引射匯流供熱方式的經(jīng)濟性分析

鄭之民

（大唐魯北發(fā)電有限責(zé)任公司，山東 濱州 251909）

0 引言

近年來，隨著新能源發(fā)電占比不斷提高及電力市場現(xiàn)貨改革的持續(xù)推進，傳統(tǒng)火力發(fā)電的競爭愈發(fā)激烈，節(jié)能降耗工作作為火力發(fā)電廠降本增效的重要手段關(guān)乎企業(yè)的生死存亡，供熱的經(jīng)濟性對火力發(fā)電廠的營收及能源利用率具有重大影響，供熱方式的優(yōu)化改造具有極大社會意義［1］。

某發(fā)電廠原供熱方式為再熱熱段經(jīng)減溫減壓后對工業(yè)用戶供汽，從熱力學(xué)第二定律分析，此方式供熱過程存在極大不可逆損失，高品質(zhì)蒸汽減溫減壓為低品質(zhì)蒸汽，熵增增大做功能力降低；通過引射匯流技術(shù)對供熱裝置改造，以冷段高品質(zhì)抽汽為驅(qū)動汽源引射五段低品質(zhì)抽汽實現(xiàn)對外供熱，充分利用高品質(zhì)蒸汽做功能力，減少供熱過程的做功損失，實現(xiàn)能源的按質(zhì)利用。文獻［2-4］分別從引射匯流供熱的分析、等效熱降、熱力試驗方面進行了經(jīng)濟性分析，理論分析模型計算與實際能耗變化缺乏對比驗證。

以某330 MW 熱電聯(lián)產(chǎn)機組引射匯流供熱改造為研究對象，利用等效熱降法對供熱熱段減溫減壓與引射匯流兩種供熱方式進行了經(jīng)濟性計算，并通過實際熱力試驗進行了對比驗證，計算對比驗證結(jié)果為此類供熱改造的前期項目可行性評估及后期的試驗分析提供參考。

1 供熱方式介紹

1.1 引射匯流裝置

引射匯流裝置［5］是以拉瓦爾氣體噴射原理為基礎(chǔ)結(jié)合實驗數(shù)據(jù)進行設(shè)計的，以滿足不同工業(yè)用戶的供汽參數(shù)需求，圖1 為本次供熱改造的多噴嘴引射匯流裝置，每個噴射器是由一個噴嘴和一個混合室及其對應(yīng)的共用擴壓段組成，可在用戶蒸汽流量變化較大（30%～100%）情況下使用，高壓蒸汽從入口1 進入噴嘴產(chǎn)生高速汽體，低壓蒸汽經(jīng)入口3 被引射卷吸，在混合段6 內(nèi)進行能量動量交換，并通過擴壓管7 進行動能向壓力勢能轉(zhuǎn)換，以達到設(shè)計壓力參數(shù)。

圖1 多噴嘴引射匯流裝置

1.2 現(xiàn)場供熱系統(tǒng)接入

引射匯流裝置在供熱系統(tǒng)的接入方式如圖2 所示，從機組高旁閥后再熱冷段管道處開孔引出再熱冷段抽汽作為引射匯流裝置的驅(qū)動用汽，從機組五抽至輔汽聯(lián)箱電動門前處管道開孔引五段低壓抽汽至引射匯流裝置，五段抽汽分三路分別引入相應(yīng)噴嘴，可在用戶蒸汽流量變化較大（30%～100%）情況下使用，機組再熱熱段供熱保持熱備用狀態(tài)，當機組供熱流量超過引射匯流設(shè)計值及發(fā)生故障時進行補充，兩路管道相互備用并入原供熱用戶供熱母管，各段抽汽管道設(shè)置相應(yīng)電動閥門、逆止門、疏水閥、安全閥等部件，并設(shè)有流量計量裝置以便供熱系統(tǒng)的流量監(jiān)視與統(tǒng)計分析工作，供熱減溫水自化學(xué)除鹽水經(jīng)增壓后供給。

圖2 引射匯流裝置接入

2 引射匯流裝置的試驗評價

為評價引射匯流裝置改造后供熱經(jīng)濟性，對在相同供熱流量約80 t／h 下分別對引射匯流供熱方式與再熱熱段供熱方式進行了現(xiàn)場對比試驗，由于引射匯流裝置受機組負荷影響較大，試驗選取了從60%～100%負荷的六種工況試驗，計算對比分析以機組日常最常見75%負荷250 MW 運行數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，分別基于等效熱降法及現(xiàn)場熱力試驗分別計算其節(jié)能效果?，F(xiàn)場運行數(shù)據(jù)如表1 所示。

表1 75%負荷供熱試驗數(shù)據(jù)

2.1 等效熱降法節(jié)能量計算

等效熱降法是20 世紀70 年代發(fā)展起來的熱工理論，是熱力系統(tǒng)分析、計算和節(jié)能研究的一種實用性方法。等效熱降法既可用于整體熱力系統(tǒng)的計算，也可用于熱力系統(tǒng)的局部定量計算［6］。將等效熱降法理論與現(xiàn)場實際應(yīng)用相結(jié)合，為火電廠熱力系統(tǒng)的經(jīng)濟性診斷、節(jié)能改造項目效益評估、運行指標分析等提供了一種計算方法，可作為項目可行性研究改造經(jīng)濟方面的分析手段。

以引射匯流與再熱熱段兩種供熱方式的實際運行數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，分別計算兩種供熱方式下對機組能效的影響，根據(jù)再熱機組變熱量等效熱降法計算過程如下。

引射匯流供熱方式下再熱冷段對機組做功量變化ΔH0與循環(huán)吸熱量變化ΔQ0的影響為：

式中：αzl為再熱冷段經(jīng)再熱器份額；hzl為再熱器冷段焓；σ 為1 kg 蒸汽經(jīng)過再熱器的吸熱量；hn為汽輪機排汽焓。

五段抽汽對機組做功量變化ΔH0與循環(huán)吸熱量變化ΔQ0的影響為：

式中：α5為五段抽汽份額；h5為五段抽汽焓。

再熱熱段供熱方式下再熱熱段對機組做功量變化ΔH0與循環(huán)吸熱量變化ΔQ0的影響為：

式中：αzr為再熱熱段份額；hzr為再熱器熱段焓。

機組再熱減溫水取自給水泵中間抽頭，再熱減溫水對機組做功量變化ΔH0與循環(huán)吸熱量變化ΔQ0的影響為：

式中：αzj為再熱減溫水份額；h0為新蒸汽焓；η0r為抽汽效率；m 為除氧器所在加熱器編號；z 為加熱器總級數(shù)；τr為加熱器焓升；c 為抽汽為再熱冷段的加熱器編號；Δαr為排擠抽汽通過再熱器的變化份額；ΔQzr-r為排擠1 kg 抽汽在再熱器的吸熱量變化。

局部變動經(jīng)濟相對變化為

式中：H0為新蒸汽等效熱降；ΔH0為做功的變化量，當做功增加時ΔH0為正值，反之為負值；ΔQ0為吸熱量的變化量，當循環(huán)吸熱量增加時ΔQ0為正值，反之為負值；η0i為汽輪機裝置效率。

通過等效熱降法計算引射匯流及再熱熱段兩種供熱方式下機組供電煤耗變化，計算結(jié)果見表2。

表2 等效熱降計算數(shù)據(jù)

由表2 可知，引射匯流方式下機組供電煤耗變化為33.26 g／kWh，再熱熱段方式下機組供電煤耗變化為35.79 g／kWh，引射匯流較再熱熱段供熱方式節(jié)能2.53 g／kWh。

2.2 熱力試驗節(jié)能量計算

通過熱力試驗現(xiàn)場采集的各項運行數(shù)據(jù)，分別計算兩種供熱方式下的機組各項經(jīng)濟指標見表3。

表3 熱力試驗計算數(shù)據(jù)

通過熱力試驗計算引射匯流及再熱熱段兩種供熱方式下供電煤耗分別為311.22 g／kWh、314.01 g／kWh，引射匯流較再熱段供熱方式節(jié)能2.79 g／kWh。

利用等效熱降法理論計算兩者節(jié)能量較實際熱力試驗結(jié)果偏差約9.3%，這是因為等效熱降法的推導(dǎo)是以主蒸汽流量不變?yōu)樵瓌t，這樣實現(xiàn)了對局部熱力系統(tǒng)變化經(jīng)濟診斷的便捷性，本文中熱力試驗是以等功率條件下兩者供熱量保持不變?yōu)榛A(chǔ)計算兩者節(jié)能量，兩者計算邊界條件有所不同，此外等效熱降計算中抽汽對汽輪機膨脹線變化及汽輪機運行老化等因素進行了忽略，以上是誤差的主要來源，但等效熱降法作為對節(jié)能項目的預(yù)評估其誤差在可接受范圍內(nèi)。

通過等效熱降及熱力試驗分別計算了不同負荷下兩種供熱方式下的節(jié)能量，計算表明兩者具有一致性，如圖3 所示。

圖3 不同負荷下節(jié)能量計算數(shù)據(jù)

由圖3 可知，在機組230 MW 負荷以上供熱流量80 t／h 時，引射匯流較再熱熱段供熱方式具有約2 g／kWh 的節(jié)能量，在機組負荷降低至210 MW 時節(jié)能量迅速降低至0.78 g／kWh，主要是因為隨機組負荷降低，引射匯流裝置引射五段低品質(zhì)蒸汽量降低，機組節(jié)能量較再熱熱段方式隨之降低。

3 結(jié)語

通過等效熱降法計算了引射匯流及再熱熱段供熱方式下節(jié)能量，并通過實際熱力試驗計算結(jié)果進行了對比，結(jié)果表明等效熱降法與熱力試驗結(jié)果具有一致性，等效熱降法可用于設(shè)備改造節(jié)能量的近似計算。

引射匯流供熱方式在機組230 MW 負荷以上供熱流量80 t／h 時較再熱熱段供熱方式具有約2 g／kWh節(jié)能量，在機組230 MW 以下時隨負荷降低節(jié)能量迅速降低，主要是因為機組隨負荷降低，引射匯流裝置引射五段低品質(zhì)蒸汽量降低，引射匯流方式較再熱熱段機組節(jié)能量降低。

引射匯流供熱改造后與再熱熱段供熱并聯(lián)接入系統(tǒng)，實現(xiàn)了供熱系統(tǒng)安全與節(jié)能的雙提升，具有極大推廣利用價值。