石紅暉，曹蓉秀，盧家勇

（1.國網山西電力科學研究院，太原 030001；2.山西電力勘測設計院，太原 030001）

在汽輪發(fā)電機組的所有運行熱力參數中，運行背壓是對機組運行經濟性能影響最大的主要參數之一［1－2］，機組運行背壓與出力的變化特性修正曲線對汽輪機組的經濟性診斷、性能考核、運行調整優(yōu)化均有著重要的意義。對于直接空冷機組，由于機組運行背壓受到環(huán)境參數的影響變化很大，且背壓值變化幅度較大、更為頻繁，其對機組運行經濟性的影響也就更為頻繁和顯著［3－5］。因此，研究直接空冷機組背壓變化對機組經濟性影響的定量計算方法有著重要的現實意義。

目前工程上常用的機組背壓修正計算方法是等效焓降法［6－7］和曲線法［8］，工程上應用較多的是曲線法，它是汽輪機制造廠在特定工況下模擬設計條件逐級變工況計算得到的，所給定的修正曲線通常有限。當機組熱力系統特性發(fā)生變化、機組運行年久老化后或者在機組非設計工況下，如果仍采用查詢原提供的設計特性曲線來進行修正計算，不可避免會產生的較大計算誤差，從而影響機組的經濟性判斷。本文建立了一種基于熱力系統末級級組局部熱平衡的背壓變化定量計算模型，并考慮余速損失和濕汽損失的影響變化，完善和方便了機組運行背壓變化時對機組熱經濟性能影響的修正計算，為現場試驗核算和電廠經濟性運行指導提供了新途徑。

1 背壓變化局部熱平衡的定量計算方法

汽輪機運行背壓變化對機組實際出力的影響有兩方面因素：一是由于低壓缸有用能排汽點（used energy end point，ueep）的焓值變化引起機組的有效焓降做功量的變化；二是由于排汽裝置凝結水溫度的改變而引起末端低壓加熱器抽汽量的變化，從而導致機組出力的變化。

由文獻［9－10］可知，在機組新蒸汽流量一定的條件下，機組背壓變化時，可以認為機組中間各壓力級的效率不變，即機組做功能力的影響僅作用于低壓缸部分，僅影響末級組（最后一個抽汽口和末級之間的所有各級）的運行工況，對于直接空冷機組而言，一般指七段抽汽至低壓缸排汽口。

根據汽輪機變工況原理，末級變工況［10－14］影響其效率的主要因素是余速損失和濕汽損失。這樣，當機組背壓發(fā)生變化時，將末級作為中間級之一來考慮，它的余速損失也就成了汽輪機的一項外部損失，可以利用制造廠提供的排汽損失曲線查詢或者利用排汽容積流量進行計算；在忽略機組低壓缸膨脹線終點（expansion line end point，elep）效率ηelep的細微變化時，低壓缸的內效率ηueep將隨著低壓缸排汽損失的變化而改變。而對應濕汽損失的變化可利用低壓缸排汽濕度的相對于設計狀態(tài)時排汽濕度的比值K 進行修正。

低壓缸膨脹過程線如圖1 所示。Ploip、P7、Pe分別為低壓缸進汽壓力、七抽壓力、低壓缸排汽壓力，hloip、hueep、hleep分別為低壓缸進汽焓值、排汽有用能終點焓值、膨脹線終點焓值。帶上角標符號表示背壓改變后的變工況數值。

圖1 低壓缸膨脹過程線示意圖

從圖1可知，在進汽參數不變，機組運行背壓變化時，低壓缸排汽容積流量發(fā)生改變，從而導致排汽損失EL變化，低壓缸的有用能焓值隨之變化。有用能焓值可以按照如下式計算得：

式中：X為排汽干度，無量綱參數；EL為查詢的排汽損失，kJ／kg。

末級機組的有效焓降為：

式中：Δh為末級級組有效焓降，kJ／kg。

依據上式中所得的變化后機組排汽焓值，重新建立7號低壓加熱器至低壓缸排汽口間熱力系統的局部熱平衡，計算出變工況下的新的七抽流量q7′，并由變工況計算得七抽新的抽汽壓力p7′［15－16］，這樣背壓變化后末級機組的有效焓降可表示為：

由于機組背壓變化而導致的機組出力變化計算公式為：

式中：ΔW為機組出力變化量，kW；k為排汽濕度修正系數，無量綱參數；ηm為發(fā)電機綜合效率。

該計算方法以機組變工況計算為依據，結合制造廠所提供的機組末級排汽損失曲線和排汽點濕度的變化，建立機組熱力系統末級級組的局部熱平衡，計算出機組運行背壓變化而導致的機組出力變化，這是一種較為全面、簡潔的方法。

2 計算方法的實例分析

使用本文所提出的計算方法，對國產某典型600MW 亞臨界三缸四排汽直接空冷機組進行了實例分析計算，分別計算了機組設計狀態(tài)下、3 VWO 運行工況下和80%額定負荷率運行工況下，機組出力隨運行背壓變化的特性曲線，并與制造廠所提供的原始修正曲線進行對比分析。

機組設計額定工況的主要參數如表1所示。

表1 額定工況的主要參數

制造廠所提供的熱力特性修正曲線中僅為機組在設計額定工況下的背壓修正曲線，即下文中的曲線?？紤]到直接空冷機組的實際運行工況，背壓特性計算時背壓變化范圍在7～35kPa之間，各工況計算結果如下圖2至圖4所示。

圖2 機組設計工況下計算曲線與提供的曲線比較

圖2為機組在設計工況下使用本方法所計算的曲線與制造商提供的曲線比較。在10～25 kPa之間的運行背壓，計算特性曲線與提供特性曲線有著很好的吻合度，該背壓區(qū)域也正是機組正常運行的頻繁區(qū)域，這充分說明了本計算方法的可行性和可靠性；而在兩端的低背壓運行和高背壓運行區(qū)域，計算曲線與提供曲線有所偏差，且呈現兩側擴大趨勢。此特性為汽輪機性能考核試驗時有效開展高精度的機組運行背壓調整提供了參考依據。

圖3 機組3VWO 工況下計算曲線與提供曲線比較

圖3為機組在3VWO 運行工況下使用本方法所計算的曲線與制造商提供的曲線比較，反映了機組實際運行狀態(tài)下背壓特性與設計狀態(tài)下的背壓特性差異。結合圖2比較，由于機組實際運行熱力特性與設計狀態(tài)下的熱力特性存在差異，機組的背壓特性也將有所變化，在同一運行背壓條件下，背壓變化對機組出力的修正量有0.45%～0.75%的差異。

進一步計算機組在80%額定負荷率運行工況下的背壓特性，并與制造商提供的背壓修正曲線比較，如圖4 所示。在80%額定負荷率運行時，機組的背壓變化對機組出力的影響值較設計狀態(tài)下有所增大，如在25kPa時，制造商提供曲線的出力修正量為－2.78%，而計算得其對出力的修正量為－3.44%，由此產生近0.66%的誤差。這對于直接空冷機組的性能診斷、優(yōu)化運行等節(jié)能工作的有效開展將造成技術性誤差。

圖4 機組80%額定負荷率下計算曲線與提供曲線比較

3 結論

1）采用本文的基于熱力系統局部熱平衡的背壓特性曲線計算方法，綜合考慮機組末級組焓降的變化、末級排汽損失、末加熱器抽汽量變化以及排汽濕度變化等各因素，可方便有效地對機組背壓變化引起的出力變化特性進行計算。

2）該計算方法不僅適用于機組額定工況，也適用于部分負荷工況計算，是對制造商提供背壓修正曲線的有益補充和完善，為直接空冷機組精確開展節(jié)能診斷、優(yōu)化運行調整以及機組熱力試驗的背壓偏差修正提供了計算手段。

3）該計算方法同樣可推廣應用于濕冷機組背壓特性計算。

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