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(1.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，北京 100045;2.哈爾濱電氣股份有限公司,黑龍江 哈爾濱 150046；3.中國電力工程有限公司,北京 100048)

“二拖一”聯(lián)合循環(huán)機組并汽和退汽的數(shù)值研究

王凱1，賈靜2，呂雷3

(1.華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，北京 100045;2.哈爾濱電氣股份有限公司,黑龍江 哈爾濱 150046；3.中國電力工程有限公司,北京 100048)

對典型的“二拖一”聯(lián)合循環(huán)機組的并汽管道進(jìn)行數(shù)值建模，分別從高壓和中壓兩種情況的并汽過程做了不同邊界條件下的定常和非定常模擬，探究了并汽和退汽的機理，以及并汽的合理化順序。數(shù)值模擬結(jié)果表明：當(dāng)待并爐主蒸汽壓力比運行爐主蒸汽壓力稍大一些時，并汽后主蒸汽具有最大總壓。隨著待并爐主蒸汽壓力上升，并汽后靜壓降低，能量損失系數(shù)上升。同時并汽的效果優(yōu)越。隨著主蒸汽流量的減小，并汽后主蒸汽或再熱蒸汽靜壓和總壓增大，能量損失系數(shù)減小。

非定常模擬；二拖一；聯(lián)合循環(huán)；并汽；退汽

0 引言

近幾年，聯(lián)合循環(huán)機組在國內(nèi)在建和已經(jīng)投產(chǎn)的數(shù)量較多。作為一種較新的能源供應(yīng)方式，與單一機組相比，能源利用率較高，排放和污染較輕[1-2]。聯(lián)合循環(huán)機組要求配備的汽輪機有較好的變工況特性，并汽管道的損失盡可能的少[3-4]。“二拖一”燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組由一臺燃?xì)廨啓C，一臺余熱鍋爐和一臺汽輪機構(gòu)成[5]。作為電網(wǎng)調(diào)峰的重要設(shè)備，其順利并退汽對于電網(wǎng)安全穩(wěn)定運行以及提高新能源接入調(diào)峰響應(yīng)速率有著舉足輕重的意義[6]。國內(nèi)的王凱、司派友等人[2,7]對“二拖一”聯(lián)合循環(huán)并退汽過程穩(wěn)定性等進(jìn)行了研究，但是沒有對并退汽進(jìn)行詳細(xì)的數(shù)值模擬，沒有給出并退汽后詳細(xì)參數(shù)變化。

本文對國內(nèi)典型的“二拖一”機組的并汽管道進(jìn)行建模校核，分析并汽、退汽機理，提出較優(yōu)的退并汽原則及特性分析方法。為今后“二拖一”機組的安全平穩(wěn)經(jīng)濟(jì)運行提供可靠的理論以及實踐可行的匹配參數(shù)。

1 并汽過程

1.1 物理模型和網(wǎng)格獨立性驗證

圖1給出了高壓并汽管道的幾何模型。從圖1中可知并汽管路有兩個進(jìn)口、兩個出口。其中進(jìn)口1是運行爐的主蒸汽管道，進(jìn)口2是待并爐的主蒸汽管道。出口為三通式，出口1和出口2間夾角120°。中壓并汽管道與之類似，其中進(jìn)口1是運行爐的再熱蒸汽管道，進(jìn)口2是待并爐的再熱蒸汽管道，三通出口在進(jìn)口1一側(cè)。

圖1 高壓并汽管道的幾何模型

圖2 并汽管道接口和出口的局部網(wǎng)格

整個并汽管道采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。在接口處和三通出口，網(wǎng)格適當(dāng)加密。圖2給出了并汽管道接口和出口等部位的局部計算網(wǎng)格。

為了使并汽過程計算準(zhǔn)確，需要對高壓并汽進(jìn)行網(wǎng)格獨立性驗證。給定進(jìn)口1、進(jìn)口2總壓8 MPa、總溫811 K，兩個出口給定流量85 kg/s，湍流模型k-e模型。比較了不同計算網(wǎng)格數(shù)計算得到的并汽后的壓力和溫度。圖3給出的是不同網(wǎng)格數(shù)，并汽之后的溫度和壓力比較，可以看出當(dāng)網(wǎng)格為6萬以上計算得到的出口溫度已基本不再變化，具有網(wǎng)格獨立性。

圖3 計算模型取不同網(wǎng)格數(shù)并汽后的溫度和壓力

1.2 高壓并汽過程

運行爐主蒸汽為總壓5～12 MPa，總溫811 K的高壓條件，為使并汽能夠順利進(jìn)行，選取了和運行爐主蒸汽壓力相差不大的待并爐蒸汽進(jìn)口總壓進(jìn)行計算。在不同的進(jìn)口2工況下，保持進(jìn)口1總溫、總壓和流量不變。

并汽過程存在蒸汽的摻混，存在能量損失，為了衡量并汽過程中能量損失，定義能量損失系數(shù)η

(1)

圖4為主蒸汽壓力小于7.5 MPa時，采用線性外插的方式獲得的相應(yīng)壓力下流量。以運行爐主蒸汽總壓8 MPa為例說明高壓并汽過程。

圖4 主蒸汽參數(shù)和流量之間關(guān)系

圖5給出了出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨進(jìn)口總壓變化曲線。可以看到，進(jìn)口2總壓在8 MPa附近增長，使出口靜壓從7.9 MPa降低至7.775 MPa，出口總壓在后段維持在7.9 MPa左右。而能量損失系數(shù)η在進(jìn)口2總壓小于7.99 MPa之前就低于0.01，隨著進(jìn)口壓力升高，并汽過程摻混損失快速增加，η值一直增大到0.031。

圖5 出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨進(jìn)口總壓變化

圖6 出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨入口總溫變化

圖6給出的是出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨入口總溫變化曲線。進(jìn)口2總壓保持與進(jìn)口1相同，在進(jìn)口2總溫723 K，753 K和811 K時計算出口參數(shù)。能量損失系數(shù)η以入口總溫752 K時為分割點，前段增速快，后段增速慢，至811 K時的最大η值為0.008 3。

圖7給出了入口總溫為811 K時并汽管道的溫度分布情況。由于接口左邊氣流與上方管道來流沖撞壅聚，高能流體集中，左邊肩點附近有明顯溫度升高區(qū)域。并汽后段管道底層氣流劇烈摻混，消耗動能，溫度比匯合前降低一些，低溫區(qū)自右肩點蔓延至管道底層，隨流動的湍動程度降低，溫度回升。

圖7 并汽接口處溫度分布云圖

非定常模擬并汽過程時在不同進(jìn)口1總壓下得到能量損失系數(shù)隨進(jìn)口2流量的變化。圖8給出了高壓并汽時能量損失系數(shù)隨流量的變化。

圖8 高壓并汽時能量損失系數(shù)隨流量的變化

隨著進(jìn)口2流量的增大，并汽過程摻混損失增加，能量損失系數(shù)η不斷增長。從圖中可知5～8 MPa時的η值曲線與9～12 MPa的曲線差別明顯。表現(xiàn)在低流量時前面一組η值起點低(0.005附近)，增速快，后面一組的η值起點較高(0.006)，增速較慢。前面一組中，5～7 MPa相同流量時，總壓大者損失較小，即隨流量增大η值增速慢。5 MPa最大流量50 kg/s對應(yīng)的損失系數(shù)接近0.009。8 MPa時介于前后兩組之間，流量達(dá)到85 kg/s時η值以漸快趨勢增至0.009 7。后面一組中，總壓越高，則后段近似直線增長的速率越慢，曲線隨流量值依次往后延，并且至最高流量時，η值都到達(dá)0.011 4。

1.3 中壓并汽過程

中壓并汽過程指再熱段的蒸汽并汽。在進(jìn)口1主蒸汽總壓為0.7～2.8 MPa的邊界條件下，依舊先分析不同進(jìn)口2總壓對于并汽的影響。

以1.9 MPa為例說明中壓條件下的并汽。圖9為出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨進(jìn)口總壓的變化。

進(jìn)口主蒸汽總壓為1.9 MPa時，隨進(jìn)口2總壓從1.893增大到2.058 MPa，出口總壓基本沿直線從1.887 MPa降低到1.857 MPa，而靜壓沿近似直線從1.879 MPa降至1.798 MPa，降幅4.31%?？倝汉挽o壓曲線在起始段降速較快。隨著進(jìn)口總壓增大，并汽過程摻混損失增大，能量損失系數(shù)η基本沿直線從0.006增長到0.076。相比高壓條件，中壓并汽損失增大數(shù)倍，可見再熱蒸汽流通速度慢，阻力大。

圖9 出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨進(jìn)口總壓的變化

圖10給出了進(jìn)口2總壓保持與進(jìn)口1相同，在進(jìn)口2總溫723 K，753 K和811 K時的出口參數(shù)?？梢钥吹竭M(jìn)口2總壓1.9 MPa時，隨總溫升高出口總壓從1.882 5 MPa降低到1.881 6 MPa，出口靜壓從1.868 8 MPa降至1.867 5 MPa，降幅0.069%?？倝呵€和靜壓曲線基本以非常平緩的直線下降。能量損失系數(shù)η從0.011 75增大到0.012 15，損失有所回升，753 K前后增速先快后慢。

圖10 出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨入口總溫的變化

同樣地，進(jìn)行了并汽流量變化的非定常模擬，圖11給出了高壓并汽時能量損失系數(shù)隨流量的變化。隨著進(jìn)口2流量的增大，并汽過程摻混損失增大，能量損失系數(shù)都在不斷地增長。相比高壓并汽，中壓并汽的η值的起點低(0.002)，但增長速度快，尤其是總壓越小，低流量時損失系數(shù)增長越快，從圖中可以看到，隨總壓的增大，曲線依次向后延展。0.7～1.6 MPa時，至各自最大流量時，η值達(dá)到0.012附近，2.2～2.8 MPa時，至各自流量最大值時，η值都達(dá)到0.014 6。1.9 MPa時最大η值為0.013。

圖11 高壓并汽時能量損失系數(shù)隨流量的變化

2 并汽順序合理化研究

以高壓并汽時的總壓8 MPa的工況為例說明同時并汽、先并中壓缸或先并高壓缸對軸系穩(wěn)定性、汽輪機負(fù)荷的影響。圖12給出了不同并汽方式下軸受到的應(yīng)力曲線。

管道并汽后壓力直接影響汽輪機高中壓缸軸的受力，不同的并汽方式軸的受力情況不同，受到的應(yīng)力不同[7]。同時并汽軸受到的力是拉力，拉力先減小后增大；先并高壓缸隨著高壓管道進(jìn)口流量增大，軸受到的力減小，當(dāng)高壓缸并汽后，中壓缸并汽使軸受到力突然減小，應(yīng)力突然下降，會減小汽輪機軸的壽命，對汽輪機穩(wěn)定運行不利。先并中壓缸，隨著入口流量增加，中壓缸壓力逐漸降低，中壓缸并汽完成后，高壓缸并汽汽輪機軸突然受到相反作用力，軸受到的應(yīng)力突然反向，長期如此汽輪機的軸會疲勞損傷。綜上，同時并汽較先并高壓和先并中壓好。

圖12 不同并汽方式軸受到的應(yīng)力

圖13 出口總壓、靜壓和能量損失系數(shù)隨進(jìn)口流量的變化

圖14 出口靜壓、總壓和能量損失系數(shù)隨進(jìn)口流量變化

3 單臺鍋爐退汽速度對相關(guān)參數(shù)的影響

3.1 高壓退汽非定常數(shù)值模擬

進(jìn)口1分別給定5～12 MPa，總溫811 K；進(jìn)口2從額定流量逐漸減小到0，模擬時間600 s，得到出口靜壓、總壓和能量損失系數(shù)隨著進(jìn)口2流量的變化(圖13)。

高壓退汽從進(jìn)口流出，即進(jìn)口流量為負(fù)值。以8 MPa時為例，隨進(jìn)口流量從-85 kg/s到0，出口總壓基本沿直線從7.907 MPa增大至7.926 8 MPa，出口靜壓從7.876 MPa增大至7.919 MPa，曲線一開始以近似直線上升，到后段增速漸漸放緩。能量損失系數(shù)η隨著流量變化到0，從0.009 7降至0.005 02，較高流量時損失增大，曲線一開始以近似直線下降，到后段降速趨緩。

3.2 中壓退汽非定常數(shù)值模擬

進(jìn)口1分別給定0.7～2.8 MPa，總溫811 K；進(jìn)口2從額定流量逐漸減小到0，時間同高壓并汽時一樣，總溫811 K。計算得到出口靜壓、總壓和能量損失系數(shù)隨著進(jìn)口2流量的變化。

以1.9 MPa時為例說明中壓退汽過程(圖14)。退汽壓力為1.9 MPa時，隨進(jìn)口流量從-101 kg/s到0，出口總壓從1.883 1 MPa增長到1.889 MPa，前段以直線上升，到后段增速越來越慢，漸趨平緩。出口靜壓從1.869 2 MPa增大至1.885 5 MPa，曲線一開始以近似直線上升，到后段增速變慢。能量損失系數(shù)η隨著流量變化到0，從0.013降至0.001 95，較高流量時損失增大，曲線一開始以近似直線下降，到后段降速變緩。

4 結(jié)論

(1)高中壓并汽過程，不同運行爐主蒸汽壓力下，提高待并爐主蒸汽的壓力，并汽后總壓先下降后上升，當(dāng)待并爐主蒸汽壓力比運行爐主蒸汽壓力稍大一些時，并汽后主蒸汽具有最大總壓。隨著待并爐主蒸汽壓力上升，并汽后靜壓降低，能量損失系數(shù)上升;

(2)相比先并中壓缸或者先并高壓缸，同時并汽時汽輪機轉(zhuǎn)軸不會受到應(yīng)力突變，且應(yīng)力幅值較小，優(yōu)勢明顯;

(3)保持一個運行爐主蒸汽或再熱蒸汽進(jìn)口溫度不變，另外一個運行爐的主蒸汽流量從100%減小到0，隨著主蒸汽流量的減小，并汽后主蒸汽或再熱蒸汽靜壓和總壓增大，能量損失系數(shù)減小。

[1]張新宇，李斌，姚遠(yuǎn)，風(fēng)電供暖技術(shù)方法研究[J].電網(wǎng)與清潔能源，2014，30(1)：94-96，108.

[2]王凱,田昊明,賈靜.采用蓄熱技術(shù)擴(kuò)大供熱機組調(diào)峰裕度的研究[J].節(jié)能技術(shù),2012,30(4):339-341.

[3]渠福來.300 MW聯(lián)合循環(huán)機組變工況優(yōu)化運行研究[D].杭州:浙江大學(xué),2003.

[4]安宗武,辛軍放,陳浩.M701F4型燃機“二拖一”機組的并汽和解汽[J].熱力發(fā)電,2012,41(8):65-68.

[5]司派友,左川.“二拖一”燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)機組的并汽與退汽[J].熱力發(fā)電,2010,39(12):61-64.

[6]張艷霞，董永平，張桂平，等.河西地區(qū)新能源與電網(wǎng)發(fā)展之間的問題分析[J].電網(wǎng)與清潔能源，2013,29(11):11-14.

[7]司派友.超臨界汽輪機高中壓缸聯(lián)合啟動[J].華北電力技術(shù),2007(6):4-6.

NumericalStudyonSteamConvergingandWithdrawingof“TwoPullOne”CombinedCycleUnit

WANG Kai1, JIA Jing2, LV Lei3

(1.North China Electric Power Research Institute Co. Ltd, Beijing 100045,China；2.Harbin Electric Company Limited, Harbin 150046, China；3.China Nation Electric Engineering Co., Ltd, Beijing 100048, China)

The numerical modeling of stream converge pipeline of a typical 2GTs+1ST combined cycle unit was established in this paper. The steady and unsteady simulations of stream converging process with high and medium pressure boundary conditions were performed. It explored the reasonable order of stream converge, the principle of stream converging and stream withdrawing. The numerical simulations suggest that when the main vapor pressure of the boiler prepared for merge is higher than the main vapor pressure of the running boiler, the combined main vapor has the highest pressure. With the increase of the main vapor pressure in the boiler prepared for merge, the static pressure of the combined steam will decrease，the coefficient of energy loss will rise, and the effect of steam combined is dominant. With the decrease of the main steam flow, the static pressure and total pressure of combined main vapor or reheat steam will rise, and the coefficient of energy loss will decrease.

unsteady simulation;two pull one;stream combined cycle;steam converging;stream withdrawing

2014-05-08修訂稿日期2014-06-17

王凱(1981～)，男，博士，高級工程師，研究方向為發(fā)電設(shè)備節(jié)能優(yōu)化及故障診斷技術(shù)。

TM611.31

A

1002-6339 (2014) 04-0327-06