陳兵兵

(中國電建集團(tuán)河南省電力勘測設(shè)計院有限公司, 鄭州 450007)

超超臨界機(jī)組的除氧器在變工況下均采用滑壓運(yùn)行方式[1-4]。當(dāng)機(jī)組負(fù)荷驟降時，除氧器滑壓降負(fù)荷，隨著除氧器壓力的下降，除氧水箱內(nèi)的水由飽和狀態(tài)變?yōu)檫^飽和狀態(tài)，發(fā)生閃蒸現(xiàn)象；除氧器內(nèi)水溫逐漸下降，給水泵入口處的水溫由于存在滯后并沒有立即下降，而給水泵入口的壓力隨著除氧器壓力驟降而下降，當(dāng)給水泵入口水溫所對應(yīng)的汽化壓力大于給水泵內(nèi)最低壓力時，給水泵將發(fā)生汽蝕，嚴(yán)重危及給水泵的安全運(yùn)行。

筆者以某1 000 MW超超臨界機(jī)組為例，采用100%容量汽動給水泵組[5]，理論分析除氧器暫態(tài)計算數(shù)學(xué)模型，并分析確定引起給水泵汽蝕的主要因素，采用工程實(shí)例重點(diǎn)分析計算各主要因素對除氧器暫態(tài)計算的影響趨勢，提高百萬機(jī)組給水泵運(yùn)行的可靠性，為除氧器布置優(yōu)化創(chuàng)新、構(gòu)建節(jié)約型電廠提供理論參考。

1 除氧器暫態(tài)計算

1.1 給水泵不發(fā)生汽蝕的條件

除氧器的布置和運(yùn)行方式的選擇以及熱力系統(tǒng)擬定必須保證在所有運(yùn)行工況下：(1)除氧器具有穩(wěn)定的除氧效果；(2)給水泵不汽蝕；(3)機(jī)組具有較高的熱經(jīng)濟(jì)性[6]。

根據(jù)給水泵的基本理論，給水泵的必需汽蝕余量Δhr反映了其本身的汽蝕特性，它表征由給水泵的結(jié)構(gòu)、轉(zhuǎn)速、流量決定的給水泵吸入口和流道內(nèi)壓降總和；有效汽蝕余量Δha反映了給水泵吸入系統(tǒng)特性，它表征了給水泵在吸入口處單位質(zhì)量的流體所具有的超過汽化壓力的富余能量。Δha表達(dá)式為：

(1)

式中：pd為除氧器工作壓力，Pa；ρd為除氧器水箱內(nèi)給水密度，kg/m3；H為給水泵入口承受的靜水頭，m；Δp為給水泵吸入管的壓降，Pa；pv為給水泵入口水溫對應(yīng)的汽化壓力，Pa；ρ為除氧器水箱至給水泵吸入管內(nèi)給水的平均密度，kg/m3；ρv為給水泵入口給水在汽化壓力下對應(yīng)的給水密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2。

為了保證給水泵能正常運(yùn)行，不產(chǎn)生汽蝕，須滿足Δha-Δhr≥0，代入式(1)可知：

(2)

ΔHa=Δh-ΔH≥0

(3)

式中：ΔHa為給水泵的有效富裕壓頭，m；Δh為滑壓運(yùn)行時除氧器穩(wěn)定工況下為防止給水泵汽蝕的富裕壓頭，m，對于已設(shè)計好的電廠Δh為定值；ΔH為暫態(tài)過程富裕壓頭的下降值，機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行時，ΔH=0，全甩負(fù)荷至零的暫態(tài)工況，ΔH>0。

滯后時間T與吸入管體積和給水泵流量有如下關(guān)系：

(4)

V=AL

qv=AW

式中：V為吸入管體積，m3；A為管子斷面積，m2；L為低壓給水管總長度，m；qv為給水泵體積流量，m3/s；W為吸入管中的水的流速，m/s。

1.2 除氧器暫態(tài)計算

除氧器滑壓運(yùn)行時，最惡劣的運(yùn)行工況是汽輪機(jī)從滿負(fù)荷全甩負(fù)荷至零，除氧器的抽汽量驟降至零，除氧器壓力由額定工作壓力降到大氣壓。由于影響除氧器壓力下降的因素很多，為了保證數(shù)學(xué)模型嚴(yán)謹(jǐn)準(zhǔn)確、計算方法簡便實(shí)用，對暫態(tài)過程做以下假設(shè)[7-9]：

(1) 暫態(tài)過程中除氧器水箱的水位不波動，給水箱的儲水質(zhì)量M按正常水位計算。

(2) Δp保持不變(單位長度壓降)。

(3) 暫態(tài)過程中除氧器內(nèi)水、汽始終處于飽和狀態(tài)。

(4) 除氧器排汽及疏放水忽略不計，且不考慮閃蒸現(xiàn)象對暫態(tài)過程的影響。

(5) 給水流量及凝結(jié)水流量不變。

(6) 考慮除氧器和低壓加熱器本體及連接管系的金屬蓄熱對凝結(jié)水、給水的影響，以金屬當(dāng)量水重來表示，定義金屬當(dāng)量水重Md為：

Md=mg×Cg

(5)

式中：mg為金屬質(zhì)量，kg；Cg為金屬折合為水重的當(dāng)量系數(shù)，取0.118 5。

(7) 將暫態(tài)過程中進(jìn)入除氧器的凝結(jié)水分為三個部分，見圖1。

LP5、LP6、LP7、LP8、LP9—5、6、7、8、9號低壓加熱器；Hj—除氧器正常水位與給水泵入口水位高程差；h10—暫態(tài)開始時除氧器入口凝結(jié)水比焓；hc—熱井水比焓；hd—除氧器水箱內(nèi)水的比焓；ML—末級低壓加熱器出口至除氧器進(jìn)口管段內(nèi)儲水質(zhì)量，并考慮管道的金屬當(dāng)量水重；Mn—軸封加熱器進(jìn)口至5號低壓加熱器出口管段內(nèi)儲水質(zhì)量，并考慮管道的金屬當(dāng)量水重；Mc—軸封加熱器進(jìn)口至除氧器入口管道及加熱器的儲水質(zhì)量與整個管系當(dāng)量金屬水重之和

圖1 凝結(jié)水分段模型示意圖

第一部分進(jìn)入除氧器的凝結(jié)水為末級低壓加熱器至除氧器管段內(nèi)的工質(zhì)，即暫態(tài)開始時該部分凝結(jié)水比焓為末級低壓加熱器出口水比焓h10，此部分換水時間為τ1=ML/Wc，Wc為凝結(jié)水質(zhì)量流量，kg/s。

第二部分進(jìn)入除氧器的凝結(jié)水為軸封加熱器進(jìn)口至末級低壓加熱器出口處管段內(nèi)的工質(zhì)。第一部分凝結(jié)水換水完畢后，軸封加熱器進(jìn)口到末級低壓加熱器出口管段內(nèi)工質(zhì)進(jìn)入除氧器，假定此段工質(zhì)比焓按一定的斜率線性下降。根據(jù)經(jīng)驗公式，此部分任一時間t對應(yīng)的凝結(jié)水比焓為：

ht=h10-a(X-ML)

(6)

a=(h10-hc)/(Mc-ML)

式中：a為凝結(jié)水比焓下降速率，kJ/kg2；X為暫態(tài)開始t時刻凝結(jié)水的累積質(zhì)量，X=Wc×t，kg。

第二部分凝結(jié)水換水完畢時對應(yīng)的時間τ2=Mc/Wc，換水所需時間為τ2-τ1。

第三部分為熱井水進(jìn)入除氧器，即進(jìn)入除氧器的凝結(jié)水比焓為熱井水比焓hc。

在上述假定條件下，根據(jù)除氧器的動態(tài)熱平衡，暫態(tài)發(fā)生后凝結(jié)水累積質(zhì)量變化量dX進(jìn)入除氧器，則儲水質(zhì)量為M，除氧器水箱內(nèi)水的比焓將發(fā)生dhd的變化，則有：

Mdhd=(h1-hd)dX

(7)

式中：h1為暫態(tài)發(fā)生后除氧器入口凝結(jié)水比焓，kJ/kg。

當(dāng)X≤ML，h1=h10代入邊界條件X=0時，hd=h0，得到第一階段換水時間內(nèi)除氧器水箱內(nèi)水的比焓：

hd1=h10+(h0-h10)e(-X/M)

(8)

當(dāng)ML

hd=hd1=h10+(h0-h10)e(-ML/M)

(9)

hd2=h10+a(M+ML-X)-[aMe(ML/M)-

(h0-h10)]e(-X/M)

(10)

式中：hd2為第二階段換水時間內(nèi)除氧器水箱內(nèi)水的比焓，kJ/kg。

當(dāng)X>Mc時，h1=hc，熱井水進(jìn)入除氧器。邊界條件X=Mc時，hd=hd2代入，求得第三階段換水時間內(nèi)除氧器水箱內(nèi)水的比焓：

hd3=hc+[aM(e(Mc/M)-e(ML/M))+

h0-h10]e(-X/M)

(11)

式(8)、(10)、(11)完整地表達(dá)了從汽輪機(jī)甩負(fù)荷至熱井水進(jìn)入除氧器整個暫態(tài)過程中除氧器水箱內(nèi)儲水焓的變化情況，表征了除氧器內(nèi)介質(zhì)壓力的變化趨勢。

綜上，整個暫態(tài)過程中除氧器工作壓頭與泵入口壓頭在不同部分換水時間的變化曲線見圖2。由圖2可知：在機(jī)組甩負(fù)荷的初始階段，除氧器工作壓頭隨時間呈指數(shù)關(guān)系劇烈下降，在暫態(tài)過程后期其數(shù)值隨時間變化逐漸平緩，而泵入口壓頭由于存在滯后時間，其壓頭在該時間段內(nèi)保持不變，待滯后時間結(jié)束，泵入口壓頭將跟隨除氧器工作壓頭變化。

圖2 暫態(tài)工況各壓頭變化曲線示意圖

2 除氧器暫態(tài)計算的影響因素

筆者以某1 000 MW超超臨界機(jī)組為例，按照上述計算方法分析研究不同影響因素對暫態(tài)過程ΔH的影響趨勢。除氧器暫態(tài)計算的相關(guān)參數(shù)見表1。

表1 給水除氧系統(tǒng)參數(shù)

2.1 除氧器暫態(tài)計算工況點(diǎn)的選擇

給水泵最危險的工況為汽輪機(jī)從滿負(fù)荷下全甩負(fù)荷，然而汽輪機(jī)滿負(fù)荷運(yùn)行工況包含THA(熱耗率驗收)工況、TMCR工況、TRL(汽輪機(jī)銘牌)工況和VWO(汽輪機(jī)閥門全開)工況。按照GB 50660—2011 《大中型火力發(fā)電廠設(shè)計規(guī)范》中對除氧器、凝結(jié)水系統(tǒng)的設(shè)計工況選擇略有差別，如除氧器水箱體積按VWO工況設(shè)計，而低壓加熱器換熱面積按鍋爐最大連續(xù)出力(BMCR)工況設(shè)計。另外設(shè)計規(guī)范中也未對除氧器暫態(tài)計算工況點(diǎn)做相關(guān)定義。筆者對上述4種汽輪機(jī)組運(yùn)行工況進(jìn)行暫態(tài)分析，各工況下暫態(tài)過程ΔH隨時間的變化曲線見圖3。

圖3 不同運(yùn)行工況下暫態(tài)過程ΔH隨時間的變化曲線

由圖3可見，自汽輪機(jī)甩負(fù)荷至?xí)簯B(tài)結(jié)束，暫態(tài)過程ΔH隨時間的變化曲線分為兩個階段：第一階段為暫態(tài)開始至滯后時間結(jié)束，除氧器內(nèi)工作壓頭呈指數(shù)規(guī)律降低，而泵入口水溫對應(yīng)的汽化壓力保持恒定，因此ΔH變化幅度較大；第二階段為滯后時間結(jié)束至?xí)簯B(tài)過程結(jié)束，對此階段初期，由于管系的熱慣性，ΔH變化較平緩，之后ΔH隨著時間呈拋物線趨勢變化，呈現(xiàn)單峰特性，ΔH存在一峰值點(diǎn)，其峰值點(diǎn)即為泵最惡劣工作點(diǎn)。不同運(yùn)行工況下暫態(tài)過程富裕壓頭下降值峰值點(diǎn)ΔHmax見圖4。

圖4 不同運(yùn)行工況下暫態(tài)過程ΔHmax柱狀圖

由圖4可知，不同機(jī)組運(yùn)行工況下，暫態(tài)過程ΔHmax由大到小的工況排序為：VWO>TMCR>TRL>THA，VWO工況對應(yīng)的ΔHmax比THA工況高出0.462 m?？紤]到VWO工況為閥門全開工況，機(jī)組不能長期在此工況下運(yùn)行，以及為保證機(jī)組安全運(yùn)行，為給水泵汽蝕條件適當(dāng)留有一定的裕量，建議采用汽輪機(jī)TMCR工況作為暫態(tài)計算的設(shè)計工況。

圖5為TMCR工況下除氧器暫態(tài)計算過程中相關(guān)技術(shù)參數(shù)的變化曲線。

圖5 TMCR工況暫態(tài)過程參數(shù)變化曲線

2.2 除氧器水箱體積的選擇

GB 50660—2011中第12.4.3條明確：給水箱的貯水量宜根據(jù)除氧器布置位置，結(jié)合瞬態(tài)計算結(jié)果、機(jī)組控制水平和機(jī)組功能要求確定，并應(yīng)符合下列規(guī)定：200 MW及以上機(jī)組宜為3～5 min的BMCR工況時的給水消耗量，當(dāng)機(jī)組具有快速切負(fù)荷功能時，給水箱的儲水量宜適當(dāng)加大。

圖6為不同除氧器水箱儲水體積下暫態(tài)過程ΔH隨時間的變化曲線。

圖6 不同除氧器水箱儲水體積下暫態(tài)過程ΔH隨時間的變化曲線

由圖6可知：隨著除氧器水箱體積的增大，暫態(tài)過程ΔH逐漸降低，表明在機(jī)組甩負(fù)荷時除氧器體積越大給水泵越不容易發(fā)生汽蝕。這是由于除氧器水箱體積增大，除氧器的蓄熱能力增強(qiáng)，熱慣性越大，機(jī)組甩負(fù)荷時，除氧器內(nèi)水溫下降速度減緩，相應(yīng)的給水泵入口水溫變化也減慢，暫態(tài)過程ΔHmax也相應(yīng)減小(見圖7)，因此有利于暫態(tài)過程防止給水泵的汽蝕。但隨著除氧器水箱體積的增大，ΔHmax變化幅度較小，如水箱體積由260 m3升至300 m3，ΔHmax僅降低約0.48 m。顯然，從防止給水泵汽蝕的要求來看，水箱體積越大越好，但增加水箱體積在機(jī)組升負(fù)荷時會加劇除氧效果的惡化，且造成除氧器設(shè)備造價和土建費(fèi)用的增加，綜合上述因素，對國內(nèi)百萬機(jī)組除氧器水箱容量選擇推薦采用鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況下5 min的給水消耗量。

圖7 暫態(tài)過程ΔHmax與除氧器水箱體積的關(guān)系

2.3 滯后時間對暫態(tài)過程的影響

在機(jī)組甩負(fù)荷時給水泵發(fā)生汽蝕的根本原因為水溫變化滯后于壓力的變化，反映至?xí)簯B(tài)計算模型中主要體現(xiàn)在滯后時間上，因此筆者主要從低壓給水管長度與給水流速兩個方面分別分析滯后時間對暫態(tài)過程的影響。

2.3.1 介質(zhì)流速的影響

按照GB 50764—2012 《電廠動力管道設(shè)計規(guī)范》對低壓給水管內(nèi)介質(zhì)的推薦流速為0.5～3.0 m/s，管內(nèi)介質(zhì)流速由管徑?jīng)Q定，筆者選取了4種低壓給水管徑進(jìn)行計算，各種管徑對應(yīng)的流速、滯后時間以及壓降等參數(shù)見表2。

表2 低壓給水管管徑與管內(nèi)介質(zhì)參數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

由表2可知：隨著管徑的增大，管內(nèi)介質(zhì)流速相應(yīng)降低，滯后時間也隨著流速的降低而線性增大；同時流速的變化也將影響Δp，從而引起Δh發(fā)生變化。

穩(wěn)態(tài)過程Δh與暫態(tài)過程ΔHmax隨低壓給水管管徑的變化情況見圖8。

圖8 Δh與ΔHmax隨管徑的變化曲線

對于穩(wěn)態(tài)過程，由于管徑的減小，低壓給水管的阻力增大，導(dǎo)致穩(wěn)態(tài)過程Δh有所減小，但其值變化較平緩，當(dāng)管道規(guī)格由直徑為920 mm、壁厚為18 mm減少為直徑為630 mm、壁厚為15 mm時，Δh由9.04 m降為7.52 m，變化值僅為1.52 m；對于暫態(tài)過程，由于當(dāng)管徑減小時，管內(nèi)介質(zhì)流速增大，泵入口流體溫度與除氧器溫度的滯后時間減小，即泵入口流體溫度對應(yīng)的壓力與除氧器內(nèi)飽和壓力相差減小，所以暫態(tài)過程ΔHmax隨著低壓給水管管徑的減小而減小，且變化較大，如當(dāng)管道規(guī)格由直徑為920 mm、壁厚為18 mm減少為直徑為630 mm、壁厚為15 mm時，ΔHmax由12.3 m降為5.79 m，變化值高達(dá)6.51 m。顯然低壓給水管管徑對暫態(tài)過程的影響幅度要遠(yuǎn)大于對穩(wěn)態(tài)過程的影響，表現(xiàn)為圖8中ΔHmax變化曲線的斜率大于Δh，即有效富裕壓頭ΔHa隨著低壓給水管管徑的減小而逐漸增大，能有效防止給水泵汽蝕。

2.3.2 低壓給水管長度的影響

在確定低壓給水管管徑的前提下，對管道長度的影響進(jìn)行分析，暫態(tài)過程ΔHmax隨低壓給水管長度的變化曲線見圖9。

圖9 暫態(tài)過程ΔHmax隨低壓給水管長度的變化曲線

由圖9可知：隨著管道長度的增加，ΔHmax基本呈線性增加，變化幅度較大，當(dāng)?shù)蛪航o水管長度由35.5 m增加到50.5 m時，ΔHmax由7.55 m升高到10.78 m，升高幅度高達(dá)3.23 m。這是因為增加低壓給水管長度延長了暫態(tài)過程的滯后時間，泵入口流體溫度對應(yīng)的壓力與除氧器內(nèi)飽和壓力相差越大，泵入口發(fā)生汽蝕的可能性增大，不利于泵的安全運(yùn)行。因此在設(shè)計時應(yīng)盡可能減少低壓給水管的長度。

3 結(jié)語

筆者以某1 000 MW工程為例，理論分析除氧器暫態(tài)計算數(shù)學(xué)模型，分析了不同影響因素對除氧器暫態(tài)過程的影響，得到的主要結(jié)論如下：

(1) 暫態(tài)過程ΔHmax由大到小的工況排序為：VWO>TMCR>TRL>THA，建議采用汽輪機(jī)TMCR工況作為暫態(tài)計算的設(shè)計工況。

(2) 隨著除氧器水箱體積的增大，ΔHmax減小幅度不大，對國內(nèi)百萬機(jī)組除氧器水箱容量選擇推薦采用鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況下5 min的給水消耗量。

(3) 增加低壓給水管長度延長了暫態(tài)過程的滯后時間，泵入口發(fā)生汽蝕的可能性增大，不利于泵的安全運(yùn)行，因此在設(shè)計時應(yīng)盡可能減少低壓給水管的長度。