張龍英,馬慶中

(山西電力科學(xué)研究院,山西太原 030001)

0 引言

某電廠引進(jìn)日立公司技術(shù)的超臨界600 MW機(jī)組是采用四閥結(jié)構(gòu)、三閥方式全電調(diào)控制的復(fù)合滑壓配汽方式。機(jī)組設(shè)計(jì)的配汽方式沿用了日立公司提供的典型配汽特性曲線,在啟動(dòng)和低負(fù)荷時(shí),汽輪機(jī)采用節(jié)流調(diào)節(jié),此時(shí)四個(gè)調(diào)節(jié)閥同時(shí)開(kāi)啟,接帶一定負(fù)荷后,關(guān)小、關(guān)閉部分閥門,轉(zhuǎn)為噴嘴調(diào)節(jié)。這種方式在啟動(dòng)和低負(fù)荷階段汽輪機(jī)全周進(jìn)汽,加熱均勻、熱應(yīng)力小、避免汽輪機(jī)受到較大的熱沖擊和部分進(jìn)汽的不穩(wěn)定,而在額定負(fù)荷時(shí)保持噴嘴調(diào)節(jié)的優(yōu)點(diǎn),閥門的節(jié)流損失小,具有較好的經(jīng)濟(jì)性。但在部分負(fù)荷下機(jī)組三個(gè) (四個(gè))調(diào)門存在節(jié)流,其經(jīng)濟(jì)性會(huì)低于國(guó)內(nèi)采用的典型順閥方式。機(jī)組的實(shí)際運(yùn)行中,中低負(fù)荷范圍各調(diào)門的開(kāi)度較小,四個(gè)調(diào)門節(jié)流程度很大,加之機(jī)組定-滑-定運(yùn)行方式的不合理進(jìn)一步影響了機(jī)組實(shí)際運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。因此通過(guò)試驗(yàn)研究工作,確定出配汽機(jī)構(gòu)的閥序、合理設(shè)置各高壓調(diào)門之間的重疊度、改進(jìn)閥門升程特性,達(dá)到改善機(jī)組安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行水平的目的。并在此基礎(chǔ)上采用合理的定-滑-定運(yùn)行控制方式,進(jìn)一步提高機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

1 優(yōu)化前機(jī)組的試驗(yàn)結(jié)果分析

機(jī)組負(fù)荷與閥位總指令的關(guān)系存在明顯的非線性,在閥位指令80%～88%的范圍,機(jī)組負(fù)荷變化量?jī)H為5 MW左右,而在閥位指令62%～70%的范圍,機(jī)組負(fù)荷變化量達(dá)到40 MW左右。機(jī)組實(shí)際運(yùn)行滑參數(shù)的起點(diǎn)在540 MW左右,在300～540 MW負(fù)荷范圍內(nèi),閥位指令在62%～70%之間,1號(hào)調(diào)門開(kāi)度在29%～35%之間,2號(hào)調(diào)門開(kāi)度在21%～4%之間,3號(hào)調(diào)門開(kāi)度在25%～29%之間,4號(hào)調(diào)門開(kāi)度在11%～13%之間,各閥門的開(kāi)度偏小,調(diào)汽門的節(jié)流損失較大,影響機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行范圍高壓缸效率在76%～79%之間,如以三閥點(diǎn)585 MW負(fù)荷作為起滑點(diǎn),高壓缸效率將在83%左右,保持該高壓缸效率進(jìn)行滑參數(shù)運(yùn)行,高壓缸效率可提高3.5～6.5個(gè)百分點(diǎn),考慮主汽壓力下降及給水泵耗功的影響后,目前的運(yùn)行方式較三閥點(diǎn)的滑壓方式煤耗率增加1～2 g/(kW?h)。而機(jī)組以兩閥點(diǎn)滑壓的煤耗水平還可較三閥點(diǎn)滑壓下降1～2 g/(kW?h)。通過(guò)配汽特性調(diào)整改進(jìn)及滑參數(shù)運(yùn)行方式的優(yōu)化,機(jī)組在300～600 MW負(fù)荷范圍內(nèi),整體煤耗水平下降幅度應(yīng)在2～3 g/(kW?h)之間。

2 機(jī)組配汽特性的調(diào)整與改進(jìn)

2.1 高調(diào)門閥序的確定

目前機(jī)組的閥序可認(rèn)為采用了1號(hào)、2號(hào)、3號(hào)同步開(kāi)啟,4號(hào)調(diào)門順序開(kāi)啟的控制方式。考慮軸系受力平衡、噴嘴組面積分布后,選擇1號(hào)、4號(hào)同步開(kāi)啟,此時(shí)兩閥的總流量可達(dá)到最大主汽量的80%以上。確定了同步開(kāi)啟的兩閥后,第三個(gè)開(kāi)啟的閥門出于有利于軸系的穩(wěn)定的考慮采用位于上缸的閥門,改進(jìn)后的閥序采用了1號(hào)、4號(hào)、3號(hào)、2號(hào)的方式。

2.2 高調(diào)門配汽特性曲線的確定

保留了機(jī)組原設(shè)計(jì)的啟動(dòng)、運(yùn)行控制方式,維持了原高中壓調(diào)門的匹配關(guān)系,機(jī)組低負(fù)荷仍為四個(gè)調(diào)門一起開(kāi)啟。當(dāng)閥位指令到達(dá)一定開(kāi)度后,1號(hào)、4號(hào)調(diào)門加速開(kāi)大,3號(hào),2號(hào)調(diào)門逐步關(guān)小到全關(guān),完成全周進(jìn)汽向兩個(gè)調(diào)門對(duì)稱進(jìn)汽的切換;當(dāng)閥位指令進(jìn)一步開(kāi)大后,3號(hào)、2號(hào)逐步開(kāi)啟,機(jī)組轉(zhuǎn)為順閥控制。改進(jìn)后的高壓調(diào)門配汽特性曲線的組態(tài)關(guān)系如圖1所示。

圖1 改進(jìn)后的高壓調(diào)門配汽特性曲線的組態(tài)關(guān)系

圖2 考慮背壓變化的負(fù)荷—主汽壓力控制方式

3 機(jī)組定-滑-定運(yùn)行方式的改進(jìn)

3.1 機(jī)組起始滑參數(shù)運(yùn)行閥位的確定

以兩閥點(diǎn)作為機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行的起點(diǎn),具有最好的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性,而考慮到機(jī)組調(diào)節(jié)特性的要求,第三個(gè)調(diào)門與第一、二個(gè)調(diào)門必須有一定的重疊度。機(jī)組配汽特性調(diào)整后,組態(tài)設(shè)計(jì)3號(hào)調(diào)門 (第三閥)開(kāi)啟的閥位指令為81.3%,對(duì)應(yīng)的1號(hào)、4號(hào)調(diào)門的開(kāi)度為70%,因此機(jī)組起始滑參數(shù)運(yùn)行閥位定為81%。

3.2 機(jī)組起始滑參數(shù)運(yùn)行負(fù)荷的確定

由于機(jī)組實(shí)際運(yùn)行時(shí),主汽壓力以表壓方式進(jìn)行控制,當(dāng)以設(shè)計(jì)額定壓力作為運(yùn)行定壓控制的壓力時(shí),經(jīng)過(guò)主汽壓力和背壓修正后確定的起始負(fù)荷點(diǎn)為533.2 MW。

3.3 基本的定-滑-定運(yùn)行參數(shù)的確定

根據(jù)機(jī)組的調(diào)峰范圍,確定機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行的負(fù)荷范圍在180 MW起始負(fù)荷之間,小于180 MW負(fù)荷轉(zhuǎn)為定壓運(yùn)行。通過(guò)變負(fù)荷試驗(yàn)確定出基本的定-滑-定運(yùn)行參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 定-滑-定運(yùn)行負(fù)荷與主汽壓力的關(guān)系

3.4 機(jī)組定-滑-定運(yùn)行控制方式的確定

實(shí)際運(yùn)行中機(jī)組運(yùn)行參數(shù)和運(yùn)行方式會(huì)發(fā)生變化,使機(jī)組負(fù)荷與主汽流量的關(guān)系發(fā)生變化,以確定給定負(fù)荷來(lái)給定主汽壓力后,機(jī)組調(diào)節(jié)汽門會(huì)發(fā)生變化,使機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行中實(shí)際閥位偏離最佳的閥位,影響到機(jī)組的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。通常機(jī)組背壓變化是影響機(jī)組定-滑-定運(yùn)行控制的一個(gè)主要的因素。

考慮背壓變化的負(fù)荷—主汽壓力控制方式,確定的機(jī)組定-滑-定運(yùn)行控制方式的組態(tài)回路見(jiàn)圖2。模塊1的組態(tài)關(guān)系由試驗(yàn)確定的負(fù)荷與主汽壓力關(guān)系見(jiàn)表1,模塊2的組態(tài)關(guān)系見(jiàn)表2,模塊3的組態(tài)關(guān)系見(jiàn)表3。

表2 模塊2的組態(tài)關(guān)系(運(yùn)行測(cè)量背壓為兩臺(tái)凝結(jié)器的平均背壓)

表3 模塊3的組態(tài)關(guān)系

4 調(diào)整改進(jìn)前后經(jīng)濟(jì)性比較

機(jī)組定壓運(yùn)行,在520 MW負(fù)荷下,調(diào)整后機(jī)組高壓缸效率提高5.5個(gè)百分點(diǎn);在540 MW負(fù)荷下,調(diào)整后機(jī)組高壓缸效率提高4.5個(gè)百分點(diǎn);在580 MW負(fù)荷下,調(diào)整前后高壓缸效率基本相當(dāng);而在滿負(fù)荷下,調(diào)整后的高壓缸效率的下降幅度已小于單純初壓修正后的幅度。在額定參數(shù)下,機(jī)組三閥點(diǎn)的出力在610MW左右,此時(shí)的高壓缸效率應(yīng)在84.5%左右,并略高于調(diào)整前的效率。可以看出,優(yōu)化調(diào)整后在相同負(fù)荷下,機(jī)組的高壓缸效率明顯提高,同時(shí)主汽壓力有所升高,顯著提高了機(jī)組的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。

根據(jù)調(diào)整前后定壓區(qū)機(jī)組缸效率變化量及滑壓運(yùn)行區(qū)高壓缸效率、主汽壓力的變化量,可確定出調(diào)整前后機(jī)組煤耗水平的相對(duì)變化量。配汽特性及運(yùn)行方式調(diào)整后在不同運(yùn)行負(fù)荷段,對(duì)機(jī)組經(jīng)濟(jì)性的影響程度不同,除95%～100%負(fù)荷下,高壓缸效率偏低,使?jié)M負(fù)荷缸效率低,煤耗略有增加外,中低負(fù)荷下機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性提高十分明顯,尤其是滑壓運(yùn)行區(qū)內(nèi)平均的煤耗下降幅度達(dá)到3.5 g/(kW?h)。

機(jī)組全年的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)的提高與機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷率的分布有很大的關(guān)系,機(jī)組年平均負(fù)荷率75%,不同負(fù)荷率隨時(shí)間均勻分布計(jì)算,機(jī)組平均煤耗下降幅度達(dá)到2.53 g/(kW?h)。極端情況負(fù)荷率以最高、最低分布時(shí)機(jī)組平均煤耗下降為 2.01 g/(kW?h);全工況保持75%時(shí),機(jī)組平均煤耗下降為2.96 g/(kW?h)。在正常的隨機(jī)負(fù)荷分布下,機(jī)組平均煤耗下降幅度應(yīng)在2.5 g/(kW?h)以上。當(dāng)機(jī)組平均負(fù)荷率進(jìn)一步下降時(shí),機(jī)組平均煤耗下降幅度還會(huì)有所提高。