國產(chǎn)300MW機組除氧器暫態(tài)過(guò)程試驗研究
　

田 豐¹，徐之昌¹，劉務(wù)波²

（1．廣東省電力試驗研究所，廣東 廣州 510600；2．韶關(guān)發(fā)電廠(chǎng)，廣東 韶關(guān) 512132）
　

    摘  要：大型機組除氧器暫態(tài)過(guò)程一直是機組安全運行廣為關(guān)注的問(wèn)題。文中通過(guò)對某國產(chǎn)300MW機組在功率突變工況下，除氧器有關(guān)參數的測量和計算，利用熱力學(xué)第一定律建立了除氧器熱平衡方程，得出機組在該工況下給水泵不會(huì )發(fā)生汽蝕的結論。原因為供至除氧器的抽汽壓力雖然下降，其他汽源的存在阻止了除氧器壓力（給水焓值）的過(guò)快降低，給水泵密封水的回水引入前置泵入口，降低了該處水溫，使下降速度較除氧水箱水溫延緩的現象不明顯。指出該型設計的300MW國產(chǎn)機組除氧器的設計標高可以進(jìn)一步降低，節省大量的土建投資。而對前置泵入口濾網(wǎng)的堵塞現象應引起充分重視。
    關(guān)鍵詞：國產(chǎn)300MW機組；除氧器；暫態(tài)過(guò)程；給水泵組；汽蝕；試驗研究
　

1  引言
    隨著(zhù)機組容量的增大和承擔中間負荷日益增多，除氧器滑壓運行作為提高熱經(jīng)濟性的措施之一，在一系列技術(shù)問(wèn)題被逐一解決后，已廣泛應用于單元機組^[1]�；瑝哼\行除氧器不僅提高了在設計工況的熱經(jīng)濟性，還顯著(zhù)提高了在低負荷工況的熱經(jīng)濟性，使給水回熱分配均勻，接近最佳。我國600MW亞臨界機組設計計算表明，與定壓運行相比，除氧器滑壓運行，在額定負荷時(shí)，可提高機組熱效率0.12%；在70%及以下負荷時(shí)，可提高機組熱效率0.3%~0.5%^[2]。但滑壓運行除氧器亦帶來(lái)不利的影響，主要包括負荷變化時(shí)除氧效果的改變和給水泵運行的安全性?xún)蓚�(gè)方面。為此，早在20世紀80年代，我國的專(zhuān)業(yè)工作人員對國產(chǎn)和原蘇制200MW機組上進(jìn)行了大量的現場(chǎng)試驗研究和計算^[3]，得出一些與實(shí)際更為接近的結果。目前國產(chǎn)300MW機組已成為電網(wǎng)的主力機組，逐漸承擔中間負荷，參與調峰。本文針對國產(chǎn)300MW機組，對除氧器暫態(tài)過(guò)程進(jìn)行了試驗研究。
2  試驗機組簡(jiǎn)介
    試驗在某國產(chǎn)300MW機組整組啟動(dòng)調試期間進(jìn)行，該機組鍋爐為W型，由于調整試運初期，配用煤質(zhì)與原設計相差較大，導致頻繁出現主燃料遮斷MFT（Main Fuel Trip），汽機快速減負荷。在負荷快速變化期間，結合機組的運行方式，進(jìn)行了相關(guān)參數的測量和試驗研究。經(jīng)多次試驗，結果具有很好的重復性，可信度高。
    該機型號為N300-16.7（170）/537/537-4（合缸），亞臨界中間再熱、高中壓合缸雙缸雙排汽凝汽式汽輪機。額定參數主汽壓力16.7MPa，主汽溫度537℃，再熱蒸汽壓力3.3MPa，再熱溫度537℃，額定蒸汽流量935t/h。
    除氧器型號為GC-1025，額定出力1025t/h，除氧水箱型號GS-180，有效容積180m³。低壓給水系統采用一個(gè)軸封加熱器和4個(gè)低壓加熱器。鍋爐給水采用3臺50%容量的電動(dòng)給水泵組，每一泵組由電機、前置泵、主泵和液力偶合器組成，前置泵型號為FA1D56臥式、軸向中分泵殼型，一級雙吸葉輪，揚程100m，必須汽蝕余量（凈正吸入壓頭Net Positive Suction Head NPSH_r）H_r3.8m，功率193kW；主泵型號為DG600-240臥式筒體芯包，6級葉輪，揚程2381m，必須汽蝕余量32.5m，功率4354kW，轉速5410r/min，最小流量148m³/h。液力偶合器R17K.2-E，功率4613kW，給水泵電機型號YKS5500-4，功率5500kW，轉速恒定1491r/min。
3  試驗結果及分析
3.1  試驗情況
    試驗進(jìn)行前機組維持負荷282MW穩定運行，主蒸汽壓力16.02MPa，溫度533℃，再熱蒸汽壓力2.96MPa，溫度530℃，給水泵A、B并列運行。2001年2月6日9:30:00，鍋爐由于爐膛負壓超限MFT，汽機快速減負荷至3.3MW運行，功率的變化過(guò)程曲線(xiàn)見(jiàn)圖1。從圖1看到，發(fā)電機功率在150s內，從282.0MW快速降為19.1MW，變化速率達1.75MW/s或105.2MW/min。由于除氧器滑壓運行，在相應的操作下，引起暫態(tài)過(guò)程參數的變化。
3.2  除氧器含氧量
    正常運行時(shí)，除氧器含氧量小于7mg/L，在功率突然下降的過(guò)程中，除氧效果增強，因而，對除氧水含氧量暫不研究。
3.3  除氧器壓力和除氧水箱溫度
3.3.1  除氧器的壓力變化
    除氧器壓力的變化趨勢見(jiàn)圖2。從圖2看到，除氧器壓力在開(kāi)始1min向下變化，從0.74MPa降為0.70MPa，變化速率0.04MPa/min，之后略有回升至0.76MPa，然后繼續下降，在前21min有兩個(gè)反復，變化幅值均較小。21min之后開(kāi)始出現明顯下降趨勢，53min后穩定在0.40MPa水平，還未達到輔助汽源投入的壓力設定值0.245MPa。

3.3.2  除氧水箱的溫度變化
    除氧水箱水溫的變化趨勢見(jiàn)圖3，從圖3可見(jiàn)，除氧水箱水溫度的變化趨勢則平緩得多，6min之前均維持171℃不變，之后緩慢下降，有兩段維持不變的過(guò)程。與壓力的變化趨勢相對應，25min后開(kāi)始出現明顯下降趨勢，最后維持在148℃ 。

3.3.3  汽機負荷變化的影響
    汽機負荷驟然降低，各抽汽管道壓力迅速降低，幾乎降到0（見(jiàn)圖4）。低壓段抽汽為負壓，供至除氧器的4段抽汽由于壓力的降低，逆止閥快速關(guān)閉。同樣，高加疏水至除氧器逆止閥亦快速關(guān)閉。除氧器汽空間在供汽壓力突然降低的情況下，不只是蒸汽空間和金屬壁有放熱，水箱中的部分水亦發(fā)生放熱，因而阻止了壓力的快速下降，所以壓力的變化是比較緩慢的，而不是一般文獻表述的壓力立即瞬間降落，從試驗結果亦得到證實(shí)。

3.3.4  關(guān)于能量方程
    不考慮除氧水箱水溫度分布及與外界的熱交換，按集總參數模型，除氧器壓力p_d對應于除氧水箱的溫度t_d（至少水箱表面一定厚度飽和水如此），其衰減的動(dòng)態(tài)規律由給水焓i_d確定：

式中  d(v_d p_d)/di_d為v_d p_d隨焓值i_d的變化規律，由水蒸汽性質(zhì)決定；di_d /dt為由如下除氧器熱平衡微分方程求得。
    基于熱力學(xué)第一定律：

式中  V_Wr_d=M_d為除氧水箱的貯水量，kg；V為除氧器總容積，m³；M_T為除氧器金屬質(zhì)量，kg；c_T為除氧器金屬的比容，kj/(kg·℃)；T為除氧器金屬的溫度，℃；Q_l、Q_o、Q_v、Q_w、Q_c分別為鍋爐連續排污量、除氧器排氧量、門(mén)桿和軸封漏汽量、給水流量和凝結水流量，kg/h；i_s、i_d、分別為暫態(tài)過(guò)程中除氧器汽空間飽和汽氣混合物焓值、除氧水箱給水焓和對應飽和汽焓，kj/kg；i_l、i_v、i_c分別為鍋爐連續排污焓值、門(mén)桿和軸封漏汽焓值進(jìn)入除氧器的凝結水焓（4號低加出口凝結水焓值），kj/kg。實(shí)際應用還應考慮：
    （1）一般計算時(shí)假設暫態(tài)過(guò)程中凝結水的流量Q_c與給水流量Q_w相等，即除氧水箱的水位保持不變，實(shí)際在工況大幅變化時(shí)，除氧水箱的“水位自動(dòng)”控制無(wú)法滿(mǎn)足要求，應解除而處于手動(dòng)狀態(tài)。除氧水箱的水位出現較大波動(dòng)（參見(jiàn)圖5），凝結水的流量Q_c和給水流量Q_w并不相等。凝結水流量Q_c的變化趨勢見(jiàn)圖 6，從中看到，在前3min，迅速降低，從穩定時(shí)的689t/h降為258t/h，之后在較小的值穩定運行，給水流量Q_w由于兩臺給水泵的運行方式不同而異，A給水泵的轉速迅速由穩定運行的4808r/min，降為2204r/min，于是再循環(huán)門(mén)開(kāi)啟，不再向給水母管供水；B給水泵的轉速由穩定運行的4776r/min，降為4056r/min，維持給水流量在268t/h左右（參見(jiàn)圖7、圖8）。

    （2）另一個(gè)很重要的參數就是進(jìn)入除氧器的凝結水焓i_c，各國在處理凝結水焓i_c時(shí)略有不同。早期的計算公式以熱井水溫作為計算依據，結果偏于保守，給水泵汽化最危險時(shí)刻t_max出現的時(shí)間亦偏前。G.S.Liao認為以低加出口溫度逐漸降低為熱井水溫，作為整個(gè)暫態(tài)過(guò)程進(jìn)入除氧器的凝結水溫來(lái)推導，更為合理。溫降規律的假設有定溫、直線(xiàn)、折線(xiàn)等，我國學(xué)者提出凝結水焓i_c分段線(xiàn)性降落規律^[1,3]與實(shí)踐較為接近。但各種假設均比實(shí)測的溫度降落快，致使計算的除氧器給水焓降下降比實(shí)測值快^[4~6]。4號低加出口凝結水溫的暫態(tài)過(guò)程如圖9，從圖中看到，在負荷變動(dòng)的前2min，溫降很小，從146.3℃降為145.0℃，僅下降1.3℃，溫降率為0.65℃/min。之后快速下降，再經(jīng)7min的時(shí)間從145.0℃降為91.6℃，下降53.4℃，溫降率7.63℃/min，然后溫降速度趨于平緩。

    （3）門(mén)桿和軸封漏汽、排氧門(mén)和鍋爐連續排污均為一般文獻所沒(méi)考慮的，這樣處理的結果偏于安全。在鍋爐連續排污投入的情況下，甩負荷或大幅降負荷時(shí)，汽包壓力會(huì )升高，連續排污量Q_l加大；同樣隨著(zhù)主汽壓力的升高，門(mén)桿漏汽Q_v亦加大，它們減緩了除氧器壓力的下降；除氧器排氧門(mén)開(kāi)度保持不變，當汽空間壓力降低時(shí)，由于大氣壓力恒定，排除的汽氣混合物Q_o減少，它亦有利于穩定除氧器的壓力。除氧器金屬龐大的重量亦使其蓄熱的變化不可忽視，同樣對壓力的衰減起到負的作用。
    （4）除氧水箱的有效儲水量（一般是指水箱容積的80%~85%），按我國現行的設計規程規定，對于200MW及以下機組為10~15min鍋爐VWO工況時(shí)的給水消耗量；200MW機組為5~10min。本機為180m³，較大的水箱容積阻止了壓力的過(guò)快降低。
    （5） 將各參數的變化規律和邊界條件（如i_d=i₀—除氧器穩定運行給水焓）帶入式(2)，便得到除氧器水箱焓值i_d的衰減規律。通過(guò)i_d和水蒸氣性質(zhì)，可求出暫態(tài)過(guò)程除氧器給水壓力的衰減規律。由于實(shí)際運行方式與理論假設并不一致，除氧器壓力的下降要緩慢得多，對于給水泵運行的安全性提供了保障。
3.4  給水泵
3.4.1  給水泵入口水溫
    給水泵入口水溫見(jiàn)圖10、圖11，從圖中看到，A、B泵前置泵入口水溫在前2min基本保持不變，之后以一定斜率下降。A泵入口從163.3℃經(jīng)11min降為155.0℃，下降速率0.75℃/min；B泵入口從166.3℃經(jīng)6min降為162.0℃，下降速率0.72℃/min，然后基本保持不變。兩者的水溫均低于除氧水箱水溫，并未出現水溫滯后下降的現象。而除氧水箱溫度在開(kāi)始的5min之內保持171.0℃不變，從第6min才開(kāi)始下降，經(jīng)4min后降為168.0℃，它的變化速率小于前置泵入口的給水。

3.4.2  關(guān)于能量方程
    由于DG600-240型給水泵密封水設計源于凝結水母管，而回水的一部分引入前置泵進(jìn)口（回除氧器），使前置泵入口水溫t₁有所降低，按下式求出：

式中  Q_w為本泵給水流量，kg/h；Q_m為泵密封水回水流量，kg/h；t_m為密封水回水溫度（90℃以下），℃。

    凝結水母管溫度為32℃左右，經(jīng)泵密封后，有一定溫升，密封水系統設置調節門(mén)以保證供水壓力與除氧器壓力之間壓差在30kPa以上，而回水溫度要求不大于90℃，否則保護動(dòng)作，泵跳閘。由于B泵爐MFT之后向汽包供水，流量保持給水流量Q_w，大于A泵處于的再循環(huán)工況（參見(jiàn)圖 7、圖 8），Q_m亦與轉速的變化有關(guān)，這就解釋了B泵入口溫度高于A泵的現象。
3.4.3  散熱問(wèn)題
    長(cháng)距離（20m以上）的管道雖在保溫條件下輸送給水，可避免導致大量散熱損失，但亦使入口溫度偏低。
3.5  給水泵安全性分析
    （1）給水泵安全性分析的一般方法為^[7]，前置泵入口處的有效汽蝕余量DH_a必須大于必須汽蝕余量DH_r，校核暫態(tài)工況下汽蝕余量的動(dòng)態(tài)最大降落值DH_max =max[(p_s-p_d)v]，其中p_s為前置泵入口水溫對應的飽和壓力，v為給水比容的平均值。利用式(3)計算瞬時(shí)熱焓i_s、i_d，反算出p_s、p_d，其計算涉及在DH_max時(shí)累計進(jìn)入除氧器的凝結水量x_max。得出的結論是汽化最危險時(shí)刻出現在凝結水管系第一次換水完畢之后，凝結水管系加上下降管第一次換水完畢總時(shí)間以前的某時(shí)刻內，汽化點(diǎn)處在下降管的區段。從上面的分析來(lái)看，該計算偏于保守。暫態(tài)過(guò)程中汽蝕余量動(dòng)態(tài)降落實(shí)測計算值見(jiàn)圖12。從中看到，在負荷變動(dòng)的前1min，有增大的趨勢，從-18.61m變?yōu)?span lang="EN-US">-15.23m，之后逐漸下降，但整個(gè)過(guò)程(p_s-p_d)v均小于0，它表明DH_a始終大于DH_r，暫態(tài)過(guò)程不會(huì )發(fā)生汽化。
    （2）從試驗結果來(lái)看，由于主泵較低溫度的密封水較回水引入前置泵入口，使入口水溫低于除氧水箱的溫度，其對應的飽和壓力p_s與除氧器壓力p_d變化的趨勢見(jiàn)圖 13、圖 14。從中可見(jiàn)，A、B泵p_s總是低于入口壓力p₁=H_g+P_d-v₁²/2g-vDp，它門(mén)的差值大于前置泵的必須汽蝕余量H_r，表示前置泵不會(huì )發(fā)生汽化，更不會(huì )汽蝕或導致斷列工況。但低溫的凝結水未經(jīng)加熱器的加熱，直接引入給水，降低了整個(gè)機組循環(huán)熱效率，犧牲效率換取了給水泵的安全。

    （3）FA1D56前置泵為一級雙吸葉輪，揚程100m，與單吸泵相比，汽蝕比轉數提高1.414倍，抗汽蝕性能好，H_r=3.8m。應當說(shuō)，只要前置泵不發(fā)生汽蝕，主泵就不會(huì )發(fā)生汽蝕，前置泵為定速泵，主泵轉速通過(guò)液力偶合器轉速可變，暫態(tài)過(guò)程抗汽蝕性能進(jìn)一步提高。在額定工況Q₀、n₀下最小必須汽蝕余量為H_r(min)，則在工況Q、n下，必須汽蝕余量為：

    從上式可見(jiàn)，變工況下的必須汽蝕余量H_r，1/3取決于流量的改變，2/3取決于轉速的改變。對前置泵而言，轉速雖未改變，但流量下降（參見(jiàn)圖7、圖 8），必須汽蝕余量H_r減��；對于主泵，轉速和流量均減小，使進(jìn)口絕對速度和相對速度均減小，必須汽蝕余量H_r下降更多，這些都改善了泵組的抗汽蝕性能。
    （4）給水流量Q_w下降，給水下降管壓降Dp相應降低，尤其是對于裝有入口濾網(wǎng)管道而言，有效汽蝕余量增加，進(jìn)一步改善抗汽蝕性能。當然，流量Q_w的減小，延長(cháng)了下降管中水容量的換水時(shí)間，這是不利的。
4  結論及建議
    （1）通過(guò)試驗研究和計算分析，以及對泵組本身的監測，國產(chǎn)300MW機組在負荷突變（達105.2MW/min）的情況下，除氧器壓力下降的速度比較緩慢，前置泵入口水溫的降低并未出現滯后，給水泵組不會(huì )發(fā)生汽蝕現象。原因是負荷突變或發(fā)生甩負荷時(shí)，系統運行方式發(fā)生改變，延緩了除氧器壓力的降低；另外設計給水泵密封水回水引入前置泵入口改善了入口處水溫的特性。
    （2）實(shí)測和計算結果表明，該型機組除氧器暫態(tài)過(guò)程中汽蝕余量的動(dòng)態(tài)降落值小于0，它表示正常運行時(shí)（假設p_s=p_d）給水泵不發(fā)生汽化，暫態(tài)過(guò)程亦不會(huì )發(fā)生。加上運行工況變化，必須汽蝕余量H_r減少，除氧器設計在二十幾米高的除氧層，其安裝高度可以降低，節省土建投資。除氧層高度降低，還可使下降管的換水時(shí)間加快，有利于改善汽蝕特性。從國外的300MW、600MW機組來(lái)看，由于前置泵結構的改善，除氧器布置在4m，9m，12m的均有。
    （3）實(shí)踐表明，當工況大幅變化時(shí)，容器和管道中的沉淀、銹蝕等容易導入給水管道，引起入口濾網(wǎng)的堵塞而誘發(fā)給水泵組的汽蝕。如早期在徐州電廠(chǎng)、荊門(mén)電廠(chǎng)均因入口濾網(wǎng)污物匯集堵塞濾網(wǎng)而導致汽化^[8]，日本三菱公司在珠海電廠(chǎng)700MW機組4級甩負荷試驗中，有2次均因檢測到給水泵前置泵入口濾網(wǎng)發(fā)生堵塞誘發(fā)汽蝕而停泵，進(jìn)而MFT。因而，對前置泵入口濾網(wǎng)的堵塞問(wèn)題應引起充分重視，建議設計有效的在線(xiàn)沖洗裝置，并設計給水泵汽蝕跳泵的聯(lián)鎖保護。

參考文獻

[1] 鄭體寬（Zheng Tikuan）．熱力發(fā)電廠(chǎng)（Thermal power plant）[M]．北京：水利電力出版社（Beijing：Water Resource and Electrical Power Press），1995．
[2] 馬文智（Ma Wenzhi）．現代火力發(fā)電廠(chǎng)高速給水泵（Present high speed feed water pump in fossil fuel power plant）[M]．北京：水利電力出版社（Beijing：Hydraulic and Electrical Power Press），1984．
[3] 蓬靜欣，鄧祖誠，徐希平（Peng Jingxin，Deng Zucheng，Xu Xiping）．電站除氧器滑壓運行暫態(tài)過(guò)程的試驗研究和計算（Testing research on sliding pressure running deaerator transient procedure in power station）[A]．西安：中國電機工程學(xué)會(huì )火力發(fā)電分會(huì )大型火電機組運行技術(shù)學(xué)術(shù)年會(huì )論文集（Xi’an：The Proceedings of Annual Conference on Large Size Units Running Technology of Fossil Fuel Power Branch of Chinese Society for Electrical Engineering）[C]．1991．
[4] 靖長(cháng)才（Jing Changcai）．200MW機組給水泵汽化原因分析（Analysis on cavitation causes of feed water in 200MW unit）[J]．電站輔機（Power Station Auxiliary Facilities），1993，（3）：43-44．
[5] 翁榮周（Weng Rongzhou）．除氧器甩負荷過(guò)程的動(dòng)態(tài)壓力降（The dynamic NPSH decay under sudden load drop）[J]．中國電機工程學(xué)報（Proceeding of the CSEE），1992，12(4)：52-56．
[6] 史達明（Shi Daming）．除氧器數學(xué)模型及給水泵最大動(dòng)態(tài)汽蝕余量（Deaerator model and most dynamic NPSH of boiler feed water pump）[J]．中國電機工程學(xué)報（Proceeding of the CSEE），1986，6(2)：64-72．
[7] 徐明 徐奇煥（Xu Ming, Xu Qihuan）．汽輪機甩負荷過(guò)程中給水泵的汽蝕（Cavitation of feed water pump during turbine rejecting load）[J]．汽輪機技術(shù)（Turbine Technology），1993，35（5）：42-44．
[8] 王錦榮，呂彥昌（Wang Jinrong，Lu Yanchang）．機組電動(dòng)鍋爐給水泵安全經(jīng)濟性問(wèn)題分析（Analysis on problems of safety and economy of boiler electrical feed water pump）[J]．電站輔機（Power Station Auxiliary Facilities），1988，（4）：34-44．

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