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某超超临界1000MW机组汽轮机技术特点及热力性能试验


某超超临界 1000MW 机组汽轮机技术特点及热力性能试验
付 昶 赵 毅 朱立彤

(西安热工研究院有限公司,西安 710032)
ABSTRACT: The features of first operated supercritical 1000MW units was analyzed. As well as the some ke

y points and results of the performance test. Key words: supercritical Turbine Performance test

摘要:简要介绍了西门子公司超超临界 1000MW 机组汽轮机的技术特点,并详细介绍了有关 性能试验及相关结果,各项指标满足了合同性能保证值要求。 关键词:超临界;1000MW 机组;汽轮机;技术特点;性能试验 某发电公司四期扩建工程装备了两台超超临界 1000MW 汽轮发电机组,汽轮机技术来自 德国 SIEMENS 公司,国内某汽轮机有限公司制造。两台汽轮机性能试验于 2008 年 4 月-5 月 份完成。性能试验结果全面满足了合同性能保证值要求,根据相关资料统计,该两台机组运 行后的经济性水平达到了目前世界同类型机组的最好水平。 1.汽轮机设计数据 超超临界 1000MW 汽轮机为、单轴,一次中间再热,四缸四排汽凝汽式机组,表 1 列出 了它的主要性能和保证性能。

表1
型号

汽轮机主要设计参数及设计值
TC4F 1007.878 1007.878 1040.586 1059.974 7602 26.083 600 600 3000 4.9/5.26 3%补水,背压9.93kPa 7320

热耗率验收工况(THA)功率MW 额定功率(TRL)MW 最大连续出力(T-MCR) MW 最大出力(VWO)MW 额定工况下热耗率(THA)kJ/kWh THA工况主汽压力MPa 主汽温度℃ 再热汽温度℃ 工作转速r/min 额定背压kPa TRL工况保证条件 THA工况保证热耗率kJ/(kW.h)

TRL、 TMCR、 VWO工况设计主汽压力MPa 27

2.汽缸设计特点及缸效率
1000MW 汽轮机高压缸采用单向流内,外缸结构,中压缸采用双流缸结构,低压缸采用双 缸双分流缸结构。高、中和两只低压缸采用轴向串联结构。 2.1 高、中压缸结构特点及缸效率 对工作在超临界区的汽轮机来说,蒸汽的压力相对较高,蒸汽比容很小,汽缸的结构决 定了汽缸的相对内效率。 超超临界 1000MW 汽轮机高压缸为反动式,单流型,高压缸采用内、外双层缸设计,其
1

中外缸为筒形汽缸结构,高压外缸由垂直中分面分为进汽缸和排汽缸,内缸为垂直纵向平分 面结构,由于缸体为旋转对称,使得机组在启动,停机和快速变负荷过程中缸体温度剃度较 小,热应力保持在一个很低的水平。 高压缸通流部分采用小直径多级数设计原则,全部采用“T”叶根,漏汽损失小,动静 部分采用多齿数径向汽封,减少级间漏汽。高压缸在制造厂整体精装完成后发到现场,确保 了安装质量和各部件的安装位置和各项间隙。高压缸进汽采用节流配汽方式,没有调节级, 蒸汽通过汽缸左右两侧的主汽阀和调节阀进入均压环室, 全周进汽方式。 1000MW 超超临界汽 轮机增加了一个在第五级后的全周进汽的补汽口,在主汽阀前与该近汽口之见连接一个补汽 调节阀,在设计工况(20℃循环水温,额定出力 1000MW)及以下的稳定负荷运行时,该补 汽阀关闭,机组运行超过 1000MW 或主汽流量超过额定值(对应的压力超过 26.25MPa)时, 补汽阀开启,直到最大出力,相当于阀门全开(VWO)工况。 同时,补汽阀与全周进汽,滑压运行相配套,补汽阀不是补充主蒸汽流量的不足,而是 提高滑压运行的进汽压力, 补汽阀的位置是在原主汽门后调门前引出一根管子, 接入补汽阀, 该阀的结构与主汽调阀相同,位于高压缸下部,相当于第三个调阀,结构功能和调节方式与 主汽调阀相同,机组运行时,加负荷要求下,先开补汽阀作为快速响应,然后再由机组的协 调增加锅炉热负荷直到补汽阀全关,在减负荷时,先关小主汽调门,然后锅炉降低热负荷直 至主汽调门全开,这种运行方式的特点是机组处于稳定状态时,主调阀全开,补汽阀全关, 没有节流损失。 高压第一级为降低反动式叶片级,大幅度降低静叶出口速度,及提高动叶进汽角,降低 转子温度。机组在整个运行负荷采用复合滑压运行方式。 国内目前大型机组大多采用节流配汽方式,调节级采用部分进汽,增加了级的部分进汽 损失和余速损失,调节级效率较低,在低负荷下尤其明显,同时,调节级的焓降相对较大。 1000MW 超超临界机组采用无调节级的全周进汽方式在很大程度上改善了高压缸的做功 特性,在负荷变化过程中通过改变补汽阀的参与调节来满足快速变负荷要求,满足主汽调阀 始终处于全开位置的最小节流损失,同时通过补汽阀的参与使机组运行压力提高。在低负荷 或变负荷中保持较高的初循环参数,有效的提高了机组运行的经济性。 通过实际对汽轮机的性能试验结果,验证了机组在初始状态下的高、中压缸效率情况, 试验结果表明:在汽轮机稳态运行的各部分下负荷,始终处于阀全开(不开补汽阀)状态, 高压缸效率不随负荷而变化,由于中压缸效率的特点,中压缸效率也处于高效区运行。2 号 机组高、中压缸效率试验结果见表 2,表 3。

表2
试验工况

2 号机组高、中压缸效率与负荷的对应关系试验结果
单 位 100%额定负荷 999.4 25.662 598.1 5.858 361.1 5.483 593.9 0.631 279.5 91.35 93.90 80%额定负荷 799.5 20.436 597.1 4.659 363.1 4.356 588.3 0.513 279.1 91.30 93.89 70%额定负荷 701.1 17.962 599.4 4.110 367.3 3.841 589.5 0.457 281.6 91.15 93.88 MW MPa ℃ MPa ℃ MPa ℃ MPa ℃ % %

机组输出功率 主蒸汽压力 主汽蒸汽温度 高压缸排汽压力 高压缸排汽温度 热再热压力 热再热温度 中压缸排汽压力 中压缸排汽温度 高压缸效率 中压缸效率

2

由表 2,表 3 看出:2 号机组实测高压缸效率与负荷的变化关系中,高压缸的效率不随 负荷的降低变化,在负荷变化范围内高压缸保持了较高的效率。 中压缸采用双分流型式,共 2×13 级。中压缸采用双侧切向进汽,排汽口位于汽缸顶部 中间位置,中压缸入口第一级斜置静叶,20%反动度,大的轴向动静距离有效防止冲蚀,中 压缸也是整体组装出厂。中压缸蒸汽均工作在过热区,保证有较高的缸效率。

表3
试验工况 机组输出功率 主蒸汽压力 主汽蒸汽温度 高压缸排汽压力 高压缸排汽温度 热再热压力 热再热温度 中压缸排汽压力 中压缸排汽温度 高压缸效率 中压缸效率

2 号机组中压缸效率与负荷的变化关系
单 位 60%额定负荷 50%额定负荷 40%额定负荷 MW MPa ℃ MPa ℃ MPa ℃ MPa ℃ % %

15.320 597.7
5.858 361.1 5.483 593.9 0.631 279.5 91.35 93.90

13.003 578.9
4.659 363.1 4.356 588.3 0.513 279.1 91.30 93.89

10.510 584.7
4.110 367.3 3.841 589.5 0.457 281.6 91.15 93.88

从表 3 看出:2 号机组中压缸的效率不随负荷而变化,始终保持在较高的水平。

3.汽机岛设计特点及热力性能试验
3.1 汽机岛设计结构 汽机岛主要热力设备包括:汽轮机本体,3 级高压加热器(高加采用了单列布置) ,一 台除氧器,4 级低压加热器,凝汽器。机组配套 1 台 100%容量的汽动给水泵(汽泵)没有 备用电动给水泵(电泵) 。汽动给水泵自带独立凝器汽,可单独启动,其启动汽源来自临机 冷再热蒸汽,正常工作汽源来自本机四段抽汽,运行时,单台汽泵运行。 原则性热力系统及性能试验测点见附图 1。 3.2 汽轮机性能试验 在业主单独对汽机岛各个主设备, 辅助设备招标的情况下, 国内通常的汽轮机性能试验 是参照美国机械工程师协会的《汽轮机性能试验规程》ASME PTC 6全面性标准,或IEC 953 -A等方法。测试范围包含汽机岛的所有设备,但在性能计算中包含一类修正和二类修正计 算,有时甚至还考虑老化修正,主蒸汽、再热汽滤网修正等。其中一类修正包括:各储水容 器的水位变化;各加热器出口端差、疏水端差;抽汽管道压损;再热、过热蒸汽减温水;凝 结水泵和给水泵焓升;凝结水过冷度;轴封漏汽量、发电机功率因素等,一类修正的方法是 在试验主蒸汽流量不变的前提下, 将上述各项参数调整到设计值, 然后重新计算假想热力循 环得到汽轮机的热耗率和发电机出力。二类修正包括:主蒸汽压力、温度的修正;再热蒸汽 压损和温度的修正;排汽压力的修正。是将试验过程中得到的这些参数修正到设计参数下。 二类修正是在一类修正的基础上进行。 上述方法得到的是汽轮机的热耗率和发电机功率, 与 制造厂的设计值相比较。

3

1000MW机组性能试验依据上述ASME PTC6的全面性试验方法来进行。在ASME PTC6 中推荐在低加出口至除氧器之间的凝结水管路中加装低β比喉部取压长径喷嘴测量主凝结 水流量。 通过高加热平衡计算得到最终给水流量。 试验中同时测量高加的疏水和除氧器进汽 结合测量得到的凝结水流量来计算最终给水流量的方法。 3.2.1 最终给水流量计算 Ffw =Fcw+Fhe+Fde+Fdl+Fdv-Frhs 式中:Ffw为最终给水流量 Fcw为主凝结水流量(测量值) Fhe为8、7、6号高加的疏水流量(测量值) Fde为除氧器抽汽流量(测量值) Fdl为除氧器水位变化量(通过水位下降计算得到) Frhs为再热器减温水流量(测量值) 其中过热蒸汽减温水从高加出口支管抽出。 3.2.2试验热耗率的计算 (1)

HRt =

Fms × (Hms ? H fw ) + Fcrh × (Hhrh ? Hcrh ) + Frhsp × (Hhrh ? Hrhsp ) P
Hms 为 主蒸汽焓值; Hfw 为 主给水焓值; Fcrh 为 冷再热流量; Hhrh 为热再热焓值; Hcrh为冷再热焓值; Frhsp为 再热减温水流量; Hrhsp 为 再热减温水焓值; P 为发电机输出功率(实测功率扣除电动主油泵的耗功) 。

式中: Fms 为 主蒸汽流量;

3.3 试验热耗率的修正 依据供货方保证范围,修正包括一类修正和二类修正,一类修正按照 ASME PTC6-1996 试验规程进行,二类修正项目包括:主蒸汽压力、温度,再热蒸汽温度,再热器压降,机组 背压。 3.4 多重测量的相容性计算 上述 3.2.1 计算得到一个最终给水流量Ffw1,运行中采用ISO1932 喷嘴测量最终给水流 量Ffw2。通过计算高加热平衡可以得到给水流量Ffw3。 以上Ffw1和Ffw2,Ffw1和Ffw3,属于相关性流量,符合标准中关于同一个流量的单独多重 测量,因此依据不同流量装置的不确定度加权,检查各种最终给水流量计算之间的相容性是
4

否一致。具体计算如下:

F fw1 F fwr =

E 2 fw1 E 2 fw 2 1 1 + 2 2 E fw1 E fw 2

+

F fw 2
E fwr =
(1) (3)

1 1 E
2 fw1

+

1 E
2 fw 2

(2) (4)

ε1 = 1 ?

( F fw1 ? F fwr ) E 2 fw1 ? E 2 fwr

ε2 = 1?

( F fw 2 ? F fwr ) E 2 fw 2 ? E 2 fwr

其中: F fwr 为 Ffw1 和 Ffw2 的加权平均流量;

E fw1 为Ffw1的不确定度; E fw 2 为Ffw2的不确定度; E fwr 为 F fwr 的不确定度;

ε 1 为Ffw1的相容性系数; ε 2 为Ffw2的相容性系数;
流量相容性的标准是计算得到的 ε 1 和 ε 2 相同或基本一致。若 ε 1 、 ε 2 < 0 则可能是由 于不可接受的系统误差产生的,则应检查相应测量的不确定度。此次计算中经检查和Ffw1和

Ffw2,Ffw1和Ffw3,的相容性较好,满足试验规程的要求,因此也证明了采用 3.2.1 的计算方
法计算最终给水流量Ffw1不会增加计算的不确定度。另外,高加热平衡计算也能对试验的各 项测量值进行检查和核对。

4.试验结果
经过对 2 台 1000MW 汽机岛的热力性能试验, 得到了汽轮机在保证条件下的热耗率 (THA) , 能力工况的出力(TRL) ,汽轮机的最大连续出力(TMCR)等指标。两台机组的上述指标均满 足了供货商的保证值,超超临界 1000MW 汽轮机全面满足了合同的保证性能。

5.结语
经过对国内在运行超超临界机组的技术特点及热力性能试验的情况介绍, 可以为同类型 机组提供以下参考: (1)介绍了 1000MW 超超临界汽轮机的结构和技术特点。 (2) 对 1000MW 超超临界汽轮机的验收试验有些内容及标准中的方法和计算原则, 进行 了论述,对国内同类型汽轮机的验收试验有一定的借鉴意义。 (2)目前国内在建的百万等级汽轮机组的的结构和形式复杂,其性能考核试验是一项 复杂的系统工程,涉及到多家合作单位的利益和机组是否选型的成功,因此其试验的准备, 标准的选用、 以及试验过程的进行在国内没有借鉴经验和现成的标准, 值得引起各方的广泛

5

关注和广大技术人员的深入研究。 本文仅就作者关注的 1000MW 超临界机组的几点内容进行了详细介绍, 对试验的大量繁 琐的工作和程序,以及涉及到相应的基本试验标准,试验方法,试验仪表等均未做描述。 作者简介:付昶,男,37 岁,工学硕士,研究员,西安热工研究院有限公司,电站性能 技术部,汽轮机性能研究所所长,从事大型汽轮机组性能的试验研究等。 地址:西安市兴庆路 136 号 Tel:029-82102316 eMail:fuchang@tpri.com.cn

6

附图 1
③② ②③ ②③ ③② ②③

HP

IP

LP1

LP2

G

压力 温度

流量 水位

1000MW 汽轮机原则性热力系统及性能试验测点布置示意图
7


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