低位熱能回收系統(tǒng)對汽輪機運行的影響分析

胡 鋒

(攀枝花鋼釩有限公司能源動力中心,四川攀枝花 617062)

低位熱能回收系統(tǒng)對汽輪機運行的影響分析

胡 鋒

(攀枝花鋼釩有限公司能源動力中心,四川攀枝花 617062)

利用熱量平衡和質(zhì)量守衡的原理對凝結水作為工作介質(zhì)的低位熱能回收系統(tǒng)中參數(shù)進行理論計算和分析，找到了影響原因。最后提出改進建議，實踐證明利用二級除鹽水作為工作介質(zhì)雖不能全部回收乏汽，但回收的熱量要比利用凝結水作為工作介質(zhì)時多。

低位熱能;回收系統(tǒng);汽輪機;影響分析

1 引言

能源動力中心發(fā)電站為攀鋼釩公司三期建設項目，共有兩臺發(fā)電機組。4#發(fā)電機組配套汽輪機由武汽設計制造，型號為N55-8.83/535，七段非調(diào)整抽汽，回熱系統(tǒng)采用2級高加＋4級低加＋1級除氧，4～7級抽汽分別供4#～1#低壓加熱器。配套鍋爐由東方鍋爐設計制造，型號為DG-240/9.80-Ⅲ，燃燒焦爐煤氣、高爐煤氣和轉爐煤氣。鍋爐設置一臺DP-6型定期排污擴容器，接收來自定期排污和連續(xù)排污的高溫水，這些高溫水在定排擴容器內(nèi)閃蒸，產(chǎn)生3～5t/h的低壓蒸汽，通過排空管排向大氣。為回收這部分蒸汽發(fā)電站于2010年4月建成了一套低位熱能回收系統(tǒng)，但對于用什么作為工作介質(zhì)有爭議，若用二級除鹽水作為工作介質(zhì)，因其水量維持在12t/h左右，無法全部回收低壓蒸汽，因此最后還是決定用凝結水作為工作介質(zhì)。第二臺機組即5#發(fā)電機組于2010年底投產(chǎn)。

2 低位熱能回收系統(tǒng)

該系統(tǒng)由ZQ-PQHS-4.0D型低位熱能回收裝置、80DLR50-25(1)×5型熱水泵、Y2-225S-4W 型電機、ZQ-KT-37-A型變頻器、管道、閥門，以及測量元件等組成。 工作原理：將具有一定壓力的水引入熱能回收裝置作為工作介質(zhì)，水高速流過熱能回收裝置噴嘴時會對周圍空間中另一介質(zhì)即乏汽產(chǎn)生射吸，同時兩種介質(zhì)進行傳熱和傳質(zhì)，水被加熱，乏汽被凝結成水，然后經(jīng)過擴壓段進入脫氣儲水罐中。水中溶解的各種氣體會逸出，聚集在脫氣儲水罐中，罐內(nèi)壓力升高，要維持熱能回收裝置正常的背壓，必須將混合后的熱水送出，同時將氣體排出。工作過程：該回收裝置以軸封加熱器出口凝結水為工作水，取出管徑為ND125,進入混合器前變徑為ND100，凝結水進入低位熱能回收裝置后，經(jīng)過四個噴嘴的噴淋作用與乏汽充分混合，變成氣水混合物，分離出來的氣體通過定排擴容器管道自動排出，熱水在高精度液位控制作用下，經(jīng)熱水泵升壓后送至2#低加出口，并入凝結水母管，繼續(xù)參與機組的運行，其系統(tǒng)簡圖見圖1。

3 試驗

低位熱能回收系統(tǒng)投運后，汽輪機主要運行參數(shù)均發(fā)生變化。為分析該系統(tǒng)對汽輪機運行參數(shù)的影響，于2014年3月31日至4月4日分別進行了五次試驗，每次試驗記錄6～10組數(shù)據(jù)，選取其中5組具有代表性的數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計分析。因3月31日4#水架風機故障、4月1日2#高爐休風導致試驗前后機組運行參數(shù)變化較大，這兩天的試驗數(shù)據(jù)未納入分析計算。

圖1 低位熱能回收系統(tǒng)簡圖

3.1 試驗條件

①汽輪機蒸汽流量基本保持在207.0t/h左右，汽溫和汽壓維持穩(wěn)定；

②關閉凝結水再循環(huán)閥門，保證所有凝結水進入低加系統(tǒng)；

③循環(huán)水流量和冷卻塔風機運行臺數(shù)保持不變；

④試驗均在環(huán)境溫度基本一致的情況下進行。

3.2 試驗數(shù)據(jù)

試驗數(shù)據(jù)匯總見表1。

表1 試驗數(shù)據(jù)匯總表

注：回收系統(tǒng)用凝結水量為46.4t/h,回收系統(tǒng)出口熱水平均溫度為82.9℃。

從表1的統(tǒng)計數(shù)據(jù)可以看出，在保證汽輪機進汽量207.0t/h、汽溫、汽壓基本一致的前提下，利用凝結水作為工作介質(zhì)的低位熱能回收系統(tǒng)投運后，發(fā)電功率增加0.27MW，凝汽器排汽溫度上升0.30℃，凝結水溫度提高0.23℃，4#低加出口水溫降低1.4℃，3#低加出口水溫降低1.5℃，2#低加出口水溫上升3.6℃，1#低加出口水溫增加2.2℃，高加和除氧器參數(shù)基本無變化，但六級和七級抽汽參數(shù)相對其他級變化大。

4 汽量計算

計算條件：①抽汽管道、凝結水管道的壓力和溫度不計損失；②攀枝花地區(qū)大氣壓力取88kPa；③換熱器效率95%；④一級、二級和三級抽汽參數(shù)在系統(tǒng)停運前后無明顯變化，不計系統(tǒng)投停時抽汽量差別；⑤軸封加熱器疏水全部進入凝汽器，不影響凝結水量，故不計算加熱汽量；⑥高低壓端軸封蒸汽因分別進入第二級抽汽、第五級抽汽和第七級抽汽，在抽汽參數(shù)中計算，不單獨考慮。

4.1 乏汽回收量

因熱水泵出口水量表安裝直管長度不足，出口流量表讀數(shù)小于入口流量表讀數(shù)，無法直接測量所回收的乏汽量，而且凝結水顯示流量波動大，存在較大誤差，故計算如下：

乏汽溫度120℃，絕對壓力0.18MPa，對應比焓2708.05kJ/kg，溫度51℃、壓力0.87MPa凝結水對應比焓214.33kJ/kg，82.9℃對應飽和水比焓347.12kJ/kg，乏汽回收量設為Q1，則(換熱效率取95%)(Q1×2708.05＋46.4×214.33)×95% ＝(46.4＋Q1)×347.12，則乏汽回收量 Q1＝3.54t/h。

4.2 一級抽汽量

一級抽汽加熱2#高加。一級抽汽平均溫度408.6℃，壓力2.52MPa，根據(jù)2#高壓加熱器熱平衡計算模型，帶入相關數(shù)據(jù)得出一級抽汽量D1=13.30t/h。

4.3 二級抽汽量

二級抽汽加熱1#高加。二級抽汽平均溫度377.6℃，壓力1.42MPa，給水泵出口焓=除氧器出口水焓值+給水泵焓升20kJ/kg[2]=678.48kJ/kg，根據(jù)1#高壓加熱器熱平衡計算模型，帶入相關數(shù)據(jù)得出二級抽汽量D2=10.66t/h。

4.4 三級抽汽量

三級抽汽主要用于加熱除氧器和鍋爐暖風器，除氧器額定工況設計加熱蒸汽量為1.06t/h，而鍋爐暖風器設計加熱蒸汽流量為3.966t/h，兩者之和5.026t/h，而本次試驗時顯示抽汽量平均值為5.30t/h，故計算選取三級抽汽量D3=5.30t/h。

4.5 四級抽汽量

4.5.1 低位熱能回收裝置投運時

四級抽汽加熱4#低加。四級抽汽溫度為227.1℃，壓力0.44MPa，4#低壓加熱器入口水溫119.0℃，出口水溫137.8℃，凝結水壓力為0.87MPa。凝結水流量N4=主蒸汽流量－一級抽汽量－二級抽汽量－三級抽汽量＋乏汽回收量＝207.0－13.30－10.66－5.3＋3.54＝181.28t/h，熱平衡計算模型如圖2所示。

圖24#低加熱平衡計算模型

帶入相關數(shù)據(jù)得四級抽汽量D4=6.75t/h。

4.5.2 低位熱能回收裝置停運時，根據(jù)熱平衡計算模型帶入相關數(shù)據(jù)得出四級抽汽量為6.59t/h。

4.6 五級抽汽量

4.6.1 低位熱能回收裝置投運時

五級抽汽加熱3#低加。五級抽汽溫度為171.2℃，壓力0.18MPa，3#低壓加熱器入口水溫97.3℃，出口水溫119.0℃，凝結水壓力為0.87MPa。凝結水流量N3由兩部分組成，一部分是回收裝置來的，其水量N=46.4+3.54=49.94t/h，溫度為82.9℃，另一部分是2#低加出口來的，其水量N2=主蒸汽流量－一級抽汽量－二級抽汽量－三級抽汽量－低位熱能回收裝置使用凝結水量＝207.0－13.30－10.66－5.30－46.40＝131.34t/h，熱平衡計算模型如圖3所示。

由此得熱平衡計算方程為：

圖33#低加回收裝置投運時熱平衡計算模型

帶入相關數(shù)據(jù)得四級抽汽量D5=8.85t/h。

4.6.2 低位熱能回收裝置停運時，根據(jù)熱平衡計算模型帶入相關數(shù)據(jù)得出五級抽汽量為9.08t/h。

4.7 六級抽汽量與七級抽汽量

因六級抽汽量影響七級抽汽量，同時抽汽量又影響低加疏水泵出口疏水量，進而影響進入2#低加入口凝結水的構成，因而聯(lián)立求解。

4.7.1 低位熱能回收裝置投運時

六級抽汽加熱2#低加。六級抽汽溫度為108.8℃，壓力14.48kPa，2#低壓加熱器入口水溫58.0℃，出口水溫97.3℃，凝結水壓力為0.87MPa。凝結水流量N2＝131.34t/h，不因四級、五級、六級和七級抽汽量多少而改變，即總量不變，其包括兩部分，一部分為1#低加出口送來的凝結水，另一部分為低加疏水泵出口疏水。

七級抽汽加熱1#低加。七級抽汽壓力-46.7kPa，溫度80.6℃(因現(xiàn)場檢測值偏大取設計值)[4]，1#低壓加熱器入口水溫51.0℃，出口水溫58.0℃，凝結水壓力為0.87MPa。凝結水流量N1=主蒸汽流量－一級抽汽量－二級抽汽量－三級抽汽量－低位熱能回收裝置使用凝結水量－四級抽汽量－五級抽汽量－六級抽汽量－七級抽汽量＝207.0－13.30－10.66－5.30－46.40－6.75－8.85－D6－D7＝115.74－D6－D7t/h。1#低加和2#低加熱平衡計算模型如圖4所示。

由此得熱平衡計算方程為：

圖41#低加和2#低加熱平衡計算模型

由此得熱平衡計算方程為：

對于2#低加：

將表2中的數(shù)據(jù)帶入⑹式，得如下關系式：

將表2中的數(shù)據(jù)帶入⑻式，得如下關系式：

計算結果如下所示：

六級抽汽焓h6:2693.57kJ/kg

2#低加疏水焓 h6′：420.33kJ/kg

2#低加凝結水量N2：131.34t/h

2#低加出口水焓 hn2′：408.37kJ/kg

2#低加入口水焓hn2：243.58kJ/kg

3#低加疏水焓 h5′：545.19kJ/kg

七級抽汽焓h7：2645.28kJ/kg

1#低加疏水焓 h7′：320.80kJ/kg

1#低加凝結水量 N1：115.74－D6－D7t/h

1#低加出口水焓 hn1′：243.58kJ/kg

1#低加入口水焓hn1：214.33kJ/kg

四級抽汽量D4：6.75t/h

五級抽汽量D5：8.85t/h

低加換熱效率η：95%

六級抽汽量D6：8.30t/h

七級抽汽量D7：0.39t/h

4.7.2 低位熱能回收裝置停運時，根據(jù)熱平衡計算模型帶入相關數(shù)據(jù)得出，六級抽汽量為11.16t/h，七級抽汽量為0.30t/h。

4.8 計算結果

計算結果匯總見表2。從表2可以看出，低位熱能回收系統(tǒng)投運后四級、五級和七級抽汽量變化較小，但六級抽汽量變化較大，即對2#低加的影響較大。其中，四級抽汽量增加0.16t/h，五級抽汽量減少0.23t/h，六級抽汽量減少2.86t/h，七級抽汽量增加

0.09 t/h，共計減少汽輪機抽汽量2.84t/h。

表2 回收系統(tǒng)投運/停運后抽汽量匯總表t/h

5 影響分析

通過對表1數(shù)據(jù)的理論計算和分析，低位熱能回收系統(tǒng)投入運行后，利用46.40t/h的凝結水作為工作介質(zhì)，回收乏汽量3.54t/h(相當于2.66MW)，增加發(fā)電功率0.27MW，排汽溫度升高0.30℃，凝結水溫度升高0.23℃，4#低加出口水溫降低1.4℃，3#低加出口水溫降低1.5℃，2#低加出口水溫增加3.6℃，1#低加出口水溫增加2.2℃，其原因在于：

以凝結水作為工作介質(zhì)，消弱了回熱系統(tǒng)的加熱效果，減少抽汽量2.84t/h，導致排汽溫度升高，少抽的蒸汽在汽輪機級內(nèi)多做功0.27MW，但蒸汽被循環(huán)水多帶走熱量1.89MW，則系統(tǒng)回收熱量＝2.66＋0.27－1.89＝1.04MW。

6 改進建議

由化學提供的數(shù)據(jù)可知，2013年發(fā)電站二級除鹽水平均耗量為20.43t/h。若用除鹽水作為工作介質(zhì)，在除氧器補水調(diào)節(jié)閥門后、手動門前新建一根DN80的管道，與低位熱能回收系統(tǒng)連接，如此運行則該除鹽水量(20℃、0.6MPa，比焓84.48kJ/kg)可回收的乏汽量Q2在參數(shù)與現(xiàn)有系統(tǒng)一致的情況下即加熱至82.9℃時為：

故 Q2＝2.41t/h＜Q1，故不能完全回收，則需重新校核，可再多回收一些乏汽，即乏汽還可將除鹽水加熱至大氣壓力下的飽和溫度，攀枝花大氣壓力88kPa對應飽和水比焓402.53kJ/kg，那么可回收的乏汽量Q3：

即Q3=3.03t/h，相當于2.28MW。

7 結論

⑴ 利用凝結水作為工作介質(zhì)，表面上全部回收了外排蒸汽，沒有“浪費”，但因其對回熱系統(tǒng)的運行存在一定影響，使得抽汽量減少2.84t/h，這部分蒸汽進入凝汽器，其熱量1.89MW被循環(huán)水帶走，降低了系統(tǒng)運行經(jīng)濟性。該低位熱能回收系統(tǒng)實際上僅回收了乏汽熱量的39.10%，并沒有真正實現(xiàn)回收全部乏汽熱量的目的。

⑵ 利用二級除鹽水作為工作介質(zhì)可回收乏汽量3.03t/h，相當于回收熱量2.28MW，雖然僅回收乏汽總量的85.59%，但因其對回熱系統(tǒng)沒有任何影響，回收熱量要比用凝結水為工作介質(zhì)時多1.24MW，為低位熱能回收系統(tǒng)投運后回收熱量的2.19倍。

⑶ 可改變除鹽水的補水方式，將從除氧器補水改為從凝汽器補水，增加進入1#低加和2#低加的凝結水量，以消弱低位熱能回收系統(tǒng)投運后對機組運行的影響。

[1]楊世銘 陶文銓,傳熱學[M].北京:高等教育出版社,1998年第三版.

[2]鄭體寬,熱力發(fā)電廠,重慶大學[M].北京:水利電力出版社,1992年10月.

[3]楊宇,電站鍋爐性能試驗軟件包(Ver 3.0)[CP].上海發(fā)電設備成套設計研究所,2010年8月.

Effect of Low-Heat Energy Recovery System on Steam Turbine Operation

Hu Feng

(Energy and Power Center of Pangang Group V-Ti Co.,Ltd.,Panzhihua,Sichuan 617062,China)

When condensed water was used as working medium in the low heat energy recovery system,the main operating parameters of steam turbine would change.Theoretical calculation and analysis were performed based on the theory of heat balance and mass balance and the cause of the problem was found out.Finally improvement proposal was provided.Practice has shown that though using demineralized water as working medium cannot fully recover exhaust steam,it recovers more heat then using condensed water as working media.

low heat energy,recovery system,steam turbine,influence analysis

TK114

B

1006-6764（2014）11-0048-05

10.13589/j.cnki.yjdl.2014.11.016

2014-06-19

胡鋒(1978-)，男，2001年畢業(yè)于長沙電力學院電廠熱能動力工程，熱能動力工程師，主要從事熱力設備技術管理。