楊 義, 鄭莆燕, 齊同磊, 沈玉清

(上海電力大學(xué) 能源與機械工程學(xué)院, 上海 201306)

據(jù)統(tǒng)計,2018年我國火電機組裝機容量為114 367萬kW,占總裝機容量的60.2%以上;火力發(fā)電量達到49 231億kWh,占全國發(fā)電總量的70.39%以上,火力發(fā)電依舊為主力,是我國的經(jīng)濟命脈[1-2]。同時煤炭消耗量占全國50%以上[3-4],節(jié)能任務(wù)艱巨。從歷年主要的電力技術(shù)經(jīng)濟指標(biāo)可以看出,過去10年(2007—2017)平均每年供電標(biāo)準煤耗下降4.66 g/kWh。在2018年,6 000 kW及以上電廠供電標(biāo)準煤耗下降僅1 g/kWh[5],挖掘節(jié)能潛力難度增加,因此有必要尋求更有效提高效率的方法。

通常提高效率從兩個角度出發(fā):一是對現(xiàn)役機組進行節(jié)能改造;二是從設(shè)計角度對系統(tǒng)參數(shù)和結(jié)構(gòu)進行設(shè)計。前者多為鍋爐排煙余熱的優(yōu)化利用,因為鍋爐排煙溫度設(shè)計值大都介于120～140 ℃,占據(jù)了鍋爐熱損失的50%以上[6],所以基于能級匹配的原則,優(yōu)化換熱面結(jié)構(gòu)布置,對鍋爐排煙進行煙氣余熱利用的研究與應(yīng)用較多[7-10]。后者主要采用超超臨界二次再熱、回?zé)嵯到y(tǒng)優(yōu)化等方式來提高機組效率[8]?；?zé)嵯到y(tǒng)的優(yōu)化可大致分為以下3種:一是回?zé)嵩O(shè)備的改造,如優(yōu)化換熱管的尺寸結(jié)構(gòu),優(yōu)化回?zé)嵯到y(tǒng)布置[9],最佳回?zé)峒墧?shù)的選擇[11-12]等;二是對回?zé)嵯到y(tǒng)參數(shù)的優(yōu)化,如各級抽汽參數(shù)以及給水焓升分配[13-14];三是實際運行策略的優(yōu)化分析[15-17]。

針對目前引入煙氣余熱利用系統(tǒng)后對回?zé)嵯到y(tǒng)的影響的研究較少的情況,本文考慮煙氣余熱利用裝置加入對回?zé)岢槠挠绊?對回?zé)岢槠麉?shù)和余熱利用進行整體尋優(yōu)。

1 案例仿真與余熱方案選取

1.1 案例仿真

本文以某超超臨界二次再熱機組為研究對象,汽輪機型號為N1000-30/600/620/620,鍋爐為直流爐單爐膛,型號為HG-2773/33.6/605/623/623-YM1。電廠系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 電廠系統(tǒng)示意

機組主要參數(shù)如表1所示?；?zé)峒訜崞鞫瞬詈统槠麎簱p如表2所示。

表1 機組主要參數(shù)及取值

表2 各級抽汽壓損和加熱器端差

應(yīng)用德國STEAG公司開發(fā)的EBSILON專業(yè)軟件搭建該系統(tǒng)模型,對實際電廠熱力學(xué)循環(huán)和能量平衡進行模擬仿真。在設(shè)計工況下,鍋爐給煤量不變時,仿真計算結(jié)果如表3所示。

表3 仿真計算結(jié)果

由表3可知,誤差均在合理范圍內(nèi),滿足工程實際需求。

1.2 余熱利用方案的選擇

目前,各電廠廣泛采用的是在除塵器前面設(shè)置煙水換熱器的余熱利用方案。該方案系統(tǒng)最簡單、投資成本最低[18]。傳統(tǒng)余熱利用方式(方案1)如圖2所示。

圖2 傳統(tǒng)余熱利用方式(方案1)

在低壓加熱器之間引入煙水換熱器,以煙氣余熱加熱低溫凝結(jié)水。低溫?zé)熕畵Q熱器位于8級和9級低壓加熱器之間。

此外,基于“能級匹配、能量對口”原則來充分利用煙氣能量,采用煙氣加熱給水來排擠高參數(shù)抽汽并改進了空氣預(yù)熱器布置,節(jié)能效果最明顯[19]。具體方案如圖3所示。

圖3 改進余熱利用方式(方案2)

采用空氣預(yù)熱器分級布置,增設(shè)高溫?zé)熕畵Q熱器,在水側(cè)高溫?zé)熕畵Q熱器與1級高壓加熱器并聯(lián),在煙氣側(cè)高溫?zé)熕畵Q熱器與高溫空氣預(yù)熱器并聯(lián),出口煙氣匯合后進入低溫空氣預(yù)熱器。

2 數(shù)學(xué)優(yōu)化模型

2.1 優(yōu)化目標(biāo)

本文選擇發(fā)電功率的增加量ΔP為優(yōu)化目標(biāo),即

ΔP=P′e-Pe

(1)

式中:P′e——優(yōu)化后系統(tǒng)發(fā)電功率,kW;

Pe——系統(tǒng)發(fā)電功率,kW。

機組在引入煙氣余熱利用裝置后,利用鍋爐排煙中余熱加熱工質(zhì),引起鍋爐效率ηb和汽輪機組絕對內(nèi)效率ηi發(fā)生變化。

(2)

(3)

式中:Q0,Q——鍋爐有效利用熱量和鍋爐輸入熱量,kJ/s;

Wi——汽輪機實際做功量,kJ/s。

其中,鍋爐有效利用熱量Q0為

(4)

式中:D0,Dys——主蒸汽流量和進入煙水換熱器流量,kg/s;

h0,hfw——主蒸汽焓和鍋爐給水焓,kJ/kg;

Drh1,Drh2——一次再熱蒸汽流量和二次再熱蒸汽流量,kg/s;

qrh1,qrh2——1 kg蒸汽在一次再熱器和二次再熱器中吸收的熱量,kJ /s;

qys——1 kg蒸汽在煙水換熱器中吸收的熱量,kJ/s。

2.2 優(yōu)化變量

在熱力系統(tǒng)中對回?zé)岢槠M行優(yōu)化時,優(yōu)化變量一般采用各級回?zé)峒訜崞鞯撵噬徒o水溫度,其本質(zhì)是確定各級回?zé)岢槠奈恢?。本文選取各級回?zé)岢槠麎毫ψ鳛閮?yōu)化變量pj(j=1,2,3,…,n)。

在熱力系統(tǒng)余熱利用方案優(yōu)化中,方案1中串聯(lián)位置已定,無優(yōu)化變量;方案2中煙水換熱器和空氣預(yù)熱器所吸收的能量可以調(diào)整,因此優(yōu)化變量包括給水分流率αg和煙氣分流率αy。在方案1中,可看作αg=1,αy=1。

2.3 約束條件

2.3.1 優(yōu)化變量約束

來自鍋爐的蒸汽經(jīng)過汽輪機做功至各汽輪機排汽,蒸汽壓力逐漸降低,故回?zé)岢槠麎毫?yīng)遵循由大到小的順序,即

pj>pj+1>pc

(5)

式中:pc——排汽壓力,MPa。

方案中涉及到給水和煙氣的分流,所以給水分流率αg和煙氣分流率αy設(shè)置如下約束

0<αg≤1

0<αy≤1

(6)

2.3.2 能量守恒約束

(1) 水(工質(zhì))側(cè):煙氣在煙水換熱器中所釋放的能量等于給水溫度升高所需能量,即

Qy1=αgMscs(Ts2-Ts1)

(7)

式中:Qy1——煙氣在煙水換熱器中放出的能量,kJ/s;

Ms——流經(jīng)煙水換熱器的工質(zhì)水流量,kg/s;

cs——水的定壓比熱容,kJ/(kg·K);

Ts1,Ts2——水流經(jīng)煙水換熱器前后的溫度,℃。

(2) 空氣側(cè):煙氣在空氣預(yù)熱器中放出的能量等于將空氣由環(huán)境溫度加熱到爐膛入口所需溫度能量,即

Qy2=αyMkck(Tk2-Tk1)

(8)

式中:Qy2——煙氣在空氣預(yù)熱器中放出的能量,kJ/s;

Mk——空氣流量,kg/s;

ck——空氣定壓比熱容,kJ/(kg·K);

Tk1,Tk2——環(huán)境溫度和爐膛進口空氣溫度,℃。

(3) 煙氣側(cè):煙氣自省煤器出口至脫硫塔入口,熱源煙氣放熱量等于冷源(工質(zhì)水和空氣)吸熱量,即

Qy=Qy1+Qy2

(9)

式中:Qy——省煤器出口至脫硫塔入口煙氣放熱量,kJ/s。

2.3.3 溫度約束

考慮到工程實際,在溫度約束中換熱器的端差需要在合理范圍內(nèi)。仿真優(yōu)化過程中空氣預(yù)熱器和煙水換熱器的最小端差ΔTk和ΔTy均為10 K,即

ΔTk≥10, ΔTy≥10

(10)

此外,在低溫條件下煙氣會在金屬表面產(chǎn)生低溫腐蝕現(xiàn)象,因此為保證煙氣溫度Tp不低于90 ℃[20],選擇Tp=90 ℃。

為了避免給水溫度提高對鍋爐帶來影響,設(shè)

Tg≤Ts

(11)

式中:Tg——優(yōu)化后給水溫度,℃;

Ts——設(shè)計給水溫度,℃。

2.3.4 蒸汽干度約束

蒸汽干度對汽輪機組的效率及安全運行均有十分重要的作用,因此為保證在優(yōu)化過程中排汽干度不低于原系統(tǒng),設(shè)

X≥Xy

(12)

式中:Xy,X——優(yōu)化前后排汽干度。

2.4 優(yōu)化方法

根據(jù)上述分析,建立二次再熱余熱利用與回?zé)岢槠w優(yōu)化的約束非線性數(shù)學(xué)優(yōu)化模型,即式(1)～式(12)。應(yīng)用遺傳算法(Genetic Algorithm,GA)求解煙氣余熱利用模型,對其進行回?zé)嵯到y(tǒng)優(yōu)化。此算法于1975年由美國學(xué)者提出,借助生物的選擇與遺傳過程實現(xiàn)隨機搜索,因其具有廣泛性、整體搜索性以及魯棒性強、無須輔助信息等特點被廣泛應(yīng)用于復(fù)雜問題計算優(yōu)化。

3 優(yōu)化結(jié)果及分析

根據(jù)上述數(shù)學(xué)優(yōu)化模型,結(jié)合機組的實際運行數(shù)據(jù),對機組進行僅有余熱利用的單獨優(yōu)化以及有余熱利用和回?zé)岢槠恼w優(yōu)化,即方案1和方案2兩種余熱利用方案。

3.1 優(yōu)化結(jié)果

優(yōu)化前后回?zé)岢槠麎毫统槠髁孔兓绫?所示。其中:單獨優(yōu)化時抽汽點的壓力不變,但因為余熱回收利用,抽汽流量發(fā)生變化;整體優(yōu)化時抽汽壓力和流量都發(fā)生了變化。整體優(yōu)化時各級抽汽壓力變化趨勢相同,1級和8級抽汽壓力增加,其余減小;在各級抽汽流量中除氧器和9級抽汽流量變化不同,其余抽汽流量變化趨勢相同。

優(yōu)化結(jié)果及增加的煙水換熱器參數(shù)如表5所示。煙水換熱器散熱損失忽略不計。

表4 各方案回?zé)岢槠麎毫统槠髁?/p>

表5 各方案的發(fā)電功率增量和換熱器關(guān)鍵參數(shù)

由表5可以看出:無論機組采用單獨優(yōu)化還是整體優(yōu)化,方案2帶來的機組發(fā)電功率增加量均優(yōu)于方案1;在相同余熱利用方案下,整體優(yōu)化要優(yōu)于單獨優(yōu)化;方案2整體優(yōu)化中機組發(fā)電功率增量最大,達到了21 170 kW。此外,兩種方案中,由于空氣進出口溫度是確定的,因此空氣預(yù)熱器總體換熱量保持不變;煙水換熱器的換熱量隨著方案的不同也在發(fā)生變化,這與排煙溫度限制和進出換熱器冷熱流體溫度有關(guān);而換熱器的面積取決于實際中換熱溫差和換熱量,優(yōu)化后的對數(shù)溫差均在合理范圍內(nèi)[21],符合工程實際要求。

3.2 機組能效指標(biāo)分析

表6給出了優(yōu)化前后兩種方案汽輪機絕對內(nèi)效率、鍋爐效率和全廠發(fā)電效率的計算結(jié)果。

表6 機組效能指標(biāo) 單位:%

方案1單獨優(yōu)化后,由于煙水換熱器串入8級與9級低壓加熱器之間,加熱凝結(jié)水排擠8級抽汽,同時使7級、9級和10級抽汽稍有增加,最終使進入凝汽器中的流量增加11.188 kg/s。方案2單獨優(yōu)化后,高溫?zé)熕畵Q熱器加熱給水排擠1級抽汽,使其后各級抽汽量都有所增加,最終進入凝汽器的流量增加7.111 kg/s。由此可見,單獨優(yōu)化雖然使鍋爐排煙溫度降低,鍋爐效率提升了1.19%,但因增加了汽輪機排汽量,使冷源損失增加,汽輪機絕對內(nèi)效率分別降低了0.52%和0.06%,兩者相互影響使發(fā)電效率分別提升了0.26%和0.70%,使系統(tǒng)熱經(jīng)濟性得到了提升。

機組整體優(yōu)化時,因排煙溫度限制在90 ℃,與原系統(tǒng)相比,兩方案的鍋爐效率均提升至96.64%,與單獨優(yōu)化相同;但整體優(yōu)化后,方案1和方案2的汽輪機絕對內(nèi)效率分別增加了0.05%和0.27%。原因在于,雖然余熱回收使汽輪機排汽量增加,冷源損失增加,但回?zé)岢槠耐絻?yōu)化使回?zé)岢槠麎毫Πl(fā)生變化,即給水溫度和焓升分配重新優(yōu)化,提高了回?zé)岬男?兩者作用的結(jié)果使汽輪機絕對內(nèi)效率增加,最終使兩個方案的發(fā)電效率分別增加了0.81%和1.02%。

由此可見,無論是采用單獨優(yōu)化還是整體優(yōu)化,方案2均比方案1的效率提升更加明顯。其原因在于方案2排擠的是高壓抽汽,比方案1中排擠的低壓抽汽做功能力強,使得方案2比方案1的效率高,說明排擠高參數(shù)蒸汽,在進行機組優(yōu)化時擁有更大的優(yōu)勢。

4 結(jié) 論

本文建立了1 000 MW二次再熱機組靜態(tài)仿真模型,應(yīng)用遺傳算法,對機組的回?zé)岢槠陀酂峄厥者M行了整體優(yōu)化,提出了工程可行的方案,得出以下主要結(jié)論。

(1) 無論是單獨優(yōu)化還是整體優(yōu)化,余熱利用方案2同步考慮鍋爐空氣預(yù)熱器和高溫?zé)熕畵Q熱器,排擠再熱前的高參數(shù)抽汽,機組效率提升更加明顯,其效率提高幅度大于方案1。

(2) 整體優(yōu)化時,回?zé)岢槠麎毫ψ兓沟没責(zé)嵝侍嵘?與冷源損失增加帶來的負面影響互相作用,最終使汽輪機絕對內(nèi)效率稍有提升。

(3) 總體來看,方案2整體優(yōu)化時,余熱利用排擠的是高壓抽汽,優(yōu)化了回?zé)岢槠?使得余熱利用取得的效果最好,發(fā)電功率增加了21 170 kW,全廠發(fā)電效率由48.17%增加至49.19%,增加了1.02%。

(4) 煙氣余熱利用可以有效提高鍋爐效率,但要獲得最大的整體效率的提高,還需要考慮鍋爐尾部受熱面(如空氣預(yù)熱器)和煙水換熱器的布置,以及對機組的最佳回?zé)岢槠c位置的影響。