高加危急疏水至排汽装置安全分析

高加危急疏水至排汽装置安全分析

俞华，贺成，陈勋瑜，周小猛，费振伟，王磊，朱静

(中机国能电力工程有限公司，上海 200061)

摘要：本文分析排汽装置的高加危急疏水扩容后的乏汽参数，计算空冷冷凝器蒸汽凝结温度的汽轮机背压，判断汽轮机能否安全运行；列取了在高加危急疏水排入排汽装置下汽轮机背压超过报警值时的各项安全措施。

关键词：背压；凝结温度；安全；优化

1 情况介绍

延安煤油气资源综合利用项目热动力站工程（建设规模为 4×320t/h 高温、高压煤粉锅炉+2×50MW 直接空冷抽凝式供热汽轮发电机组）采用直接空冷凝汽器。本工程单台机采用2台高压加热器，高压给水采用大旁路系统。

原设计方案：在其中任意一台高压加热器换热管爆裂时，通过及时切换高压给水至给水旁路，同时打开高压加热器的电动危急疏水阀，危急疏水排入排汽装置，在排汽装置中扩容形成乏汽并排入空冷凝汽器；在空冷凝汽器中冷却成凝结水，通过凝结水泵排出。业主担忧危急疏水直接排入排汽装置时，疏水变成背压下的饱和蒸汽，因乏汽的比体积增大最终导致汽轮机背压升高，造成汽轮机背压过高，或达到报警背压，对汽轮机安全运行造成隐患。

本文通过对高加危急疏水排入方式的选用，分析乏汽的形成原理、空冷冷凝器背压影响因素、通过对背压的计算，分析是否威胁汽轮机安全运行。

2 对设计进行分析

2.1 设计方案

根据《火力发电厂汽水管道设计技术规定》中第 8.3.6.2 规定：紧急放水应单独引至高压加热器疏水扩容器或凝汽器等；同时在东方汽轮机厂的空冷冷凝器机组中，也不乏采用高加危急疏水直接排入排汽装置的情况。

根据一般的水冷式凝汽器设计经验，高压加热器危急疏水去处一般分为：①排入汽轮机本体疏水扩容器扩容后将乏汽及疏水排入凝汽器；②在中小型火力发电厂中也可以将危急疏水排至定排疏水扩容器扩容，喷入冷却水最终排至机组排水槽；③水冷式凝汽器机组也可以将危急疏水排至循环水排水管道。同时《火力发电厂汽水管道设计技术规定》8.3.6 的条文说明“中小型机组，加热器紧急放水，在工程设计中一般都排至定期排污扩容器或引至循化水吸水口处”。因此本文针对高加危急疏水直接排入排汽装置的是否安全、是否会对汽轮机的安全运行造成影响进行了计算分析。

2.2 设计分析

高压加热器危急疏水需要开启的原因为：①加热器换热管爆管；②下级疏水扩容器或除氧器存在问题无法正常疏水；③水位计失灵无法监视水位。根据 DL/T 5054《火力发电厂汽水管道设计技术规定》高加危急水量应选择下列2种排水量的较大值：

不小于最大负荷下管侧给水流量的 10%，并另加 10% 的裕度；

一根加热器管子破裂流出的水量（两个断口）按下式计算流量，同时另加 10% 的裕度。

式中，Q —— 根管道破裂流出的水量，m3/h；

Di —— 管子的公称内径，mm；

Pt —— 管侧设计压力，MPa；

Ps —— 壳侧设计压力，MPa。

其中高压加热器的最大危急水量可以达到117.174t/h。

按上式可分别计算出2台高加在不同工况下的危急疏水量（表1）。

当高加危急疏水进入排汽装置时，因排汽装置的背压较低，高压危急饱和疏水扩容成背压下的大量饱和疏水及部分饱和乏汽。饱和疏水通过重力作用流入排汽装置热水井，而扩容后的乏汽与汽轮机低压缸末级叶片排除的乏汽混合，通过直径为3224mm 的排汽管进入空冷凝汽器，在空冷凝汽器中的换热管与外部冷却介质（冷空气）进行换热冷凝成凝结水，凝结水通过凝结水管道自流至排汽装置热井。

影响排汽装置及空冷冷凝器的背压因素为：

（1）排汽装置及空冷冷凝器中因密封不严致使外部空气漏入。

（2）蒸汽、疏水所含的部分不凝气体排入排汽装置。

（3）高加事故工况中高加危急疏水扩容后产生大量乏汽，空冷器冷却性能限制乏汽冷凝温度，影响汽轮机后的排汽装置及空冷冷凝器的背压。对于外界漏入排汽装置及空冷器的的空气，疏水及汽轮机排汽带入不凝气体通过真空泵持续抽出，维持汽轮机各设计工况所需的背压。高加爆管排出的紧急放水带出的额外潜热，提高空冷器乏汽及凝结水的温度，最终导致汽轮机的背压上升。根据质量守恒及热量平衡，可计算出高加危急疏水进入排汽装置扩容高加危急疏水扩容后的乏汽量及扩容后的饱和水量：

式中：G0——高加危急疏水量，t/h；

G1——高加危急疏水扩容后产生的乏汽量，kg/ h；

G2——高加危急疏水扩容后的饱和水量，kg/h；

H0——高加危急疏水焓，kJ/kg；

H1——高加危危急疏水扩容后的乏汽焓，kJ/kg；

H2——高加危急疏水扩容后的饱和水焓，kJ/kg。

根据上面计算公式，计算出进入空冷器的乏汽量计算如表2所示。

高加危急疏水排至排汽装置后扩容形成饱和凝结水及乏汽，乏汽所带的汽化潜热需在空冷器与冷空气进行换热冷却，冷却成凝结水通过自重排至排汽装置热井。汽轮机的背压应为乏汽（饱和蒸汽）凝结为饱和水温度下所对应的压力。按《注册公用设备工程师动力专业资格考试教材》第三章第四节“汽轮机的凝气设备”“凝汽器的真空与传热”，蒸汽凝结温度 ts 决定于冷却用空气的温度 tw1；冷却空气在空冷器内的温升即空冷器的温差 Δt；空冷器的传热端差 δt，见下式：

式中，ts——空冷器中蒸汽凝结温度，℃；

tw1——冷却用空气进入凝汽器的温度，℃；

Δt——空气在凝汽器温升即凝汽器的温差，℃；

δt——凝汽器传热端差；

q——乏汽的汽化潜热，一般取 2140 ～ 2220kj/kg；

m——循环倍率，即单位质量的乏汽量用几倍的空气来冷却。

由上述式（4）及式（5）可知，空冷器的蒸汽凝结温度（ts）主要由变量循环倍率（m）及冷却用空气的温度（tw1）决定。空冷器中变频风机的风量与排汽装置中的乏汽总量的比值即为循环倍率，通过调整空冷器的变频风机风量即可调整循环倍率，因此循环倍率受限于空冷器风机的最大出力。

本工程空冷器空气计算温度为：（1）冬季 15 ℃；（2） 夏 季 32 ℃；（3） 夏 季 最 高 气 温38.7℃。通过计算在各工况下、不同高加危急疏水排入排汽装置所形成的空冷器背压，可形成表2中的背压数据。

表1

各工况 T R L 夏季正常 冬季正常高加 # 1 高加 # 2 高加 # 1 高加 # 2 高加 # 1 高加 # 2 高加工况下管侧给水量 t / h 5 4 8 . 0 0 5 4 8 . 0 0 4 7 4 4 7 4 5 0 3 5 0 3管侧设计压力 M P a ( g ) 1 8 . 0 0 1 8 . 0 0 1 8 . 0 0 1 8 . 0 0 1 8 . 0 0 1 8 . 0 0壳侧设计压力 M P a ( g ) 3 . 2 0 3 . 2 0 3 . 2 0 3 . 2 0 3 . 2 0 3 . 2 0换热管内径 m m 1 1 . 6 0 1 1 . 6 0 1 1 . 6 0 1 1 . 6 0 1 1 . 6 0 1 1 . 6 0危急水量 m 3 / h 1 3 0 . 4 0 1 3 6 . 8 5 1 3 0 . 4 0 1 3 6 . 8 5 1 3 0 . 4 0 1 3 6 . 8 5比容积 m 3 / k g 0 . 0 0 1 1 6 0 . 0 0 1 1 6 0 . 0 0 1 0 2 0 . 0 0 1 0 2 0 . 0 0 1 2 3 0 . 0 0 1 1 6高加危急水量 t / h 1 0 6 . 2 1 1 1 7 . 1 8 1 0 6 . 2 1 1 1 7 . 1 8 1 0 6 . 2 1 1 1 7 . 1 8

表2

各工况 T R L 夏季正常 冬季正常高加危急疏水 # 1 高加 # 2 高加 # 1 高加 # 2 高加 # 1 高加 # 2 高加凝汽器背压 K P a 3 2 3 2 3 2 3 2 1 5 1 5高加危急疏水量 t / h 1 0 6 . 2 1 1 1 7 . 1 8 1 0 6 . 2 1 1 1 7 . 1 8 1 0 6 . 2 1 1 1 7 . 1 8高加危急疏水焓 k J / k g 9 3 3 . 7 8 3 7 . 3 9 5 1 . 6 8 2 7 . 1 9 4 6 . 1 8 2 3扩容后的乏汽焓 k J / k g 2 6 2 7 2 6 2 7 2 6 2 7 2 6 2 7 2 5 9 8 . 3 2 5 9 8 . 3扩容后的饱和水焓 k J / k g 2 9 5 . 4 7 2 9 5 . 4 7 2 9 5 . 4 7 2 9 5 . 4 7 2 2 5 . 9 4 2 2 5 . 9 4扩容后的乏汽量 t / h 2 9 . 0 7 1 2 7 . 2 3 2 9 . 8 9 2 6 . 7 2 3 2 . 2 4 2 9 . 4 9

表 3 各工况空冷器背压计算表

冬季正常工况# 2高加危急疏水热平衡背压 / k P a 3 2 3 2 3 2 3 2 1 5 1 5汽轮机乏汽量 /（t / h） 9 5 . 8 4 5 9 5 . 8 4 5 1 4 2 . 0 3 6 1 4 2 . 0 3 6 8 4 . 9 6 1 8 4 . 9 6 1乏汽焓值 /（k J / k g） 2 5 1 4 . 7 2 5 1 4 . 7 2 4 8 8 2 4 8 8 2 4 1 6 . 2 2 4 1 6 . 2疏水扩容后排汽量/（t / h） 2 9 . 8 8 6 2 6 . 7 1 6 2 9 . 0 7 1 2 7 . 2 2 9 3 3 . 2 4 2 9 . 4 8 9疏水焓值 / ( k J / k g ) 2 6 2 7 . 1 2 6 2 7 . 1 2 6 2 7 . 1 2 6 2 7 . 1 2 5 9 8 . 3 2 5 9 8 . 3总的排汽量 /（t / h） 1 2 5 . 7 3 1 1 2 2 . 5 6 1 1 7 1 . 1 0 7 1 6 9 . 2 6 5 1 1 8 . 2 0 1 1 1 4 . 4 5总的排汽热量 / M V 8 8 . 7 6 8 6 . 4 5 1 1 9 . 3 8 1 1 8 . 0 3 8 1 . 0 1 7 8 . 3 1混合后的焓值 /（k J / k g） 2 5 4 1 . 4 2 2 5 3 9 . 2 0 2 5 1 1 . 6 3 2 5 1 0 . 3 8 2 4 6 7 . 4 1 2 4 6 3 . 1 2总的排汽量 /（k g / s） 3 4 . 9 3 3 4 . 0 4 4 7 . 5 3 4 7 . 0 2 3 2 . 8 3 3 1 . 7 9环境温度 /℃ 3 8 . 7 3 8 . 7 3 8 . 7 ( 3 2 ) 3 8 . 7 ( 3 2 ) 1 5 1 5背压 / k P a 3 3 3 2 4 9 . 6 ( 3 9 ) 4 9 . 3 ( 3 8 . 7 ) 1 1 1 0 . 5工况 夏季正常# 1高加危急疏水夏季正常# 2高加危急疏水T R L # 1高加危急疏水T R L # 2 高加危急疏水冬季正常工况# 1高加危急疏水

本工程采用东方汽轮机有限公司生产的高温高压、单轴、单缸单排汽、双抽凝汽式冲动式汽轮机，其报警背压为 50kPa，甩负荷背压为 55kPa。由表 2可知最大汽轮机背压的工况为：夏季最高环境温度（32℃）及汽轮机最大排汽量工况（TRL）。在汽轮机 TRL 工况下，因高压加热器换热管爆裂造成高加水位上升，打开高加危急疏水阀，将危急疏水排入排汽装置扩容，其形成乏汽将导致汽轮机背压升高，但仍未达到汽机报警背压。同时，在高加危急疏水排入排汽装置，其背压升高的同时汽轮机负荷将低于 TRL 的设计负荷，汽轮机进汽量及排入空冷冷凝器的总排汽量将比 TRL 的设计工况小。因此，实际空冷冷凝器的背压将比计算所得背压低。因此本工程中高加危急疏水通过排汽装置扩容后的形成的背压应低于上表 TRL 计算数值。

3 结语

高加危急疏水在排汽装置扩容为饱和疏水和乏汽，乏汽进入空冷冷凝器冷凝成凝结水的过程中，将造成汽轮机背压的上升。其背压需经过计算验证，并需确认背压低于汽机厂的报警背压。

造成背压上升的主要因素为：（1）进入排汽装置的总排汽量；（2）冷却介质的温度；（3）空冷冷凝器的冷却风量。

当高加危急疏水开启产生汽轮机背压大于汽轮机报警背压时，可以通过下列措施降低汽轮机背压：（1） 可在排汽装置或空冷器中的乏汽中喷入冷却水，降低进入排汽装置的乏汽量；（2）将高加危急疏水排至定排疏水扩容器或循环水管道上；（3）增加空冷冷凝器风量以及增加空冷冷凝器换热面积，即选择更大通风量的风机，增加有效的换热面积；（4）如向空冷器冷却风侧喷入冷却水，降低空冷器冷却风温。

参考文献：

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中图分类号：TM621

文献标识码：A

文章编号：1671-0711（2017）03（下）-0145-03