联合循环中采用抽汽回热的热力分析

2 蒸汽系统的热效率分析
余热锅炉型联合循环蒸汽系统的总效率 Γt 是余热锅炉 效率 Γhr与蒸汽循环效率 Γst之乘积, 即:
Γt = ΓhrΓst
(1)
余热锅炉效率由其排烟温度可以确定, 它反映了燃气轮
机排气中余热的利用程度。 蒸汽循环效率则取决于蒸汽系统
的工质参数和流量, Γst可表示为:
k
通过求解上述方程组并进行分析, 得出: 一般条件下, 低
压蒸汽参数降低对循环效率的影响比回热的影响大, 因此 Γ2 下降 (见实例计算结果)。
此外, 采用抽汽回热后 m 1 并不变化, 但 Q 01降低 (进余热
锅炉的凝结水温度升高) , 使 m 1Q 01 减小、x 1 = m 1Q 01 Q 0 也降 低。 因为 Γ1> Γ2, 由方程 (3) 知: x 1 降低使 Γst下降。
tsat. H ]) 的吸热量, kJ kg。下标“i”与m i 的下标含义相同, i= 1、
i= 2 分别代表高压受热工质、低压受热工质[4];
Q 1、Q 2 —— 燃气在温区 1、温区 2 的放热量, kJ kg 燃气; Κb—— 余热锅炉散热损失; Q 0 —— 燃气从余热锅炉入口温度降至某一固定排烟温度 的总放热量, kJ kg 燃气。
目前先进的余热锅炉型联合循环蒸汽系统已不再采用单 压蒸汽循环, 而是采用复杂的蒸汽循环方案 (多压蒸汽循环、 多压再热蒸汽循环) , 因此本文将针对多压蒸汽循环、多压再 热蒸汽循环方案进行研究。
本文于 1997 年 1 月 16 日收到, 1997 年 5 月 23 日改回。 邓世敏 男, 1964 年生, 高级工程师、工学博士。从事燃气轮机 及其联合循环技术研究, 已发表论文十余篇。 危师让 男, 1940 年生, 副总工程师, 西安交大兼职教授、博士 生导师。 林万超 男, 1934 年生, 教授、博士生导师, 长期从事火电厂热 能动力系统工程方面的理论研究。
1 引言
燃气 —— 蒸汽联合循环发电技术近年来获得了长足的发 展。 目前烧天然气的余热锅炉型联合循环发电机组净效率已 达到 55% 以上, 本世纪末有可能突破 60% , 这一先进的发电 技术在世界范围内获得了广泛的应用。 在设计联合循环发电 系统的过程中, 选定了燃气轮机设备之后, 联合循环的热效率 将直接取决于余热锅炉和蒸汽轮机组成的蒸汽系统的性能和 完善程度, 因此研究蒸汽系统的流程和参数匹配, 并设法对其 改进十分重要。
Γ1
Γ2
双压循环
1. 080
90. 0
0. 3711 0. 2511
双压再热循环 3. 161 0. 5886
90. 0
0. 3842 0. 2405
三压循环
3. 245
1. 041
90. 0
0. 3711 0. 3064
三压再热循环 2. 488
0. 515
90. 0
0. 3857 0. 3256
图 2 4 种蒸汽循环系统方案 P set. L 随 ∃ t 变化关系曲线 F ig12 Rela tion sh ip between P set. L and ∃ t for 4 type steam cycles
图 3 (a) 双压蒸气循环的 Γi、x i 随 ∃ t 变化关系 F ig. 3 (a) Rela tion sh ip between Γi、x i and ∃ t for dua l-pressres
d Γst d∃t
=
x
1
d Γ1 d∃t
+
x
2
d Γ2 d∃t
+
(Γ1 -
Γ2 )
dx 1
d∃t
(6)
上式中,
导数项
d Γ1 d∃t
为正,
d d
∃Γ2t、dd
x1 ∃t
为负。分析导数项的
系数, x 1 随 ∃ t 增大而减小, x 2 和 (Γ1 - Γ2) 随 ∃ t 增大而增大。各
导数项的绝对值随
第 18 卷第 4 期 1998 年 7 月
中 国 电 机 工 程 学 报 P roceed ing s of the CSEE
V o l. 18 N o. 4 J u ly 1 危师让 林万超
(电力部热工研究院 西安 710032) (西安交通大学 西安 710049)
若在回热的同时降低低压蒸汽的参数, 使余热锅炉排烟 温度不变, 则余热锅炉效率不变, 这时蒸汽系统总效率 Γt 只 与蒸汽循环效率 Γst有关。
以双压蒸汽循环为对象分析回热对 Γst的影响, 见图 1。
图 1 双压蒸气循环的 T- S 图 F ig11 T- S d iagram of dua l- pressure level steam cycle
双压循环
Γ3
x1
x2
x3
Γst
0. 8925 0. 1075
0. 3582
双压再热循环
0. 8333 0. 1667
0. 3603
三压循环 0. 2477 0. 8880 0. 0665 0. 0456 0. 3612
三压再热循环 0. 2374 0. 7959 0. 1268 0. 0773 0. 3667
k
6 Γst =
m iH i
6 m iQ 0i
(2)
i= 1
i= 1
式中 k —— 蒸汽循环的压力等级数;
k = 2—— 表示双压蒸汽循环和双压再热蒸汽循环;
k = 3—— 表示三压蒸汽循环和三压再热蒸汽循环;
m i、H i、Q 0i —— 不同压力等级的蒸汽产量、不同压力等级 的 1kg 蒸汽在汽轮机中的作功、不同压力等级的 1kg 受热工
汽循环方案, Γ1 表示高压再热循环的效率。方程 (3) 表明: 多压
蒸汽循环、多压再热蒸汽循环可以看成是由不同压力等级蒸
汽循环叠加而成, 热效率 Γst是不同压力等级蒸汽循环效率按 其在余热锅炉中吸热量所占份额的加权和。
3 抽汽回热的热力分析
311 分析的前提
分析、比较余热锅炉型联合循环蒸汽系统采用抽汽回热 的热力性能时, 以下参数维持不变: 余热锅炉进口的燃气流量
提 要 以多压蒸汽循环、多压再热蒸汽循环为对象, 研 究了抽汽回热对余热锅炉型联合循环热经济性的影响, 分析 和计算结果表明: 采用抽汽回热可提高联合循环蒸汽系统的 总效率, 并且存在最佳的凝结水回热温升。研究结果为联合循 环发电系统的总体优化设计提供了理论依据。
关键词 联合循环 抽汽回热 热经济性
图中 tsat. 、 H tsat. L 分别为高压、低压受热工质的相变温度, tsh. H 为 过热蒸汽温度, tc 为循环放热温度。抽汽回热使高压蒸汽循环 效率 Γ1 上升。 对低压循环, 一方面蒸汽压力和温度降低使循 环效率 Γ2 下降, 另一方面回热又使 Γ2 上升, Γ2 的变化方向要 看哪个因素起主导作用。 为求得低压蒸汽参数变化与凝结水
综合上述分析: 当 Γ1 上升对 Γst的影响起主导作用时, 采 用回热有利; 相反, 当 Γ2 和 x 1 下降对 Γst的影响起主导作用 时, 采用回热不利。
3. 3 回热程度对热经济性的影响
用凝结水回热温升 ∃ t 表示抽汽回热的程度, 为研究 Γst随 ∃ t 的变化关系, 对方程 (3) 两边求导, 并进行整理:
取蒸汽轮机的膨胀效率为 88◊ , 对汽轮机低压缸的效率 按蒸汽湿度进行修正[5]。 4 种蒸汽系统方案的高压受热工质 的相变压力选取为 11. 000M Pa, 中、低压受热工质的相变压 力和再热压力见表 1。表 1 中 P sat. M —中压受热工质相变压力 再热压力 (M Pa) ; P sat. L —低压受热工质相变压力 (M Pa) ; T stk —余热锅炉排烟温度 (℃)。 汽、水性质由水蒸汽程序[6] 确 定。进入余热锅炉的燃气认为是 CH 4 与 4 倍的理论空气量燃 烧反应的产物, 燃气的热力性质按文献[ 7 ]提供的计算公式确 定。首先对无回热的 4 种蒸汽系统方案进行计算, 以此作为比 较的基准, 计算结果见表 1。 然后按“3”中的分析方法对各方 案采用抽汽回热的热经济效果进行计算, 计算结果见图 2～ 图 5。 分析三压蒸汽循环和三压再热蒸汽循环采用抽汽回热 的热经济效果时, 为简化分析维持中压受热工质参数和再热 蒸汽参数不变, 只调整低压受热工质参数。
Γst ∃t= 0 , 而且函数必有极大值存在, 也即在某一个凝结水回热
温升范围采用回热是有利的, 而且存在最佳的凝结水回热温
升, 与之对应的蒸汽循环效率最高。
4 实例计算分析
4. 1 实例计算
对 4 种蒸汽循环方案 (双压蒸汽循环、双压再热蒸汽循 环、三压蒸汽循环、三压再热蒸汽循环) 进行计算, 取蒸汽循环 有 关 限 定 参 数 如 下: 大 气 温 度 为 15℃、凝 汽 器 压 力 为 01004M Pa、余热锅炉节点温差为 12℃、余热锅炉进口燃气温 度为 59618℃、余热锅炉进口燃气与过热蒸汽的温差为 42℃、 蒸汽过热器压降为 5◊ 、蒸汽再热器压降为 5◊ 、蒸汽管道压 降为 6◊ 、蒸汽管道散热损失为 1◊ 、余热锅炉散热损失为 1. 5◊ 、余热锅炉汽包排污量为 2◊ 、凝结水升压泵的效率为 70◊ 。
在蒸汽动力循环中采用抽汽回热能显著提高其热效率, 因而现代常规蒸汽电站无一例外地采用回热循环。 对余热锅 炉型联合循环中采用抽汽回热是否有利的问题已经进行了理 论方面的探讨, 并取得一些初步结论[1、2]。 但到目前为止这方 面的研究工作尚不够深入, 缺乏对具体流程方案的定量计算 和分析、比较, 不能为工程设计提供必要的依据。 因此为进一 步提高联合循环的热效率, 需要对其蒸汽系统采用抽汽回热 的热力性能进行深入研究。
k
6 x i = m iQ 0i
m iQ oi i = 1, …, k