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無(wú)論是核電廠汽輪機(jī)還是火電廠汽輪機(jī)，都幾乎無(wú)一例外地采用回?zé)岢槠员銣p少汽輪機(jī)的冷源損失，提高蒸汽動(dòng)力系統(tǒng)的循環(huán)熱效率。因此，準(zhǔn)確確定回?zé)岢槠颗c蒸汽
發(fā)生器出口蒸汽流量即主蒸汽流量之間的關(guān)系，受到了設(shè)計(jì)和運(yùn)行部門(mén)的普遍重視。
目前，對(duì)于回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量之間的關(guān)系，雖然已經(jīng)有大量文獻(xiàn)進(jìn)行了討論，但各文獻(xiàn)給出的結(jié)論卻有所不同。對(duì)于回?zé)岢槠狡啓C(jī)，只要回?zé)嵯到y(tǒng)正常運(yùn)行，且回?zé)岢槠麅H用來(lái)加熱本機(jī)凝結(jié)水，則負(fù)荷變化時(shí)，各段回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比。大部分回?zé)岢槠拷票壤谥髡羝髁俊Ｆ啓C(jī)各段回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量在實(shí)用變工況范圍內(nèi)成正比關(guān)系。通常回?zé)崾綑C(jī)組各級(jí)回?zé)岢槠吭谙喈?dāng)范圍內(nèi)與機(jī)組的主蒸汽流量近似成正比。但對(duì)于再熱機(jī)組，這一條件難以滿足。若回?zé)岢槠麅H用來(lái)加熱本機(jī)凝結(jié)水，雖然各段回?zé)岢槠坎慌c主蒸汽流量成正比，但大多數(shù)與主蒸汽流量同方向增減。在不同工況下核電汽輪機(jī)的回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比，且再熱器的疏水也與主蒸汽流量成正比，這樣便可通過(guò)主蒸汽流量確定相對(duì)應(yīng)的各回?zé)岢槠浚M(jìn)而計(jì)算出各段回?zé)岢槠撵手怠?BR>針對(duì)上述各文獻(xiàn)關(guān)于回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量之間關(guān)系的討論，本文以某1 000MW 核電汽輪機(jī)為例，對(duì)不同工況下回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量之間的關(guān)系進(jìn)行了分析，并給出在不同誤差允許范圍內(nèi)的回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量計(jì)量之間的關(guān)系。
1、壓水堆核電廠二回路原則性熱力系統(tǒng)
某1 000MW 壓水堆核電廠二回路原則性熱力系統(tǒng)，如圖1 所示。
由圖1 可見(jiàn)，蒸汽發(fā)生器將反應(yīng)堆產(chǎn)生的熱量傳遞給蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的給水。蒸汽發(fā)生器出口的主蒸汽一部分用于加熱蒸汽去往新蒸汽再熱器，其余部分進(jìn)入汽輪機(jī)高壓缸做功。高壓缸的回?zé)岢槠粮邏杭訜崞鳎邏焊着牌糠炙屯跗魍猓蟛糠炙屯蛛x器和再熱器進(jìn)行除濕和再熱。核電汽輪機(jī)在反應(yīng)堆外利用新蒸汽和高壓抽汽對(duì)高壓缸排汽進(jìn)行再熱。抽汽再熱器( Ｒ1) 的熱量來(lái)自高壓缸的抽汽，新蒸汽再熱器( Ｒ2) 的熱量來(lái)自蒸汽發(fā)生器產(chǎn)生的新蒸汽。Ｒ1 再熱器與Ｒ2 再熱器的疏水混合流至H7 高壓加熱器。再熱器的出口蒸汽為過(guò)熱蒸汽，進(jìn)入到汽輪機(jī)低壓缸繼續(xù)做功。低壓缸的回?zé)岢槠恋蛪杭訜崞鳎牌欧诺侥骼淠秊槟Y(jié)水。然后凝結(jié)水經(jīng)凝結(jié)水泵、軸封加熱器及低壓加熱器送至除氧器。汽水分離器的疏水、高壓加熱器的逐級(jí)自流疏水流至除氧器，而除氧器出口的給水經(jīng)給水泵升壓及高壓加熱器的加熱后zui終去往蒸汽發(fā)生器。
2、不同工況下再熱器疏水流量與主蒸汽流量的關(guān)系
2.1 再熱器總疏水量與再熱蒸汽流量之間的關(guān)系由圖1 可見(jiàn)，對(duì)Ｒ2 再熱器列熱平衡方程有
De(he－h(huán)e，s)η=Drh(hc－h(huán)j)
式中，De為去往Ｒ2再熱器的新蒸汽流量，t/h;
Drh為再熱蒸汽流量，t/h;
he為去往Ｒ2 再熱器的新蒸汽飽和焓值，kJ /kg;
he，s為Ｒ2 再熱器的飽和疏水焓值，kJ /kg;
hj、hc分別為Ｒ2 再熱器進(jìn)、出口蒸汽焓值，kJ /kg; η 為再熱器效率。
式中，θ、θ2分別為Ｒ1 再熱器和Ｒ2 再熱器的上端差，℃; tsr1、tsr2分別為Ｒ1 再熱器和Ｒ2 再熱器加熱蒸汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和疏水溫度，℃; tj、tc分別為流過(guò)Ｒ2 再熱器的再熱蒸汽進(jìn)出口溫度，℃; Δt 為流過(guò)Ｒ2 再熱器的再熱蒸汽溫升，℃; r 為Ｒ2再熱器加熱蒸汽壓力對(duì)應(yīng)的汽化潛熱，kJ /kg; cp為流過(guò)Ｒ2再熱器的再熱蒸汽定壓比熱。
對(duì)于不同的工況，即使Ｒ1 和Ｒ2 再熱器的傳熱端差認(rèn)為是常數(shù)，但由于不同工況下Ｒ1 和Ｒ2 再熱器加熱蒸汽壓力的不同，故其對(duì)應(yīng)的飽和溫度也不同。故Ｒ2 再熱器的加熱蒸
汽流量與再熱蒸汽流量不成正比。
同理，對(duì)于Ｒ1 再熱器，加熱蒸汽流量與再熱蒸汽流量也不成正比。
由于Ｒ1 和Ｒ2 再熱器的疏水均流至H7 高壓加熱器，令Ddr = De + De0
式中，Ddr為再熱器疏水流量，t /h; De0為去往Ｒ1 再熱器的高壓缸抽汽量，t /h。
顯然，兩個(gè)再熱器的總疏水量與再熱蒸汽流量也不成正比。
某1 000MW 核電機(jī)組在不同工況下再熱器疏水流量與再熱蒸汽流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖2 所示。
由圖2 可見(jiàn)，當(dāng)假定不同工況下再熱器總疏水量與再熱蒸汽流量成正比時(shí)，將引起12． 55%的相對(duì)誤差。
2.2 再熱蒸汽流量與主蒸汽流量之間的關(guān)系
某1 000MW 核電機(jī)組在不同工況下再熱蒸汽流量與主蒸汽流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖3 所示。
同理，由圖3 可見(jiàn)，不同工況下再熱蒸汽流量與主蒸汽流量不成正比。但當(dāng)假定再熱蒸汽流量與主蒸汽流量成正比時(shí)，將引起3． 29%的相對(duì)誤差。
2.3 再熱器疏水流量與主蒸汽流量之間的關(guān)系
因此，結(jié)合圖2 與圖3 的分析可知，不同工況下再熱器疏水流量與主蒸汽流量也不成正比。
3、不同工況下高壓缸回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量的關(guān)系
3.1 H7 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量之間的關(guān)系由圖1 可見(jiàn)，對(duì)H7 高壓加熱器有
［D1( he1－h(huán)1)+Ddr(hdr－h(huán)1)］ηh=Dfw(hw1－h(huán)w2)
式中，D1為H7 高壓加熱器的回?zé)岢槠髁浚瑃 /h; Dfw為給水流量，t /h; he1為H7 高壓加熱器的回?zé)岢槠手担琸J /kg; h1為H7 高壓加熱器的回?zé)岢槠麎毫?duì)應(yīng)下的疏水焓值，kJ /kg;hdr為再熱器疏水焓值，kJ /kg; hw1和hw2分別為H7 高壓加熱器的出口水焓和H6 高壓加熱器的出口水焓，kJ /kg; ηh為高壓加熱器效率。
蒸汽發(fā)生器的排污率為0，有D0 = Dfw
式中，D0為蒸汽發(fā)生器出口的主蒸汽流量，t /h。聯(lián)立式( 9) ～ 式( 10) ，可得
式中，θ1、1分別為H7 高壓加熱器的上端差和下端差，℃; ts為H7 高壓加熱器的抽汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和疏水溫度，℃; tsl為經(jīng)疏水冷卻段后H7 高壓加熱器出口疏水溫度，℃; cp1為給水的定壓比熱。
在不同的工況下，即使H7 高壓加熱器的傳熱端差認(rèn)為是常數(shù)，但由于不同工況下高壓缸抽汽壓力的不同，故其對(duì)應(yīng)的飽和疏水溫度及焓值、經(jīng)疏水冷卻段后加熱器出口疏水溫度及焓值也不同。而給水的定壓比熱由于水側(cè)壓力的變化也不同; 對(duì)于式( 11) 右邊第二項(xiàng)，同樣由于不同工況下高壓缸抽汽壓力的不同，故其對(duì)應(yīng)的飽和疏水焓值、經(jīng)疏水冷卻段后加熱器出口疏水焓值也不同。所以綜上所述，不同工況下H7 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量不成正比。
某1 000MW 核電機(jī)組在不同工況下H7 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖4 所示。
由圖4 可見(jiàn)，當(dāng)假定在不同工況下H7 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比時(shí)，將引起47． 4%的相對(duì)誤差。
3.2 H6 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量之間的關(guān)系
由圖1 可見(jiàn)，對(duì)H6 高壓加熱器有［D2(he2－h(huán)2) + (D1+Ddr)·(h1－h(huán)2)］ηh=Dfw(hw2－h(huán)w3)
式中，D2為H6 高壓加熱器的回?zé)岢槠髁浚瑃/h; he2為H6 高壓加熱器的回?zé)岢槠手担琸J/kg; h2為H6 高壓加熱器的回?zé)岢槠麎毫?duì)應(yīng)下的疏水焓值，kJ /kg; hw3為H6 高壓加熱器的進(jìn)口水焓值，kJ /kg。聯(lián)立式( 10) 和式( 13) ，可得
同理，不同工況下H6 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量也不成正比。
某1 000MW 核電機(jī)組在不同工況下H6 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系如圖5 所示。
由圖5 可見(jiàn)，當(dāng)假定在不同工況下H6 高壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比時(shí)，將引起5． 5%的相對(duì)誤差。
3.3 除氧器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量之間的關(guān)系
同理，不同工況下除氧器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量也不成正比。
由圖6 可見(jiàn)，當(dāng)假定在不同工況下除氧器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比時(shí)，將引起12． 8%的相對(duì)誤差。
4、不同工況下低壓缸回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量的關(guān)系
由圖1 可見(jiàn)，對(duì)H2 低壓加熱器有
De2(he2－h(huán)d2)ηl=Dc(hfw2－h(huán)fw1)
式中，De2為H2 低壓加熱器的回?zé)岢槠髁浚瑃/h; Dc為進(jìn)入到H2 低壓加熱器的凝結(jié)水流量，t/h; he2為H2 低壓加熱器的回?zé)岢槠手担琸J /kg; hd2為H2 低壓加熱器的回?zé)岢槠麎毫?duì)應(yīng)下的疏水焓值，kJ /kg; hfw1和hfw2
分別為H2 低壓加熱器的進(jìn)出口水焓，kJ /kg; ηl為低壓加熱器效率。
對(duì)式(15) 變形得
式中，θ2、2分別為H2 低壓加熱器的上端差和下端差，℃; ts2為H2 低壓加熱器的抽汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和疏水溫度，℃; tsl2為經(jīng)疏水冷卻段后H2 低壓加熱器出口疏水溫度，℃; cp2為凝結(jié)水的定壓比熱。
在不同的工況下，即使H2 低壓加熱器的傳熱端差認(rèn)為是常數(shù)，但由于不同工況下低壓缸抽汽壓力的不同，故其對(duì)應(yīng)的飽和疏水溫度及焓值、經(jīng)疏水冷卻段后加熱器出口疏水溫度及焓值也不同。而凝結(jié)水的定壓比熱由于水側(cè)壓力的變化也不同，故H2 低壓加熱器回?zé)岢槠颗c進(jìn)入到H2 低壓加熱器的凝結(jié)水流量不成正比。而進(jìn)入到H2 低壓加熱器的凝結(jié)水流量與主蒸汽流量也不成正比，所以H2 低壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量不成正比。
同理，其余的低壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量也不成正比。
某1 000MW 核電機(jī)組在不同工況下H1、H2、H3 及H4低壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系分別如圖7～ 圖10 所示。
由圖7 ～ 圖10 可見(jiàn)，當(dāng)假定在不同工況下低壓加熱器回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比時(shí)，對(duì)應(yīng)H1 ～ H4 低壓加熱器回?zé)岢槠浚瑢⒎謩e引起22.92%、10.57%、3.71% 和5.67%
圖10 H4 低壓加熱器回?zé)岢槠侩S主蒸汽流量變化的相對(duì)誤差。
(1) 若回?zé)岢槠麅H用來(lái)加熱本機(jī)凝結(jié)水，各段回?zé)岢槠坎慌c主蒸汽流量成正比，但與主蒸汽流量同方向增減。
(2) 對(duì)于本文所討論的1 000MW 核電汽輪機(jī)，當(dāng)認(rèn)為各段回?zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比時(shí)，相對(duì)于實(shí)際的各段回?zé)岢槠浚瑉ui大將產(chǎn)生47． 7%的相對(duì)誤差。
(3) 由于核電汽輪機(jī)大部分回?zé)岢槠c(diǎn)均處于濕蒸汽區(qū)，無(wú)法采用常規(guī)的熱平衡方法來(lái)確定回?zé)岢槠俊＠眉俣ɑ責(zé)岢槠颗c主蒸汽流量成正比的方法來(lái)確定回?zé)岢槠浚M(jìn)而計(jì)算出各段回?zé)岢槠撵手担@種算法必然產(chǎn)生較大的誤差。
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