汽轮机调节级变工况时焓降和反动度的计算

收稿日期:2011-07-08基金项目:国家重点基础研究发展计划(973)项目(2009CB219803－03)资助。作者简介:李清(1986-)，男，湖北蕲春人，硕士研究生，主要从事汽轮机热力经济性的研究和动力机械智能控制与故障诊断。汽轮机调节级变工况时焓降和反动度的计算李清，黄竹青，王运民，李亮，张伦柱(长沙理工大学能源与动力工程学院，长沙410076)摘要:调节级焓降和反动度的计算是调节级变工况计算的基础和重要内容。介绍了汽轮机调节级变工况时焓降和反动度的计算方法，并以湖南某电厂N600－16．67－538/538－I型汽轮机为例，应用MATLAB语言编制计算软件进行了实例计算，根据计算结果绘制了调节级焓降和反动度的变化曲线。研究成果具有重要的理论意义和应用价值。关键词:汽轮机;调节级;变工况;焓降;反动度分类号:TK247文献标识码:A文章编号:1001-5884(2012)01-0021-03TheCalculationoftheSteamTurbineGoverningStageEnthalpyDropandReactionDegreeinOff-designConditionLIQing，HUANGZhu-qing，WANGYun-min，LILiang，ZHANGLun-zhu(SchoolofEnergyandPowerEngineering，ChangshaUniversityofScienceandTechnology，Changsha410076，China)Abstract:Thecalculationofenthalpydropandreactiondegreeisanimportantcontentandbasisofthecalculationforgoverningstageinoff-designcondition．Thecalculationmethodofthesteamturbinegoverningstageenthalpydropandreactiondegreeinoff-designconditionisintroducedinthispaper，andainstancecalculatingofapowerplant－N600－16．67－538/538－IsteamturbineinHunanprovinceissimulatedbyMATLABsoftware．Finally，thechangingcurvesofgoverningstageenthalpydropandreactiondegreeisdrawnaccordingtothecalculationresults．Theresultsfromtheresearchhaveanimportantvalueintheoryandapplication．Keywords:steamturbine;governingstage;off-designcondition;enthalpydrop;degreeofreaction0前言在火电厂汽轮机调节级的变工况计算中，汽轮机调节级的焓降和反动度的计算是最为复杂和最基本的问题之一。喷嘴配汽调节级广泛应用于大功率冲动式和反动式汽轮机高压缸中的第一级。对于喷嘴调节汽轮机，调节级的焓降是随汽轮机的流量(负荷)变化而变化的，流量(负荷)增加时，部分开启汽阀所控的喷嘴焓降增大，全开汽阀所控制的喷嘴焓降减少。由于调节级级效率取决于速度比，而速度比又取决于焓降，因此对于几何尺寸条件一定的调节级，焓降决定了级的效率，而且调节级的焓降变化，还会引起反动度等一些参数的变化。汽轮机调节级的反动度是反映蒸汽在调节级动叶内膨胀程度大小的指标，同时，也能从侧面反映调节级的工作状况。当汽轮机运行工况发生变化时，反动度的变化会引起汽轮机调节级级内的漏汽量、汽轮机轴向推力等均发生变化，亦即影响到汽轮机运行的经济性和安全性［1］。所以如何快速、准确的对调节级焓降和反动度进行计算，保证变工况下汽轮机的运行经济性和安全性具有重要的意义。1调节级焓降和反动度的计算方法1．1计算原理计算变工况下调节级的焓降和反动度，必须先确定调节级喷嘴和动叶前后的压力比［2］。具体的计算方法是:在初参数已知及喷嘴面积已知的条件下，可求出临界流量，再与给定流量相比，则可求得彭台门系数，进而求喷嘴前后的压力比p1/p0'，再求出喷嘴后压力p1。知道p1后，进而可求出喷嘴理想焓降Δhn，喷嘴出口汽流的理想速度c1t和喷嘴出口汽流的实际速度c1，根据速度三角形求出动叶进口速度w1及进汽角β1。根据β1与β1g(设计动叶进汽角)的差值(冲角)，确定撞击损失，并求出动叶前的滞止比容ν1'，再根据动叶前后的压力比，可求出动叶的理想焓降Δhb。知道了调节级的喷嘴理想焓降和动叶的理想焓降，就可定出调节级的理想焓降和反动度。值得一提的是:当喷嘴超临界时，临界流量便等于给定流量，假定一个低于临界压力p1cr的p1，因流量不再增加，有一p1则亦可求出Δhn、c1t，但是在作动叶进口速度三角形时，应该注意喷嘴出口角有偏斜。其它计算与前述相同。第54卷第1期汽轮机技术Vol．54No．12012年2月TURBINETECHNOLOGYFeb．20121．2计算公式汽轮机变工况时，调节级的焓降和反动度可根据以下公式计算［2－3］:通过喷嘴面积的临界流量:Gcn=0．648Anp0'υ0槡'(1)式中，Gcn为喷嘴的临界流量，kg/s;An为全开调节阀门喷嘴组出口面积，m2;p0'为喷嘴前的压力，Pa;ν0'为喷嘴前的比容，m3/kg。喷嘴流量比(彭台门系数):βn=G实际/Gcn=1－εn－εcr1－ε()cr槡2(2)式中，βn为喷嘴流量比;G实际为喷嘴实际流量，kg/s;εn为喷嘴压比;εcr为喷嘴临界压比。将蒸汽视作理想气体，则喷嘴理想焓降:Δhn=knkn－1p0'υ0'1－εnkn－1k()n(3)式中，Δhn为喷嘴理想焓降，J/kg;kn为蒸汽的绝热指数，对过热蒸汽kn=1．3。喷嘴出口速度:c1=φ2Δh槡n(4)式中，c1为喷嘴出口速度，m/s;φ为喷嘴速度系数。级的圆周速度:u=nπdm60(5)式中，u为级的圆周速度，m/s;n为汽轮机的转速，r/min;dm为级的平均直径，m。汽流进入动叶的实际速度:w1=c21+u2－2c1ucosα槡1(6)式中，w1为汽流进入动叶的实际速度，m/s;α1为喷嘴出汽角。汽流进入动叶的进口角:β1=sin－1c1sinα1w1(7)式中，β1为汽流进入动叶的进汽角。动叶进口撞击损失:Δhβ1=(w1sinθ)2/2(8)式中，Δhβ1为动叶进口撞击损失，J/kg;θ为冲角。喷嘴多变指数:nn=knkn－φ2(kn－1)(9)式中，nn为喷嘴多变指数。喷嘴后比容:υ1=υ0'(p0'/p1)1/nn(10)式中，υ1为喷嘴后比容，m3/kg;p1为喷嘴后压力，Pa。动叶前比容:υ1'=υ1+［(kn－1)/kn］(Δhβ1/p1)(11)式中，υ1'为动叶前比容，m3/kg。将蒸汽视作理想气体，则动叶理想焓降:Δhb=kbkb－1p1υ1'(1－(p2/p1)kb－1k[]b(12)式中，Δhb为动叶理想焓降，J/kg;p2为动叶出口压力，Pa;kb为蒸汽绝热指数，对过热蒸汽kb=1．3。级的理想焓降:Δht=Δhn+Δhb(13)式中，Δht为级的理想焓降，J/kg。级的反动度:Ωm=Δhb/Δht(14)式中，Ωm为级的反动度。2调节级焓降和反动度计算实例应用上述方法，使用MATLAB语言编辑计算软件，对湖南某电厂600MW机组调节级变工况下焓降和反动度进行实际计算。2．1调节级的原始数据喷嘴全开时总出口面积An=488．19cm2，喷嘴出口角正弦值sinα1=0．2692，喷嘴速度系数0．97，喷嘴有效汽道总数116个，每个喷嘴的出口面积为An/116=4．2cm2，喷嘴节距30．20mm，动叶出口角正弦值sinβ2=0．402，设计动叶进汽角β1g=28．703°，动叶有效汽道总数80，动叶节距45．74mm，级的平均直径dm=1138．38mm，主汽阀总数2个，调节气阀总数4个，主汽阀与调节阀全开时总压力损失系数为0．97，调节阀阀号1、2、3、4所对应的喷嘴数分别为29、23、29、35，调节阀的布置与开启顺序如图1所示。图1调节阀的布置与开启顺序2．2调节级焓降和反动度的计算结果依据公式(1)～公式(14)，用MATLAB语言编制计算软件［4］，通过计算即可得到变工况下调节级的焓降和反动度。调节级的焓降和反动度的计算结果见 表 关于同志近三年现实表现材料材料类招标技术评分表图表与交易pdf视力表打印pdf用图表说话 pdf 1。根据表1中的计算数据直接调用MATLAB软件中的plot函数［5］，绘制了汽轮机负荷与调节级焓降、汽轮机负荷与调节级反动度、调节级实际流量与调节级焓降、调节级实际流量与调节级反动度的关系曲线，如图2～图5所示。3结论(1)本文在对调节级变工况分析的基础上，给出了一种计算调节焓降和反动度的简捷计算方法。在对调节级喷嘴焓降和动叶焓降计算时，将蒸汽视为理想气体，避免了查水蒸汽表和焓熵图的麻烦，且由于通过调节级的蒸汽是高温高22汽轮机技术第54卷表1N600－16．67－538/538－I型汽轮机调节级焓降和反动度的计算数据工况点喷嘴前压力p0'，MPa喷嘴前温度t'0，℃喷嘴实际流量G实际，t/h喷嘴临界流量Gcr，t/h喷嘴流量比βn喷嘴后压力p1，MPa喷嘴压比εn喷嘴焓降ΔhnkJ/kg喷嘴出口速度c1，m/s喷嘴出口角正弦sina130%负荷5．110456．750581．650720．8660．8074．1600．81463．955346．9170．269240%负荷6．730476．210739．200941．9170．7845．5680．82760．006336．0350．269250%负荷8．120493．030890．8301127．900．7906．6950．82462．030341．6560．269275%负荷11．720516．4201286．001621．010．7939．6380．82263．359345．2970．2692100%负荷16．170535．3601772．8402239．0460．78313．3970．82860．881338．4750．2692工况点动叶前汽流速度w1，m/s动叶进汽角β1，(°)冲角θ(°)撞击损失Δhβ1kJ/kg喷嘴后比容ν1，m3/kg动叶前比容ν1'，m3/kg动叶理想焓降Δhb，kJ/kg动叶出口压力p2，MPa级的理想焓降Δht，kJ/kg级的反动度Ωm30%负荷181．33830．9982．2950．0330．0740．07535．0373．71399．2620．35640%负荷170．87031．9663．2630．0580．0560．05850．5544．751110．5610．45750%负荷176．27131．4512．7480．0620．0470．04948．6665．763110．6960．43975%负荷179．77631．1352．4320．0320．0330．03946．6278．330109．9890．424100%负荷173．21231．7393．0360．0600．0240．02562．36911．610123．2500．506图2汽轮机负荷与焓降的关系曲线图3汽轮机负荷与反动度的关系曲线压蒸汽，很接近理想气体，所以计算结果也具有很高的精度。(2)以湖南某电厂600MW汽轮机的调节级相关数据为依据，计算了在不同工况下调节级的焓降和反动度，并绘制了调节级焓降和反动度的变化曲线。所有计算内容和计算图4调节级实际流量与调节级焓降的关系曲线图5调节级实际流量与调节级反动度的关系曲线结果均是应用MATLAB语言编制计算软件来完成。(3)通过对汽轮机变工况时调节级焓降和反动度的计算，可随时掌握调节级的工作状况，为调节级的运行经济性和安全性分析奠定了理论基础。(下转第77页)32第1期李清等:汽轮机调节级变工况时焓降和反动度的计算图4改造后凝汽器水室速度矢量图(m/s)已完全消失，流动阻力也相应减小，经比较，在相同的出水压力条件下，改进后的进水压力比改进前相比降低了0．018MPa。4结论(1)本文所采用的数值计算方法能准确确定凝汽器水侧流体流动情况。(2)该凝汽器水侧原设计前后水室存在较大的漩涡及流动死区，严重影响了凝汽器的换热效果，还容易使水室结垢和生长微生物，增大了循环水泵耗功，降低了循环水泵的变频改造后的调节余量。(3)对凝汽器前、后水室进行局部改造，在原水室的基础上加装导流板，对前后水室的流体流动进行引导，改变前、后水室形状后，该凝汽器水室的流动漩涡以及流动死区消失、流动阻力下降，水侧冷却水分布更加合理，凝汽器换热效果有所提高。(4)本文研究结果可为国内同类型机组进行改造以及设计产家提供参考。参考文献［1］周兰欣，李富云，李卫华．凝汽器壳侧准三维数值研究［J］．中国电机工程学报，2008，28(23):25－30．［2］周兰欣，李富云，张伟民，等．低加在凝汽器喉部布置形式的三维数值研究［J］．华东电力，2007，35(6):63－66．［3］周兰欣，李富云，白中华，等．内置式加热器的凝汽器喉部的三维数值研究［J］．汽轮机技术，2007，49(6):432－434，438．［4］MartoPJ．HeatTransferandTwo－phaseFlowDuringshellSide-condensation［J］．HeatTransferEngineering，1982，5(1－2):31－61．［5］ZhangC，SousaACM，VenartJES．NumericalSimulationOfdif-ferentTypesofSteamSurfaceCondensers［J］．JournalofEnergy-ResourcesTechnology，1991，113(2):63－70．［6］ShidaH，KuragasakiM，AdachiT．OntheNumericalAnalysisMmet-hodofFlowandHeatTransferinCon2densers［J］．HeatTransfer，1982，59(6):347－352．［7］UkeguchiN，SakataH，AdachiT．OntheNumericalAnalysisofCompressibleFlowProblemsbyThemodifiedFLICMethod［J］．ComputFluids，1980，124(8):251－263．［8］JohnsonCM，VanderplaatsGN，MartoPJ．MarineCondenserDe-signUsingNumericalOptimization［J］．J．Mech．Des，1980，102(4):469－475．［9］SpaldingDB．TheCalculationofFree－convertionPhenomenoninGas－liquidMixtures［A］．ICHMTSeminar［C］，Dubrovnil，1967．［10］XiupingY．NumericalSimulationoftheSteamFlowFieldandHeatTransferBehaviorofaPowerPlantCondenser［C］．Multi-phaseFlowandHeatTransfer，ThirdInt．Symposium，London，1993，1:225－232．［11］黄兴华，沈坤全，史剑戟，等．电站凝汽器蒸汽流动和换热的数值模拟［J］．动力工程，1998，18(3):79－86．［12］俞茂铮，姚秀平，汪国山，等．大功率汽轮机凝汽器汽相流动与传热特性的数值分析［J］．动力工程，1995，15(6):42－49．［13］侯平利，俞茂铮，李平，等．双流程凝汽器汽相流动与传热特性的准三维数值分析［J］．西安交通大学学报，2003，37(5):459－462．［14］杨善让，孙光．电站凝汽器性能的数值模拟［J］．中国电机工程学报，1990，10(增刊):92－98．［15］崔国民，关欣，李美玲，等．凝汽器喉部扩散角对其性能的影响研究［J］．中国电机工程学报，2003，23(5):181－183，188．［16］曹丽华，郭婷婷．李勇．300MW汽轮机凝汽器喉部出口流场的三维数值模拟［J］．中国电机工程学报，2006，26(11):56－59．［17］崔国民，蔡祖恢，李美玲．凝汽器喉部内置低压加热器的合理布置研究［J］．动力工程，2001，21(3):1233－1236．［18］曹丽华，张仲彬，李勇，等．具有内置式加热器的凝汽器喉部流场的数值模拟［J］．动力工程，2006，26(3):400－402，451．［19］崔国民，张磊磊，王方方．凝汽器喉部结构优化的理论及模化研究［J］．工程热物理学报，2007，28(1):131－133．(上接第23页)参考文献［1］靳智平．电厂汽轮机原理及系统［M］．北京:中国电力出版社，2006．［2］李维特，黄保海．汽轮机变工况热力计算［M］．北京:中国电力出版社，2001．［3］曹祖庆．汽轮机变工况特性［M］．北京:水利电力出版社，1991．［4］朱仁峰．MATLAB5．3程序设计与应用［M］．北京:清华大学出版社，2000．［5］黄海东．基于MATLAB的汽轮机调节级变工况快速计算方法［J］．汽轮机技术，2008，50(2):103－10577第1期李富云等:凝汽器水侧的数值研究及改造