同虛設，很多電廠只能通過維持軸加疏水手動或電動閥門在很小的開度來控制水位。經粗略計算，當回收的乏汽量不超過5.9 t/h(按管徑35 mm、流速不超過2 m/s)時，不會超出軸加疏水管通流能力，但需要將疏水閥門適當開大。對于原有U型水封工作正常的機組，則需要根據流速、附加流動阻力變化情況重新計算，適當降低U型水封高度。

3 方案三 回收至低壓加熱器

3.1 方案介紹

將除氧器連續排空氣管接至五段抽汽逆止門及電動門后，排汽被絕熱節流至汽輪機五段抽汽壓力后送入5號低壓加熱器，蒸汽冷凝后不凝結氣體析出，從5號低加抽空氣管被抽吸至凝汽器，最后通過凝汽器抽氣系統排出至大氣。連接管上設置一個電動調節閥及電動隔離閥，可根據給水含氧量調整排汽流量，當除氧器進汽門或5號低加進汽門關閉，聯鎖關閉該電動隔離閥及調節閥。保留除氧器啟動排空氣管道，作為除氧器或5號低加未正常運行時的排汽。

將聯排擴容器疏水加裝一個表面式冷卻器，從凝結水泵出口母管來的部分凝結水經該冷卻器加熱升溫至與7號低加出水溫度一致，再匯入7號低加出口凝結水母管。連擴疏水被冷卻至≤50℃，排放至汽機房內雨水井，對于開式循環水系統，也可以將冷卻后的疏水與凝汽器循環水出水管連接，排放至江河。冷卻水依靠3臺加熱器壓差流動，不需要增加水泵。方案原理圖見圖3。

圖3 定排擴容器、除氧器頂部外排乏汽回收至低加系統方案流程圖

3.2 經濟性計算

取機組額定工況:連續排污流量6 t/h;除氧器頂部排汽流量5 t/h，經濟性計算結果見表5。

表5 外排乏汽回收至低加系統經濟性匯總表

3.3 方案分析

此方案系統簡單，利用效率高，經濟收益顯著，但需要注意以下問題:

1)除氧器排汽依靠抽汽壓差進入5號低加，相比于排大氣，節流壓降大大減小，噪聲得到很好控制，但是需根據各工況下特性參數，合理選擇連接管直徑，避免選型不當造成金屬材料浪費或通流能力不足。

2)除氧器或5號低加非正常運行工況下，不宜投入除氧器排汽回收，并應在邏輯上與除氧器與5號低加進汽閥門連鎖，以隔離故障。

3)根據熱平衡圖，在機組調峰運行范圍內的各種工況下，除氧器排汽經絕熱節流后的焓值與五段抽汽焓值相差不大，僅為五段抽汽在5號低加內放熱量的10%左右，綜合考慮抽汽流量后，除氧器排汽影響疏水量約2.5%，即使除氧器排汽流量實際偏大，對疏水量影響也很小，而電廠5號低加疏水調節門開度一般在70%左右，余量非常大，基本可以忽略對低加疏水系統的影響。

4)按照300 MW工況正常運行，凝結水流量約700 t/h、含氧量15 μg/L，給水流量約900 t/h、含氧量3 μg/L，按氧氣占不凝結氣體21%進行推算，凝汽器增加不凝結氣體流量約0.037 kg/h，而300 MW機組單臺水環式真空泵設計抽空氣能力通常為51 kg/h，占比很小，對凝汽器抽真空設備影響可以忽略。

5)除氧器排汽回收至5號低加后，不凝結氣體增多，但增加量很小，僅占五段抽汽流量比例0.000 1%，對低加換熱影響可以忽略。

6)5號低加正常運行中蒸汽溶解攜帶空氣量極小，但為了避免長期運行積存空氣，抽空氣門仍然需要維持小開度，造成加熱蒸汽“浪費”。除氧器排汽回收至5號低加后，參考凝汽器抽真空設備設計標準，維持抽氣口氣體“過冷”3～5℃時，排汽量約為0.16～0.28 kg/h，即使維持抽氣口氣體過冷度在1℃的極小值，排汽量也只有0.87 kg/h，在利用原有“被浪費”的抽空氣門開度后，對5號低加排汽影響很小。

7)由于5號低加溫度較低，換熱面為不銹鋼材質，對汽水含氧不太敏感，不會發生氧腐蝕。

8)連續排污水經連擴閃蒸后的疏水直接引至7號、8號低加附近加熱凝結水，實施難度小，調節簡單，綜合效益相對較好。

4 結論

1)回收后，方案一雖然利用能級高，但欠焓太大造成能級不匹配，改造經濟性差。

2)方案三為提出的一種新的改造思路，能級匹配且利用能級高，經濟性最好，且實施簡單、實施成本低，但國內尚無實施經驗，需通過試驗手段獲取相關數據進行更進一步的準確評價，建議以科研項目方式進行，嘗試推廣。

3)方案二經濟性介于方案一和方案三之間，在符合條件的機組上具有一定的推廣價值。

能源使用應遵循能級匹配、梯級利用原則。不同的能量回收方式，存在不同的能量利用效率;同一種回收方式，因參數設置不同也會造成經濟性變化。電廠外排乏汽余熱回收不能簡單地看被回收的工質攜帶了多少熱量，更應關注其有效利用程度，通過正確、全面分析，合理選擇回收方式，達到最佳的改造效果。

〔1〕林萬超.火電廠熱系統節能理論〔M〕;1994年修訂版.

〔2〕張吉春.利用兩相流理論分析計算水封高度〔J/OL〕.

〔3〕佚名.凝結水含氧量超標原因〔J/OL〕.

〔4〕東方汽輪機廠.N300-16.7/537/537-7型汽輪機熱力特性書〔M〕.

〔5〕徐傳海，余鋼捷.直接空冷凝汽器抽汽帶汽計算及應用〔J/OL〕.

10.3969/j.issn.1008-0198.2014.02.014

2013-06-18 改回日期:2014-02-28

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