（热能工程专业论文）大型汽轮机组滑压运行参数优化及试验研究.pdf

。!，、，噍 叶芬h；、。一0，誊争 _ _ _ 声明尸明 本人郑重声明：此处所提交的硕士学位论文 臣假霉唪嘴后摩疹rt j 进行喷嘴的相券计鳆 e 。 飞o7 、 巴但设凌吁赢摩方蒜：遴蟹趣吐斡确舞藏纂二 否 图2 - 4 调节级特性曲线计算流程图 1 3 华北电力大学硕士学位论文 根据调节级特性曲线的计算理论，首先任意设定一系列喷嘴后压力p t ，按顺序 从级前向级后进行计算，并要求通过动叶和喷嘴的流量相等，由此可获得每个工况 下调节级的各种特性数据，根据这些数据，就可方便得到一g 、q 。一g 及现，一艺等 特性曲线。调节级特性曲线的快速计算，具有良好的通用性，在程序中改变机组的 一些原始数据，就可以很方便得到不同机组调节级的特性函数和特性曲线。当编制 了计算程序后，并利用计算工具拟合的功能，就很容易得出特性曲线图形，供相关 理论计算所查用。程序的编制流程如图2 - 4 所示。 2 2 3 3 调节级特性的计算与函数关系 依据调节级特性曲线的计算方法和程序流程图，在假设喷嘴后压力的情况下， 经过编制调节级特性程序后，对调节级六种工况进行了详细计算，并得出相关数据， 计算过程数据如表2 3 所示，以及特性参数数据如表2 4 所示。 表2 - 3 调节级特性计算表 序工况 号 项目单位 123 。 456 l喷嘴后压力m p a1 5 0 6 51 3 4 4 51 1 8 2 51 0 2 0 59 3 9 57 7 7 5 2喷嘴压力比0 9 2 9 90 8 3o 7 3o 6 3o 5 80 4 8 3喷嘴后比体积 m 3 k g 0 0 2 1 7 0 0 2 3 7 20 0 2 6 2 30 0 2 9 4 3o 0 3 1 4 0 0 0 3 6 4 2 4喷嘴流量比 0 5 3 3 60 7 80 9 1 40 9 8 2 7 60 9 9 7 20 9 8 9 3 6 l 平方厘米面 5积喷嘴临界流 k g s 1 8 2 1 61 8 2 1 61 8 2 1 61 8 2 1 61 8 2 1 6 1 8 2 1 6 量 l 平方厘米喷 6 k g s 0 9 7 2 21 4 2 1 41 6 6 5 41 7 9 0 21 8 1 6 51 8 0 2 2 嘴流量 7喷嘴比焓降 k j k g 2 3 9 2 26 0 5 2 91 0 0 8 41 4 5 5 71 7 0 0 32 2 4 2 6 8 喷嘴损失 k j k g 1 4 1 3 83 5 8 15 9 5 9 48 6 0 3 41 0 0 4 91 3 2 5 4 9喷嘴出口速度m s2 1 2 1 7 3 3 7 6 74 3 5 6 15 2 3 3 95 6 5 6 56 4 9 6 3 喷嘴出口角正 1 0o 3 1 80 3 1 8o 3 1 80 3 1 80 3 1 8o 3 1 8 玄值 动叶前汽流速 1 2m s7 4 4 6 51 8 4 8 82 8 0 o l3 6 6 5 54 0 8 3 94 9 1 7 6 度 1 3动叶进汽角 o 6 4 9 6 63 5 5 0 82 9 6 52 72 6 1 3 32 4 8 4 1 4 冲角 o 3 4 9 6 6- 5 50 3 5 2 9 9 4 6 3 8 6 7 1 5 1 5 9 8 动叶有效进口 1 5m s6 1 0 2 31 8 4 0 22 8 0 0 l3 6 6 0 54 0 7 4 6 4 8 9 7 6 速度 动叶有效进口 1 6 k j k g 1 8 6 1 91 6 9 3 33 9 2 0 26 6 9 9 58 3 0 11 1 9 9 3 动能 1 4 ， ， 华北电力大学硕士学位论文 1 7 撞击损失k j k g 0 9 1 0 6 10 1 5 7 4 40 0 0 1 4 6o 1 8 3 3 40 3 7 9 2 90 9 7 7 9 3 1 8动叶前比体积 m 3 蚝 0 0 3 5 6 50 0 2 6 4 20 0 2 6 2 60 0 3 3 5 80 0 4 0 7 20 0 6 5 4 5 1 9动叶速度系数 0 9 1o 9 10 9 lo 9 lo 9 1 0 9 1 2 0动叶多变指数 1 2 6 0 31 2 6 0 31 2 6 0 31 2 6 0 31 2 6 0 3 1 2 6 0 3 动叶前滞止初 2 1n 伊a1 5 1 1 71 4 0 9 81 3 3 9 2 1 2 3 5 51 1 6 19 7 8 0 9 压 2 2动叶出口压力口a1 4 2 4 11 2 6 8 11 1 4 6 6 9 1 2 89 3 9 5 7 7 7 7 5 动叶理想比焓 2 3 k j k g 3 0 0 1 32 0 6 4 49 5 3 8 53 7 7 3 4 0o 降 动叶滞止比焓 2 4 k j k g 3 1 8 7 53 7 5 7 64 8 7 4 11 0 4 7 38 3 0 11 1 8 9 3 降 2 5动叶出口速度m s2 2 9 7 6 2 4 9 4 72 8 4 1 24 1 6 4 73 7 0 7 84 4 5 6 8 动叶出口比体 2 6 m 3 k g 0 0 3 7 2 80 0 2 7 6 8o 0 2 6 9 10 0 3 6 6 90 0 4 0 7 20 0 6 5 4 5 积 2 7动叶压比 0 9 4 20 8 9 90 8 5 60 7 3 9o 8 l0 7 9 5 2 8动叶流量 k g s 0 9 7 31 4 2 2 81 6 6 6 91 7 9 2 1 4 3 7 41 0 7 5 3 0级比焓降 k j k g 5 3 9 3 58 1 2 3 6 1 1 0 3 81 8 3 3 11 7 0 0 32 2 4 2 6 3 l比焓侔反动度0 5 5 6 4 78 2 5 4 1 20 0 8 6 4 20 2 0 5 8 50 0 3 2动叶损失 k j k g 3 3 4 9 53 9 4 8 75 1 2 1 9 1 1 0 0 58 7 2 31 2 6 0 3 动叶出口角正 3 3 0 4 1 8 60 4 1 8 6o 4 1 8 60 4 1 8 60 4 1 8 6o 4 1 8 6 玄 动叶出口绝对 3 4 m s 1 0 3 7 91 1 8 9 3 1 4 8 1 82 7 1 。8 52 2 8 0 63 0 0 1 4 速度 3 5余速损失 k j k g 5 3 8 6 47 0 7 21 0 9 7 83 6 9 52 6 0 0 54 5 0 4 2 轮周比焓降( 不 3 6 k j k g 4 2 8 7 46 6 4 7 78 8 3 1 41 2 6 5 71 2 4 8 7 1 5 2 3 9 计叶高损失) 3 7叶高损失 k j k g 1 6 4 6 62 5 5 3 l3 3 9 1 84 8 6 0 94 7 9 5 8 5 8 5 2 5 3 8总损失 k j k g 1 2 7 0 71 7 3 1 2 2 5 4 5 36 1 6 0 34 9 9 5 17 7 7 2 9 轮周有效比焓 3 9 k j k g 4 1 2 2 86 3 9 2 48 4 9 2 2 1 2 1 71 2 0 0 81 4 6 5 3 降 4 0轮周效率 0 7 6 4 4 0 7 8 70 7 70 6 6 3 90 7 0 6 2 10 6 5 3 4 4 1级压力比 0 8 7 9 l 0 7 8 2 7 80 7 0 7 7 80 5 6 3 4 60 5 7 9 9 40 4 7 9 9 4 4 2彭台门系数0 6 7 9 5 30 8 5 3 2 30 9 3 4 3 60 9 9 9 2 60 9 9 7 2 0 9 8 9 3 6 4 3 九系数 0 7 8 5 3 80 9 1 4 5 20 9 7 8 4 80 9 8 3 4 9 11 4 4 “系数 0 6 0 7 l0 9 9 6 8 31 2 9 1 71 7 4 4 21 7 1 9 5 2 0 6 1 4 4 5假想速度r r d s3 2 8 4 34 0 3 0 84 6 9 8 4 6 0 5 4 95 8 2 1 46 6 9 7 2 4 6速度比o 5 1 6 5 30 4 2 0 8 80 3 6 1 0 70 2 8 0 1 8 0 2 9 0 9 20 2 5 3 3 1 1 5 华北电力大学硕士学位论文 表2 - 4 调节级特性参数数据 工况 项目 123456 级压力比0 8 7 9 10 7 8 2 7 80 7 0 7 7 80 5 6 3 4 60 5 7 9 9 40 4 7 9 9 4 系数0 6 0 7 10 9 9 6 8 31 2 9 1 71 7 4 4 21 7 1 9 52 0 6 1 4 比焓降反 动度 0 5 5 6 4 70 2 5 4 1 20 0 8 6 4 1 90 2 0 5 8 5oo 轮周效率0 7 6 4 40 7 8 7o 7 70 6 6 3 90 7 0 6 2 10 6 5 3 4 速度比 o 5 1 6 5 30 4 2 0 8 80 3 6 1 0 70 2 8 0 1 80 2 9 0 9 20 2 5 3 3 1 根据这6 种工况下的数据，本论文使g f l m a t l a b t 5 】提供的曲线拟合和p l o t 函数功 能：p l o t ( e ，a ) ，p l o t ( x a ，仇) ，p l o t ( e ，q ) ，得到如下图2 - 5 、图2 - 6 、图2 7 所示的调 节级特性曲线： e c ： 蜊 臀 蟋 图2 - 5n 6 0 0 汽轮机调节级q 。一占曲线 拟合得反动度和压比的关系式为：q m = 4 6 7 7 3 2 - 5 2 0 5 3 + 1 4 8 8 1 1 6 l 华北电力大学硕士学位论文 压比 图2 - 6n 6 0 0 汽轮机调节级一f 曲线 拟合得系数和压比的关系式为 1 0 0 4 0 ：= 1 1 4 0 4 e 2 2 0 3 4 8 e + 3 2 8 4 1 00 2 0 40 6 0 8 速比k 。a 图2 7n 6 0 0 汽轮机调节级 巩一艺曲线 拟合得轮轴效率和速比的关系式为：一4 2 3 5 0 3xa 2 + 3 7 1 4 6 2 2xa 2 4 3 2 6 1 7 i 赫峨 加 一零一， 槲狡匮辞 华北电力大学硕士学位论文 3 主蒸汽可行压力的理论计算 主蒸汽压力是火电机组至关重要的可控参数，目前大型发电机组热力系统、设 及运行节能在线监测系统已经普遍采用，且电厂的自控控制系统也能够对可控参 进行及时调整，经过采用相关的计算方法对调节级进行变工况计算，即可得出我 在某指定负荷下，主蒸汽压力的可行区间。当我们采用定压运行或按厂家提供的 压运行曲线时，不能实现最佳的运行状态，比如厂家提供的运行曲线只与负荷有 ，并不考虑机组的实际运行状况，如回热系统设备运行状况、冬夏季循环水温度 化、厂用蒸汽等因素。因此，我们需要在主压力可行值的范围内，根据运行的实 情况对其进行试验寻优。 在我们得出主蒸汽的可行压力区间后，以此为依据对滑压运行优化试验的在线 优提供理论指导，既避免了试验的盲目性，又提高了试验效率，通过优化试验的 据计算后，综合考虑系统边界条件的影响等，确定使机组热经济性最优的运行曲 ，这样可以大大降低供电煤耗，对发电厂的节能工作有着重要的现实意义。 3 1 主蒸汽压力的确定方法 调节阀全开时主压力的计算是在已知调节级特性曲线的基础上，在不考虑调节 温度变化和调门重叠度影响时，根据已知条件，借助特性函数提供的相关数据， 行迭代计算，准确得到不同阀门全开时主蒸汽的压力。当前，火电厂运行的机组 都是四个调节阀，分别对应四个喷嘴组的结构方式。计算步骤如下： ( 1 ) 忽略温度的影响，根据弗留格尔公式，计算变工况后的调节级室的压力仍。 ： 中： g l 变工况后的流量； g 设计工况的流量； 岛。变工况后调节级压力； 仍设计工况调节级压力； 见l 变工况后的背压； 见设计背压。 ( 2 ) 假设阀门后压力成，计算a 系数： 1 8 ( 2 4 0 ) 华北电力大学硕士学位论文 其中： 4 ：0 6 4 8 1 丝量l o 1 盛吒 如喷嘴组面积； 吒成对应的比体积。 ( 3 ) 计算“系数：= o a p ； ( 2 4 1 ) ( 2 4 2 ) ( 4 ) 调用调节级特性方程“= 厂p ) ，得到与材对应的压比s 值； ( 5 ) 根据压比g = 反反计算阀门后压力“，此时，如果与假设的值戍不相等， 就用该值代替旧值，进行迭代计算即可以得到准确的反值。对于阀门全开的情况下， 反= ( o 9 5 - 0 9 7 ) x p o 得出主参数风值。 由于该方法计算过程有迭代过程，相对比较繁琐，在此是借助相关语言工具编 制了计算程序，流程如下图2 8 所示： 根掘喜知数搪砖笺谚零爹数j ：驷 三綦磊荔j i 蕻；鳜 妙 f 根据弗冒格尔签戏话篡变莲藏节调案缴窟篱荔嗡鞫 拶 锻谴阀后圭翳妇蔷 7 并彝厶i ：萎海素剡 ：，击o ， k ： 一；i j 群，7 一j 。 ? 瑚 妙 调用调节錾一譬特性曲线，得蓟辱善l 三蓼舞得到p 羽 妙 否 否 移 隧砖苗准确酾滓；：7 资嗲篆参爨p ；： 图2 - 8 调节级出参数计算程序图 1 9 华北电力大学硕士学位论文 通过以上步骤，这样就可以通过计算确定出四阀全开、三阀全开、两阀全开、 单阀全开时候不同负荷对应的机组主压力。 2 3 2 调节级温度变化的影响及措施 2 3 2 1 温度的影响 采用喷嘴配汽汽轮机在调峰时会引起调节室及高压缸各级蒸汽温度发生较大 波动，使得转予和汽缸的金属中产出较大的温度梯度和热应力，这也是限制汽轮机 迅速改变负荷的重要原因。 负荷的变化引起调节级温度变化在计算中同样也是不能忽视的，为进一步说明 问题，对某一国产n 1 2 5 1 3 2 4 5 5 0 5 5 0 机组【2 1 在不同工况下的喷嘴配汽调节级室的 压力和温度变化情况如表2 5 所示；当负荷由最大工况降至3 0 时，调节级室的温 度相差6 2 1 ，相应的，高压缸各级级前温度也出现较显著的偏差。这种情况在计 算高压级的比焓降分配和压力分布时是必须加以考虑的。如用弗留格尔公式计算高 压各级级前压力、温度与级流量的变化关系时，对于纯节流调节的汽轮机，可以足 够准确认为，级前的温度在流量变化时仍等于定值，不会引起大的误差。但对于喷 嘴调节的汽轮机，就必须考虑级前温度的变化，如果仍取为定值，就会在计算中产 生较大的误差。 表2 - 5 调节级室参数变化 工况压力( m p a )温度( ) 焓值( k j k g ) 四阀全开 l o 2 55 1 6 6 3 4 1 3 6 三阀全开9 2 25 0 2 53 3 9 0 3 二阀全开 7 6 2 4 8 1 63 3 5 8 9 3 0 工况 2 9 1 3 4 5 4 53 3 5 5 9 l 3 2 2 考虑温度影晌的方法 鬟嚣溉麓 华北电力大学硕士学位论文 是说调节级室的参数在进行温度影响的修正时，主要是借助调节级变工况的计算而 实现的，本论文使用逐步逼近的方法，对调节级温度的影响进行修正，最终求出我 们需要的修正压力和调节级效率等参数。 在调节级变工况计算时，需要根据已知条件，借助调节级特性曲线提供的相关 数据以及拟合的关系表达式进行计算，具体计算步骤如下： ( 1 ) 先取正= 五，根据弗留格尔公式【l l ，计算变工况后的调节级室的压力p ，。值： ( 2 4 3 ) 式中： g 1 、仍。、见分别为变工况下的主蒸汽流量、调节级室压力、背压； g 、见、见为额定工况下主蒸汽流量、调节级室压力、设计背压。 ，( 2 ) 根据主汽门后参数p o 、v o ，假设调节阀全开时，扣除进汽节流损失后，调 节阀后压力为矗一( o 9 5 - 0 9 7 ) p o ，调用= 厂p ) 特性曲线方程，由压力比 = 仍，p ；得通过全开阀门的流量g l ，为： g l i = 彳么7 仍l ( 2 - 4 4 ) 式中： 一。斛8 去圳。1 协4 5 ， 以全开调节阀门喷嘴组出口面积，单位：c m 2 。 ( 3 ) 通过部分开启调节阀门的流量为g i ：= g 1 - g , 。； 一：兽 ( 2 4 6 ) 。 彳h l 式中： a ”= a 7 调节阀门喷嘴组出1 2 1 面积一般相同，即该系数也相等。再次 调用特性方程t = 厂( 占) ，得到与2 ”对应的s 。值。 ( 4 ) 根据压比占。= p 2 l 硝得出部分开启阀门后的压力硝= p 2 l s 。； ( 5 ) 分别求全开阀门调节级理想比焓降酬和部分开启阀门调节级理想比焓降 龇： 2 2 华北电力大学硕士学位论文 叫= 击斗 叫= 击斗删 ( 2 4 7 ) ( 2 4 8 ) ( 6 ) 分别计算两部分汽流的速比和，调用仇= 厂( 毛) 特性曲线方程，同时， 分别求全开阀门和部分开启阀门两部分汽流在动叶出口的实际焓值： 噬= 一h ，玩+ 孤，姗 ( 2 - 4 9 ) 嘭= 一l l ：珑+ 翮 ( 2 5 0 ) 其中占、万分别是全开阀门和部分阀门除喷嘴损失、动叶损失和余速损失 外的其他损失的总和【9 1 。 ( 7 ) 根据能量守恒计算调节级动叶出口的混合焓： ”等 ( 2 5 1 ) ( 8 ) 得到缟。后调用水蒸汽程序【2 1 ，由呜，、仍。得到级后近似状态点温度巧，这 样就可考虑( 1 ) 中公式内的正，仁项的影响了，进行迭代计算，得到新的五，在此我 们可以自定义误差的精确度，直到得到与公式中输入的疋。相等，从而得到一个修正 后的背压p 2 l ； ( 9 ) 经过重复上述计算( 迭代) 便可得到满足精度要求的仍。和疋。一般修正 几次就够了，并利用精确的仍。得到的相关数据； ( 1 0 ) 同时，根据能量守恒可以计算调节级总的理想比焓降忽、调节级的效率： 2 3 ( 2 5 2 ) ( 2 5 3 ) 百 堕 1j一， 巧 o一 鹕警 一g = 华北电力大学硕士学位论文 实际计算表明，一般的调节级效率是随流量的变化而变化的，且具有明显的波 状，如图2 1 1 所示，当阀门全开时，节流损失较小，级效率较高，在其他工况下， 过部分开启阀的汽流受到一定的节流作用，级效率下降，c 点是设计工况，效率 大。 0 o 0 弋 、。d a 厂 。 d l d 图2 - 1 l 调节级效率图 3 3 调节级阀门重叠度的影响及措施 3 3 1 阀门重叠度的概念与特点 现今大容量汽轮机大都采用喷嘴调节方式配汽，采用喷嘴调节时，多个调节汽 依次开启，流入汽轮机的蒸汽流量将是各阀门流量的总和【8 1 。当多个调节汽阀依次 启时，在前一阀门尚未全开时，下一阀便提前打开。当前阀全打开时，下阀提前开 的量称为阀门的重叠度【7 1 。 重叠度过大，即前一阀门开度较小时，下一阀门就已开启，要控制一定的流量就 加大节流作用，此时节流损失最大，对机组的经济性影响也最大。重叠度较小或无 叠度时节流损失较小，能提高机组经济性，但在喷嘴调节汽轮机中，为了保证调 汽门的流量与阀杆升程的关系是一条直线，在各汽门开启或关闭间要有适当的重 度。 采用喷嘴调节方式时，当调门的开启次序和单个调门的升程流量特性一定时， 门的联合特性就只取决于阀门开启的重叠度，单阀的升程流量特性如图2 1 2 所示， 般都是通过试验的方法确定单阀的升程流量特性。 在多阀联合运行时，待前一个阀门全开后再开启下一个阀门，阀门的联合特性 线将如图2 1 3 中的线c 所示，这是一条3 个阶梯的折线，对调节显然是不利的；在前 2 4 华北电力大学硕士学位论文 个阀门还没有全开时，下一个阀门即已开启，也就是说使阀门在开启时有一定的 重叠度，则联合升程流量特性就如图2 1 3 中线b 所示，显然它的线性度比曲线c 有很 大的改善。选择合理的重叠度，就能获得符合要求的升程流量特性；如果重叠度过 大也会破坏升程流量特性的线性度，它会使2 个阀门重叠部分的流量增长过快，如图 2 一1 3 中曲线a 所示，因而使特性曲线在该区段的局部不等率变得过小，当汽轮机在该 功率下运行时，有可能出现晃动，对调节大大不利。 _ 、 o 、_ 咖 媾 、 o 、- ， 删 嫣 图2 1 2 单阀升程流量特性 图2 一1 3 调节汽阀的联合升程流量特性 2 5 华北电力大学硕士学位论文 通常认为当阀门前后压力比p 2 p , = o 9 5 - - 0 9 8 时，阀门就算全开，重叠度的选 取一般以前一阀门开至阀门前、后蒸汽压力比p d p , - - 0 8 5 - - - , 0 9 0 时，后一阀门便开 始开启为合适。 2 3 3 2 考虑阀门重叠度的方法 为了保证调节阀门的流量与阀杆升程的线性度，在各阀门开启或关闭问都设有 一定的重叠度，但在调节级的变工况计算中，往往对这种重叠度未能给予必要的考 虑。这样，必然使调节级的变工况计算产生一定的误差。为了更准确地进行调节级 的变工况计算，需要对调节级中调节阀门间的重叠度给予必要的考虑。 当考虑了重叠度后，关键问题是如何确定两个具有不同开度的调节阀门间的流 量分配问题。在当今的大型汽轮机调节级的结构设置中，都是四个或多个几何尺寸 相同的调节阀，并配有相同尺寸和个数的喷嘴组这样我们就可充分的认为几个调 节阀具有相同的流量特性，即在某蒸汽参数下有相同的阀门升程流量特性曲 线，在每一个阀门相对升程都对应一个流量百分比，如图2 1 4 所示： 阀门相对升程( h d ) 一 _ ， 一一 ，- 一。 ，一一 o 2 0 4 06 08 01 0 01 2 0 流量百分比( ) 图2 - 1 4 单阀流量行程图 其中，h 为阀门升程，d 为调节阀配合直径，流量百分数为在某蒸汽参数下通过 阀门的流量占在该参数下阀门全开所能通过的流量的百分数。通过每个阀门阀杆升 程对相应的阀门全开流量的百分数，通过该百分数的大小，在已知总流量的情况下 我们可以很清楚的得到在该工况下，各个调节阀流量所占当前总流量的比例，进而 可知阀门全开或部分开启时阀门的流量分配情况，这样就可以通过各个阀门通过的 2 6 3 5 2 5 l 5 0 n 吆 n 叭 c ； 帅 华北电力大学硕士学位论文 流量来进行调节级的相关计算。 2 3 4 考虑调节级温度与阀门重叠度后的主压力确定方法 闭斓 过，乡 隗撰，嘲熬蜒筻蔫簿黪篼套蘸豢囊豢鹾篡圈 遣 腾虐童薹度禧醐隧舞翱颟筹罐舔? 霉弱 萝 l 融鲻錾警剪疽麟i 紫纂媾嘲 一多 阻据劳卑格簸冀计算变上孵调带级蓐腾力麓凋 匿；艘：设攀并廊唐审糍爹；荔，：根据曝：j j 麓j 话算攀? 砖系数翻 之，步 章调用调节级矗特性曲绣”得到压比蠢芳得到润后蘑力p 茹i 一 是太夕 迭代出准确的p o 值，。得出主参数p o 之多 进行调节级变工况计算，。得出阀门全开和部分开的压b k 、焓降b 之多 。由能簦寺恒计算调节缓混各燧，。 。 。之多 f 由p 2 t 之1 h 2 i 查永蒸气程序得调节级温度，r t 2 1 否一 弋。乡是 ：输出相对应的p 0 等参攀 图2 - 1 5 考虑温度和重叠度后主压力确定流程 2 7 华北电力大学硕士学位论文 在喷嘴配汽汽轮机组实际运行中，调节级调门重叠度的影响和调节级温度变化 的影响对调节级参数的变化同等重要，通过以上两小节的方法措施，我们已经对调 节级温度变化和调节阀重叠度的影响分别进行了研究。 目前，国内的大型汽轮机组为了满足机组的经济性要求，通常是在高负荷和低 负荷时定压运行，中间负荷滑压运行，通常都是采用前两阀同时开启，然后第三阀、 四阀顺序开启的运行方式，再通过试验寻优，选择几个阀门同时全开的最优运行方 式。由于顺序阀的特点需要保持一定的重叠度，也就是说两阀全开时，实际未完全 开启；三阀全开时，第三阀尚未全开；四阀全开时，第四阀尚未全开。所以，针对 实际情况，我们在考虑了调节级温度和重叠度后，提出了滑压运行初压确定新方法， 从实际运行的特点出发进行计算，进而提高计算的精确度。 ， ， 由于我们在考虑调节级温度影响时，有一个迭代过程，同时，在进行初压求取 时，也有个迭代过程，因此，该具体方法是一个双重迭代的计算过程。具体方法步 骤如下： ( 1 ) 首先我们通过考虑重叠度的方法，通过阀杆升程流量曲线得出全开阀 和部分开启阀的流量比例关系，把总流量分为全开阀流量g i 。和部分开启阀流量g l ， 两部分； ( 2 ) 设调节级当前工况温度瓦。等于设计温度正，根据弗留格尔公式【l 】，计算当 前工况后的调节级室的压力办值： 仍l 盘 ( 2 5 4 ) 式中：g l 、如。、见分别为变工况下的主蒸汽流量、调节级室压力、背压，g 、 p 2 、见为额定工况下主蒸汽流量、调节级室压力、设计背压。 ( 3 ) 假设全开调节阀后压力，计算全开时的a 系数： 彳，：0 6 4 8 1 丝| 1 0 一1 ( 2 5 5 ) x l p o v o 肛袅 ( 2 5 6 ) 群，全开调节阀门喷嘴组出1 3 面积，单位：e m 2 ；g i 全开阀的流量 其中，因为节流比焓不变，则有“= 蒯= 岛v 0 ， 调用调用调节级特性方 程= 厂( s ) ，得到与对应的压比占值；根据压比占= 仍。风计算阀门后压力， 2 8 华北电力大学硕士学位论文 此时如果与假设的值p o 不相等，就用新的岛代替旧值，经过几次迭代就可以得到 准确的0 值，同时得到对应的占值。在通常的工程计算中，我们取 盛= ( 0 9 5 - - 0 9 7 ) p o ，得到准确的阀前压力风值； ( 4 ) 计算部分开启时的彳系数和u 系数： j a 7 = 0 6 4 8 善xl o - 1( 2 - 5 7 ) 0p q = 去 ( 2 5 8 ) 4 ：部分开调节阀门喷嘴组出口面积，单位：c m 2g l ：一一部分开阀的流 同理，调用= 厂( f ) ，得到相应的x c 应的e , t t 占。值( 在此，由占。= p 2 风计 算部分开阀门后压力p 0 ，经试验得在同一重叠度开度下，相同阀门部分开时，阀 后压力p 0 ”比阀前压p 0 为一定值，通过此关系我们我们可知两阀滑压运行时的阀前 ( 5 ，。，) 分别求全开阀门调节级理想比焓降巧和部分开启阀门调节级理想比焓降 鹾： 晔吉斗 协5 9 ， 酬= 吉斗蚓 ( 2 6 0 ) ( 6 ) 分别计算两部分汽流的速比和，调用仇= 厂( 吒) 特性曲线方程，分别求 全开阀门和部分开启阀门两部分汽流在动叶出口的实际焓值： 噬= 一a h ：珑+ 万h 二。 嘭= 一h ? 珑+ 锄 ( 2 - 6 1 ) ( 2 - 6 2 ) 其中万、万圪。分别是全开阀门和部分阀门除喷嘴损失、动叶损失和余速损失 外的其他损失的总和。 2 9 华北电力大学硕士学位论文 ( 7 ) 根据能量守恒计算调节级动卟出口的混合焓： h 2 1 g 罟辜乎( 2 - 6 3 ， ( 8 ) 得到呜。后调用水蒸汽程序嘲，由1 、a 。得到级后近似状态点温度巧，当巧 和互不等时，就用巧代替正，重复上述计算过程，直到满足误差要求，在这里我们 取误差范围为l 巧一互。l ( o 1 时，得到相对应的主压力岛。 考虑重叠度的情况，当我们采用三阀和四阀全开运行时，通过以上方法步骤， 编制计算程序，程序流程如图2 1 5 的计算框图，即可得精确的主压值。 同理，当我们两阀运行时的计算步骤相同，由于两阀运行时，两个调节阀同时 开启和关闭，均处于部分开启状态，当我们求出部分开阀后压力后，通过步骤( 4 ) 可知相同重叠度下的节流压比，进而求取阀前压力。 2 3 5 主蒸汽可行压力区间的分析方法 本论文接着以6 0 0 m w 电厂汽轮机组为例，对汽轮机组调节级温度变化和调节 阀重叠度的影响进行了考虑后，并根据设计参数和机组工况图数据，用相关语言工 具编制了计算程序，进行了可行压力的计算。该汽轮机组为引进型亚临界、单轴、 四缸、四排汽、中间再热凝汽式汽轮机。调节级的原始参数如表2 1 、配汽参数如 表2 2 所示，机组的主要设计参数如表2 - 6 。 表2 - 6 机组主要设计参数 汽轮机型号 n 6 0 0 - l6 7 5 3 7 5 3 7 汽轮机型式亚临界、单轴、四缸、四排汽，中间再热、 额定主汽门前压力1 6 7 m p a 额定主汽门前温度 5 3 7 额定再热汽门前温度 5 3 7 额定背压 5 4 k p a 铭牌出力6 0 0 m w 工作转速3 0 0 0 r m i n 额定冷却水温 2 1 5 阀门全开( v w o ) 下出力6 6 3 m w 加热器级数三高、四低、一除氧 给水泵驱动方式小汽轮机 最终给水温度 2 7 3 2 t h a 工况保证热耗 7 7 9 5 7 k j k w h ( 18 6 3 0 k e a l k w h ) 3 0 华北电力大学硕士学位论文 们 乱 芝 r 出 + h 图2 1 6 主压力分析图 当我们采用喷觜配汽方式时，阀门全开运行时几乎没有节流损失，此时的效率 最高，运行也最经济，当前国内大部分滑压运行也是采用这种方式运行。根据弗流 格尔公式【lj 我们可以很明显的知道当调节阀全开时，汽轮机负荷和初压成正比关系， 具体情况如图2 1 6 所示。 在图2 1 6 中压力0 a 线、o b 线、0 c 线分别代表调节汽门2 阀全开、3 阀全开、 4 阀全开时的滑压运行曲线。经过对图表的分析，就可以根据负荷的大小判断调节 阀的开启情况。例如，当压力p ，落在了0 a 线以下，可以判定主蒸汽压力为p ：时， 要使机组的出力达到。，调节阀门就必须至少3 个打开。同时，还可以根据给定负 荷的情况下，通过图2 1 6 来确定可行的主蒸汽压力范围。例如，给定负荷为。时 不论汽门怎么调节，可行的蒸汽压力必须落在区间【p m ，p 】内，这个可行压力的 上限为额定压力p 。d ，下限p m 的值为p 。d 枣g 。这样，我们就可以得出在某 工况负荷下机组的可行压力区间，也就是在试验负荷下采用滑压运行方式时的滑压 参数可行值。 通过应用主压力确定的理论方法，在考虑调节级温度变化和调节阀重叠度的影 响后，计算结果同以往方法的计算结果进行比较后，显然，该方法的计算精确度进 3 1 华北电力大学硕士学位论文 一步提高，其具体数值如表2 7 、表2 8 所示， 表2 7 考虑调节级重叠度和温度后的主压力 负荷( ) o 30 40 5o 7 5l1 1 2 阀运行( a )6 8 2 2 4 8 6 6 5 51 0 5 5 8 41 8 4 7 5 32 1 2 6 2 5 2 3 9 3 7 3 阀运行( m p a )5 3 5 7 26 8 1 6 88 3 2 1 31 4 6 9 6 11 4 9 7 0 11 9 1 6 8 1 4 阀运行( m p a )4 8 4 5 9 6 1 7 1 27 5 3 9 51 3 3 5 5 31 5 4 3 7 9 1 7 4 5 4 5 表2 8 考虑调节级重叠度和温度前的主压力 负荷( ) 0 30 4o 5o 7 5l1 1 2 阀运行( m p a )6 7 2 8 18 5 4 9 91 0 4 2 3 51 7 3 4 5 72 0 4 9 6 42 2 1 2 7 1 3 阀运行( m p a )5 2 86 7 2 4 48 2 1 6 31 4 5 1 5 91 6 7 5 8 21 8 9 1 6 4 阀运行( m p a )4 7 6 3 9 6 0 7 0 67 4 2 2 11 3 1 4 6 91 5 1 9 1 91 7 1 6 3 2 为了更直观的说明问题，对数据进行了曲线拟合，如直观图2 1 7 、图2 1 8 和图 2 - 1 9 所示，从图中根据主压力的显示曲线，充分说明了以往计算所存在的误差，并 且在高负荷时更为明显。 4亡-7 - 口， 1 6 1 5 1 4隧蓁熏箬澎麟：镳黪麟蘸黧鬻蘩攀黪霪霪绸 - 、 弼 1 3 乱 芝 1 ， 缎s ：，j ：j ；2 糯i j ；j 磐! 乒可3 ，声王j 。i ；一t ? ? + 。”? o j j 。i i ；：，；茹f ：? r 砺 v 蠹嚣；：i 誊i 警篓嚣荔l 鬓雾囊霪爹窖篓；攀錾薹鼍篓：。7 攀要耄溷 奋 霞骜褥赣善i 簇? ；彰。：簇锈雾鬟臻。7 镪磊彩：，鑫蠢；。浚慈。鞴 斗h 1 0黟蓐簿磋薯黟譬， 童t 瓣斜饕 器” ，：，隔器鼋庭爹溪 9 蓼：，；毒蘼爹：- 。墨。菇7 乏誊，7 ；j ，；一。蚤蠢萋：耋蠢瓷彝凌 8 黔，。萋- y 7 摹了：专_ i ：j i 誓| _ j 一- j 。；_ j 豢蠡豢綦葱 7 。00 20 40 60 811 2 负荷( ) 图2 - 1 7 二阀滑压时主压力线 3 2 _ rf 华北电力大学 0 20 40 60 811 2 负荷( ) 图2 一1 8 三阀滑压时主压力线 图2 1 9 四阀滑压时主压力线 3 3 弼乱乏v r 瞪州 华北电力大学硕士学位论文 第三章滑压运行优化调整的试验研究 汽轮机组采用滑压运行方式运行时，从机组经济运行角度来说，滑压参数设置 存在着优化问题，只有当循环热效率的降低对经济性的影响小于高压缸内效率的提 高、给水泵动力消耗的减少时，采用滑压调节方式才能提高机组热经济性何时由 定压运行切换到滑压运行更经济以及滑压运行方式下滑压参数的确定，是汽轮机组 保持最佳运行状态的关键所在 本章主要是通过理论计算后，找出试验进行的方向性，在其指导下进行滑压运 行试验的研究，即以滑压运行可行值的研究为基础，在理论计算的可行压力范围内 进行具体的试验分析与研究，大大避免了试验的盲目性，节省了试验成本，并根据 机组的实际运行状况，也对其控制过程进行了分析研究；同时，特别对试验中的评 价指标、流量基准、隔离措施等方面进行了研究，不仅简化了试验过程，还进一步 提高了试验质量与效率。 、 3 1 试验研究的内容 当进行滑压运行优化调整时，理论计算的方法是对汽轮机组进行全系统的变工 况计算，全系统的计算复杂而繁琐，计算中往往由于过多的简化处理，其计算结果 的不确定性高，难于实际推广应用；试验寻优方法以往都是在选定的几个基准负荷 下，试验只靠逐一比较各典型负荷点处不同压力下的机组能耗指标，试验成本高， 并且典型负荷点处压力选择不可能无限选取，所确定的最优参数仅仅是所选参数的 最优值，因此存在一定局限性。所以，理论研究和试验研究总是密不可分、相辅相 成的，两者互相补充解决大型火电机组滑压运行优化问题。 试验部分的研究是在理论研究的基础上实施进行的，目前，在国内外还没有专 门针对滑压运行优化调整的试验标准，试验多参照适用于考核试验应用的g b t 8 1 1 7 1 2 0 0 8 【l l 】或a s m ep t c 6 t 1 2 】执行。但是考核试验考核的是汽轮机本体性能，滑 压运行优化调整试验考核的是由汽轮机本体及其辅助系统( 如加热器、凝汽器、泵 等辅助设备及其连接管道) 构成的汽轮机“岛”的综合性能，二者内在涵义上是不 一致的。在滑压运行优化调整试验中，假如不做修改的完全引用考核试验的规定及 标准，其试验结果并不利于客观评价机组运行的性能，必导致一些不必要的误差发 生；因此，需要针对滑压运行优化试验的常规特点，并鉴于考核试验的规程、以及 相关的标准后，进行综合的对比研究，实事求是、因地制宜的采取适当措施和标准 来创造试验条件。 滑压优化试验同以往的汽轮机组考核试验的侧重点不同，在一定程度上，考核 3 4 华北电力大学硕士学位论文 试验注重较高的试验精度，而汽轮机组滑压运行优化调整试验更加注重在满足一定 的试验不确定度前提下，以较低的试验成本，相对准确的提供机组有关热力性能对 比数据，来寻求机组的最优运行状态。 常规的一些性能试验措施都是对汽轮机组的运行做必要的隔离工作，导致试验 工况与汽轮机的实际运行工况存在一定差别，这就需要对试验数据进行必要的修正 措施，使试验工况如实的反映出实际运行工况的具体特性；在评价指标方面，试验 评价指标的选取是否合理，直接影响试验的结果，本章节中通过研究系统采用汽动 泵和电动泵对机组热耗的影响，来确定试验计算指标采用毛热耗率还是净热耗率， 这样合理的选取评价指标也是提高试验质量的一种途径；在试验的隔离工作方面， 为了消除各种未知因素在热耗率计算中的影响，针对滑压运行优化调整试验的特 点，考虑多方面的因素，提出了相应的隔离措施；同时，还对流量基准方面做了深 一步的剖析，避免了在试验中产生的测量误差。最终通过研究并制定试验进程的控 制方法，使该试验在运行安全的前提下，可空、有序的进行，进一步完善了滑压运 行优化调整试验。 3 1 1 评价指标 热力设备的完善程度，电厂热经济性的好坏，通常用热经济指标来衡量，在考 核试验中，g b t8 1 1 7 1 - 2 0 0 8 和a s m ep t c 6 均采用热耗率指标评价机组的性能。 当前大动率的机组给水泵的拖动方式，多数采用驱动汽轮机，根据驱动给水泵的功 率是否视为汽轮机发出功率的一部分，热耗率分为毛热耗率和净热耗率两种形式 1 5 1 ，当采用电动机驱动或小汽轮机驱动时热耗率的定义如下： ( 1 ) 当给水泵采用电动机驱动时 毛热耗率： 净热耗率： h r ：o ( 3 1 ) 匕 h r ：旦 足一只 ( 3 2 ) 式中： h r 为汽轮机热耗率；q 为锅炉吸热量；吃为发电机输出功率；为驱动给水 泵电动机功率。 ( 2 ) 当给水泵采用小汽轮机驱动时 毛热耗率：h r ：旦 名+ 乞 3 5 ( 3 - 3 ) 华北电力大学硕士学位论文 净热耗率：h r ：旦 名 ( 3 4 ) 式中： 只为驱动汽动给水泵的小汽轮机功率。 ， 对于考核试验而言，试验结果需进行一类( 系统) 修正和二类( 参数) 修正， 其中一类( 系统) 修正中包括对小汽轮机进汽量、给水泵焓升的修正，因此无论采 用毛热耗率还是净热耗率作为性能评价指标，只要与汽轮机制造厂所保证的热耗率 计算形式一致，均不会影响对汽轮机本体性能的考核。 而对于滑压运行优化调整试验而言，受试验客观条件限制，试验结果不具备做 一类( 系统) 修正的条件，一般仅能做二类( 参数) 修正，因此性能评价指标采用毛 热耗率还是净热耗率，需要根据试验机组给水泵驱动形式来区别确定。如果不加区 别的选择净热耗率或毛热耗率作为评价指标，不仅影响试验结果的评定，还会导致 试验结果方向性错误。 当采用毛热耗率作为评价指标时，那么由于给水泵做的压缩功转变为热量( 给 水泵焓升) 加热给水时，排挤了进入高压加热器的高压抽汽，导致汽轮机毛热耗率 会降低，这种情况容易得出可以降低给水泵运行效率来提高机组经济性的错误结 论，同理，当采用小汽轮机驱动时，由公式( 3 3 ) 可知小汽轮机的效率变化也会引起 毛热耗率的较大变化，致使不能对机组实际运行经济性正确评价。 因此，在滑压运行优化调整试验中，当试验机组给水泵不论采用电机驱动还是 小汽轮机驱动，都宜采用净热耗率作为机组的评价指标。 3 1 2 系统外部隔离 系统隔离的目的是为了消除各种未知因素在热耗率计算中所涉及的能量平衡、 质量平衡关系式中的表达项，系统的隔离是否彻底，直接影响着试验结果的精确度， 当试验中不能隔离的流量，试验前须做好测量这些流量的准备，因此，系统隔离对 考核试验和滑压运行优化调整试验同等重要。 外部隔离是对进、出汽轮机循环的流量而言的，包括锅炉吹灰、排污、机组带辅 汽联箱用汽、凝结水的补充水、以及机组运行时的跑冒滴漏等。这一系统隔离应使 测量的储水量变化与进、出系统的流量之间的差值( 不明漏量) 减至最小i l 。不同试 验标准对系统外部隔离要求程度不一致，如：a s m ep t c6 0 1 9 9 6 要求不明泄漏率不 大于0 1 ，g b t8 1 1 7 1 - 2 0 0 8 要求不明泄漏率不大于0 5 ，过大的不明泄漏量必须 在试验前予以消除。 华北电力大学硕士学位论文 由于一般不涉及商务等因素，滑压运行优化调整试验对系统不明泄露量的控制 及分配比例，往往没有严格的规定，主要表现在以下两个方面： ( 1 ) 系统不明泄露量控制较宽，多参照g b t 8 1 1 7 1 2 0 0 8 所推荐的不明泄漏率 在0 3 - - 0 5 之间，极端情况下不明泄漏率控制在o 8 嘣1 3 1 以内，来衡量系统不明 泄漏量的控制指标； 、( 2 ) 不明泄露量的分配比例，即不明泄露量发生在锅炉侧和汽机侧的比例，很 少向考核试验那样通过试验谈判等方式加以明确，多由试验人员根据经验自行取 值。试验人员通过主观分配系统不明泄漏在炉侧分配比例，一