直接空冷乏汽提质供热系统变工况特性研究

邢 岳，谭浩艺，裴东升，王东波，范诚豪

（1. 安徽淮南平圩发电有限责任公司，安徽 淮南 232000；2. 华能（上海）电力检修有限责任公司，上海 200942；3. 中国电力工程顾问集团华北电力设计院有限公司，北京 100120；4. 上海发电设备成套设计研究院有限责任公司，上海 200240）

0 引言

中国北方的城市供暖仍然以集中式供应为主［1］，城市集中式供暖的热源主体来源于燃煤机组，燃机、核电、生物质或垃圾焚烧机组在城市供暖中占比较低［2］。燃煤机组对城市供暖的方式主要采用抽凝供热和抽背供热，即部分在汽轮机内做完功的蒸汽用于城市供暖的热网循环水加热［3］。从能源转换效率的角度来看，利用汽轮机的冷源热量供热是热电转换过程中最高的一种方式。对湿冷机组而言，由于冷端排汽压力低，对应的排汽饱和压力通常为5 kPa左右，该压力下加热的循环水温上限约为33 ℃，常规的方法是将汽轮机的排汽压力提高，然后通过汽轮机中压缸的排汽加热循环水至90～100 ℃并对外供热。湿冷机组普遍经济的供热方式采用“高背压+首站尖峰”加热，实现的技术路线为双转子或循环水热泵提温两种。由于直接空冷机组的冷端特性和叶片的选型可以实现比湿冷机组更高背压的运行，也意味着可利用乏汽能级更高，对热电联产的循环效率提升更大。目前，间接空冷机组的高背压供热与湿冷机组采用的技术路线相似，而直接空冷机组的高背压供热方式采用单独设立高背压凝汽器，用于加热城市热网的循环回水。由于热网的循环回水温度通常是40～50 ℃，单独设立的高背压凝汽器的运行压力对应的饱和温度需要高于循环回水温度，才能实现热网回水进一步加热升温，所以，直接空冷机组普遍采用关闭部分直接空冷岛换热单元风机的方式来实现高背压的供热或采用高背压与乏汽引射加热梯级联合供热［4-6］。

本文将以现有的“直接空冷高背压+乏汽提质”供热方式为基础，研究不同负荷下空冷岛背压、汽轮机出力、喷射器引射比等重要指标的特性变化，为直接空冷乏汽提质供热系统的运行和控制提供理论支撑。

1 概述

某发电厂2×660 MW 直接空冷机组设计为抽凝供热机组，汽轮机为哈尔滨汽轮机厂生产的NZK660-24.2/566/566 型超临界一次中间再热、单轴、三缸四排汽直接空冷凝汽式汽轮机，机组额定功率660 MW，排汽压力13 kPa，末级叶片长度680 mm。机组设计原供热方式采用汽轮机中低压联通管抽汽加热城市热网循环水方式。热网首站设计4 台表面式换热器，配套4 台热网循环水泵，配套2台背压式小汽轮机发电系统，小汽轮机汽源也来自于中低压联通管抽汽，小汽轮机排汽进入热网首站。发电厂在供热初期热网回水约为40 ℃，供热中期的回水约为44 ℃，由于热网回水温度过低，为保证机组进一步带负荷、顶尖峰能力和运行安全，空冷单元的关闭与热网回水温度之间的矛盾始终无法将高背压运行压力提高至设计值，在供暖季高背压的平均运行压力为18 kPa。为了解决上述机组发电能力与供热经济性之间的矛盾，发电厂将现有“高背压+尖峰首站”的供热方式改造为“高背压+乏汽提质+尖峰首站”三级联合供热的方式。

2 乏汽提质供热技术

直接空冷机组在“乏汽高背压+首站尖峰”加热的基础上，进一步提升机组效率的方向是在中压缸排汽压力与乏汽压力之间选择一个中间压力等级的蒸汽用于加热循环水，实现热网循环水的梯级加热。由于汽轮机热力系统中低压加热器抽汽的口径限制，无法进一步利用汽轮机低压抽汽来加热高背压换热器之后的热网循环水。蒸汽喷射压缩是将高品质的蒸汽通过喷嘴加速至音速或超音速，通过蒸汽绝对压力的大幅下降，来引射和卷吸低压蒸汽，通过后部的混合和扩压，进一步提升蒸汽压力，实现两股蒸汽的混合和升压。蒸汽喷射器为现有供热方式进一步优化提供很好的解决方法。通过蒸汽喷射器将现有高背压空冷岛的乏汽通过动力蒸汽喷射后抽出，并进一步提压，提升压力后的乏汽可以将热网循环水加热至更高的温度等级，进一步降低原有热网首站尖峰加热的高品质蒸汽消耗，相应排挤的高品质蒸汽可以返回至汽轮机低压缸进一步发电，降低机组的热耗。图1所示为直接空冷乏汽提质梯级供暖系统。该系统中高背压乏汽加热为第一级加热，乏汽提质为第二级加热，发电厂现有的调峰电锅炉系统为第三级加热（根据调峰需要时，可以替代尖峰加热器），尖峰加热为第四级加热。该系统可以使机组灵活参与调峰，也可以进一步提升机组供热效率。

图1 直接空冷乏汽提质梯级供暖系统Fig.1 The direct air-cooling exhaust steam extraction cascade heat supply system

实现上述乏汽提质供热技术的核心是蒸汽喷射器，其结构如图2 所示。喷射器主要包含喷嘴、接受室、混合室及扩压室，其工作原理为：高压的工作流体通过喷嘴形成亚音速、音速或超音速流体，进入接受室，建立接受室内低压环境，从而引射来自低压的引射流体，两股流体在混合室内混合，进行动量的交换及能量的传递，之后，混合流体进入扩压室，经扩压室进一步提升流体压力，抵达喷射器出口，以实现提升流体压力的目的。

图2 蒸汽喷射器结构示意图Fig.2 Schematic diagram of steam injector structure

根据蒸汽喷射器的工作原理［7］，在各结构参数已定的条件下，喷射器内部流体的流动存在极限状态。所谓极限状态，包含了流体流动特性，具体指流体通过既定截面产生阻塞现象，此时流体达到音速，流体流量不随出口压力的降低而增大。当喷射器出口压力pc，out低于临界背压pcrit时，工作流体与引射流体都达到极限状态，产生阻塞现象。此时，若改变喷射器出口背压，喷射器工作流体与引射流体的流量皆保持不变。当喷射器出口压力pc，out高于临界背压pcrit时，喷射器只有工作流体达到极限状态，引射流体未产生阻塞现象，随着喷射器出口背压的提高，引射流体流量降低，喷射器引射系数急剧下降至0，甚至产生倒流，即失效状态。

蒸汽喷射压缩器主要用于制冷工质压缩［8］、海水淡化蒸汽压缩混合［9］、真空引射等［10］，对直接空冷乏汽的压缩应用较少。由于乏汽比容较大，用于热网加热的蒸汽喷射器几何尺寸较大，给设备的设计、制造、安装带来很多困难。目前，国内相关设备厂家可以设计和制造中、小型蒸汽喷射器［11-13］，但大型蒸汽喷射器的性能设计和制造仍然依赖于进口。

3 乏汽提质供热系统建模

为了研究乏汽提质供热系统的变工况特性，根据发电厂汽轮机热力系统和热网系统主要参数建立对应的仿真计算模型。仿真计算工具采用商业软件Ebsilon Professional，变工况计算采用汽轮机组件内置的Stodola Eclipse模型，采用与设计热平衡中相似的级组效率变化曲线进行仿真计算，模型遵循了以下几个边界条件。

1）尖峰首站加热方式为两台机组共用，热网循环水量可以分配调节。为保证热网出水温度保持90 ℃不变，调节乏汽提质凝汽器和高背压凝汽器的循环水量以控制尖峰首站出口热网循环水温度，额定负荷下热网循环水量为6 500 t/h。

2）模型设计工况下，两侧空冷岛凝汽器的背压分别为18 kPa 和13 kPa，每侧空冷岛布置4 列，每列空冷凝汽器换热面积为33 967 m2。空冷单元风机设定为定速额定功率，变工况条件下电功率不变，空冷岛凝汽器的背压只随排汽热负荷和换热面积变化而变化，换热器表面清洁系数为1并假定不变。

3）背压小汽轮机进汽压力低于0.2 MPa时，停运小汽机。

4）蒸汽喷射器设计工况下引射比1.02，压缩比1.96。

为掌握空冷岛背压和蒸汽喷射器变工况运行特性和工作点，根据上述建模计算边界条件分别仿真计算了100%THA（热耗率验收）、80%THA、70%THA、60%THA、50%THA 和40%THA 等工况。空冷岛的运行方式与乏汽提质系统需要相互匹配，当高负荷下汽轮机排汽量大时，减少关闭的空冷单元的数量，可以保证合理的背压；低负荷下汽轮机排汽量减少时，背压降低，通过停用部分空冷单元控制合理的高背压；保证供热系统经济性。根据变工况计算结果，确定空冷岛停运换热单元与背压的特性关系，协调乏汽提质供热系统和蒸汽喷射器的工作点。

4 乏汽提质供热系统变工况特性

4.1 空冷岛变工况特性

直接空冷岛的背压特性受环境温度［14］、换热器布置结构［16］、风机运行控制方式［17］、蒸汽分配方式［15］等影响显著，本文主要研究环境温度、换热器结构不变，整列换热单元风机启停方式下，蒸汽流量和压力的变工况特性。在空冷岛换热单元运行数量保持不变的条件下，随着汽轮机进汽流量下降，空冷岛背压成近似线性下降，高背压侧从100%THA时的18 kPa下降至40%THA时的6.3 kPa，低背压侧从100%THA 时的13 kPa 下降至3.5 kPa，如图3 所示。随着高背压侧空冷岛蒸汽压力的下降，进入供热系统的乏汽利用量减少，在热网回水温度不变的条件下，高背压凝汽器和乏汽提质的蒸汽喷射器可以抽取的量越来越少。因此，在低负荷下，必须提高空冷岛背压才能提升用于供热系统的乏汽量，在热网循环水不变的前提下，通过关闭空冷岛换热单元数量可以实现背压的调节。

图3 不同负荷工况下空冷岛背压、流量的特性Fig.3 Characteristics of backpressure and flow rate of aircooling island under different load conditions

在50%THA和40%THA工况下分别模拟计算了关闭不同空冷岛换热单元下背压和空冷岛进汽量的变化特性，如图4和图5所示。随着空冷岛换热单元的关闭数量增加，高背压侧的背压在关闭2列后指数级上升，而低背压侧在未关闭换热单元下，背压基本保持稳定。在高背压A侧，50%THA下关闭2列换热单元，背压升高至17.7 kPa；关闭3列换热单元，背压升高至46.3 kPa。40%THA 下关闭2 列换热单元，背压升高至13.7 kPa；关闭3 列换热单元，背压升高至43.2 kPa。

图4 空冷岛换热单元数量与背压的特性Fig.4 Characteristics of the number of heat exchanger units and backpressure in the air-cooling island

图5 空冷岛换热单元数量与空冷岛进汽量的特性Fig.5 Characteristics of the number of heat exchanger units and steam intake in air-cooling island

随着空冷岛换热单元的关闭数量增加，高背压A侧的空冷岛进汽流量下降，低背压B侧的空冷岛进汽流量线性上升。造成这一现象的主要原因是随着高背压侧压力提高，供热系统的乏汽利用量上升，排挤了原来尖峰首站中加热蒸汽，返回汽轮机低压缸做功，乏汽利用量越大，空冷岛的进汽量越大。这也解释了空冷岛运行背压的提高使乏汽利用效率提高，排挤高品质汽轮机抽汽，汽轮机出力增大，整体提高了供热系统的经济性。

4.2 供热系统变工况特性

乏汽提质供热系统在维持相同供热负荷下，如图6所示，随着汽轮机负荷不断下降，热电比从100%THA 的60.8%上升至40%THA 的148%，电功率从527.5 MW 下降至216.9 MW，汽轮机的热耗从7 060 kJ/kWh 显著下降至4 119.4 kJ/kWh。如图7所示，在维持供热负荷321 MW时，热力系统中排蒸汽的消耗量从100%THA的78.92 kg/s上升至40%THA 的109.2 kg/s。从图8 供热系统中各换热器的换热功率变化可以看出，随着汽轮机负荷下降，在空冷岛的运行方式保持不变的情况下，背压下降；同时，高背压凝汽器的功率越来越小，首站尖峰换热器的中排抽汽量越来越大。虽然热耗在显著下降，但是热耗下降主要是由于热电比上升，整体的供热效率是下降的，供热系统中消耗的高品质中压排汽量越大，对乏汽进行提质的蒸汽喷射器因为乏汽背压越来越低，喷射器的抽吸能力不断下降，乏汽利用量不断减少。因此，低负荷下必须结合空冷岛换热单元的停运才能进一步提高供热效率。

图6 汽轮机热耗变工况特性Fig.6 Variable operating characteristics of heat consumption of steam turbine

图7 蒸汽流量变工况特性Fig.7 Variable operating characteristics of seam flow

图8 供热系统各换热器功率变工况特性Fig.8 Variable operating characteristics of heat exchanger power in the heat supply system

图9 表明，在40%THA 下关闭空冷岛换热单元数量可以显著提高乏汽利用率，高背压凝汽器换热功率可以明显提高，首站尖峰换热器功率显著下降，乏汽提质凝汽器功率近似不变，供热效率进一步提升。但是40%THA 工况下，关闭3 列空冷岛时，背压已经提升至43 kPa，超过了机组安全运行报警值40 kPa，因此，40%THA 运行推荐采用关闭2列空冷岛换热单元，维持13.7 kPa的背压是比较经济和安全的运行方式。

图9 40%THA空冷岛换热单元与换热器功率的特性关系Fig.9 Characteristic relationship between heat exchanger unit and heat exchanger power in air-cooling island at 40% THA

4.3 喷射器变工况特性

乏汽提质供热系统中喷射器的引射性能随背压的不断下降，引射性能不断下降。如图10所示，从100%THA下引射比1.02下降至50%THA下的0.7，但是40%THA下引射比上升至0.75；压缩比性能特性与引射比特性正好相反，从100%THA下的压缩比1.9 上升至50%THA 下的2.68，然后下降至40%THA 下的2.43。40%THA 下相比50%THA时引射性能有所上升的主要原因为：喷射器驱动蒸汽压力在50%THA以上均能够保持额定0.35 MPa，40%THA下则下降至0.18 MPa，而乏汽压力在50%THA 下为8.2 kPa，40%THA 下则为6.3 kPa；过程压缩比相对下降使引射性能相比50%THA时要有所提高。

图10 喷射器变工况特性Fig.10 Variable operating characteristics of injector

40%THA时，喷射器在空冷岛换热单元逐步关闭下，如图11 所示，引射比从未关闭的0.754上升至关闭3 列的1.1，压缩比从2.42 下降至1.6，空冷背压从未关闭时的6.3 kPa 上升到43.2 kPa，喷射器的引射性能明显提升，这一特性规律与图8中供热系统各级换热器功率提升的规律是一致且对应的。空冷岛关闭换热单元可以改变喷射器引射性能的仿真结果表明，乏汽提质供热系统经济运行的关键在于空冷背压、汽轮机负荷与喷射器三者之间的协调控制。

图11 40%THA喷射器性能随空冷岛关闭列数变工况特性Fig.11 Variable operating characteristics of injector performance with shutdown columns in air-cooling island at 40% THA

4.4 热电联产循环效率

乏汽提质供热系统在40%THA 和50%THA不同空冷岛换热单元关闭条件下，热电联产的循环效率也呈现相似的特性。如图12所示，40%THA负荷下，热电联产的循环效率从未关闭时的41.5%上升至关闭3 列的44.9%；50%THA 负荷下，热电联产的循环效率从未关闭的44.6%上升至关闭3列的47.1%。可见，在低负荷下关闭空冷岛换热单元可以大幅提高空冷岛的背压，同时乏汽可以被利用，热电联产的循环效率提升明显。

图12 空冷岛换热单元与热电联产循环效率的特性关系Fig.12 Characteristic relationship between heat exchanger unit and CHP cycle efficiency in the air-cooling island

5 结论

1）直接空冷机组在高背压供热系统受热网回水及空冷岛背压控制协调的限制，运行经济性和发电出力两者之间难以实现平衡，采用乏汽提质供热改造技术可以实现供热能量的梯级利用，提升热电联产循环效率。

2）乏汽提质供热系统可以与高背压供热系统、空冷岛换热单元灵活协调，满足机组供热及发电出力的需求。

3）空冷岛、乏汽提质供热系统和喷射器的变工况特性表明，随着汽轮机进汽量的下降，空冷岛的背压控制需要根据负荷率选择不同的关闭策略，用于提高乏汽提质供热系统各级换热器的功率。在热网回水温度较低的情况下，可以选择较低的空冷岛背压，随着回水温度上升，空冷岛背压需要进一步提高，以改善喷射器的引射性能。

4）空冷岛背压选择在满足一定供热经济性的基础上，要同时考虑汽轮发电机组出力或快速升负荷的需求，背压选择必须较报警限制留有一定余量，否则当机组快速加负荷或供热量突降时，易发生跳机保护动作。在低负荷下空冷岛的高背侧压力选择在13～20 kPa，可以保证一定的供热经济性。空冷岛的换热单元在冬季考虑防冻需要整列关闭。根据变工况特性仿真计算分析关闭两列换热单元是比较理想的，在快速升负荷时也可以满足要求。