CN102749156B - 一种汽轮机排汽焓的检测方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种汽轮机排汽焓的检测方法，首先利用设计数据或实验测量数据测算得到某个特定参数在变工况时的变化规律，然后计算得到上述特定参数在某一工况下的数值，并利用测量仪表测得该工况下低压缸的部分热力数据，再基于级内损失理论做出合理假设，得到测算汽轮机排汽焓的数值模型，最后将上述特定参数的数值和热力数据代入排汽焓测算模型，即可计算得到该工况下汽轮机的排汽焓值。本发明的方法以级内损失理论为基础，将汽轮机级内各类损失划分为与容积流量相关的排汽损失、与湿度相关的湿汽损失和与理想焓降相关的其他损失，计算过程简单清晰、精度高；无需知道低压缸具体结构参数，所需测点少，测量误差对计算结果造成的影响较小。

Description

一种汽轮机排汽焓的检测方法

技术领域

本发明涉及汽轮机热力系统分析领域，尤其涉及汽轮机的排汽焓值测算技术。

背景技术

汽轮机作为常规火电站中的关键设备，其热力性能的优劣，不仅影响发电企业的经济效益，而且直接影响全社会的能源消耗及环境状况。因此，热力发电企业需要定期进行汽轮机组热力性能试验，或者借助先进的检测技术和计算机技术在线监测机组的热力性能，来了解和掌握汽轮机组各主要设备或部件的性能状态，评估机组的热力性能、经济与安全指标。

汽轮机组的热经济指标主要有汽耗率、热耗率、相对内效率、循环热效率、绝对电效率等。此外，为了评价和鉴定机组的安装水平、调试质量、维护、技术改造，以及新技术的推广应用，经常需要进行热力试验。无论是汽轮机组的热力性能分析,还是试验结果的计算、修正，都存在低压缸排汽焓计算这一问题。

汽轮机在运行过程中，工质膨胀到低压缸末级或末几级时可能会进入湿蒸汽区，而处于湿蒸汽区的蒸汽焓值不能够有压力和温度查得，低压缸的效率亦无法准确计算。因此，汽轮机排汽焓的计算一直是汽轮机热力计算的难点之一。深入研究这一问题，有助于研究人员从理论上进一步了解汽轮机系统，同时能够为现场运行试验人员掌握通流部分的工作状态，获取准确的汽轮机热力性能参数提供帮助，为汽轮机组的运行优化、性能试验与技术革新等工作提供参考依据。

目前，国内外涉及排汽焓计算的研究有很多，这些方法或计算过程复杂、所需测点过多；或依赖流量测量仪的精度，计算结果受排汽流量精度影响大；或计算结果精度不高。为了得到较为精确的计算结果，汽轮机排汽焓的计算方法应满足以下几点要求：基本理论清晰，计算过程简单，所需测点较少。本发明基于级内损失理论，提出了一种新的排汽焓值测算方法；与其他方法相比，该方法具有不需要了解结构参数、所需测点少、测量误差对计算结果造成的影响较小、计算精度高、适用于在线测算等优点，便于现场实际应用。

常用的排汽焓计算方法主要是通过级内详细计算和整体热平衡两个方面来计算的。

级内详细计算方法需要知道级的结构参数。机组运行一段时间后，级的结构参数可能发生变化，此时若仍用设计结构数据，计算结果将会产生误差。

整体热平衡计算方法所需要的测点可能较多。大型汽轮机组回热系统中最后两个低压加热器通常位于凝汽器内，它们之间的凝结水管道通常没有温度测点；实际机组循环水管道直径比较大，测量其参数时需要一段足够长的直管段，但现场往往不能满足此要求，测量误差较大。这些使得系统热平衡计算结果精度不够。

发明内容

技术问题：本发明的目的在于提供一种测算模型简单、计算精度高、测量成本低的汽轮机排汽焓值测算方法。

技术方案：本发明的汽轮机排汽焓的检测方法，包括以下步骤：

1）分别在至少四种不同功率运行工况下测算得到汽轮机的低压缸的理想焓降Δh_t及低压缸喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失之和占低压缸理想焓降的百分比b，得到各自工况下的Δh_t和b，所述测算Δh_t值和b值的方法如下：

11）利用温度压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸进口工质压力p₀和低压缸进口工质温度t₀，根据p₀和t₀，通过国际公式化委员会（IFC）提出的IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型计算低压缸进口工质焓h₀和低压缸进口工质熵s₀；

利用压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸排汽压力p_c，

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过s₀和p_c计算工质自低压缸进口等熵膨胀的理想排汽焓h_ct；将h₀减去h_ct，得到低压缸的理想焓降Δh_t；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过p_c计算排汽压力下的饱和蒸汽焓h_g和排汽压力下的饱和水焓h_l；

根据设计数据查得汽轮机排汽流量G_c和排汽焓h_cu；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_cu和p_c计算排汽比容v；

利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据G_c和v查得排汽损失Δh_ex；将设计排汽焓h_cu减去排汽损失Δh_ex，得到未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_ce和p_c计算得到未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce；

12）根据p_sq ^l通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq ^l，然后代入公式

计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽熵s_sq ^l；所述l为迭代Ⅰ次数，没有迭代时l=0，p_sq ⁰为步骤11）测算得到的p_c，l大于0时，p_sq ^l为上一次迭代Ⅰ中得到的工质进入湿蒸汽区时的饱和压力，；

其中，公式 $s_{\mathrm{sq}}=s_{\mathrm{ce}}-\frac{h_{\mathrm{sq}}-h_{\mathrm{ce}}}{h_0-h_{\mathrm{ce}}}\×(s_{\mathrm{ce}}-s_0)$ 的推导过程为：

根据现场实际运行情况，做出合理假设：近似认为低压缸中的蒸汽膨胀线为一条直线，得到关系式式中：h_sq为工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值，s_sq为工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽熵；然后根据该关系式推导得到上述公式。

13）根据所述步骤12）中求得的h_sq ^l和s_sq ^l，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型求得工质进入湿蒸汽区时的饱和压力p_sq ^l+1；

判断是否满足|p_sq ^l+1-p_sq ^l|≤r，如是则进入步骤14），否则令l=l+1并回到步骤12）；所述r为工程应用的精度要求，0≤r≤10^-3；

14）根据步骤13）求得的满足精度要求的p_sq ^l+1，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq。

15）将步骤14）求得的h_sq代入公式

求解湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a；

16）根据公式 $b=\frac{a(h_{\mathrm{ce}}-h_g)}{2(h_g-h_l)}+\frac{h_{\mathrm{ce}}-h_{\mathrm{ct}}}{h_0-h_{\mathrm{ct}}}$ 求解b值；

其中，公式 $b=\frac{a(h_{\mathrm{ce}}-h_g)}{2(h_g-h_l)}+\frac{h_{\mathrm{ce}}-h_{\mathrm{ct}}}{h_0-h_{\mathrm{ct}}}$ 的推导过程为：

根据现场实际运行情况，做出合理假设：当级组结构参数、压比、反动度保持不变时，喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失占理想焓降的比例不变；在工况变化不大时，撞击损失可忽略。

将湿汽损失与排汽损失、喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失分开考虑，得到未考虑排汽损失的排汽焓计算数值模型

x_c×h_g+(1-x_c)×h_l=h_ce，式中：x_c为排汽干度，可以推导得到上述公式。

2）根据步骤1）中得到的不同功率运行工况下的Δh_t值和b值，利用最小二乘方法对b值进行二次拟合，得到第一常数t₁，第二常数t₂和第三常数t₃，从而得到b值与Δh_t值的函数关系为b＝t₁Δh_t ²+t₂Δh_t+t₃；

3）求取任意功率运行工况下的排汽焓h_cu，具体步骤为：

31）按照步骤1）中所述方法求得任意功率运行工况下的p₀、t₀、h₀、s₀、p_c、h_ct、Δh_t、h_g和h_l；

32）将所述步骤31）中求得的Δh_t代入b＝t₁Δh_t ²+t₂Δh_t+t₃中，求得当前工况下的b值；

33）将所述步骤1）中的任一功率运行工况作为基准工况，然后根据h_ce ^k和所述步骤31）中求得的p_c，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅱ中的未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce ^k，然后按照步骤12）至15）的方法，计算得到本次迭代Ⅱ中的当前工况下的湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a^k；k为迭代Ⅱ次数，没有迭代时k=0，h_ce ⁰为步骤1）在基准工况下的求得的h_ce，k大于0时，h_ce ^k为上一次迭代Ⅱ中得到的当前工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓，；

34）根据步骤16）中的排汽焓计算数值模型 $h_{\mathrm{ce}}=h_{\mathrm{ct}}+a(1-\frac{1-x_c}{2})(h_0-h_{\mathrm{ct}})+b(h_0-h_{\mathrm{ct}}),$ x_c×h_g+(1-x_c)×h_l=h_ce，推导得到未考虑排汽损失的排汽焓计算公式 $h_{\mathrm{ce}}=\frac{({\mathrm{ah}}_g+2b(h_g-h_1))h_0+(2(1-b)(h_g-h_l)-{\mathrm{ah}}_g)h_{\mathrm{ct}}}{a(h_0-h_{\mathrm{ct}})+2(h_g-h_l)},$ 将步骤31）中求得的h_g、h_l、h₀、h_ct，步骤32）中求得的b值，以及步骤33）中求得的a^k值代入上述公式，求解得到当前工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce ^k+1；

判断是否满足|h_ce ^k+1-h_ce ^k|≤e，如是则进入步骤35），否则令k=k+1并回到步骤33）；所述e为工程应用的精度要求，0≤e≤10^-3；

35）将步骤11）中得到的基准工况下的排汽流量G_c、基准工况下的低压缸进口工质压力p₀分别用G_c0和p₀₀来表示，通过公式

求解当前工况下的排汽流量G_d，式中，p₀为所述步骤31）中求得的当前工况下的低压缸进口工质压力；

36）根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过步骤34）中得到的h_ce ^k+1和步骤31）中测得的p_c计算得到当前工况下的排汽比容v；利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据步骤35）中得到的G_d和当前工况下的排汽比容v查得当前工况下的排汽损失Δh_ex，将当前工况下的排汽损失Δh_ex加上步骤34）所得未考虑排汽损失的排汽焓值h_ce ^k+1，即可求得当前工况下汽轮机的实际排汽焓值h_cu。

有益效果：相比于传统的排汽焓计算方法，本发明提出的新的汽轮机排汽焓测算方法具有以下优点：

1.本发明基于级内损失理论，将汽轮机级内各类损失划分为与容积流量相关的排汽损失、与湿度相关的湿汽损失和与理想焓降相关的其他损失。测算过程简单清晰，无需了解结构参数，便于现场实际应用。

2.本发明所需测点少，测量成本低：仅需要测量低压缸进口压力、温度；最后一个抽汽口的压力；背压。同时使得测量误差对结果造成的影响较小。

3.本发明在测算过程中，排汽流量仅用于排汽损失的计算，因此最后计算结果不依赖排汽流量的精度。进一步提高了测算结果的精度。

4.本发明可用于现场对汽轮机排汽焓的在线测算，为准确获取汽轮机的实时热力性能提供帮助。

附图说明

图1为实例中汽轮机低压缸热力过程示意图。

图2为本发明的逻辑流程框图。

具体实施方式

以下通过不同工况下的实例进一步说明本发明。

实施例1：根据四种不同工况检测上汽某300MW汽轮机任意工况下的排汽焓值。

1）分别在四种不同功率运行工况：额定工况（THA工况）、75%额定工况（75%THA工况）、60%额定工况（60%THA工况）和50%额定工况（50%THA工况）下测算得到汽轮机的低压缸的理想焓降Δh_t及低压缸喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失之和占低压缸理想焓降的百分比b，得到各自工况下的Δh_t和b，所述测算Δh_t值和b值的方法如下：

11）利用温度压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸进口工质压力p₀和低压缸进口工质温度t₀，根据p₀和t₀，通过国际公式化委员会（IFC）提出的IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型计算低压缸进口工质焓h₀和低压缸进口工质熵s₀；

利用压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸排汽压力p_c，

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过s₀和p_c计算工质自低压缸进口等熵膨胀的理想排汽焓h_ct；将h₀减去h_ct，得到低压缸的理想焓降Δh_t；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过p_c计算排汽压力下的饱和蒸汽焓h_g和排汽压力下的饱和水焓h_l；

根据设计数据查得汽轮机排汽流量G_c和排汽焓h_cu；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_cu和p_c计算排汽比容v；

利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据G_c和v查得排汽损失Δh_ex；将设计排汽焓h_cu减去排汽损失Δh_ex，得到未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_ce和p_c计算得到未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce；

上述四种不同工况下的各热力参数如表1所示。

表1四种不同工况下测算得到的各热力参数

12）根据p_sq ^l通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq ^l，然后代入公式

计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽熵s_sq ^l；l为迭代Ⅰ次数，没有迭代时l=0，p_sq ⁰为步骤11）测算得到的p_c，l大于0时，p_sq ^l为上一次迭代Ⅰ中得到的工质进入湿蒸汽区时的饱和压力，；

13）根据所述步骤12）中求得的h_sq ^l和s_sq ^l，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型求得工质进入湿蒸汽区时的饱和压力p_sq ^l+1；

判断是否满足|p_sq ^l+1-p_sq ^l|≤r，如是则进入步骤14），否则令l=l+1并回到步骤12）；所述r为工程应用的精度要求，0≤r≤10^-3；

14）根据步骤13）求得的满足精度要求的p_sq ^l+1，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq。

经过多次迭代计算，误差r小于10^-5，认为已经收敛，得到四种工况下工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽压力p_sq分别为0.0586MPa、0.0409MPa、0.0298MPa和0.0227MPa；四种工况下的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq分别为2652.597kJ/kg、2637.732kJ/kg、2625.194kJ/kg和2614.706kJ/kg；

15）将步骤14）求得的h_sq代入公式求解湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a；计算得到四种工况下的a值分别为0.430、0.381、0.332和0.286。

16）根据公式

求解b值；得到四种工况下的b值分别为0.0944、0.0791、0.0792和0.0853。

2）根据步骤1）中得到的不同功率运行工况下的Δh_t值和b值，利用最小二乘方法对b值进行二次拟合，得到第一常数t₁为6.974×10^-6，第二常数t₂为-0.0105，第三常数t₃为4.004，从而得到b值与Δh_t值的函数关系为b＝6.974×10^-6Δh_t ²-0.0105Δh_t+4.004；

3）求取任意功率运行工况，如阀门全开工况（VWO工况）下的排汽焓h_cu，具体步骤为：

31）按照步骤1）中所述方法求得VWO工况下的p₀、t₀、h₀、s₀、p_c、h_ct、Δh_t、h_g和h_l分别为0.646MPa、296.109℃、3053.000kJ/kg、7.324kJ/（kg·K）、0.005MPa、2242.755kJ/kg、810.245kJ/kg、2564.015kJ/kg和143.388kJ/kg。

32）将所述步骤31）中求得的Δh_t代入b＝6.974×10^-6Δh_t ²-0.0105Δh_t+4.004中，求得当前工况下的b值为0.10395；

33）将所述步骤1）中的任一功率运行工况，如额定工况THA工况作为基准工况，然后根据h_ce ^k和所述步骤31）中求得的p_c，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅱ中的未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce ^k，然后按照步骤12）至13）的方法，计算得到本次迭代Ⅱ中的当前工况下的湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a^k；k为迭代Ⅱ次数，没有迭代时k=0，h_ce ⁰为步骤1）在基准工况下的求得的h_ce，k大于0时，h_ce ^k为上一次迭代Ⅱ中得到的当前工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓，；

34）将所述步骤31）中求得的h_g、h_l、h₀、h_ct，步骤32）中求得的b值，以及步骤33）中求得的a^k值代入公式 $h_{\mathrm{ce}}=\frac{({\mathrm{ah}}_g+2b(h_g-h_l))h_0+(2(1-b)(h_g-h_l)-{\mathrm{ah}}_g)h_{\mathrm{ct}}}{a(h_0-h_{\mathrm{ct}})+2(h_g-h_l)},$ 求解得到当前工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce ^k+1；

判断是否满足|h_ce ^k+1-h_ce ^k|≤e，如是则进入步骤35），否则令k=k+1并回到步骤33）；所述e为工程应用的精度要求，0≤e≤10^-3；

经过多次迭代计算，误差e小于10^-5，认为已经收敛，得到a^k值为0.442，当前VWO工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce ^k+1为2326.810kJ/kg。

35）将步骤11）中得到的THA工况下的排汽流量G_c、THA工况下的低压缸进口工质压力p₀分别用G_c0和p₀₀来表示，通过公式求解当前VWO工况下的排汽流量G_d，式中，p₀为所述步骤31）中求得的当前VWO工况下的低压缸进口工质压力；计算得到VWO工况下的排汽流量G_c为663.735t/h。

36）根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过步骤34）中得到的h_ce ^k+1和步骤31）中测得的p_c计算得到当前VWO工况下的排汽比容v为23.871m³/kg；利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据步骤35）中得到的G_d和当前VWO工况下的排汽比容v查得当前VWO工况下的排汽损失Δh_ex为16.264kJ/kg，将当前VWO工况下的排汽损失Δh_ex加上步骤34）所得未考虑排汽损失的排汽焓值h_ce ^k+1，即可求得当前VWO工况下汽轮机的实际排汽焓值h_cu为2343.074kJ/kg。

实施例2：根据五种不同工况检测上汽某300MW汽轮机任意工况下的排汽焓值。

1）分别在五种不同功率运行工况：额定工况（THA工况）、最大连续出力（TMCR工况）、75%额定工况（75%THA工况）、60%额定工况（60%THA工况）和50%额定工况（50%THA工况）下测算得到汽轮机的低压缸的理想焓降Δh_t及低压缸喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失之和占低压缸理想焓降的百分比b，得到各自工况下的Δh_t和b，所述测算Δh_t值和b值的方法如下：

11）利用温度压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸进口工质压力p₀和低压缸进口工质温度t₀，根据p₀和t₀，通过国际公式化委员会（IFC）提出的IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型计算低压缸进口工质焓h₀和低压缸进口工质熵s₀；

利用压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸排汽压力p_c，

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过s₀和p_c计算工质自低压缸进口等熵膨胀的理想排汽焓h_ct；将h₀减去h_ct，得到低压缸的理想焓降Δh_t；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过p_c计算排汽压力下的饱和蒸汽焓h_g和排汽压力下的饱和水焓h_l；

根据设计数据查得汽轮机排汽流量G_c和排汽焓h_cu；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_cu和p_c计算排汽比容v；

利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据G_c和v查得排汽损失Δh_ex；将设计排汽焓h_cu减去排汽损失Δh_ex，得到未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_ce和p_c计算得到未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce；

上述五种不同工况下的各热力参数如表2所示。

表2五种不同工况下测算得到的各热力参数

12）根据p_sq ^l通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq ^l，然后代入公式

计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽熵s_sq ^l；l为迭代Ⅰ次数，没有迭代时l=0，p_sq ⁰为步骤11）测算得到的p_c，l大于0时，p_sq ^l为上一次迭代Ⅰ中得到的工质进入湿蒸汽区时的饱和压力，；

13）根据所述步骤12）中求得的h_sq ^l和s_sq ^l，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型求得工质进入湿蒸汽区时的饱和压力p_sq ^l+1；

判断是否满足|p_sq ^l+1-p_sq ^l|≤r，如是则进入步骤14），否则令l=l+1并回到步骤12）；所述r为工程应用的精度要求，0≤r≤10^-3；

14）根据步骤13）求得的满足精度要求的p_sq ^l+1，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq。

经过多次迭代计算，误差r小于10^-5，认为已经收敛，得到五种工况下工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽压力p_sq分别为0.0586MPa、0.0619MPa、0.0409MPa、0.0298MPa和0.0227MPa；五种工况下的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq分别为2652.597kJ/kg、2654.895kJ/kg、2637.732kJ/kg、2625.194kJ/kg和2614.706kJ/kg；

15）将步骤14）求得的h_sq代入公式

求解湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a；计算得到五种工况下的a值分别为0.430、0.437、0.381、0.332和0.286。

16）根据公式求解b值；得到五种工况下的b值分别为0.0944、0.0994、0.0791、0.0792和0.0853。

2）根据步骤1）中得到的不同功率运行工况下的Δh_t值和b值，利用最小二乘方法对b值进行二次拟合，得到第一常数t₁为7.067×10^-6，第二常数t₂为-0.0106，第三常数t₃为4.056，从而得到b值与Δht值的函数关系为b＝7.067×10^-6Δh_t ²-0.0106Δh_t+4.056；

3）求取任意功率运行工况，如阀门全开工况（VWO工况）下的排汽焓h_cu，具体步骤为：

31）按照步骤1）中所述方法求得VWO工况下的p₀、t₀、h₀、s₀、p_c、h_ct、Δh_t、h_g和h_l分别为0.646MPa、296.109℃、3053.000kJ/kg、7.324kJ/（kg·K）、0.005MPa、2242.755kJ/kg、810.245kJ/kg、2564.015kJ/kg和143.388kJ/kg。

32）将所述步骤31）中求得的Δh_t代入b＝7.067×10^-6Δh_t ²-0.0106Δh_t+4.056中，求得当前工况下的b值为0.10365；

剩余步骤与实例1中步骤33）～步骤36）相同，求解得到当前VWO工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce ^k+1为2327.277kJ/kg；VWO工况下的排汽流量G_c为663.735t/h；VWO工况下的排汽比容v为23.892m³/kg；查得当前VWO工况下的排汽损失Δh_ex为16.028kJ/kg；最终求得当前VWO工况下汽轮机的实际排汽焓值h_cu为2343.305kJ/kg。

实施例3：根据六种不同工况检测上汽某300MW汽轮机任意工况下的排汽焓值。

1）分别在六种不同功率运行工况：额定工况（THA工况）、最大连续出力（TMCR工况）、夏季工况（TRL工况）、75%额定工况（75%THA工况）、60%额定工况（60%THA工况）和50%额定工况（50%THA工况）下测算得到汽轮机的低压缸的理想焓降Δh_t及低压缸喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失之和占低压缸理想焓降的百分比b，得到各自工况下的Δh_t和b，所述测算Δh_t值和b值的方法如下：

11）利用温度压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸进口工质压力p₀和低压缸进口工质温度t₀，根据p₀和t₀，通过国际公式化委员会（IFC）提出的IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型计算低压缸进口工质焓h₀和低压缸进口工质熵s₀；

利用压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸排汽压力p_c，

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过s₀和p_c计算工质自低压缸进口等熵膨胀的理想排汽焓h_ct；将h₀减去h_ct，得到低压缸的理想焓降Δh_t；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过p_c计算排汽压力下的饱和蒸汽焓h_g和排汽压力下的饱和水焓h_l；

根据设计数据查得汽轮机排汽流量G_c和排汽焓h_cu；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_cu和p_c计算排汽比容v；

利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据G_c和v查得排汽损失Δh_ex；将设计排汽焓h_cu减去排汽损失Δh_ex，得到未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_ce和p_c计算得到未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce；

上述六种不同工况下的各热力参数如表3所示。

表3六种不同工况下测算得到的各热力参数

12）根据p_sq ^l通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq ^l，然后代入公式

计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽熵s_sq ^l；l为迭代Ⅰ次数，没有迭代时l=0，p_sq ⁰为步骤11）测算得到的p_c，l大于0时，p_sq ^l为上一次迭代Ⅰ中得到的工质进入湿蒸汽区时的饱和压力，；

13）根据所述步骤12）中求得的h_sq ^l和s_sq ^l，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型求得工质进入湿蒸汽区时的饱和压力p_sq ^l+1；

判断是否满足|p_sq ^l+1-p_sq ^l|≤r，如是则进入步骤14），否则令l=l+1并回到步骤12）；所述r为工程应用的精度要求，0≤r≤10^-3；

14）根据步骤13）求得的满足精度要求的p_sq ^l+1，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq。

经过多次迭代计算，误差r小于10^-5，认为已经收敛，得到六种工况下工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽压力p_sq分别为0.0586MPa、0.0619MPa、0.0683MPa、0.0409MPa、0.0298MPa和0.0227MPa；六种工况下的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq分别为2652.597kJ/kg、2654.895kJ/kg、2659.039kJ/kg、2637.732kJ/kg、2625.194kJ/kg和2614.706kJ/kg；

15）将步骤14）求得的h_sq代入公式求解湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a；计算得到六种工况下的a值分别为0.430、0.437、0.376、0.381、0.332和0.286。

16）根据公式

求解b值；得到六种工况下的b值分别为0.0944、0.0994、0.0889、0.0791、0.0792和0.0853。

2）根据步骤1）中得到的不同功率运行工况下的Δh_t值和b值，利用最小二乘方法对b值进行二次拟合，得到第一常数t₁为7.105×10^-6，第二常数t₂为-0.0107，第三常数t₃为4.077，从而得到b值与Δh_t值的函数关系为b＝7.105×10^-6Δh_t ²-0.0107Δh_t+4.077；

3）求取任意功率运行工况，如阀门全开工况（VWO工况）下的排汽焓h_cu，具体步骤为：

31）按照步骤1）中所述方法求得VWO工况下的p₀、t₀、h₀、s₀、p_c、h_ct、Δh_t、h_g和h_l分别为0.646MPa、296.109℃、3053.000kJ/kg、7.324kJ/（kg·K）、0.005MPa、2242.755kJ/kg、810.245kJ/kg、2564.015kJ/kg和143.388kJ/kg。

32）将所述步骤31）中求得的Δh_t代入b＝7.105×10^-6Δh_t ²-0.0107Δh_t+4.077中，求得当前工况下的b值为0.10347；

剩余步骤与实例1中步骤33）～步骤36）相同，求解得到当前VWO工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce ^k+1为2327.631kJ/kg；VWO工况下的排汽流量G_c为663.735t/h；VWO工况下的排汽比容v为23.659m³/kg；查得当前VWO工况下的排汽损失Δh_ex为15.841kJ/kg；最终求得当前VWO工况下汽轮机的实际排汽焓值h_cu为2343.427kJ/kg。

通过上述三个实例可以看出，本发明公布的测算方法能够根据不同个数的工况检测汽轮机任意工况下的排汽焓值，工况的数目直接影响拟合得到的b值与Δh_t值的函数关系，从而影响最终的检测结果。

利用本发明公布的测算方法对实例进行排汽焓计算的结果表明，本发明测算过程简单清晰，所需测点少，在不同负荷下计算的排汽焓值都有较高的精度。

以上所述仅为本发明的较佳实施方式，本发明的保护范围并不以上述实施方式为限，但凡本领域普通技术人员根据本发明所揭示内容所作的等效修饰或变化，皆应纳入权利要求书中记载的保护范围内。

Claims (1)

1.一种汽轮机排汽焓的检测方法，其特征在于，该方法包括以下步骤：

1）分别在至少四种不同功率运行工况下测算得到汽轮机的低压缸的理想焓降Δh_t及低压缸喷嘴损失、动叶损失、叶高损失、扇形损失、叶轮摩擦损失、漏汽损失之和占低压缸理想焓降的百分比b，得到各自工况下的Δh_t和b，所述测算Δh_t值和b值的方法如下：

11）利用温度压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸进口工质压力p₀和低压缸进口工质温度t₀，根据p₀和t₀，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型计算低压缸进口工质焓h₀和低压缸进口工质熵s₀；

利用压力测量仪表测量得到汽轮机低压缸排汽压力p_c，

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过s₀和p_c计算工质自低压缸进口等熵膨胀的理想排汽焓h_ct；将h₀减去h_ct，得到低压缸的理想焓降Δh_t；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过p_c计算排汽压力下的饱和蒸汽焓h_g和排汽压力下的饱和水焓h_l；

根据设计数据查得汽轮机排汽流量G_c和排汽焓h_cu；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_cu和p_c计算排汽比容v；

利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据G_c和v查得排汽损失Δh_ex；将设计排汽焓h_cu减去排汽损失Δh_ex，得到未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce；

根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过h_ce和p_c计算得到未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce；

12）根据p_sq ^l通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq ^l，然后代入公式

计算得到本次迭代Ⅰ中的工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽熵s_sq ^l；所述l为迭代Ⅰ次数，没有迭代时l=0，p_sq ⁰为步骤11）测算得到的p_c，l大于0时，p_sq ^l为上一次迭代Ⅰ中得到的工质进入湿蒸汽区时的饱和压力；

13）根据所述步骤12）中求得的h_sq ^l和s_sq ^l，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型求得工质进入湿蒸汽区时的饱和压力p_sq ^l+1；

判断是否满足|p_sq ^l+1-p_sq ^l|≤r，如是则进入步骤14），否则令l=l+1并回到步骤12）；所述r为工程应用的精度要求，0≤r≤10^-3；

14）根据步骤13）求得的满足精度要求的p_sq ^l+1，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到工质进入湿蒸汽区时的饱和蒸汽焓值h_sq；

15）将步骤14）求得的h_sq代入公式求解湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a；

16）根据公式求解b值；

2）根据步骤1）中得到的不同功率运行工况下的Δh_t值和b值，利用最小二乘方法对b值进行二次拟合，得到第一常数t₁，第二常数t₂和第三常数t₃，从而得到b值与Δh_t值的函数关系为b＝t₁Δh_t ²+t₂Δh_t+t₃；

3）求取任意功率运行工况下的排汽焓h_cu，具体步骤为：

31）按照步骤1）中所述方法求得任意功率运行工况下的p₀、t₀、h₀、s₀、p_c、h_ct、Δh_t、h_g和h_l；

32）将所述步骤31）中求得的Δh_t代入b＝t₁Δh_t ²+t₂Δh_t+t₃中，求得当前工况下的b值；

33）将所述步骤1）中的任一功率运行工况作为基准工况，然后根据h_ce ^k和所述步骤31）中求得的p_c，通过IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，计算得到本次迭代Ⅱ中的未考虑排汽损失时的排汽熵s_ce ^k，然后按照所述步骤12）至15）的方法，计算得到本次迭代Ⅱ中的当前工况下的湿蒸汽级的理想焓降在低压缸理想焓降中所占的百分比a^k；所述k为迭代Ⅱ次数，没有迭代时k=0，h_ce ⁰为步骤1）在基准工况下的求得的h_ce，k大于0时，h_ce ^k为上一次迭代Ⅱ中得到的当前工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓；

34）将所述步骤31）中求得的h_g、h_l、h₀、h_ct，步骤32）中求得的b值，以及步骤33）中求得的a^k值代入公式 $h_{\mathrm{ce}}=\frac{({\mathrm{ah}}_g+2b(h_g-h_l))h_0+(2(1-b)(h_g-h_l)-{\mathrm{ah}}_g)h_{\mathrm{ct}}}{a(h_0-h_{\mathrm{ct}})+2(h_g-h_l)},$ 求解得到当前工况下的未考虑排汽损失时的排汽焓h_ce ^k+1；

判断是否满足|h_ce ^k+1-h_ce ^k|≤e，如是则进入步骤35），否则令k=k+1并回到步骤33）；所述e为工程应用的精度要求，0≤e≤10^-3；

35）将步骤11）中得到的基准工况下的排汽流量G_c、基准工况下的低压缸进口工质压力p₀分别用G_c0和p₀₀来表示，通过公式

求解当前工况下的排汽流量G_d，式中，p₀为所述步骤31）中求得的当前工况下的低压缸进口工质压力；

36）根据IFC-67工业用水和水蒸汽热力性质模型，通过步骤34）中得到的h_ce ^k+1和步骤31）中测得的p_c计算得到当前工况下的排汽比容v；利用汽轮机的排汽损失-排汽容积流量图，根据步骤35）中得到的G_d和当前工况下的排汽比容v查得当前工况下的排汽损失Δh_ex，将当前工况下的排汽损失Δh_ex加上步骤34）所得未考虑排汽损失的排汽焓值h_ce ^k+1，即可求得当前工况下汽轮机的实际排汽焓值h_cu。

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