660 MW超临界机组加热器运行热经济性影响因素的定量分析

闫顺林，申赫男，兰红颖，刘 扬

（华北电力大学 能源与动力工程学院，河北 保定 071003）

660 MW超临界机组加热器运行热经济性影响因素的定量分析

闫顺林，申赫男，兰红颖，刘 扬

（华北电力大学 能源与动力工程学院，河北 保定 071003）

加热器上端差和抽汽压损是影响加热器运行性能的两种主要因素。在多元扰动下热力系统能效分析模型基础上，以660 MW超临界机组的典型工况为例，计算了这两种主要因素对机组能效影响的强度系数，并绘制了强度系数关于机组运行负荷的比较图和趋势图，找出了该机组实际运行中应密切监视和重点控制的参数，为机组的节能降耗提供帮助，也可为其他类型机组的同类问题提供参考。

上端差；抽汽压损；强度系数；机组能耗

0 引言

电厂热力系统中，加热器是重要的辅机之一，其运行水平直接影响电厂的热经济性。其中，加热器运行端差、抽汽压损、散热损失等是影响其热经济性的主要因素。定量分析上述扰动因素对电厂热经济性的影响，确定运行中需要重点监督的参数，对热力系统的设计优化、节能改造、现场运行有重要的意义［1，2］。本文从上端差和抽汽压损角度定量分析这两种扰动对机组能效的影响。

本文在多元扰动下的热力系统能效分析模型基础上，定量分析了660 MW超临界机组加热器的上端差和抽汽压损对能效的影响，借助于各影响因素对能效影响的强度系数图谱，揭示了上端差和抽汽压损对能效影响的变化规律［3］，找出了整个回热系统中加热器部分需要重点监视的参数，为机组的运行、检修和节能降耗提供帮助。本文也可为其他类型机组的同类问题提供参考。

1 660 MW超临界机组热力系统概况

型号为 CLN660-24.2／566／566的超临界机组是一次中间再热、三缸四排汽、单轴、双背压、凝汽式汽轮机，其回热系统由3个高压加热器、4个低压加热器和1个除氧器构成。其中，高压加热器和低压加热器为表面式加热器，除氧器为混合式加热器。除除氧器之外，其他加热器均设有疏水冷却器。该机组的热力系统图如图1所示。

图1 660 MW超临界机组热力系统图Fig.1 Thermodynamic system diagram of a 660 MWsupercritical unit

2 影响因素定量分析数学模型

根据火电机组比内功方程、循环吸热量方程、汽水分布方程及能效计算公式，经推导得出机组能效与加热器影响因素的微分关系式为［3～5］：

式中：dηt／ηt为机组能效的相对变化量；d X表示影响加热器运行因素 （如加热器端差、抽汽压损等）的微分变化量； MX为加热器扰动因素对dηt／ηt影响的强度系数，表示扰动因素每变化一个物理单位 （1℃或1%）时，dηt／ηt的变化量。

本文中，该机组各级加热器上端差强度系数（或抽汽压损强度系数）值是在当前典型工况下，该级加热器上端差 （或抽汽压损）发生扰动而求得。机组能效的相对变化量等于加热器扰动因素的强度系数与扰动变化量微分变量的乘积。当加热器扰动因素变化量一定时，强度系数越大，能效的相对变化量越大；反之则越小。加热器影响因素强度系数的大小，直接反应了在某一工况下，各影响因素发生扰动对机组能效影响程度的大小。

3 上端差对热经济性影响定量分析

加热器上端差变化属于机组局域性扰动。这种扰动尽管有时强度较大，但对通流部分的热力学状态参数影响不大，因此，对整个系统的热力学参数的影响不大。根据机组耗差分析的小扰动理论［6］，可使分析过程进一步简化。当第i级加热器上端差发生扰动时，本级加热器出口水焓发生变化，从而导致各级加热器抽汽量的变化，甚至影响锅炉给水温度，而机组其余运行参数基本不变［7］。

根据dηt／ηt的表达式，并结合上述分析，计算了该模型下各加热器上端差变化对机组能效影响的强度系数值，并与常规热平衡法进行了对比，绘制了该机组各级加热器不同负荷下，上端差强度系数对比图以及强度系数随负荷变化的趋势图，计算结果参见表1和图2、图3。

由表1和图2、图3可知：

（1）采用本文方法和常规热平衡法，计算加热器上端差强度系数的计算结果误差非常小，完全可以满足工程需要，从而证明了本文计算的正确性。（2）对于同一级加热器而言，不同工况下的上端差强度系数相差不大，即对于同一级加热器，其上端差强度系数不会随运行负荷的增大而明显增大或减小。当机组主要运行参数变化不大时，上端差强度系数可视为不变。 （3）在相同负荷下，各级加热器上端差强度系数不同。即各级上端差每变化一个物理单位 （1℃）对该660 MW机组能效的相对变化量的影响程度不同。按照上端差强度系数由大到小将加热器编号依次排序为：1号、6号、5号、8号、7号、2号、3号。

表1 各级加热器上端差强度系数计算汇总表Tab.1 Summary calculation of intensity coefficient of heater terminal temperature difference

现以1号加热器和3号加热器为例进行分析：由图2、3可知，1号加热器的上端差强度系数是3号加热器强度系数的4.6倍左右，也就是说，在当前运行工况下，1号和3号加热器的上端差均变化1℃，1号引起机组能效的相对变化量是3号的4.6倍左右。反之，如果能够及时对运行参数进行调整，采取措施进行参数调控，减少端差变化，1号加热器对机组能效的提高作用也是最明显的。因此在该机组运行中，应该重点监督1号加热器的端差，再依次监控6号、5号等。

4 抽汽压损对热经济性影响的定量分析

加热器的抽汽压损扰动属于机组局域性扰动［8］。因此当第i级加热器抽汽压损变化时，抽汽口压力、加热器的上、下端差可视为不变，抽汽压损变化将导致加热器汽侧的饱和温度变化，引起本级和相邻加热器的给水焓升发生变化和各级抽汽量的重新分配［3］。

根据dηt／ηt的表达式，并结合上述分析，计算了各加热器抽汽压损变化对机组能效影响的强度系数值，并绘制了不同负荷下，各级加热器抽汽压损强度系数的对比图及趋势图，计算结果参见表2和图4、图5。

表2 各级加热器抽汽压损强度系数计算汇总表Tab.2 Summary calculation of intensity coefficient of steam extraction pressure loss

由表2和图4、图5可知：

（1）采用本文方法和常规热平衡法计算加热器抽汽压损强度系数的计算结果误差非常小，完全可以满足工程需要，从而证明了抽汽压损强度系数计算的正确性。 （2）对于同一加热器而言，不同工况下的抽汽压损强度系数相差较大。由抽汽压损强度系数随负荷变化的趋势图可以看出，该系数与负荷基本都成线性关系，并且该系数的绝对值随着机组负荷的增大而增大。也就是说，某级加热器的抽汽压损在不同工况下发生同样大小的扰动，运行负荷越大，则扰动对机组能效的影响程度也就越大。 （3）在相同负荷下，各级加热器抽汽压损强度系数不同，即各级抽汽压损每变化一个物理单位 （1%）对该机组能效的相对变化量的影响程度不同。根据图4按照抽汽压损强度系数由大到小将加热器编号依次排序为：1号、4号、5号、6号、2号、3号、8号、7号。

由图3和图4可看出，1号和4号加热器抽汽压损强度系数远远高于其他，也就是说在该机组运行时，当各级抽汽压损均变化1%时，1号和4号对机组能效的影响程度远远高于其他组，因此，在电厂条件允许的情况下，应该重点监控1号和4号加热器的抽汽压损变化情况，及时调控，使机组安全高效地运行。

5 结论

根据多元扰动下的热力系统能效分析模型，通过计算660 MW超临界机组加热器上端差扰动和抽汽压损扰动对机组能效影响的强度系数，绘制了该机组典型工况下各级加热器的上端差强度系数和抽汽压损强度系数比较图，以及强度系数随负荷变化的趋势图，定量分析了两种扰动因素对机组热经济性的影响程度，找出了该机组实际运行中应密切监视和重点控制的重要参数。本文的研究结果，可为电厂同类热经济性定量分析和经济运行提供依据。

［1］张安华.中国电力工业节能降耗影响因素分析 ［J］.电力需求侧管理，2006，8 （6）：1-4.

［2］王义，闫丽涛.某引进型300 MW机组加热器热经济性影响因素分析 ［J］.华电技术，2009，31 （12）：45-50.

［3］闫顺林.多元扰动下的热力系统能效分析模型及应用研究 ［D］.北京：华北电力大学，2011.

［4］闫顺林，胡三高，徐鸿，等.火电机组热经济性分析的统一物理模型和数学模型 ［J］.中国电机工程学报，2008，28 （23）：37-41.

Yan Shunlin，Hu Sangao，Xu Hong，et al.Research on the unified physical model and mathematic model of heat-economic analysis for the coal-fired power unit［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28 （23）：37-41.

［5］闫顺林，李永华，张春发，等.火电机组热力系统汽水分布通用矩阵方程 ［J］.中国电机工程学报，2000，20 （8）：69-73，78.

Yan Shunlin，Li Yonghua，Zhang Chunfa，et al.The steam-water distribution general matrix equation of thermal system for the coal-fired power unit ［J］.Proceedings of the CSEE，2000，20 （8）：69-73，78.

［6］田红景，谢飞，张春发，等.基于小扰动理论的火电厂机组耗差分析 ［J］.华北电力大学学报，2006，33（3）：51-53.

Tian Hongjing，Xiefei，Zhang Chunfa，et a1.Energyloss analysis of power plant units based on theory of small disturbance［J］.Journal of North China Electric Power University，2006，33 （3）：51-53.

［7］闫顺林，吴换英.加热器上端差变化对机组煤耗影响的改进计算模型 ［J］.电力科学与工程，2010，26（2）：56-59，78.

Yan Shunlin， Wu Huanying.Improved calculation model of influence of heater terminal temperature difference on unit coal consumption ［J］.Electric Power Science and Engineering..2010，26 （2）：56-59，78.

［8］崔永波，黄竹青.加热器抽汽压损偏离目标值对机组热经济性影响的定量分析 ［J］.汽轮机技术，2011，53 （4）：264-266，270.

Quantitative Analysis of Factors Influencing on Thermal Efficiency of Heater in 660 MWSupercritical Unit

Yan Shunlin，Shen Henan，Lan Hongying，Liu Yang
（School of Energy Power and Mechanical Engineering，North China Electric Power University，Baoding 071003，China）

Heater Terminal Temperature Difference of the steam heater and Steam extraction pressure loss are the main factors influencing the working performance of heaters.Base on thermal system energy efficiency analysis model applied in multiple disturbance，this article takes typical working conditions of a 660 MWsuper critical unit of for cases，and then calculated intensity coefficients of the two main factors affecting unit energy efficiency，drew the comparison figures and trend figures of intensity coefficient about unit running load，and found parameters in the actual unit running which should be closely monitored and critically controlled.It provides certain helps for unit energy saving and consumption reducing.

terminal temperature difference；steam extraction pressure loss；intensity coefficient；unit energy consumption

TK284

A

2012－06－08。

闫顺林 （1959-），男，教授，从事火电机组节能理论、节能技术及锅炉燃烧稳定性的研究，通信作者，申赫男，E-mail：shenhenan 2010＠126.com。