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    單軸聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組燃?xì)廨啓C與汽輪機 功率區(qū)分方法研究

    2022-06-11 06:48:54胡孟起肖俊峰吳昌兵趙思勇葛曉明連小龍王一豐
    熱力發(fā)電 2022年6期
    關(guān)鍵詞:燃?xì)廨啓C單軸汽輪機

    胡孟起,肖俊峰,吳昌兵,周 剛,向 東,王 科, 趙思勇,葛曉明,劉 印,夏 林,連小龍,王一豐

    (1.西安熱工研究院有限公司,陜西 西安 710054; 2.華能重慶兩江燃機發(fā)電有限責(zé)任公司,重慶 400000)

    習(xí)近平總書記在2020年第七十五屆聯(lián)合國大會上提出了“碳達峰、碳中和”的目標(biāo)和關(guān)鍵時間節(jié)點[1-2]。據(jù)統(tǒng)計,2019年我國電力行業(yè)耗煤量約22.9×108t,占煤炭消費總量的58%左右,碳排放量約占我國碳排放總量的40%[3]。電力行業(yè)作為一次能源消耗大戶,大力提升其電力系統(tǒng)中新能源發(fā)電的裝機比例是實現(xiàn)“碳達峰、碳中和”目標(biāo)的必然選擇[4-6]。由于新能源發(fā)電具有間歇性強、波動性大的特點,為確保電網(wǎng)的安全及穩(wěn)定運行,需要配備大量的靈活性電源[7-11]。以天然氣為燃料的燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組(簡稱“聯(lián)合循環(huán)機組”)是目前最為清潔的火力發(fā)電技術(shù)之一。即便與超低排放改造后的燃煤發(fā)電機組相比,其煙塵、二氧化硫排放強度均顯著降低,單位發(fā)電量的碳排放強度僅約為燃煤發(fā)電機組的50%[12]。此外,聯(lián)合循環(huán)機組啟停速度快、變負(fù)荷能力強、調(diào)峰調(diào)頻性能突出,是未來構(gòu)建以新能源為主體的新型電力系統(tǒng)的重要伙伴[13-14]。

    聯(lián)合循環(huán)機組的關(guān)鍵主機設(shè)備通常由燃?xì)廨啓C、汽輪機、發(fā)電機、余熱鍋爐等構(gòu)成。根據(jù)軸系連接及布置方式的不同,聯(lián)合循環(huán)機組通常分為單軸聯(lián)合循環(huán)機組和分軸聯(lián)合循環(huán)機組[15-16]。其中:單軸聯(lián)合循環(huán)機組的燃?xì)廨啓C、汽輪機、發(fā)電機串聯(lián)在同一軸系上,燃?xì)廨啓C和汽輪機輸出功率由同一臺發(fā)電機輸出;分軸聯(lián)合循環(huán)機組的軸系分別由燃?xì)廨啓C-發(fā)電機組軸系和汽輪機-發(fā)電機組軸系獨立構(gòu)成,燃?xì)廨啓C和汽輪機的輸出功率分別由單獨的發(fā)電機輸出。

    受制于扭矩儀等設(shè)備成本高、長期運行可靠性欠佳等因素,在現(xiàn)有技術(shù)條件下,目前實際投入商業(yè)運行的單軸聯(lián)合循環(huán)機組均未針對燃?xì)廨啓C或汽輪機配備扭矩儀等測功設(shè)備,如何通過計算的方式合理區(qū)分單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C和汽輪機輸出功率是聯(lián)合循環(huán)機組運行監(jiān)控、性能分析領(lǐng)域亟需解決的問題。近年來,國內(nèi)已有部分學(xué)者對此問題進行了關(guān)注和研究。劉尚明等[17]介紹了西門子控制系統(tǒng)中的燃?xì)廨啓C功率實時計算方法;高建強等[18]基于能量平衡原理,研究了單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C與汽輪機功率比的計算方法;黃素華等[19]從方法和原理角度介紹了單軸聯(lián)合循環(huán)機組中燃?xì)廨啓C出力評估方法。

    本文分析了國外燃?xì)廨啓C制造商關(guān)于單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C與汽輪機功率區(qū)分方法及適用性;在此基礎(chǔ)上,基于燃?xì)廨啓C和汽輪機的基本原理,提出一種實施方便、通用性強、滿足工程應(yīng)用精度要求的單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C與汽輪機功率區(qū)分方法,并對該方法的計算準(zhǔn)確性進行了驗證。

    1 國外燃?xì)廨啓C制造商所采用的功率區(qū)分方法分析

    三菱、西門子等國外知名重型燃?xì)廨啓C制造商在其單軸聯(lián)合循環(huán)機組的控制系統(tǒng)中內(nèi)嵌了燃?xì)廨啓C和汽輪機輸出功率的估算模塊。其中,以西門子為代表的制造商所采用的基本方式為:先根據(jù)控制系統(tǒng)內(nèi)嵌的燃?xì)廨啓C性能特性,結(jié)合實際運行參數(shù),計算得到燃?xì)廨啓C輸出功率;再由聯(lián)合循環(huán)機組總功率與燃?xì)廨啓C輸出功率之差得到汽輪機輸出功率,詳見文獻[17]。而以三菱為代表的制造商所采用的基本方式為:先根據(jù)控制系統(tǒng)內(nèi)嵌的汽輪機性能特性,結(jié)合實際運行參數(shù),計算確定汽輪機輸出功率;再由聯(lián)合循環(huán)機組總功率與汽輪機輸出功率之差得到燃?xì)廨啓C輸出功率[20]。

    上述燃?xì)廨啓C制造商的單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C和汽輪機輸出功率估算方法存在以下局限而使得其推廣應(yīng)用受到了限制。

    1)燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能隨著運行時間的增加不可避免地發(fā)生劣化;而通過實施定期或不定期的檢修維護,燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能又將得到一定程度的恢復(fù)。因此,燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能特性實質(zhì)上是隨運行時間、實施檢修維護與否而發(fā)生變化的變量,而并非固定值。燃?xì)廨啓C制造商在其單軸聯(lián)合循環(huán)機組控制系統(tǒng)輸出功率估算模塊中內(nèi)嵌的燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能特性通常為一系列預(yù)先設(shè)定的固定數(shù)組。此種方式必然使得燃?xì)廨啓C或汽輪機的發(fā)電功率計算結(jié)果與真實情況的誤差隨著運行時間的增加而累積增加。

    2)燃?xì)廨啓C制造商在控制系統(tǒng)中內(nèi)嵌的燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能特性數(shù)組,僅是燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能特性的外部表征結(jié)果,數(shù)組本身并無實際的物理含義。由于燃?xì)廨啓C或汽輪機的全面性能特性以及相應(yīng)的計算模型為制造商所保密,用戶無法掌握,這使得用戶無法獨立實現(xiàn)對單軸聯(lián)合循環(huán)機組控制系統(tǒng)輸出功率估算模塊中內(nèi)嵌的燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能特性數(shù)組進行調(diào)整。

    2 功率區(qū)分方法的總體思路

    單軸聯(lián)合循環(huán)機組中燃?xì)廨啓C和汽輪機的功率區(qū)分從計算原理上可分為以下2種方案:

    1)方案1 先計算燃?xì)廨啓C發(fā)電功率,再用實測的聯(lián)合循環(huán)機組發(fā)電總功率減去燃?xì)廨啓C發(fā)電功率得到汽輪機發(fā)電功率。由于該方法在計算燃?xì)廨啓C輸出功率之前需要建立燃?xì)廨啓C性能計算模型,而建立燃?xì)廨啓C性能計算模型所必須知悉的部件(壓氣機、透平、燃燒室)性能特性、透平冷卻流量分配等設(shè)計參數(shù)均為燃?xì)廨啓C制造商所嚴(yán)格保密,難以獲取,故實施難度相對較高。

    2)方案2 先計算汽輪機發(fā)電功率,再用實測的聯(lián)合循環(huán)機組發(fā)電總功率減去汽輪機發(fā)電功率得到燃?xì)廨啓C發(fā)電功率。其中,汽輪機發(fā)電功率可以根據(jù)汽輪機各缸蒸汽流量、各缸效率、蒸汽泄漏量、發(fā)電機效率等參數(shù)計算得到。

    在無法獲得燃?xì)廨啓C制造商全面數(shù)據(jù)支持的情況下,方案2的實施可行性更好。當(dāng)然,在采用方案2時,尚有兩方面問題需要考慮和解決:一方面,汽輪機各汽缸入口的蒸汽流量測量裝置可能存在測量不準(zhǔn)或偏差大,進而影響計算結(jié)果準(zhǔn)確性的情況;另一方面,汽輪機低壓缸效率、發(fā)電機效率等中間過程計算參數(shù)無法直接測量獲取。

    本文基于上述方案2的總體思路,根據(jù)汽輪機基本原理,同時考慮上述需要解決的兩方面問題,提出了單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C和汽輪機功率區(qū)分方法,其基本計算流程如圖1所示。

    3 功率區(qū)分方法的具體實施步驟

    總體而言,單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C和汽輪機功率區(qū)分包含2大步驟:

    步驟1 汽輪機特性規(guī)律計算;

    步驟2 汽輪機功率計算和燃?xì)廨啓C功率計算。

    本文以主流F級聯(lián)合循環(huán)機組為例(匹配三壓再熱凝汽式汽輪機),對主要步驟予以說明。

    3.1 汽輪機特性規(guī)律計算

    1)根據(jù)聯(lián)合循環(huán)機組的汽輪機熱力設(shè)計參數(shù),擬合得到汽輪機低壓缸設(shè)計效率與低壓缸相關(guān)熱力設(shè)計參數(shù)的函數(shù)關(guān)系式。

    一般而言,汽輪機低壓缸效率受運行工況及末級余速損失特性等多因素影響,實際變化規(guī)律較為復(fù)雜。從實際工程應(yīng)用角度出發(fā),對于某一特定型號的汽輪機,其末級余速損失特性已確定,汽輪機低壓缸效率受低壓缸前后壓比的變化影響較大,故低壓缸相對內(nèi)效率的變化采用壓比進行擬合能夠得到較好的精度[21]。汽輪機低壓缸設(shè)計等熵效率與低壓缸壓比的典型函數(shù)關(guān)系式型式為:

    式中:ELP0為低壓缸設(shè)計等熵效率;πLP0為低壓缸設(shè)計壓比;pIN,LP0、pOUT,LP0分別為低壓缸進、出口設(shè)計蒸汽壓力;f為函數(shù)關(guān)系式。

    2)根據(jù)聯(lián)合循環(huán)機組汽輪機設(shè)計熱力參數(shù),擬合得到汽輪機各汽缸設(shè)計泄漏量的函數(shù)關(guān)系式。汽輪機各汽缸泄漏量應(yīng)依據(jù)汽輪機實際結(jié)構(gòu)型式而定。漏汽通常包括汽輪機軸封泄漏等。通常,軸封漏汽與汽封片兩側(cè)的壓力存在一定函數(shù)關(guān)系,因此,各股泄漏量可擬合成如下函數(shù)關(guān)系式:

    式中:GLEA0為某項泄漏流量設(shè)計值;pIN0為某項泄漏流量所涉及汽封高壓側(cè)的壓力設(shè)計值;pOUT0為某項泄漏流量所涉及汽封低壓側(cè)蒸汽壓力設(shè)計值;g為函數(shù)關(guān)系式。

    3)根據(jù)聯(lián)合循環(huán)機組發(fā)電機設(shè)計參數(shù),擬合得到發(fā)電機效率與發(fā)電機相關(guān)設(shè)計運行參數(shù)的函數(shù)關(guān)系式。發(fā)電機相關(guān)設(shè)計運行參數(shù)通常可選擇發(fā)電機有功功率和功率因數(shù)。典型的發(fā)電機效率與發(fā)電機有功功率和功率因數(shù)的函數(shù)型式為:

    式中:EGEN0為發(fā)電機效率設(shè)計值;P0為發(fā)電機有功功率設(shè)計值;FPF0為發(fā)電機功率因數(shù)設(shè)計值;LGEN0為發(fā)電機損失設(shè)計值。

    4)根據(jù)聯(lián)合循環(huán)機組最近一次性能試驗數(shù)據(jù)和設(shè)計參數(shù),計算得到汽輪機各汽缸通流部分的特征通流系數(shù)[22-25]。汽輪機各汽缸通流部分的特征通流系數(shù)宜采用的計算公式為:

    式中:ACFA,HP0、ACFA,MP0、ACFA,LP0分別為最近一次性能試驗時的高、中、低壓缸特征通流系數(shù),其中ACFA,HP0、ACFA,MP0在運行工況變化時認(rèn)為不變;ACFA,LP為低壓缸特征通流系數(shù),在運行工況變化時認(rèn)為其與低壓缸進口蒸汽比熱容VIN,LP呈一定的函數(shù)關(guān)系,該變化關(guān)系J利用汽輪機設(shè)計數(shù)據(jù)擬合得到;GIN,HP0、GIN,MP0、GIN,LP0分別為高、中、低壓缸最近一次性能試驗測得的進汽質(zhì)量流量;VIN,HP0、VIN,MP0、VIN,LP0分別為高、中、低壓缸最近一次性能試驗測得的進汽比體積;pIN,HP0、pIN,MP0、pIN,LP0分別為高、中、低壓缸最近一次性能試驗測得的進汽壓力;πHP0、πMP0、πLP0分別為高、中、低壓缸最近一次性能試驗測得的壓比。

    3.2 汽輪機和燃?xì)廨啓C功率計算

    1)根據(jù)聯(lián)合循環(huán)機組實測參數(shù),結(jié)合之前步驟計算得到的各汽缸通流部分的特征通流系數(shù),計算得到汽輪機實際運行工況下各汽缸的進汽流量,計算公式為:

    式中:pIN,HP、pIN,MP、pIN,HP分別為汽輪機高、中、低壓缸進口蒸汽壓力測量值;πHP、πMP、πLP分別為汽輪機高、中、低壓缸壓比測量值;VIN,HP、VIN,MP、VIN,LP分別為汽輪機高、中、低壓缸進口蒸汽比體積測量值。

    2)結(jié)合聯(lián)合循環(huán)機組實測參數(shù),計算汽輪機在實際運行工況下的低壓缸效率。汽輪機在實際運行工況下的低壓缸效率根據(jù)前述步驟中擬合得到的汽輪機低壓缸效率與低壓缸壓比的函數(shù)關(guān)系式計算,并考慮最近一次性能試驗測量的低壓缸效率與低壓缸效率設(shè)計值的差異進行了修正。計算公式為:

    式中:ELP為計算得到的汽輪機低壓缸實際效率;πLP為汽輪機低壓缸實際壓比;pOUT,LP為低壓缸實際出口壓力;pIN,LP為低壓缸實際進口壓力;ELP00為低壓缸效率的最近一次性能試驗測量結(jié)果;ELP0為低壓缸效率的設(shè)計值。

    3)結(jié)合聯(lián)合循環(huán)機組實測參數(shù)及前述步驟中計算得到的各汽缸進汽流量,同時考慮汽輪機汽封漏汽等泄漏的影響,計算汽輪機實際總焓降功率。汽輪機實際總焓降功率等于汽輪機各缸進汽流量與焓降的乘積之和,同時減去泄漏量對焓降功率的影響量。

    4)由汽輪機各缸的實際焓降功率之和與機械效率及發(fā)電機效率的乘積,計算得到汽輪機實際發(fā)電功率。其中,機械效率可按一般工程經(jīng)驗取值;發(fā)電機在實際運行工況下的效率根據(jù)前述步驟中擬合得到的發(fā)電效率與有功功率、功率因數(shù)的函數(shù)關(guān)系式計算,并考慮最近一次性能試驗測量的發(fā)電機效率與發(fā)電機效率設(shè)計值的差異進行了修正,計算公式為:

    式中:EGEN為計算得到的發(fā)電機實際效率;P為發(fā)電機有功功率實測值;FPF為發(fā)電機功率因數(shù)實測值;EGEN0為發(fā)電機效率設(shè)計值;EGEN00為發(fā)電機效率的最近一次性能試驗測量結(jié)果。

    5)由聯(lián)合循環(huán)機組總發(fā)電功率與汽輪機發(fā)電機功率相減,得到燃?xì)廨啓C實際發(fā)電功率。

    4 計算結(jié)果及分析

    以制造商提供的某F級單軸聯(lián)合循環(huán)機組(匹配三壓再熱凝汽式汽輪機)的熱平衡圖及熱平衡相關(guān)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ),采用本文所提出的單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C和汽輪機功率區(qū)分方法對燃?xì)廨啓C和汽輪機功率進行了計算。其中,熱平衡工況涵蓋的大氣環(huán)境溫度為2~28 ℃,聯(lián)合循環(huán)發(fā)電功率為30%~100%負(fù)荷,共計16個工況。計算過程中所采用汽輪機的關(guān)鍵特性擬合公式及精度如下。

    1)低壓缸效率與低壓缸壓比的擬合關(guān)系式見式(16),其與制造商提供的熱平衡設(shè)計數(shù)據(jù)相比的最大相對偏差絕對值為2.1%。

    式中:ELP0為低壓缸效率;πLP0為低壓缸壓比。

    2)過橋汽封漏汽量與高壓缸進口壓力的擬合關(guān)系式見式(17),其與制造商提供的熱平衡設(shè)計數(shù)據(jù)相比的最大相對偏差絕對值為0.5%。

    式中:GLEA0為過橋汽封漏汽量,t/h;pIN0為高壓缸進汽壓力,MPa(絕對壓強)。

    3)發(fā)電機損失與發(fā)電機有功功率和功率因數(shù)的擬合關(guān)系式見式(18),其與制造商提供的熱平衡設(shè)計數(shù)據(jù)相比的最大相對偏差絕對值為0.2%。

    式中:LGEN0為發(fā)電機損失,kW;FPF0為功率因數(shù);P0為發(fā)電機有功功率,MW。

    將本文計算得到的各工況汽輪機發(fā)電功率和燃?xì)廨啓C發(fā)電功率與熱平衡數(shù)據(jù)中的數(shù)據(jù)進行對比,相對偏差結(jié)果如圖2和圖3所示。

    主要結(jié)論如下:

    1)汽輪機發(fā)電功率的計算結(jié)果與制造商提供的熱平衡設(shè)計數(shù)據(jù)相比,最大相對偏差為1.6%;

    2)燃?xì)廨啓C發(fā)電功率的計算結(jié)果與制造商提供的熱平衡設(shè)計數(shù)據(jù)相比,最大相對偏差為–1.42%。

    上述偏差主要由汽輪機低壓缸效率、發(fā)電機效率、各股泄漏量、發(fā)電機效率的擬合等偏差疊加綜合帶來,總體而言偏差較小,在工程應(yīng)用可接受的范圍內(nèi)。

    5 結(jié) 論

    1)燃?xì)廨啓C制造商在其單軸聯(lián)合循環(huán)機組的控制系統(tǒng)中內(nèi)嵌的燃?xì)廨啓C和汽輪機輸出功率估算模塊的設(shè)定參數(shù)通常為固定值,未考慮燃?xì)廨啓C或汽輪機的性能隨著運行時間、檢修維護狀態(tài)的變化,將使得燃?xì)廨啓C或汽輪機的發(fā)電功率計算結(jié)果與實際功率的誤差隨著運行時間及機組運行狀態(tài)的變化而有所增加。此外,因受制于燃?xì)廨啓C或汽輪機的全面性能特性以及相應(yīng)的計算模型為制造商所保密,使得用戶無法獨立實現(xiàn)對單軸聯(lián)合循環(huán)機組控制系統(tǒng)輸出功率估算模塊設(shè)定值進行調(diào)整,給機組運行精準(zhǔn)控制和性能準(zhǔn)確分析造成了障礙。

    2)本文提出的單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C與汽輪機功率區(qū)分方法物理意義明確,計算過程便捷,并且能夠兼顧機組狀態(tài)變化后對相關(guān)特性參數(shù)的修正,使得計算結(jié)果更符合實際情況。具體體現(xiàn)在:采用汽輪機特征通流面積計算汽輪機各汽缸進汽流量,避免了直接測量蒸汽流量所帶來的準(zhǔn)確性和可靠性差的缺陷,汽輪機特征通流面積可通過性能試驗確定和更新;汽輪機低壓缸效率和發(fā)電機效率等參數(shù)可采用設(shè)計特性擬合并結(jié)合性能試驗結(jié)果進行修正的方法得到。

    3)本文所提出的單軸聯(lián)合循環(huán)機組燃?xì)廨啓C和汽輪機功率區(qū)分方法具有較好的計算準(zhǔn)確性,可為機組性能分析和在線性能監(jiān)測與診斷等相關(guān)工程應(yīng)用提供參考和借鑒。

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