苑海冬, 李科群, 王宏光, 戴 韌, 俞興超

(1.上海理工大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,上海200093;2.上海外高橋第三發(fā)電有限責(zé)任公司,上海200137)

高壓給水加熱器(簡稱高加)是火電廠汽輪機(jī)裝置的一項(xiàng)重要設(shè)備,它利用汽輪機(jī)的抽汽或鄰爐蒸汽加熱鍋爐給水,以節(jié)省燃料,提高熱效率.高加是汽輪機(jī)最重要的輔助設(shè)備之一,一旦發(fā)生故障停運(yùn),給水只能通過旁路管道進(jìn)入鍋爐,這將大大降低進(jìn)入鍋爐的給水溫度.過低的給水溫度將使鍋爐內(nèi)煙氣與給水的溫差過大,使這一傳熱過程的可用能損失增大,熱效率降低;過低的給水溫度還會增加給水在鍋爐內(nèi)的吸熱量,在相同的爐膛熱負(fù)荷下,給水的蒸發(fā)量減少,蒸汽在鍋爐過熱器中的被加熱度提高,從而使過熱蒸汽溫度過高,將可能損毀過熱器,威脅鍋爐的安全運(yùn)行.此外,當(dāng)高加停運(yùn)時(shí),沒有抽汽進(jìn)入高加,這部分蒸汽將繼續(xù)在汽輪機(jī)內(nèi)膨脹做功,造成汽輪機(jī)缸體與轉(zhuǎn)子間的膨脹差增大,同樣將威脅汽輪機(jī)的安全運(yùn)行,此時(shí)只能采取降低發(fā)電負(fù)荷的措施.

高加故障是電廠設(shè)備故障的一個(gè)重要方面,高加管子及脹口的泄漏問題是各電廠存在的普遍現(xiàn)象.設(shè)計(jì)錯(cuò)誤、設(shè)備匹配不合理以及運(yùn)行失誤均可能導(dǎo)致高加出現(xiàn)故障,甚至被迫停運(yùn).經(jīng)驗(yàn)表明,給水升溫或降溫速率過大,是導(dǎo)致高加泄漏的重要原因.

1 動態(tài)特性控制方程

1.1 汽側(cè)動態(tài)特性控制方程

1.1.1 兩相區(qū)汽側(cè)流體

根據(jù)能量平衡,可得下述關(guān)系式：

式中：Q gn為凝結(jié)放熱量;D gn為進(jìn)入凝結(jié)區(qū)的蒸汽量;Hg0為飽和蒸汽焓;cpg為飽和水比定壓熱容;hg為凝結(jié)換熱系數(shù);t gz為管子溫度;t bh為飽和蒸汽溫度;F g為換熱面積.

根據(jù)上式,可得飽和蒸汽溫度：

1.1.2 單相區(qū)汽側(cè)(疏水側(cè))流體

運(yùn)用集總參數(shù)法[1-3],列出汽側(cè)(或疏水側(cè))流體溫度控制方程：

式中：m g為管外蒸汽(疏水)儲量;cp為蒸汽(疏水)比定壓熱容;Q g,o為管外對流換熱量;D g為蒸汽(疏水)流量;t g1、t g2為蒸汽(疏水)進(jìn)、出口溫度;i代表蒸汽或疏水.

1.2 給水側(cè)動態(tài)特性控制方程

式中：m gs為加熱器管內(nèi)給水儲水量;cp為給水比定壓熱容;Qg,i為管內(nèi)對流換熱量;Dgs為給水流量;t gs1、t gs2為給水進(jìn)、出口水溫.

04.阿姆斯特丹最特別的建筑叫作山形墻建筑，就是在房屋外面的面墻上加建一座山形墻，一方面是用來裝飾門面，另一方面也增加了一個(gè)類似小閣樓的空間

1.3 高加金屬壁動態(tài)特性控制方程

式中：Q g,o為管外換熱量;Q g,i為管內(nèi)對流換熱量.

將式(4)～式(6)進(jìn)行差分處理,采用顯式差分方法,然后進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.

2 換熱系數(shù)的計(jì)算

依據(jù)參考文獻(xiàn)[4-5],對換熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算.

管內(nèi)側(cè)：

兩相區(qū)管外側(cè)：

過熱及疏水區(qū)管外側(cè)：

3 啟動過程中高加工況的模擬計(jì)算

3.1 鄰爐加熱

該機(jī)組高加系統(tǒng)由3個(gè)高加(A 6、A 7、A 8)組成.利用鄰爐加熱系統(tǒng)加熱A 7高加.鄰爐加熱蒸汽流量為60.0 t/h;鄰爐加熱蒸汽進(jìn)汽溫度為233℃,進(jìn)汽壓力為2.75 MPa,給水流量為533.33 t/h.

首先引入鄰爐蒸汽暖機(jī),或引入一定流量的給水逐步暖機(jī),使整個(gè)高加系統(tǒng)(A 6、A 7、A 8)達(dá)到191℃左右;然后投入溫度為191℃的給水,其流量達(dá)到533.33 t/h;最后逐步投入鄰爐蒸汽.

若蒸汽流量以每5 m in遞增總流量的1/11,共計(jì)需時(shí)5×11=55 min.模擬計(jì)算結(jié)果示于圖1和圖2.

圖1 A 7鄰爐加熱時(shí)各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.1 Feedw ater outlet tem peratures du ring heating of A 7 by neighboring furnace

3.2 蒸汽切換

機(jī)組啟動后,A 7高加進(jìn)汽切換為本機(jī)自身的抽汽,再先后投運(yùn)A 8及A 6高加.根據(jù)自身抽汽初始總焓值與鄰爐蒸汽總焓值相等的原則,確定自身抽汽初始流量.蒸汽流量由初始流量遞增至設(shè)計(jì)工況流量;同時(shí)給水流量也由鄰爐加熱時(shí)的流量遞增至設(shè)計(jì)工況流量.若設(shè)計(jì)本機(jī)自身蒸汽流量及給水流量均以每5m in遞增所需流量的1/20,共計(jì)需時(shí)5×20=100 min.模擬計(jì)算結(jié)果示于圖3和圖4.

圖2 A 7鄰爐加熱時(shí)各高加給水出口溫度變化率Fig.2 Variation rates of feedw ater outlet temperatu res during heating of A 7 by neighboring furnace

圖3 A 7鄰爐蒸汽切換為本機(jī)自身抽汽時(shí)各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.3 Feedw ater outlet tem peratu res du ring heating of A 7 by self-extraction

圖4 A 7鄰爐蒸汽切換為本機(jī)自身抽汽時(shí)各高加給水出口溫度的變化率Fig.4 Variation rates of feedw ater outlet temperatu res during heating of A 7 by self-ex traction

由圖3和圖4可知,因給水出口溫度變化率非常小,本機(jī)自身蒸汽流量及給水流量投運(yùn)速度還可大大加快,尤其是在投運(yùn)后期.

3.3 投運(yùn)高加A 6

A 6蒸汽流量由0遞增至設(shè)計(jì)流量,每5 min遞增1/12,共計(jì)60 m in,計(jì)算結(jié)果示于圖5和圖6.

從圖5和圖6可知,A 6的投運(yùn)時(shí)間還可減少3/5,即每2min遞增1/12,僅需24m in.

圖5 A 6蒸汽投入時(shí)各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.5 Feedwater ou tlet temperatures during heating of A 6 by steam extraction

圖6 A 6蒸汽投入時(shí)各高加給水出口溫度變化率Fig.6 Variation rates of feedw ater ou tlet temperatures du ring heating of A 6 by steam extraction

3.4 投運(yùn)高加A 8

最后投運(yùn)高加A 8.將A 8蒸汽流量由0遞增至設(shè)計(jì)流量,每5min遞增1/11,共計(jì)55 min,計(jì)算結(jié)果示于圖7和圖8.

圖7 A 8蒸汽投入時(shí)各高加給水出口溫度的變化曲線Fig.7 Feedw ater ou tlet temperatures during heating of A 8 by steam extraction

由圖7和圖8可知,A 8的投運(yùn)時(shí)間還可減少3/5,即每2m in遞增1/11,僅需22 m in.

4 結(jié) 論

許多高加發(fā)生故障均是由于投運(yùn)不當(dāng)所致,分析高加系統(tǒng)的動態(tài)特性,確定恰當(dāng)?shù)耐哆\(yùn)速率,是確保高加正常運(yùn)行的有效手段.計(jì)算結(jié)果表明,在高加投運(yùn)過程中,以給水溫度變化率≤110 K/h(1.83 K/min)為基準(zhǔn),可以確定運(yùn)行參數(shù)的合理調(diào)節(jié)速率.

圖8 A 8蒸汽投入時(shí)各高加給水出口溫度變化率Fig.8 Variation rates of feedwater outlet temperatu res during heating of A 8 by steam extraction

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