基于分析的背壓式機組的性能指標探索

蔡小燕，楊紅霞

(上海汽輪機廠有限公司，上海 200240)

熱電聯產項目在供熱供電產業系統以及節能減排方面具有巨大潛能，各國熱電聯產機組的裝機容量在發電機組總裝機容量中的比例正逐步提高。文獻[1]明確規定熱電聯產項目應優先采用背壓式汽輪機機組，并提出了鼓勵發展背壓式熱電機組的相應支持政策。在此背景下，采用背壓式汽輪機的新建熱電聯產項目如何確定進汽參數，如何進行不同方案的橫向比較是一個亟待解決的問題。

對于熱電聯產機組，目前國內大多數電廠都基于熱量法計算汽輪機側熱耗率、總熱效率和煤耗率。針對煤耗率指標，不同熱電分攤法計算出來的發電煤耗率及供熱煤耗率差異較大，因此如何確定熱電分攤比，一直有很大的爭議[2]。

本文以采用純背壓式汽輪機的熱電聯產項目為例，基于熱量法進行分析，結果發現汽輪機熱耗、總熱效率、總煤耗率無法體現背壓式汽輪機通流效率提高和進汽參數提高帶來的全廠性能收益。本文分析煤耗率時，嘗試基于熱量法及方法來計算總煤耗率指標，不進行熱電分攤，旨在尋求更為合理的熱經濟指標。然后基于方法提出了汽輪機耗、總效率及總煤耗率3個指標，結果發現這3個指標能夠準確評估汽輪機及全廠的性能水平。本文的分析可以為熱電聯產項目優化提供指導，給相關工程應用提供一些參考。

1 熱量法

基于熱力學第一定律的熱量法，是一種單純的汽水流量平衡和能量平衡的方法，原理簡單易懂，至今仍在廣泛應用[2]。特別是在凝汽式電站中，通常通過計算汽輪機熱耗、全廠熱效率等來評價汽輪機及電廠的熱經濟性。目前國內熱電聯產項目的熱經濟性指標比較多，本文將采用汽輪機熱耗、總熱效率(燃料利用系數)、總煤耗率這3個指標來進行汽輪機和全廠的熱經濟性評價[3-4]。

對于純背壓式機組，汽輪機熱耗q0的計算如下：

q0=[(D0×h0-Dgs×hgs)-(Dpq×hpq-

Dhs×hhs)]·(3 600Pe)-1

(1)

式中：q0為熱耗，kJ/(kW·h)；Pe為發電機端功率，kW；D0為主蒸汽流量，kg/s；Dgs為鍋爐給水流量，kg/s；Dpq為排汽供熱蒸汽流量，kg/s；Dhs為供熱回水流量，kg/s；h0為主蒸汽比焓，kJ/kg；hgs為鍋爐給水比焓，kJ/kg；hpq為排汽供熱蒸汽比焓，kJ/kg；hhs為供熱回水比焓，kJ/kg。

對于純背壓式機組，總熱效率及總煤耗率的計算方法如下：

(2)

Qfuel=B×q

(3)

(4)

式中：ηtp為總熱效率；Qfuel為鍋爐燃料的熱量，kW，B為機組的總的煤耗量，kg/s，q為燃料的低位發熱量，kJ/kg，b為機組的總煤耗率，g/(kW·h)。

對于純背壓機組，排汽被用來供熱，所含能量并沒有作為損失離開電站，機組無冷源損失。從公式(1)可以看出，當汽輪機缸效率提高時，汽輪機做功能力增加，這同時導致排汽供熱焓降低，從而造成該公式中分子分母均提高，最終導致熱耗差異并不明顯，可見用熱耗來進行汽輪機經濟性考核并不合理。

將鍋爐、汽輪機、回熱系統看成一個系統，基于能量守恒定律，扣除鍋爐效率、管道效率、汽輪機側漏汽、發電機效率、機械損失等因素帶來的能量損失，系統其他能量全部用來生成熱及電兩種產品，所以ηtp及b僅能體現燃料能量在數量上的有效利用程度，即反映高效率的大鍋爐取代低效率的小鍋爐進行供熱帶來的全廠收益，而無法反映熱電聯廠項目的真實能量利用水平。

對于抽汽背壓機組，3個指標的計算方法和公式(1)～(4)類似，只需要在分母上考慮抽汽提供的熱量，所以問題和背壓式機組一致，熱耗和總熱效率指標無法體現汽輪機及全廠的真實性能水平。

熱量法基于熱力學第一定律，僅能反映能量的“量”，不能反映能量的“質”。而方法基于熱力學第二定律，考慮能量利用的方向性，能夠客觀全面地反映能量在轉換過程中的真實利用情況[5]。

e=h-h0-T0(s-s0)

(5)

E=e·D

(6)

式中：e為比，即單位質量穩流工質的，kJ/kg；h為工質的比焓，kJ/kg；T0為環境溫度，K；h0為環境的比焓，kJ/kg；s0為環境的熵，kJ/(kg·K)；s為工質的熵，kJ/(kg·K)；E為穩流工質的量，kW；D為穩流工質的質量流量，kg/s。

qe=[(D0×e0-Dgs×egs)-(Dpq×epq-

Dhs×ehs)]·(3 600Pe)-1

(7)

式中：qe為耗，kJ/(kW·h)；e0為主蒸汽比，kJ/kg；egs為鍋爐給水比，kJ/kg；epq為排汽供熱蒸汽比，kJ/kg；ehs為供熱回水比，kJ/kg。

(8)

Efuel=B×ef

(9)

(10)

式中：ηtpe為總效率；Efuel為鍋爐燃料的量，kW；ef為燃料的比；kJ/kg；be為機組基于方法的總煤耗率，g/(kW·h)。

從背壓式機組的3個指標的計算公式可以看出，蒸汽參數不同，其比大小也不一樣，排汽供熱蒸汽相對環境的做功能力降低，其比也降低，方法體現了熱和電兩種產品的差異。抽背機組汽輪機耗、總效率、總煤耗率的計算方法類似，在分母上考慮抽汽帶來的量變化即可。

3 案例介紹

某熱電聯產項目，要求1臺純背壓式汽輪機機組實現熱電聯產，排汽供熱壓力為1.6 MPa，排汽量約350 t/h，排汽溫度約300 ℃，汽輪機配2臺高壓加熱器和1臺除氧器，給水溫度約225 ℃，排汽供熱后回水補至除氧器，回水溫度為44 ℃。該項目以熱定電，其熱力系統如圖1所示。

圖1 某熱電聯產項目熱力系統圖

針對該項目，在滿足供熱要求的前提下，本文做了6個方案：

1)常規次高壓參數為4.9 MPa、435 ℃，汽輪機缸效率為78.9%；

2)在方案1的基礎上進行通流優化，將缸效率提升至82.8%；

3)常規高壓進汽參數為8.83 MPa、535 ℃，汽輪機缸效率為82.8%；

4)在方案3的基礎上進行汽輪機通流優化，將缸效率提升至85.4%；

5)將進汽參數提升至10 MPa、565 ℃；

6)進一步將進汽參數提升至12 MPa、600 ℃。

為了準確比較進汽參數帶來的性能水平的變化，將方案4、方案5、方案6的汽輪機缸效率保持在一致水平。熱力設計完成后，各方案的熱力參數如表1所示，其中進汽量均為489 t/h，供熱量各方案稍有差異。因進汽參數及缸效率的影響，各方案下的排汽溫度也稍有不同。

表1 不同方案下的熱力參數

4 案例分析

案例分析時假定鍋爐效率為0.9，管道效率為0.99，燃煤為標煤，其低位發熱量為29 270 kJ/kg，假設環境參數為20 ℃、0.101 325 MPa。鍋爐燃煤量基于熱量法，根據鍋爐效率、管道效率、煤的熱值進行計算。分析計算時將鍋爐、汽輪機、回熱系統看成一個系統，如圖1所示，該系統的輸入為燃料能量輸入，輸出為發電機功率及排汽供熱能量，其排汽供熱能量假設得到100%利用，暫不考慮給水泵耗功及其他廠用電，并將漏汽、發電機損失、機械損失均視為系統內部損失。

根據公式(1)、公式(2)、公式(4)、公式(7)、公式(8)和公式(10)，基于兩種方法，計算6個方案下的熱耗、耗、總熱效率、總效率及總煤耗率，如圖2至圖4所示。

表2 熱量及量的計算結果

圖2 各方案下熱耗及耗

圖3 各方案下的總熱效率和總效率

圖4 兩種方法下各個方案的總煤耗率

從圖2可以看出，方案1和方案2由于缸效率從78.9%提高到82.8%，汽輪機熱耗幾乎無變化，汽輪機耗降低了3.1%；方案3和方案4缸效率從82.8%提高到85.4%，汽輪機熱耗幾乎無變化，汽輪機耗降低了2%，可見熱耗無法反映相同進汽參數及供熱要求下汽輪機缸效率提高帶來的經濟收益，而耗可以對此進行明顯反映。

從圖2的方案4、方案5、方案6可以看出，在汽輪機缸效率一致的情況下，隨著蒸汽參數的提高，汽輪機的熱耗也呈現出下降趨勢，下降幅度相對較小，而耗呈現的下降趨勢更為明顯，當主蒸汽參數從8.83 MPa、535 ℃提高至10 MPa、565 ℃時，在汽輪機缸效率不變的情況下，其耗降低約1.2%。由此可以看出耗可以更顯著地體現進汽參數提高帶來的汽輪機性能的提升。

從圖3及圖4可以看出，6個方案下當汽輪機缸效率和進汽參數提高時，總熱效率為93.2%～93.5%，總煤耗為131.6～131.9g/(kW·h)，差別很小，可見熱電聯產項目中采用基于熱量法的總熱效率、總煤耗無法準確評價汽輪機通流效率變化、蒸汽參數提高帶來的全廠性能收益，這也是國內采用熱電分攤法計算發電煤耗率及供熱煤耗率的重要原因。而總效率從36.27%提高至41.68%，基于方法的總煤耗率由330.7 g/(kW·h)降低至287.7 g/(kW·h)，可以看出這2個指標能夠更為明顯、準確地對汽輪機通流效率、蒸汽參數提高帶來的全廠性能收益作出評價，真實地反映了全廠能量的階梯利用。而且當蒸汽參數提高時，實際收益會比案例中計算的結果更明顯。

5 結 論

發展背壓式供熱機組將是今后熱電聯產項目的主要趨勢。本文以某純背壓機組的熱電聯產項目為例，分析了采用熱量法來評價全廠性能所存在的問題，并提出采用方法來分析的方案，可以得出以下結論，為工程實踐提供參考：

1)熱量法無法真實體現采用背壓機組的熱電聯產項目的真實性能水平，同樣也無法體現采用抽汽背壓機組的熱電聯產項目的性能水平。熱耗指標無法體現缸效率變化和進汽參數變化帶來的性能差異。總熱效率也主要反映了鍋爐側及管道的損失，無法反映汽輪機性能提升及進汽參數提高帶來的全廠收益。基于熱量法的煤耗率更無法體現上述內容，這也是采用熱電分攤法的重要原因。