燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐滑壓運(yùn)行

陳耿，楊承，蔣敬豐，馬曉茜

(1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東廣州510640；2.廣東省能源高效清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗室(華南理工大學(xué))，廣東廣州510640)

?

燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐滑壓運(yùn)行

陳耿1,2，楊承1,2，蔣敬豐1,2，馬曉茜1,2

(1.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東廣州510640；2.廣東省能源高效清潔利用重點(diǎn)實(shí)驗室(華南理工大學(xué))，廣東廣州510640)

聯(lián)合循環(huán)機(jī)組在運(yùn)行過程中會偏離設(shè)計條件，如燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度升高、燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量變化等，但汽輪機(jī)依舊按原既定的滑壓曲線方式運(yùn)行，實(shí)際運(yùn)行時偏離最佳的參數(shù)匹配。對此，采用MATLAB建立余熱鍋爐-汽輪機(jī)的仿真計算模型，優(yōu)化得到余熱鍋爐-汽輪機(jī)的滑壓參數(shù)，比較燃?xì)廨啓C(jī)不同排氣條件下余熱鍋爐最佳滑壓曲線的變化情況。結(jié)果表明：當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)效率下降，機(jī)組按控制燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度方式運(yùn)行時，余熱鍋爐最佳滑壓曲線上移；同時，燃?xì)廨啓C(jī)效率下降導(dǎo)致排氣流量上升，使得汽輪機(jī)出力升高，在一定程度上減小了燃?xì)廨啓C(jī)效率下降對聯(lián)合循環(huán)機(jī)組出力下降的影響。

聯(lián)合循環(huán)；余熱鍋爐；仿真；滑壓曲線

隨著環(huán)境要求的日益嚴(yán)格，燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組高效、低污染[1-6]的特點(diǎn)被廣泛接受。聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的裝機(jī)容量在2015年達(dá)到56 GW[7]。燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組由燃?xì)廨啓C(jī)、余熱鍋爐、汽輪機(jī)等主要部件組成，在實(shí)際運(yùn)行過程中由于調(diào)峰力度過大、機(jī)組老化、機(jī)爐負(fù)荷調(diào)整不匹配等原因,使余熱鍋爐參數(shù)偏離原機(jī)組的最優(yōu)運(yùn)行工況，導(dǎo)致整個機(jī)組的輸出功率和效率下降。文獻(xiàn)[8]討論了燃?xì)廨啓C(jī)部件劣化后燃機(jī)排氣參數(shù)的變化情況，即燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行狀況對余熱鍋爐進(jìn)氣條件的影響，但是在實(shí)際聯(lián)合循環(huán)機(jī)組運(yùn)行調(diào)節(jié)中，只進(jìn)行了燃?xì)廨啓C(jī)部分的參數(shù)調(diào)整(如燃燒調(diào)整等)，而極少對余熱鍋爐部分的運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，這可能使余熱鍋爐蒸汽參數(shù)不能達(dá)到汽輪機(jī)輸出最大的功率條件，機(jī)組效率依然存在優(yōu)化潛力。因此，討論燃?xì)廨啓C(jī)效率下降后余熱鍋爐的滑壓曲線對指導(dǎo)汽輪機(jī)輸出最大的功率以及機(jī)組節(jié)能減排運(yùn)行具有非常大的意義。

滑壓曲線的觀點(diǎn)源于燃煤機(jī)組汽輪機(jī)，而在聯(lián)合循環(huán)機(jī)組發(fā)展后也用于對余熱鍋爐-汽輪機(jī)的討論。趙士杭[9]首先對聯(lián)合循環(huán)單壓余熱鍋爐汽輪機(jī)進(jìn)行了研究，得出了滑壓運(yùn)行方式相對于定壓運(yùn)行的優(yōu)越性；岳偉挺等[10]人以余熱鍋爐回收量為目標(biāo)函數(shù)，汽水側(cè)的壓力與流量為決策變量建立模型，研究了雙壓余熱鍋爐的最優(yōu)壓力曲線與最優(yōu)流量曲線，發(fā)現(xiàn)煙氣流量越大，蒸汽壓力越高；張興華等[11]人從余熱鍋爐結(jié)構(gòu)及換熱條件分析了余熱鍋爐蒸汽參數(shù)的優(yōu)化方式；程慶芳等[12]人基于遺傳算法建立了雙壓余熱鍋爐計算模型，對水泥窯中雙壓余熱鍋爐蒸汽參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，提高了雙壓系統(tǒng)的循環(huán)熱效率；B.Alberto等[13]人對三壓循環(huán)余熱鍋爐進(jìn)行了研究，用所建立的模型預(yù)測余熱鍋爐在穩(wěn)態(tài)、瞬態(tài)、部分負(fù)荷下的動力特性，并分析機(jī)組在快速變換運(yùn)行時的使用壽命。這些文獻(xiàn)對單壓或雙壓系統(tǒng)的研究較多，在國內(nèi)還未有針對三壓系統(tǒng)研究，并且未考慮在燃?xì)廨啓C(jī)效率下降后余熱鍋爐滑壓曲線的變化情況。因此，本文主要針對因機(jī)組運(yùn)行時間、燃?xì)廨啓C(jī)效率下降引起的燃機(jī)排氣參數(shù)發(fā)生變化后的余熱鍋爐最佳滑壓曲線進(jìn)行研究，目的是提高機(jī)組運(yùn)行效率。

圖1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

1 系統(tǒng)構(gòu)成及模型

1.1 系統(tǒng)構(gòu)成

本文對三壓再熱自然循環(huán)余熱鍋爐-汽輪機(jī)系統(tǒng)的滑壓曲線變化進(jìn)行研究，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，余熱鍋爐主要設(shè)計參數(shù)見表1。

表1 余熱鍋爐主要設(shè)計參數(shù)

參數(shù)設(shè)計值參數(shù)設(shè)計值額定功率/MW129.4再熱蒸汽溫度/℃566.0高壓蒸汽流量/(kg·s-1)76.80低壓蒸汽流量/(kg·s-1)13.78高壓蒸汽壓力/MPa9.93低壓蒸汽壓力/MPa0.428高壓蒸汽溫度/℃538.0低壓蒸汽溫度/℃248.7再熱蒸汽流量/(kg·s-1)85.19余熱鍋爐進(jìn)氣流量/(kg·s-1)622.47再熱蒸汽壓力/MPa3.35余熱鍋爐進(jìn)氣溫度/℃600

燃?xì)廨啓C(jī)排氣余熱作為余熱鍋爐的熱量來源，高壓蒸汽、再熱蒸汽、低壓蒸汽進(jìn)入汽輪機(jī)做功，汽輪機(jī)的做功量與余熱鍋爐蒸汽參數(shù)相關(guān)，而余熱鍋爐的蒸汽參數(shù)與輸入煙氣的參數(shù)有關(guān)，因此余熱鍋爐的輸入煙氣參數(shù)對于汽輪機(jī)的做功有很大影響。

1.2 研究模型

本文所研究的三壓再熱余熱鍋爐，其結(jié)構(gòu)相對于單壓或雙壓系統(tǒng)更為復(fù)雜，按照余熱鍋爐在實(shí)際運(yùn)行中的條件，只給定余熱鍋爐進(jìn)氣參數(shù)來確定余熱鍋爐排氣及蒸汽參數(shù)，計算汽輪機(jī)的輸出功率。

基于模塊化思想[13-15]對各個部件分別建立穩(wěn)態(tài)條件下的仿真模型，然后根據(jù)系統(tǒng)流程建立余熱鍋爐-汽輪機(jī)穩(wěn)態(tài)仿真模型。為使模型更接近實(shí)際運(yùn)行條件，需通過實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)對模型中的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行修正，如換熱管中管道阻力、蒸汽進(jìn)入汽缸的局部阻力等。模型采用遺傳算法尋優(yōu)[16]，找出在不同機(jī)組負(fù)荷率下忽略給水系統(tǒng)中泵的耗功汽輪機(jī)能達(dá)到的最大輸出功率的余熱鍋爐蒸汽參數(shù)，連接各個負(fù)荷點(diǎn)下的蒸汽壓力得出余熱鍋爐的滑壓曲線。穩(wěn)態(tài)仿真模型中，不考慮余熱鍋爐汽包的排污量及汽包水位變化，則蒸汽流量與給水流量相等，汽缸進(jìn)汽參數(shù)可由式(1)確定[17]。

表2 實(shí)測數(shù)據(jù)與計算數(shù)據(jù)對比

項目100%負(fù)荷實(shí)測值計算值75%負(fù)荷實(shí)測值計算值50%負(fù)荷實(shí)測值計算值余熱鍋爐進(jìn)氣流量/(kg·s-1)635.329635.329536.547536.547456.830456.830余熱鍋爐進(jìn)氣溫度/℃610.6610.6582.4582.4531.9531.9高壓蒸汽壓力/MPa10.74010.7988.5308.4786.3836.031高壓蒸汽壓力相對誤差/%0.540.540.610.615.515.51高壓蒸汽溫度/℃541.3528.0533.0530.8501.9512.4再熱蒸汽壓力/MPa3.4603.5442.7102.7452.0442.005再熱蒸汽壓力相對誤差/%2.422.421.291.291.901.90再熱蒸汽溫度/℃568.4566.1556.1557.5515.1522.5低壓蒸汽壓力/MPa0.4900.4820.4250.3840.4150.303低壓蒸汽壓力相對誤差/%1.631.639.649.649.649.64低壓蒸汽溫度/℃256.0248.8242.5242.9228.4251.3余熱鍋爐排氣溫度/℃91.082.589.380.690.780.9

(1)

式中：F為汽缸特征通流面積；G為汽缸進(jìn)汽流量，kg/s；p1為汽缸進(jìn)汽壓力，MPa；p0為汽缸出汽壓力，MPa；T為汽缸進(jìn)汽溫度，K。

計算過程中，流量由遺傳算法給出，其壓力與溫度可通過模型計算流程得出，從而確定汽輪機(jī)進(jìn)汽參數(shù)。但是在機(jī)組穩(wěn)定滑壓運(yùn)行過程中，高、中壓閥門全開，而低壓閥門開度不確定，即低壓蒸汽閥門阻力不確定，因此這是一個未知量。故遺傳算法中決策變量為：高壓給水流量x1、中壓給水流量x2、低壓給水流量x3及低壓蒸汽閥門排汽阻力x4。目標(biāo)函數(shù)為除去給水系統(tǒng)耗功外的汽輪機(jī)輸出功率Pe的相反數(shù)，即求F(X)最小值。目標(biāo)函數(shù)與決策變量函數(shù)關(guān)系為

(2)

式中：Pe,max為Pe最大值。

模型仿真過程中要滿足機(jī)組穩(wěn)定、安全運(yùn)行條件，需給定一些約束條件，參照機(jī)組設(shè)計情況，給出主要約束條件如下：

(3)

式中：Δtgg(1,2,3)表示高壓節(jié)點(diǎn)溫差、中壓節(jié)點(diǎn)溫差、低壓節(jié)點(diǎn)溫差，℃；x為低壓缸排汽干度；tq(1,2,3)表示高中低壓汽包中飽和水溫度，℃；ts(1,2,3)表示與蒸發(fā)器前的省煤器的出水溫度，℃，tg0為余熱鍋爐出口煙溫，℃。

2 余熱鍋爐滑壓曲線優(yōu)化結(jié)果

2.1 模型驗證

將某燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)電廠性能實(shí)驗所測量的余熱鍋爐輸入?yún)?shù)代入仿真計算模型，得到的余熱鍋爐輸出數(shù)據(jù)結(jié)果，見表2。實(shí)測數(shù)據(jù)與計算數(shù)據(jù)對比曲線如圖2所示。

圖2 模型蒸汽壓力計算值與實(shí)際值隨聯(lián)合循環(huán)機(jī)組負(fù)荷變化曲線

根據(jù)實(shí)驗所得數(shù)據(jù)與模型驗證數(shù)據(jù)對比可知，在50%負(fù)荷率下模型計算的余熱鍋爐蒸汽參數(shù)變化較大，尤其是低壓蒸汽參數(shù)變化更大，原因是：在運(yùn)行中低壓蒸汽進(jìn)入汽缸前存在一個閥門，而在低負(fù)荷下會調(diào)整閥門位置，從而提高了低壓蒸汽壓力，但是在仿真中，通過遺傳算法計算得到的阻力可以忽略。余熱鍋爐排氣溫度下降較多，說明優(yōu)化后余熱鍋爐吸熱量更多。從圖2可以看出，模型蒸汽壓力計算值與實(shí)際值符合度很高，證明該模型是可行的。

2.2 燃?xì)廨啓C(jī)效率下降對余熱鍋爐影響

2.2.1 余熱鍋爐進(jìn)氣流量對余熱鍋爐滑壓曲線影響

在聯(lián)合循環(huán)機(jī)組中，進(jìn)氣可轉(zhuǎn)導(dǎo)葉(inlet guide vanes，IGV)的控制方式一般根據(jù)燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度來控制，如圖3所示。當(dāng)IGV開度為40%以上時，排氣溫度基本保持不變，因此如果保持燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度不變，則當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)熱效率下降時，IGV角度會增大，燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量升高。其理論計算式如式(3)，燃?xì)廨啓C(jī)的熱效率計算方法如下。

圖3 M701F 燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度的變化圖

(3)

則

(4)

式中：h4為排氣焓，即余熱鍋爐進(jìn)口煙氣焓，kJ/kg；Δmg為排氣流量增量，kg/s；mg為排氣流量，kg/s；ηgt為燃?xì)廨啓C(jī)效率；Δηgt為燃?xì)廨啓C(jī)效率變化量；Q為燃料總輸入熱量，kJ。按相同的燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度的控制方式，即排氣溫度不變時，由式(4)可知，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)效率下降時，排氣流量升高，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)熱效率下降1%時，排氣流量的變化率見表3。

表3 燃?xì)廨啓C(jī)熱效率下降1%，排氣流量變化率

序號負(fù)荷率/%排氣流量變化率/%11001.524295.381.523387.661.508483.451.473578.481.486674.951.502768.621.440858.761.422954.021.379

從表3可以看到，燃?xì)廨啓C(jī)熱效率下降1%時，隨機(jī)組負(fù)荷率的升高，排氣流量的變化率也增大；機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行時，流量變化率為1.37%～ 1.53%。

通過所建立的余熱鍋爐-蒸汽輪機(jī)仿真模型，余熱鍋爐進(jìn)氣溫度不變，假設(shè)余熱鍋爐進(jìn)氣流量在原有基礎(chǔ)上增加1%、2%，其余熱鍋爐最佳滑壓曲線的仿真結(jié)果如圖4、圖5、圖6所示。

圖4 高壓蒸汽壓力隨鍋爐進(jìn)氣流量變化曲線

從圖4、圖5、圖6可以看到，當(dāng)余熱鍋爐進(jìn)口煙氣流量增加時，蒸汽壓力是升高的，最佳滑壓曲線向上移動。在計算中，煙氣流量升高1%，則高壓蒸汽壓力平均升高率為1.873%，再熱蒸汽壓力平均升高率為1.966%，低壓蒸汽壓力的平均升高率為1.808%。圖6中，低負(fù)荷時出現(xiàn)反常情況，這是在模型計算過程中由于限定條件所造成的，計算蒸汽平均升高率時將其略去。

圖5 再熱蒸汽壓力隨鍋爐進(jìn)氣流量變化曲線

圖6 低壓蒸汽壓力隨鍋爐進(jìn)氣流量變化曲線

從表3可以看到，選定的實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)中，如果以等燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度為燃?xì)廨啓C(jī)燃燒控制條件，則當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)效率下降后，燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量是升高的，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)效率下降1%，則燃?xì)廨啓C(jī)在滿負(fù)荷下排氣流量(即余熱鍋爐進(jìn)口煙氣流量)可升高1.524%，則高壓蒸汽壓力約升高2.854%，再熱蒸汽壓力約升高2.995%，低壓蒸汽壓力約升高2.754%；在低負(fù)荷，即55%負(fù)荷率左右時，高壓蒸汽壓力約升高2.580%，再熱蒸汽壓力約升高2.707%，低壓蒸汽壓力約升高2.489%。

2.2.2 余熱鍋爐進(jìn)氣流量對汽輪機(jī)輸出功率的影響

仿真計算模型中，將已忽略給水系統(tǒng)泵耗功的汽輪機(jī)的輸出功率作為優(yōu)化目標(biāo)值，當(dāng)汽輪機(jī)效率改變時，汽輪機(jī)輸出功率也會改變。本文根據(jù)實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)計算得到汽輪機(jī)缸內(nèi)效率與汽輪機(jī)輸出功率之間的關(guān)系，如圖7所示。

圖7 汽輪機(jī)缸內(nèi)效率隨汽輪機(jī)輸出功率變化曲線

從圖7可以看到，高壓缸內(nèi)效率隨汽輪機(jī)輸出功率變化基本保持不變，大概在0.8左右；中壓缸內(nèi)效率隨汽輪機(jī)輸出功率的增大而增大，但變化量較小。從圖7可擬合得到中壓缸隨汽輪機(jī)的輸出功率的斜率為0.07%，即汽輪機(jī)功率變化1 MW，汽輪機(jī)中壓缸效率變化0.07%；低壓缸的內(nèi)效率在100 MW以下時變化速率較快，而在100 MW以上時變化量較小，其100 MW以上時，低壓缸內(nèi)效率隨汽輪機(jī)輸出功率的變化率為0.08%。由此可以看出，高中低壓缸內(nèi)效率變化對汽輪機(jī)輸出功率影響可以忽略，所以汽輪機(jī)的輸出功率的變化可認(rèn)為是余熱鍋爐進(jìn)氣流量的變化引起的。

將余熱鍋爐原進(jìn)口煙氣流量下得到的汽輪機(jī)輸出功率作為基本功率，從而計算煙氣流量增加時的汽輪機(jī)輸出功率變化量。

圖8 余熱鍋爐進(jìn)氣流量對汽輪機(jī)輸出功率影響

由圖8可見，隨著機(jī)組負(fù)荷率的上升，汽輪機(jī)輸出功率的增量是增加的，燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量增加1%時，聯(lián)合循環(huán)滿載運(yùn)行時的汽輪機(jī)輸出功率提高1.25 MW；在55%負(fù)荷左右汽輪機(jī)的平均輸出功率提高0.71 MW。余熱鍋爐進(jìn)氣流量增加越多，汽輪機(jī)輸出功率增加量越大。燃?xì)廨啓C(jī)效率下降后，余熱鍋爐進(jìn)口煙氣流量增加，從而增加了余熱鍋爐部分汽輪機(jī)的輸出功率，減少了燃?xì)廨啓C(jī)效率下降帶來的影響。

3 結(jié)論

余熱鍋爐的滑壓曲線與余熱鍋爐的輸入?yún)?shù)有很大關(guān)系，而燃?xì)廨啓C(jī)的運(yùn)行狀況對余熱鍋爐的輸入?yún)?shù)有極大的關(guān)聯(lián)，從本文的討論中可以得出以下結(jié)論。

a) 煙氣流量升高1%，則優(yōu)化后的高壓蒸汽壓力平均升高率為1.873%，再熱蒸汽壓力平均升高率為1.966%，低壓蒸汽壓力的平均升高率為1.808%。

b) 聯(lián)合循環(huán)機(jī)組正常運(yùn)行時，保持燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度不變，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)效率下降1%，機(jī)組負(fù)荷在55%～100%之間時，優(yōu)化后的高壓蒸汽壓力升高2.580%～2.854%，再熱蒸汽壓力升高2.707%～2.995%，低壓蒸汽壓力升高2.489%～2.754%，負(fù)荷率越大，則變化率越大。

c) 保持燃?xì)廨啓C(jī)不同負(fù)荷下排氣溫度不變，燃?xì)廨啓C(jī)效率下降后，其排氣流量增加，增加了汽輪機(jī)的輸出功率，可減少了燃?xì)廨啓C(jī)效率下降帶來的影響。流量增加1%時，在燃?xì)廨啓C(jī)滿負(fù)荷下，汽輪機(jī)平均輸出功率提高1.25 MW，在55%負(fù)荷左右汽輪機(jī)的平均輸出功率提高0.71 MW。

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(編輯 查黎)

Sliding Pressure Operation of Gas-steam Combined Cycle Heat Recovery Boiler

CHEN Geng1,2, YANG Cheng1,2, JIANG Jingfeng1,2, MA Xiaoqian1,2

(1.School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou, Guangdong 510640, China; 2.Key Laboratory of High Efficient and Clean Utilization of Energy of Guangdong Province, South China University of Technology, Guangzhou, Guangdong 510640, China)

During its operation process, the combined cycle unit will deviate from designed conditions, such as rise of exhaust gas temperature, change of exhaust gas flow, and so on, but the steam turbine will still keep its original sliding pressure curve mode, so it will deviate from optimal parameters in actual operation.This paper uses MATLAB to establish a simulation calculation model for heat recovery boiler-steam turbine for optimizing sliding pressure parameters and compares changes of optimal sliding pressure curves under different exhaust gas conditions of the gas-steam turbine.Results indicate that when efficiency of the gas-steam turbine decreases and the unit runs with the mode of controlling exhaust gas temperature of the turbine, the optimal sliding pressure curve of the boiler will move up.Meanwhile, decline of efficiency of the turbine will cause rise of exhaust gas flow and increase of output of the turbine, which will reduce influence of efficiency decline of the turbine on decrease of output of the combined cycle unit.

combined cycle; heat recovery boiler; simulation; sliding pressure curve

2016-05-07

2016-07-28

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.11.008

TK229

B

1007-290X(2016)11-0036-06

陳耿(1992)，男，湖南湘潭人。在讀碩士研究生，主要研究方向為電站系統(tǒng)優(yōu)化與節(jié)能診斷。

楊承(1972)，男，湖北潛江人。副教授，工學(xué)博士，主要從事電站系統(tǒng)及其優(yōu)化研究。

蔣敬豐(1989)，男，四川廣安人。在讀碩士研究生，研究方向為先進(jìn)能源動力系統(tǒng)優(yōu)化及其特性。