一种加热器全工况上端差和下端差应达值的在线估计方法与流程

本发明涉及火力电站运行优化控制技术领域，具体的，涉及一种加热器全工况上端差和下端差应达值的在线估计方法。

背景技术：

火力电站的各种辅助设备对电站运行的经济性和可靠性起着非常重要的作用。加热器是汽轮机最重要的辅助设备之一，利用汽轮机回热抽汽加热凝结水和给水，可以减少冷源损失，提高机组的循环热效率，因此加热器的运行状态对整个机组的热经济性具有直接影响。在机组运行过程中，加热器上端差和下端差是监测机组运行状态的重要指标。上端差定义为该级加热器抽汽压力下饱和蒸汽温度与水相工质出口温度之差；下端差定义为加热器疏水出口温度与水相工质入口温度之差。加热器上端差或下端差越大，对机组运行的经济性影响越大。通常电站集控运行规程中会给出加热器在额定工况下上端差应达值和下端差应达值作为参考依据。但是当工况改变时，机组运行参数都会相应发生改变，进行机组热经济性分析时，额定工况时的上端差应达值和下端差应达值便不再适用，因此需要求出加热器在不同工况下的上端差应达值和下端差应达值，并以此为依据评估加热器上端差和下端差对机组热经济性的影响。

经过对现有技术的检索，中国专利申请号201310142718.X，公开号103267539A，公开日2013-08-28，记载了一种卧式三段式给水加热器上端差及下端差的测算方法。该方法基于量纲分析原理和运行可测参数，分别对加热器的疏水冷却段、凝结段和过热蒸汽冷却段进行固定工况下的试验，通过数据拟合得到各段传热单元数与某一参数(抽汽流量、给水流量、饱和压力等)的简化线性函数关系，用于计算其它工况下加热器进出口各热力参数，从而获得上端差和下端差。本质上，上述线性函数关系仅适用于试验工况下的上端差和下端差估计，除试验工况以外的条件下的计算误差是大是小成为不可控因素。此外，该方法仅涉及加热器上端差和下端差的测算，无法用于加热器上端差应达值和下端差应达值的估计，无法分析加热器上端差和下端差对机组热经济性的影响，也无法为回热抽汽系统热经济性实时评估提供支撑条件。

技术实现要素：

针对现有技术中的不足，本发明的目的是提供一种加热器全工况上端差和下端差应达值的在线估计方法。

为实现以上目的，本发明采用的技术方案：首先获得各个加热器真实换热情况下抽汽质量流量的在线估计值，然后求出理想换热情况下加热器总换热系数理论值，进而根据理想换热情况下的换热效能方程计算加热器疏水出口温度的理论值，根据加热器内能量平衡关系，求出加热器内水相工质出口温度理论值，并根据上端差和下端差定义求出上端差应达值和下端差应达值。本发明能分析加热器上端差和下端差对机组热经济性的影响，为回热抽汽系统热经济性实时评估提供支撑条件。

具体的，一种加热器全工况上端差和下端差应达值的在线估计方法，该方法具体包括以下步骤：

步骤一、从运行机组的分布式控制系统DCS实时数据库中获取给定时刻下各加热器入口蒸汽压力、温度，疏水温度，水相工质出口温度，凝结水质量流量、压力、温度，省煤器入口给水质量流量、压力、温度；

步骤二、结合工质物性参数库，根据各加热器内的能量平衡关系，即加热器内抽汽释放的热量+来自上一个加热器的疏水释放的热量＝水相工质吸收的热量，计算获得各加热器的抽汽质量流量在线估计值，用于步骤四中计算热容量流率比；

步骤三、计算加热器真实换热情况下换热管外蒸汽侧对流换热系数α₁和换热管内水相工质对换热管壁的换热系数α₂，并求出加热器内换热管壁面污垢热阻R_b为零时的加热器总换热系数理论值K_lx，用于步骤四中计算传热单元数的理论最大值；

步骤四、基于热容量流率比和传热单元数的理论最大值，建立理想换热情况下加热器换热效能方程，计算加热器疏水出口温度理论值，进而由下端差定义，在线计算得到加热器下端差应达值；

步骤五、根据加热器理想换热情况下的能量平衡关系，即理想换热情况下，加热器内抽汽释放的热量+来自上一个加热器的疏水释放的热量＝水相工质吸收的热量，计算加热器水相工质出口温度理论值，并由上端差定义，在线计算得到加热器上端差应达值。

优选地，步骤二中，加热器中的能量平衡关系为：

D_cq(h_cq-h_ss)+D_sspre(h_sspre-h_ss)＝D_w(h_outs-h_ins) (1)

其中，D_w是水相工质质量流量，kg/s；D_cq是抽汽质量流量，kg/s；h_cq是加热器抽汽入口的比焓，kJ/kg；h_ss是加热器出口疏水的比焓，kJ/kg；D_sspre是上一个加热器流进本加热器疏水的质量流量，kg/s；h_sspre是上一个加热器流进本加热器疏水的比焓，kJ/kg；D_w是加热器内水相工质质量流量，kg/s；h_outs是水相工质在加热器出口处的比焓，kJ/kg；h_ins是水相工质在加热器入口处的比焓，kJ/kg。计算加热器抽汽质量流量按照水相工质流经的各加热器顺序进行，其中除氧器之前低压加热器的水相工质是主凝结水，除氧器之后高压加热器的水相工质是给水；

优选地，步骤三中，计算换热管外蒸汽侧对流换热系数α₁时，由于蒸汽横掠叉排管束，蒸汽侧雷诺数Re_s和相邻管束横向管间距d_h和纵向管间距d_v，确定α₁的计算公式为(参见杨世铭，陶文铨.传热学(第四版).高等教育出版社,2010,259-262)：

${\mathrm{\α}}_1=k_1{\left(\frac{d_h}{d_v}\right)}^{k_2}{\mathrm{Re}}_s^{k_3}{\mathrm{Pr}}_s^{0.36}{\left(\frac{{\mathrm{Pr}}_s}{{\mathrm{Pr}}_w}\right)}^{0.25}---\left(2\right)$

式中，k₁，k₂，k₃是由蒸汽侧雷诺数和相邻管束横向管间距和纵向管间距的比值确定的系数，Pr_s和Pr_w是蒸汽侧和水相工质的普朗特数。流体雷诺数和普朗特数的计算方法为：

$\mathrm{Re}=\frac{\mathrm{\ρ}du}{\mathrm{\μ}}---\left(3\right)$

$\mathrm{Pr}=\frac{c\mathrm{\μ}}{\mathrm{\λ}}---\left(4\right)$

式中，ρ是流体的密度，kg/m³；u是流体的流速，m/s；μ是流体的黏度，Pa·s；λ是流体的热导率，W/(m·℃)；c是流体的比热容，kJ/(kg·℃)；

由于换热管内水相工质的雷诺数Re_w满足湍流条件，因此水相工质侧对流换热系数α₂的计算方法为(参见杨世铭，陶文铨.传热学(第四版).高等教育出版社,2010,259-262)：

${\mathrm{\α}}_2=0.023\frac{\mathrm{\λ}}{d_i}{\mathrm{Re}}_w^{0.8}{\mathrm{Pr}}_w^{0.4}---\left(5\right)$

式中，d_i是换热管内径，m；

加热器内真实换热情况下，当加热器换热管管壁污垢热阻为R_b时，加热器总换热系数K为：

$K=\frac{1}{\frac{1}{{\mathrm{\α}}_1}+R_b+\frac{1}{{\mathrm{\α}}_2}}---\left(6\right)$

因此，当加热器换热管管壁清洁，即污垢热阻R_b为零时，加热器总换热系数理论值K_lx为：

$K_{lx}=\frac{1}{\frac{1}{{\mathrm{\α}}_1}+\frac{1}{{\mathrm{\α}}_2}}---\left(7\right)$

优选地，在步骤四中，由于热容量流率比0≤R≤1，所以根据加热器换热效率ε的定义，可以推导出真实换热情况下加热器的换热效率为：

$\mathrm{\ϵ}=\frac{D_{cq}{c}_{ph}(t_{cq}-t_{ss})}{D_{cq}{c}_{ph}(t_{cq}-t_{ins})}=\frac{t_{cq}-t_{ss}}{t_{cq}-t_{ins}}---\left(8\right)$

其中，c_ph是加热器换热管外蒸汽的平均比热容，kJ/(kg·℃)；t_cq是加热器入口抽汽温度，℃；t_ss是加热器疏水出口温度，℃；t_ins是加热器入口水相工质温度，℃；

令加热器传热单元数其中，A是加热器换热面积，m²。建立加热器换热效率ε与传热单元数NTU和热容量流率比R的关系：

$\mathrm{\ϵ}=\frac{1-\exp \[-NTU(1-R)\]}{1-R\exp \[-NTU(1-R)\]}---\left(9\right)$

根据ε与R、NTU的关系，由于真实换热情况和理想换热情况下R不变，因此当NTU最大时，ε最大。在加热器实际运行中，加热器存在着一定的性能退化，例如加热器换热管壁结垢，加热器换热管堵塞等原因，使加热器总换热系数K和换热面积A低于理论值或设计值。因此，在理想换热情况下，即加热器换热管壁表面洁净，即污垢热阻R_b＝0，以及加热器真实换热面积等于设计值A_sj时，NTU的理论最大值为：

${\mathrm{NTU}}_{max}=\frac{K_{lx}{A}_{sj}}{D_w{c}_{pc}}---\left(10\right)$

因此，建立理想换热情况下加热器换热效能方程：

${\mathrm{\ϵ}}_{lx}=\frac{t_{cq}-t_{ss\_lx}}{t_{cq}-t_{ins}}=\frac{1-\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}{1-R\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}---\left(11\right)$

其中，t_{ss_lx}是加热器疏水出口温度理论值，℃。可以解出：

$t_{ss\_lx}=t_{cq}-\frac{1-\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}{1-R\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}(t_{cq}-t_{ins})---\left(12\right)$

根据下端差的定义，在线计算加热器下端差应达值为：

t_dt＝t_{ss_lx}-t_ins (13)

优选地，步骤五中，在加热器理想换热情况下，加热器内能量平衡关系为：

D_cq(h_cq-h_{ss_lx})+D_sspre(h_sspre-h_{ss_lx})＝D_wc_pc(t_{outs_lx}-t_ins) (14)

其中，h_{ss_lx}是根据t_{ss_lx}计算得到的加热器出口疏水比焓理论值，kJ/kg；t_{outs_lx}是加热器水相工质出口温度理论值，℃。可以解出：

$t_{outs\_lx}=\frac{D_{cq}(h_{cq}-h_{ss\_lx})+D_{sspre}(h_{sspre}-h_{ss\_lx})}{D_w{c}_{pc}}+t_{ins}---\left(15\right)$

根据上端差的定义，即上端差＝抽汽压力下饱和蒸汽温度-水相工质出口温度，在线计算加热器上端差应达值为：

t_tt＝t_bq-t_{outs_lx} (16)

与现有技术相比，本发明具有如下的有益效果：

本发明基于理想换热情况下加热器总换热系数理论值，通过理想换热情况下的换热效能方程计算加热器疏水出口温度的理论值，再由加热器内能量平衡关系，求出加热器内水相工质出口温度理论值，并最终根据上端差和下端差定义求出上端差应达值和下端差应达值。本发明可以在不增加现有测点硬件的条件下，利用本专利技术在线估计加热器全工况上端差应达值和下端差应达值，用于分析加热器上端差和下端差对机组热经济性的影响，为回热抽汽系统热经济性实时评估提供支撑条件。

附图说明

通过阅读参照以下附图对非限制性实施例所作的详细描述，本发明的其它特征、目的和优点将会变得更明显：

图1为本发明一实施例回热抽汽系统结构示意图；

图2为本发明一实施例加热器结构示意图；

图3为本发明一实施例中某机组2#高压加热器真实换热情况上端差计算值t_t和理想换热情况上端差应达值t_tt计算结果；

图4为本发明一实施例中某机组2#高压加热器真实换热情况下端差计算值t_d和理想换热情况下端差应达值t_dt计算结果。

具体实施方式

下面结合具体实施例对本发明进行详细说明。以下实施例将有助于本领域的技术人员进一步理解本发明，但不以任何形式限制本发明。应当指出的是，对本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进。这些都属于本发明的保护范围。

本实施例涉及某超超临界1000MW火力电站卧式适用全工况的加热器上端差应达值和下端差应达值估计方法。该机组配置的高压加热器为卧式U型管表面加热器。图1是实施例机组回热抽汽系统结构示意图。主凝结水依次经过8号、7号、6号、5号低压加热器后，在除氧器内除氧加热后成为给水，再依次经过3号、2号、1号高压加热器进入锅炉侧省煤器。图2是1号高压加热器结构示意图。水相工质由水相工质入口进入加热器内换热管与蒸汽换热，被加热到一定温度后从水相工质出口排出加热器进入下一个加热器；各级抽汽由抽汽入口进入加热器，和来自上一个加热器的疏水一同与换热管内水相工质换热，冷却成过冷水由疏水出口排出。

现以1号高压加热器为例进行描述，所述方法包括以下步骤：

步骤一、从运行2号机组DCS控制系统的实时数据库获取给定时刻下获取给定时刻下各高压加热器和低压加热器抽汽入口蒸汽压力、温度，疏水温度，水相工质出口温度，凝结水质量流量、压力、温度，省煤器入口给水的流量、压力和温度；

步骤二、结合工质物性参数库，根据各加热器水侧和汽侧的能量平衡关系，获得各加热器的抽汽质量流量在线估计值。各加热器水侧和汽侧的能量平衡关系为：

D_cq(h_cq-h_ss)+D_sspre(h_sspre-h_ss)＝D_w(h_outs-h_ins) (1)

其中，D_cq是抽汽质量流量，kg/s；h_cq是加热器抽汽入口的比焓，kJ/kg；h_ss是疏水出口的比焓，kJ/kg；D_sspre是上一个加热器疏水的质量流量，kg/s；h_sspre是上一个加热器疏水的比焓，kJ/kg；D_w是通过加热器的水相工质质量流量，kg/s；h_outs是水相工质在加热器出口处的比焓，kJ/kg；h_ins是水相工质在加热器入口处的比焓，kJ/kg。计算加热器抽汽质量流量按照水相工质流经的各加热器顺序进行，其中除氧器之前低压加热器的水相工质是主凝结水，除氧器之后高压加热器的水相工质是给水。

步骤三、对于1号高压加热器，由于蒸汽横掠叉排管束，根据蒸汽侧雷诺数Re_s和相邻管束横向管间距d_h和纵向管间距d_v，换热管外蒸汽侧对流换热系数α₁的计算方法为(参见杨世铭，陶文铨.传热学(第四版).高等教育出版社,2010,259-262)：

${\mathrm{\α}}_1=0.35{\left(\frac{d_h}{d_v}\right)}^{0.2}{\mathrm{Re}}_s^{0.6}{\mathrm{Pr}}_s^{0.36}{\left(\frac{{\mathrm{Pr}}_s}{{\mathrm{Pr}}_w}\right)}^{0.25}---\left(2\right)$

式中，Pr_s和Pr_w是蒸汽侧和水相工质的普朗特数。流体雷诺数和普朗特数的计算方法为：

$\mathrm{Re}=\frac{\mathrm{\ρ}du}{\mathrm{\μ}}---\left(3\right)$

$\mathrm{Pr}=\frac{c\mathrm{\μ}}{\mathrm{\λ}}---\left(4\right)$

式中，ρ是流体的密度，kg/m³；u是流体的流速，m/s；μ是流体的黏度，Pa·s；λ是流体的热导率，W/(m·℃)；c是流体的比热容，kJ/(kg·℃)；

由于换热管内水相工质的雷诺数Re满足湍流条件，因此水相工质侧对流换热系数α₂的计算方法为(参见杨世铭，陶文铨.传热学(第四版).高等教育出版社,2010,259-262)：

${\mathrm{\α}}_2=0.023\frac{\mathrm{\λ}}{d_i}{\mathrm{Re}}_w^{0.8}{\mathrm{Pr}}_w^{0.4}---\left(5\right)$

式中，λ是给水的热导率，W/(m·℃)；d_i是换热管内径，m；

在真实换热情况下，若加热器换热管管壁污垢热阻为R_b，加热器总换热系数为：

$K=\frac{1}{\frac{1}{{\mathrm{\α}}_1}+R_b+\frac{1}{{\mathrm{\α}}_2}}---\left(6\right)$

因此，当加热器换热管管壁污垢热阻R_b为0时，加热器总换热系数理论值K_lx为：

$K_{lx}=\frac{1}{\frac{1}{{\mathrm{\α}}_1}+\frac{1}{{\mathrm{\α}}_2}}---\left(7\right)$

步骤四、由于热容量流率比0≤R≤1，根据加热器换热效率ε的定义，可以推导出真实换热情况下加热器的换热效率为：

$\mathrm{\ϵ}=\frac{D_{cq}{c}_{ph}(t_{cq}-t_{ss})}{D_{cq}{c}_{ph}(t_{cq}-t_{ins})}=\frac{t_{cq}-t_{ss}}{t_{cq}-t_{ins}}---\left(8\right)$

其中，D_cq是抽汽质量流量，kg/s；c_ph和c_pc是加热器换热管外蒸汽和管内给水的平均比热容，kJ/(kg·℃)；t_cq是加热器入口抽汽温度，℃；t_ss是加热器疏水出口温度，℃；t_ins是加热器入口给水温度，℃；

令加热器传热单元数其中，A是加热器换热面积，m²。建立加热器换热效率ε与传热单元数NTU和热容量流率比R的关系：

$\mathrm{\ϵ}=\frac{1-\exp \[-NTU(1-R)\]}{1-R\exp \[-NTU(1-R)\]}---\left(9\right)$

由于真实换热情况和理想换热情况下R不变，根据ε与R、NTU的关系，当NTU最大时，ε最大。在加热器实际运行中，加热器存在着一定的性能退化，例如加热器换热管壁结垢，加热器换热管堵塞等原因，使加热器总换热系数K和换热面积A低于理论值或设计值。因此，在理想换热情况下，即加热器换热管壁表面洁净，即污垢热阻R_b＝0，以及加热器真实换热面积等于设计值A_sj时，NTU的理论最大值为：

${\mathrm{NTU}}_{max}=\frac{K_{lx}{A}_{sj}}{D_w{c}_{pc}}---\left(10\right)$

因此，建立理想换热情况下加热器换热效能方程：

${\mathrm{\ϵ}}_{lx}=\frac{t_{cq}-t_{ss\_lx}}{t_{cq}-t_{ins}}=\frac{1-\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}{1-R\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}---\left(11\right)$

其中，t_{ss_lx}是加热器疏水出口温度理论值，℃。可以解出：

$t_{ss\_lx}=t_{cq}-\frac{1-\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}{1-R\exp \[-{\mathrm{NTU}}_{max}(1-R)\]}(t_{cq}-t_{ins})---\left(12\right)$

根据下端差的定义，即下端差＝加热器疏水出口温度-加热器水相工质入口温度，在线计算加热器下端差应达值为：

t_dt＝t_{ss_lx}-t_ins (13)

步骤五、在理想换热情况下，加热器内能量平衡关系为：

D_cq(h_cq-h_{ss_lx})＝D_wc_pc(t_{outs_lx}-t_ins) (14)

其中，h_{ss_lx}是根据t_{ss_lx}计算得到的加热器出口疏水比焓理论值，kJ/kg；t_{outs_lx}是加热器给水出口温度理论值，℃。可以解出：

$t_{outs\_lx}=\frac{D_{cq}(h_{cq}-h_{ss\_lx})}{D_w{c}_{pc}}+t_{ins}---\left(15\right)$

根据上端差的定义，即上端差＝抽汽压力下饱和蒸汽温度-水相工质出口温度，在线计算加热器上端差应达值为：

t_tt＝t_bq-t_{outs_lx} (16)

采用本发明上述加热器全工况上端差和下端差应达值的在线估计方法，获取实施例机组1号高压加热器2013年8月2日不同负荷下的上端差应达值。图3是1号高压加热器上端差t_t的间接测量值和上端差应达值t_tt的估计结果。由图3可知，由于加热器存在一定的性能退化，使加热器的传热单元数无法达到理论最大值，水相工质出口温度无法达到理论值，导致上端差略高于上端差应达值。图4是1号高压加热器下端差t_d的间接测量值和下端差应达值t_dt的估计结果。同理，由图4可知由于加热器的性能退化，疏水出口温度无法达到理论疏水出口温度，致使加热器下端差略高于下端差应达值。

本发明实现了全工况加热器上端差应达值和下端差应达值的在线估计，进而能分析加热器上端差和下端差对机组热经济性的影响，为回热抽汽系统热经济性实时评估提供支撑条件。

以上对本发明的具体实施例进行了描述。需要理解的是，本发明并不局限于上述特定实施方式，本领域技术人员可以在权利要求的范围内做出各种变形或修改，这并不影响本发明的实质内容。