1、連城發電廠熱力系統定量計算連城電廠 N100-90/535 型汽輪機熱力系統經濟運行存在問題分析與定量計算喬萬謀大唐連城電廠 郵編： 730332 【摘要】文章對連城電廠 #2 汽輪機組熱力系統運行 參數偏離設計工況，用等效熱降法進行了定量分析 和計算，得出了汽輪機相對內效率、汽輪機真空、 高壓加熱器端差等幾個主要參數偏離設計工況對 全廠標準煤耗的影響。對評價分析熱力系統影響經 濟運行的主要因素和主要參數對經濟性的影響有 指導作用，對確定現場節能降耗重點工作、指導經 濟運行有現實意義。【關鍵詞】 汽輪機 熱力系統 參數影響 定量 分析 1概述連城電廠安裝兩臺北京重型電機廠生產的 N100-90

2、/535 型凝汽式汽輪機，配套 兩臺哈爾濱鍋爐廠生產的 HG410/100-10 型鍋爐，高壓加熱器為哈鍋配套的 GJ350-5、 GJ350-6 型高加。自 82 年投運以來，汽輪機相對內效率偏低、給水溫度低、汽輪機 真空經常偏離設計值，影響著全廠的經濟運行。為了評價各主要參數偏離設計工況 對全廠經濟運行的影響，為節能技術改造工作提供依據，同時指導現場經濟運行管 理工作，在機組進行熱力試驗的基礎上，對汽輪機相對內效率低于設計值、汽輪機 真空低、高壓加熱器上、下端差偏離設計值對全廠熱經濟性的影響利用等效熱降法 進行了定量分析。等效熱降法是基于熱力學的熱功轉換原理，考慮到設備質量、熱力系統結構和

3、參數的特點，經過嚴密地理論推演，導出幾個熱力分析參量H及小等，用以研究熱工轉換及能量利用程度的一種方法。等效熱降法既可以用于整體熱力系統的計算， 也可以用于熱力系統的局部定量分析，它基本上屬于能量轉化熱平衡法。但它掘棄 了常規計算的缺點，不需要全盤重新計算就能查明系統變化的經濟性，即用簡捷的 局部運算代替整個系統的繁雜計算。具體講，它只研究與系統改變有關的那些部分, 并用給出的一次性參量進行局部定量，確定變化的經濟效果。它主要用來分析蒸汽 動力裝置和熱力系統。在火電廠的設計中，用以論證方案的技術經濟性，探討熱力 系統和設備中各種因素的影響以及局部變動后的經濟效益，是熱力工程和熱力系統 優化設計

4、的有力工具。對于運行電廠，可用等效熱降法分析熱力設備技術改造及熱 系統節能技術改造收到的效果，為改造提供確切的技術依據。在熱耗查定中，借用 等效熱降法診斷電廠能量損耗的場所和設備，查明能量損耗的大小，發現機組存在 的缺陷和問題，指出節能改造的途徑與措施，以及評定機組的完善程度和挖掘節能 潛力等，都將發揮重要作用。等效熱降法的特點是：局部運算的熱工概念清晰，與一般熱力學分析完全一致, 因此容易掌握應用；其次，計算簡捷而又準確，與真實熱力系統相符，且無論用手 工計算或電算都很方便。在分析問題時，這種方法能充分析事物的本質和矛盾，分 清問題的主次，從而促進問題的解決。2.對熱力系統主要問題的分析2.

5、 1額定負荷汽輪機各級熱力過程分析額定負荷下汽輪機各監視段設計工況和實測工況各參數見表1所示。表1:額定負荷汽輪機各監視段設計工況和實測工況參數參數 值 監視 點壓 力MPa設計工況實測工況溫 度 °C焓 值 kj /kg效 率%壓 力MPa溫 度 C焓值kj/kg效 率%汽機 主汽 門后8.3953234750.8618.82535.03475.50.819速度4.5145933460.674.55452.333320.681級室一段抽汽2.8939932320.8362. 857398.53228.20.786二段抽汽1.74333.531070.8621.726333.1310

6、5.50.845三段抽汽0.96264.529780.8680.988275.02997.80.777四段 抽汽0.426172.528070.8810.44196.22847.50.836五段抽汽0.203X=0.98626840.8870.216132.227320.839六段抽汽0.124X=0.96626170.8340.108X=0.98626500.732七段抽汽0.038X=0.92124620.8320.039X=0.9522522.50.773汽輪 機排 汽0.0049X=0.88222840.7640.0095X=0.91623830.706從表1可以看出，額定負荷下#2汽

7、輪機組存在的主要問題是低壓缸效率低，低 壓缸效率為74.6 %，遠低于汽輪機設計的低壓缸效率。以汽輪機抽汽口分組可以看 出，五至六段抽汽之間的機組實測效率低于設計效率10%,六至七段抽汽之間的機組實測效率低于設計效率5.9 %，七段抽汽以后的機組實測效率低于設計效率 5.8 % 2. 2額定負荷汽輪機回熱系統運行狀況分析額定負荷下汽輪機回熱系統設計工況和實測工況參數如表2所示。額定負荷下汽輪機回熱系統設計工況和實測工況各加熱器出口焓值及給水在各 加熱器中焓升如表3所示。從表2以及表3中可以看出，該機組回熱系統存在以下影響熱效率的主要因素：(1) 凝汽器壓力較設計值高，從熱力試驗記錄中可以看出，

8、試驗實測凝汽器壓力0.0072MPa,設計壓力為0.0049MPa,實測值高于設計值 0.0023MPa,汽輪機排汽溫 度高于設計值7C。由于排汽壓力的影響，汽輪機理想焓將減小，使熱力循環的冷源 損失增加，循環熱效率降低。(2) 汽輪機真空低于設計值，導致凝結水焓值高于設計值，使七段抽汽抽汽量 減少，加之汽輪機軸封間隙大于設計值，高壓前軸封二段泄汽量和高壓后軸封泄汽 量較大，回收至#1低壓加熱器以后，排擠七段抽汽，使七段抽汽的抽汽量減小，排 擠抽汽進入汽輪機做功，使汽輪機總進汽量有所減小，汽耗量有所減小。但這部分 蒸汽排入凝汽器，使凝汽器冷源損失增大，循環熱效率降低，汽輪機熱耗最終增加。(3)

9、 #3、4低壓加熱器焓升大于設計值，且其抽汽量均大于設計值，這對提高 循環的熱效率有利。其焓升大于設計值的原因有兩個，一是兩臺低加的端差小于設 計值，該類加熱器設計端差一般為 5C,而實測#1-4低加的端差均小于設計推薦值， 其中#1低加為1.6 C , #2低加為2.9 C , #3低加為0.9 C , #4低加為-0.6 C ,其端差 較小，使各抽汽得以充分利用，低壓抽汽的充分利用有利于提高熱力循環的效率。因此，加熱器端差小于設計值使得循環效率提高。造成其焓升增大的另一原因是四 段、五段抽汽的壓力高于設計值，使加熱器內部壓力升高，加熱器出口焓值升高， 同時其對應抽汽量增加。單從回熱系統來講

10、，這有利于回熱系統效率的提高，但對 整個系統來說，降低了系統的效率。因為一方面抽汽壓力的升高，是以犧牲了汽輪 機相對內效率為代價，另一方面破壞了汽輪機抽汽的合理分配，使熱力系統不可逆 的熱損失增大，循環熱效率降低。(4) 回熱系統存在的另一缺陷就是#5、6高壓加熱器焓升均低于設計值，由于 #5、6高壓加熱器偏離設計工況較多，使鍋爐給水溫度降低，汽輪機熱耗增大。#5、6高壓加熱器偏離設計工況不僅使自用抽汽量減少，造成直接的冷源損失增大，而且由于其疏水溫度偏高，排擠相鄰的低壓抽汽，使相鄰的低壓抽汽量減少，從而造成系統不明顯的冷源損失增大。表2:額定負荷回熱系統設計工況和實測工況參數項設計工況實測工

11、況目加加加加加加加加加加熱1執八、執八、執八、執八、執八、執八、執八、執八、執八、器器器器器器器器器器數內1飽疏出上內飽疏出上值部和水口端部和水口端壓溫溫水差壓溫溫水差力度度溫力度度溫MP°CC度CMPCC度CaCaCC 0.323200.3939000.5.500.5.54972#1 0.72726750.6767661.DR 03.5.5.502.6.0.0658#2 0.10109850.1010982.DR 113.3.3100.1.09433590#3 0.11111150.1212120.DR 188.8.3.211.0.0.971111809#4 0.14141350.

12、141414-0DR392.2.7.425.6.6.629991400CY0.15151500.1515150588.8.8.588.7.7.80008000#51.20162001.20171910GR601.8.1.704.4.3.51434398#62.22202202.2220218.GR657.9.7.595.7.7.592426974表3:額定負荷設計工況和實測工況給水在各加熱器中焓升、項目數值、設計工況實測工況抽汽編號加熱 器編 號出口 焓值kj/kg焓 升 kj /kg抽 汽量kg/h出口 焓值kj/ kg焓 升 kj/kg抽汽量kg/h汽機排汽凝汽 器136.1258065.

13、8165.4279784.8七段#1低2831414127711963抽汽壓加 熱器.47.369.8.01.62.0六段#2低4121216341513163抽汽壓加.49.60.98.32.熱器0194五段#3低4756283050892134抽汽壓加.1.71.6.1.287.熱器2四段#4低5801015761510163抽汽壓加.45.51.37.93.熱器3222三段除氧6668668166752737抽汽器.8.42.9.7.4.46二段#5高8631927783116256抽汽壓加.56.00.33.13.熱器7660一段#6高9801119493510176抽汽壓加.16.1

14、8.94.52.熱器6560總焓升84774.0.053.熱力系統存在主要問題的定量計算3. 1熱力系統主要參數計算（1）根據熱力試驗數據整理的各段抽汽焓值、各加熱器疏水焓值、各加熱器入 口水焓值及出口水焓值如表 4所示。為了計算方便，其中，表中有關編號按以下規 定，抽汽編號遵循現場習慣，從高壓至低壓依次編號，加熱器編號從低壓至高壓依 次編號，計算數據以加熱器編號為基礎進行編號。表4:根據熱力試驗數據計算各段抽汽、各加熱器有關焓值抽汽加熱抽汽焓疏水焓入口水出口水抽汽放加熱器疏水放編號器號ij-sj焓-M焓-j熱量q j焓升Tj熱量Yj(kj/kg)(kj/kg)(kj/kg)(kj/kg)(k

15、j/kg)(kj/kg)(kj/kg)I73228368319352391048.2.4.3.91.8.6n6310741678831236163955.5.2.9.34.3.6.2出529961566723852.127.9.3.72.645.9IV42846155086152231077.5.0.1.32.5.2V327350441550822292.112.1.7.9.17.420.32265277415237138220.0.0.93.0.97.7vn12522.5280.6165.4277.02241.9111.6排汽n2383.0165.42217.6af1 = 0.017899a

16、f2 = 0.001251af 3 = 0.000970if1 = 3345kj/kgif2 = 2782kj/kgif3 = 2717.1kj/kg（2）實測各項主要經濟指標發電廠有關效率選擇：ng = 91.7% （鍋爐設計資料和#2爐熱試資料）nd = 98.4%（發電機設計資料）njx= 98.0%（根據計算資料選擇）n gd = 99.0%（根據計算資料選擇）各項經濟指標： 汽耗量D=387427kg/h 汽耗率d=D/N=3.874kg/kwh 熱耗率 q = d x Q = d（i o-tgs）=9838.41kj/kwh 標準煤耗率b b = q /( ngngdX 29307

17、.6)=0.36978kg/kwh 實際循環效率ni =3600/( njxnd q)=0.3795(3 )各抽汽等效熱降H 1 = i 1-i n= 139.5 kj/kgn 1=H/q 1=0.06222H 2 = i 2-i 1+H- Tn 1= 260.06 kj/kg n2= HJq 2=0.10959H 3 = i 3-i 2+H2- Y2n 2 = 317.21 kj/kgna =H/q 3=0.14241H 4 = i 4-i 3+Hb- Yn 3=416.90 kj/kg耳4 =H"q 4=0.18674H 5 = i 5-i 2+H>- T4n 4 -T3n

18、 3 -Tn 2 = 559.59 kj/kgn5= H5/q 5=0.23477H 6 = i 6-i 5+H5- Yn 5 = 637.63 kj/kg n6 = H6/q 6=0.26969H 7 = i 7-i 6+Hr 丫6耳 6 = 734.66 kj/kg n7 = H/q 7=0.30716新蒸汽等效熱降：nH = i 0 i n 二 丫 E rr 土=948.63 kj/kg3. 2回熱系統定量計算(1)由于#6高加出口端差達不到設計值影響循環熱效率值計算： 由于#6高加出口端差引起給水加熱不足為 Z =44.18 kj/kg ，因加熱不足At? 減少了一段抽汽用汽量，使新蒸

19、汽做功增加A H =饑 7 n 7=13.57 kj/kg與此同時，由于給水溫度降低，循環吸熱量增加A Q =Q-Q = Ar 7 =44.18 kj/kg裝置熱經濟性相對變化為3滬 Ani / ni x 100% =Ar7 ( n7 - nJ /H x 100%=-0.33215%(2) 由于#6高加下端差達不到設計值影響循環熱效率值計算：疏水冷卻器端差超過設計值，使疏水冷卻不足為AT7=59.3kj/kg，新蒸汽等效熱降減小為A H = B A 7 ( n 7 n 6 )q7/(q 7- A 丫7 )=0.104 kj/kg 裝置熱經濟性相對變化為"A H/HX 100%=-0.

20、01096%(3) 由于#5高加出口端差達不到設計值影響循環熱效率值計算：由于#5高加出口端差引起給水加熱不足為 A 6 =32.23 kj/kg，因加熱不足Ar 6增 加了一段抽汽用汽量，減少二段抽汽用汽量，使新蒸汽等效熱降減小為A H = Ar 6 ( n 7 _n 6) - B Ar 6 ( n 7 _n 6)=1.153 kj/kg 裝置熱經濟性相對變化為小=A H/HX 100%=-0.12169%(4) 由于#5高加下端差達不到設計值影響循環熱效率值計算：由于#5高加疏水冷卻器端差超過設計值，使疏水冷卻不足為丫 6=29.02kj/kg ,新蒸汽等效熱降減小為A H = B Ay

21、6 (n 6 n 5) qe/(q 6- 丫 6)= 0.115 kj/kg裝置熱經濟性相對變化為Sn = A H/H x 100%= -0.01212%(5) 由于#5、6高加上、下端差引起裝置熱經濟性總相對變化為Sni = -0.33215-0.01096-0.12169-0.01212= -0.47692% 由于#5、6高加上、下端差引起電廠標準煤耗升高 Abb= bb Sni = 0.36978 x 0.47692%= 0.00176 kg/kwh33 汽輪機相對內效率降低引起電廠標準煤耗升高值由表 1 可以看出，實測汽輪機相對內效率為 81.9%,設計值為 86. 1 %,則汽輪機相

22、 對內效率低于設計值Anoi= 86.1-81.9=4.2%S noi= Anoi/ noi x100% = 4.2/81.9 x100%= 5.12821%而Sni = Snoi = -5.12821%汽輪機相對內效率低于設計值 , 引起電廠標準煤耗升高Abb= bbSni = 0.36978 x 5.12821%= 0.01896 kg/kwh34由于汽輪機真空低于設計值，引起電廠標準煤耗升高值 由于汽輪機排汽壓力實測值 0.00720Mpa 高于設計值 (0.0049Mpa), 使汽輪機理 想焓降降低 44.0kj/kg 。將汽輪機相對內效率視為不變， 由于汽輪排汽壓力高于設計 值使汽輪

23、機實際焓降減小 36.04kj/kg， 設計排汽壓力對應的凝結水焓值為136.21kj/kg 。如果將汽輪機排汽壓力降至設計壓力，汽輪機實際焓降將增大 36.04kj/kg ，凝 結水焓降低為 136.21kj/kg ，假如各加熱器端差保持不變(實際上變化很小) ，按新 的條件計算新蒸汽的等效熱降( 1 )各抽汽等效熱降H 1 = i 1-i n= 2522.5-2383.0+36.04=175.54 kj/kgn 1= H1/q 1=0.07830H 2 = i 2-i 1+H1- Tin i = 292.02 kj/kgn2= H2/q2=0.12306H 3 = i 3-i 2+H2- Yn 2 =346.10 kj/kg耳3 = H/q 3=0.15538H 4 = i 4-i 3+H3- Yn 3= 444.36 kj/kgn4= H/q 4=0.19904H 5 = i 5-i 2+H2- T4n 4 -T3n 3 -Tn 2 = 587.16 kj/kg n5= H/q 5=0.24644H 6 = i 6-i 5+H5- 丫5耳 5= 663.73 kj/kgn 6 = HJq 6=0.28073H 7 = i 7-i 6+H5- Y6n 6 = 7