（華能國際電力股份有限公司長興電廠，浙江 長興 313100）

0 引言

某660 MW 機組汽輪機為超超臨界、一次中間再熱、四缸四排氣、單軸凝汽式汽輪機，機組型號為N660-28/600/620。汽輪機熱力系統(tǒng)由連接鍋爐和汽輪機的主、再熱蒸汽管道，抽汽回熱系統(tǒng)，主凝結水系統(tǒng)，除氧器和給水泵的連接系統(tǒng)，補水系統(tǒng)等組成。抽汽回熱系統(tǒng)中的加熱器通過將已在汽輪機中做過功的汽輪機中間級的蒸汽抽出，在加熱器中放出熱量并凝結成水，將過熱熱量或汽化潛熱傳給被加熱的凝結水或給水，因此回熱抽汽在做功過程中沒有冷源損失[1]。加熱器按傳熱方式可分為表面式加熱器和混合式加熱器[2]，表面式加熱器的端差、壓損、散熱損失、切除加熱器和給水旁路等因素對機組熱經濟性具有影響[3-4]，其中端差的影響最大，加熱器端差大于設計值是普遍存在的問題[5]。

本文以660 MW 機組為研究對象，定量計算不同工況下不同加熱器的端差對機組熱經濟性影響，并通過試驗研究得出減小端差的手段，提升機組經濟性。

1 概述

該660 MW 超超臨界汽輪機回熱抽汽系統(tǒng)有8 級抽汽，分別為3 級高壓加熱器（1 號高加、2 號高加、3 號高加）、4 級低壓加熱器（5 號低加、6號低加、7 號低加、8 號低加）和1 級除氧器（4 號加熱器），在1 號高加給水出口加裝蒸汽冷卻器。為減小端差，提高表面式加熱器的經濟性，1—3 號高壓加熱器采用帶疏水冷卻段型式，使本級抽汽量減少的同時，降低流入下級疏水溫度，降低本級疏水對下級抽汽的排擠[6]。4 號加熱器為混合式加熱器。機組熱力系統(tǒng)如圖1 所示。

2 計算模型與方法

所謂等效焓降是指將1 kg 回熱抽汽式汽輪機的新蒸汽進入汽輪機后做功的焓降等效于（1-）kg 純凝汽式汽輪機新蒸汽進入汽輪機后做功的焓降。其中，αr為抽汽份額，yr為抽汽做功不足系數(shù)，r 為任意抽汽級編號，z 為抽汽級數(shù)。

2.1 計算模型說明

（1）對于本文計算過程中，對于Δ 不規(guī)定正負情況，最終計算結果為正即為增大，為負即為減小。

（2）汽輪機第1、第2 級抽汽分別進入1 號、2 號高加；第3 級抽汽由于過熱度最大，先進入蒸汽冷卻器，然后再進入3 號高加。在計算中，將蒸汽冷卻器定義為0 號加熱器進行計算。

（3）6 號低加疏水出口采用低加疏水泵，將疏水送入5 號低加給水入口，即利用6 號低加疏水，提高6 號低加出水焓，因而將6 號低加等效為混合式加熱器進行計算。

（4）對于計算公式中腳標，若j 代表本級加熱器，j-1 則代表上級加熱器。加熱器腳標為0—8，分別對應0 號加熱器、1 號高加、2 號高加、3 號高加、4 號加熱器、5 號低加、6 號低加、7 號低加、8 號低加。

2.2 等效焓降法[7]

對于有端差Δτj的加熱器（如圖2[5]所示），由于熱量Δτj在NO.j 加熱器和NO.j-1 加熱器之間損失離開系統(tǒng)，將使NO.j-1 加熱器抽汽熱量增加Δτj，疏水熱量也增加Δτj。抽汽熱量增加Δτj使新蒸汽的做功損失Δτjηj-1。疏水熱量增加Δτj將使NO.j 加熱器抽汽熱量減少Δτj，使新蒸汽的做功增加Δτjηj。因此，端差Δτj使新蒸汽焓降變化值：

圖1 660 MW 機組熱力系統(tǒng)

圖2 NO.j 加熱器端差

式中： ΔHj為等效焓降變化值；Δτj為端差；ηj為抽汽效率。

對于幾種特殊情況的說明：

（1）第一個加熱器出現(xiàn)端差，新蒸汽等效焓降變化值為：

在本文研究對象中，對應0 號加熱器。

（2）若NO.j-1 加熱器有疏水冷卻器時，則端差Δτj引起的新蒸汽等效焓降變化值為：

式中： β 為NO.j-1 加熱器的疏水份額。由于1 號高加和2 號高加有疏水冷卻器，2 號高加、3 號高加計算適用該情況。

（3）若流經NO.j 加熱器的水份額不是1，而是αH，則端差Δτj引起的新蒸汽等效焓降變化值為：

式中： αH 為加熱器給水份額。

在本文中，即為5 號低加、6 號低加、7 號低加和8 號低加。

（4）若NO.j-1 加熱器為混合式加熱器，則端差Δτj引起的新蒸汽等效焓降變化值為：

式中： qj-1為蒸汽在加熱器中的放熱量。

由于4 號加熱器和6 號低加為混合式加熱器，5 號低加和7 號低加的計算適用該情況。

2.3 低低溫省煤器—一次中間再熱器機組ΔQj[8]

對于本文研究對象，由于機組使用一次中間再熱提高機組熱效率[9]，因此在計算中應當考慮再熱器對抽汽排擠的影響。再熱熱段到凝汽器之間的任何排擠抽汽，都不再經過再熱器，不涉及再熱問題，因而其抽汽等效焓降計算與非再熱機組相同。

式中： ΔQj-zr為再熱器吸熱量變化；γc為疏水在加熱器中的放熱量。

同時，本文研究對象中，6 號低加與7 號低加之間有低低溫省煤器，利用煙氣余熱加熱7 號低加出口給水進入6 號低加。由于加熱器端差Δτj引起的抽汽量變化，最終通過凝汽器后，進入低低溫省煤器吸熱量變化為：

式中： ΔQj-dd為低低溫省煤器吸熱量變化；θ 為低低溫省煤器吸熱量。

因此：

式中： ΔQj為循環(huán)吸熱量變化。

2.4 抽汽等效焓降Hj[10]

根據等效焓降法，計算抽汽等效焓降的通式為：

式中： r 為NO.j 加熱器后更低壓力抽汽口腳標；Ar為若NO.j 加熱器為匯集式加熱器，為τj；若NO.j 加熱器為表面式加熱器，則從NO.j 加熱器以下直到（包括）匯集式加熱器，為γj；τj為給水在加熱器中的焓升。

3 經濟性分析與優(yōu)化措施

3.1 熱力系統(tǒng)原始數(shù)據

為進行加熱器端差對機組熱經濟性影響的研究分析，通過對THA 工況（汽輪機熱耗率保證工況），75%THA 工況（75%熱耗率保證工況）以及50%THA 工況（50%熱耗率保證工況）熱力特性數(shù)據進行分析，3 種工況參數(shù)如表1 所示。

根據等效焓降計算方法，再熱熱段以后（即蒸汽經過再熱器加熱后）的抽汽等效焓降Hj由于再熱熱段以后排擠抽汽不影響再熱器蒸汽份額αzr，也就不影響吸熱量。因而，按照式（9）進行計算。再熱冷段及以上（即蒸汽未經過再熱器加熱）的抽汽等效焓降Hj，根據等效焓降定義，導出蒸汽返回汽輪機的實際做功為：

THA 工況、75%THA 工況及50%THA 工況下的機組熱力系統(tǒng)原始數(shù)據（如表2、表3 及表4所示）。

表1 THA/75%THA/50%THA 工況參數(shù)

表2 THA 工況原始數(shù)據

表3 75%THA 工況原始數(shù)據

表4 50%THA 工況原始數(shù)據

3.2 端差的經濟性分析

3.2.1 端差對等效焓降的影響

為計算端差對焓降的影響，假設各加熱器端差為10 kJ/kg 進行計算，獲得不同負荷下，各加熱器端差對焓降的影響，如圖3 所示。

圖3 各加熱器端差對等效焓降的影響

流經0 號高加的蒸汽參數(shù)下降使0 號高加抽汽效率增加，導致3 號高加抽汽參數(shù)降低，3 號高加抽汽效率的減小程度增大，導致3 號高加的等效焓降大于2 號高加等效焓降。由于混合式加熱器的存在，使其后的加熱器的等效焓降呈反向增大趨勢。在THA 工況下，10 kJ/kg 的端差使1號高加等效焓降減小，是由于蒸汽冷卻器（0 號高壓加熱器）給水溫度和壓力高，而抽汽為中壓缸抽汽，蒸汽品質較高壓缸下降，導致抽汽效率遠低于1 號高加抽汽，兩者的抽汽效率差為負值。

3.2.2 端差對汽耗率和標準煤耗率的影響

汽耗率是指每產生1 kWh 的功所耗費的蒸汽量，標準煤耗率是指將不同發(fā)熱量的各種煤統(tǒng)一折算成發(fā)熱量為29 308 kJ/kg 的標準煤后算得的每產生1 kWh 功所耗費的煤量。

對于汽耗率和標準煤耗率的影響（如圖4、圖5 所示），不同負荷下的影響規(guī)律相同。相同的端差對各加熱器的汽耗率和標準煤耗率產生不同程度的影響，其中對0 號加熱器的影響最大。

端差的影響隨抽汽級數(shù)呈一般性遞減趨勢，但5 號低加、7 號低加的汽耗率增加量和標準煤耗增加量呈增大狀態(tài)。分析原因是由于5 號低加和7 號低加前的加熱器均為混合式加熱器，若上級加熱器為匯集型加熱器，則由于在該級加熱沒有疏水導致端差變化對相對效率影響加劇。匯集型加熱器雖然換熱效率高，但對下級加熱器具有較大影響。

圖4 各加熱器端差對汽耗率的影響

圖5 各加熱器端差對標準煤耗率的影響

對比相同端差對同一加熱器在不同負荷下的影響，結果顯示，隨著負荷增加，機組熱經濟性增加，端差對熱經濟性的影響減小。但0 號加熱器呈現(xiàn)相反趨勢，原因在于0 號加熱器的抽汽參數(shù)高，且抽汽經過加熱器后仍為過熱蒸汽狀態(tài)，因而端差對0 號加熱器的相對效率的影響與其他加熱器不同。

3.2.3 實際運行端差經濟性分析的影響

在實際運行中，加熱器端差一般不是固定值，通過實際運行工況端差來確定加熱器端差對機組熱經濟性的影響，并進行標準煤耗的能耗敏度分析[7，11]，如圖6 所示。由于機組對0 號加熱器、7 號低加和8 號低加端差不進行監(jiān)視，所以分析只針對1 號高加、2 號高加、3 號高加以及5號低加。結果顯示，隨著負荷增加，高壓加熱器的單位端差對標準煤耗的影響減小，低壓加熱器的標準煤耗能耗敏度無明顯變化。分析實際運行端差對發(fā)電成本的影響，如圖7 所示。結果顯示，在實際運行中，1 號高加端差引起的發(fā)電成本增加值最大，在高負荷下這一結果更為明顯。

圖6 能耗敏度分析

圖7 各加熱器端差對發(fā)電成本的影響

通過分析SIS（廠級監(jiān)控信息系統(tǒng)）中的機組運行歷史數(shù)據發(fā)現(xiàn)，在50%THA 工況，即330 MW負荷時，高壓加熱器端差為0，只有5 號低加存在端差，隨著負荷增加，端差增大。在實際運行中，負荷越高給水流量越大，給水在加熱器內的換熱時間減小，造成更大的端差。端差引起的發(fā)電成本隨著負荷的增大而增大，如圖8 所示。

圖8 不同負荷下端差對發(fā)電成本的影響

3.3 優(yōu)化試驗分析

加熱器水位控制不當、加熱器內部存在不能凝結氣體、加熱器內部存在泄漏、結構或堵管等原因[12-13]可能導致加熱器端差增大。分析結果顯示，高壓加熱器端差隨負荷增大而增大，且發(fā)電成本增加，因此針對660 MW 時高加水位對高壓加熱器端差影響進行試驗。試驗前，高加液位自動控制設置值為50 mm，試驗過程中，在負荷保持660 MW 穩(wěn)定的情況下，改變高加液位自動控制設置值為-100 mm，增加抽汽與給水的換熱面積。液位對端差影響的試驗結果如圖9 所示。

圖9 高加水位控制對端差的影響

通過計算，對比調節(jié)前后因端差引起的發(fā)電成本增加值，如圖10 所示，將1 號高加、2 號高加、3 號高加液位自動控制值調整為-100 mm后，每年能為單臺機組節(jié)省發(fā)電成本近20 萬元。

圖10 液位調節(jié)前后因端差引起的發(fā)電成本增加值

4 結論

計算分析獲得各類型加熱器端差對機組熱經濟性的影響特性，并通過實驗獲得控制發(fā)電成本手段，得出以下結論：

（1）端差對汽耗率、標準煤耗率的影響對抽汽級數(shù)呈一般性遞減趨勢，但匯集型加熱器對下級加熱器產生較大影響。端差對等效焓降、汽耗率、標準煤耗率的影響隨負荷增加呈遞減趨勢，負荷越高，端差的影響越小，0 號加熱器呈相反趨勢。

（2）在高負荷下，端差可能存在有利于個別加熱器熱經濟性的情況，但綜合所有加熱器的總熱經濟性影響，端差仍不利于機組熱經濟性，使發(fā)電成本增加。

（3）機組實際運行中，在自動控制調解下，隨著負荷升高，高壓加熱器的端差增大，而低壓加熱器端差基本穩(wěn)定。因此高負荷時應及時適當降低加熱器汽側水位，增大表面式加熱器內部換熱面積，減小端差，一年可節(jié)約發(fā)電成本約20 萬元。