任敬琦， 曹 越， 桑懿謙， 喬 紅， 戴義平， 王永慶

(1. 西安交通大學(xué) 葉輪機(jī)械研究所，動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 西安 710049；2. 國(guó)網(wǎng)陜西省電力公司電力科學(xué)研究院， 西安 710100)

燃?xì)廨啓C(jī)是一種以連續(xù)流動(dòng)的氣體作為工質(zhì)、將熱能轉(zhuǎn)換為機(jī)械功的旋轉(zhuǎn)式動(dòng)力機(jī)械，其憑借污染小、熱效率高和調(diào)峰性能好等優(yōu)點(diǎn)廣泛應(yīng)用于航空、艦船和發(fā)電等領(lǐng)域.隨著技術(shù)的進(jìn)步，燃?xì)廨啓C(jī)正朝著大容量、高溫比、高壓縮比、高效率、低污染的方向發(fā)展.目前，燃?xì)廨啓C(jī)燃?xì)獬鯗乜蛇_(dá)1 370～1 500 ℃，排氣溫度約為450～600 ℃，最先進(jìn)的重型燃?xì)廨啓C(jī)單循環(huán)和聯(lián)合循環(huán)的熱效率已分別達(dá)到40%～41%和60%～61%.燃?xì)廨啓C(jī)已成為所有熱-功轉(zhuǎn)換發(fā)電系統(tǒng)中效率最高的大規(guī)模商業(yè)化發(fā)電設(shè)備[1].

Rowen[2]采用模塊化的建模思想建立了簡(jiǎn)化的單軸燃?xì)廨啓C(jī)模型. Kim等[3-4]建立了V64.3和GE 7F重型燃?xì)廨啓C(jī)模型，對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)啟動(dòng)過(guò)程和瞬時(shí)負(fù)荷加載進(jìn)行了仿真，并與現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比，驗(yàn)證了所建模型的正確性.Camporeale等[5]將工質(zhì)視為半理想氣體，假設(shè)比熱容與溫度和氣體成分有關(guān)，建立了單軸V64.3和雙軸LM2500的Simulink模型，并進(jìn)行甩負(fù)荷研究.付云鵬等[6]將建模重點(diǎn)放在多級(jí)軸流壓氣機(jī)上，考慮到變壓氣機(jī)進(jìn)口可轉(zhuǎn)導(dǎo)葉(IGV)開(kāi)度對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能的影響，引入壓氣機(jī)效率和流量影響系數(shù)進(jìn)行建模.張文杰等[7]以壓氣機(jī)級(jí)間抽氣為節(jié)點(diǎn)分段建模，利用所建的GE 9FA燃?xì)廨啓C(jī)模型進(jìn)行了啟動(dòng)過(guò)程的仿真模擬.喬紅等[8]建立了F級(jí)300 MW重型燃?xì)廨啓C(jī)模型，分析了燃燒室煙氣熱慣性對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)態(tài)性能的影響.鄔健等[9]建立了MS6001燃?xì)廨啓C(jī)模型，并對(duì)部分負(fù)荷下的IGV調(diào)節(jié)規(guī)律進(jìn)行了仿真研究.以上建模方法各有優(yōu)點(diǎn)，但都是針對(duì)具體的燃?xì)廨啓C(jī)型號(hào)進(jìn)行模擬的，且均沒(méi)有考慮轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣性對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響.

筆者采用模塊化建模的思想，以Siemens SGT5-8000H型燃?xì)廨啓C(jī)為原型，推導(dǎo)建立了考慮壓氣機(jī)級(jí)間抽氣和透平級(jí)內(nèi)冷卻的H級(jí)重型燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型，并在Simulink平臺(tái)上進(jìn)行了外界擾動(dòng)下的仿真實(shí)驗(yàn)，探究了燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性，同時(shí)在甩負(fù)荷時(shí)分析了轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響.

1 SGT5-8000H型重型燃?xì)廨啓C(jī)的技術(shù)特點(diǎn)

SGT5-8000H型燃?xì)廨啓C(jī)是Siemens綜合了V94.3A系列燃?xì)廨啓C(jī)和原西屋W系列燃?xì)廨啓C(jī)的成熟技術(shù)而研發(fā)出的新一代高壓比、高溫比、高效率的大功率燃?xì)廨啓C(jī)[10].圖1為其結(jié)構(gòu)圖.

圖1 SGT5-8000H型重型燃?xì)廨啓C(jī)的結(jié)構(gòu)圖

SGT5-8000H型燃?xì)廨啓C(jī)采用輪盤(pán)式轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)，具有13個(gè)壓氣機(jī)級(jí)和4個(gè)渦輪級(jí).壓氣機(jī)采用進(jìn)口導(dǎo)葉和前三級(jí)靜葉可調(diào)設(shè)計(jì)，用于調(diào)節(jié)壓氣機(jī)的入口空氣流量，保持部分負(fù)荷下的高效率；環(huán)狀燃燒室裝有16個(gè)板片式燃燒器，通過(guò)分級(jí)燃燒技術(shù)實(shí)現(xiàn)對(duì)燃燒特性和NOx排放的控制；渦輪前三級(jí)葉片在制備過(guò)程中采用空冷，第一、第二級(jí)葉片采用定向結(jié)晶材料和改進(jìn)型隔熱涂層技術(shù)制備，以提高渦輪前溫度，從而提高燃?xì)廨啓C(jī)效率.

2 燃?xì)廨啓C(jī)建模

筆者以機(jī)理建模為基礎(chǔ)，基于質(zhì)量平衡和能量平衡，采用模塊化建模的思想，建立了一種非線性的H級(jí)單軸重型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)時(shí)仿真模型.圖2為燃?xì)廨啓C(jī)的總體模型圖.

2.1 工質(zhì)熱物性計(jì)算

為了提高非線性燃?xì)廨啓C(jī)模型的仿真精度，考慮燃?xì)鉃檎鎸?shí)氣體，其比定壓熱容隨溫度、壓力和組分的變化而變化，按照美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院(NIST)數(shù)據(jù)庫(kù)提供的Refprop軟件進(jìn)行計(jì)算，燃?xì)獾谋榷▔簾崛輈p,m為

(1)

HPcool、MHPcool、MLPcool、LPcool—高壓、中高壓、中低壓、低壓冷卻空氣；Pc—壓氣機(jī)耗功；Pt—透平做功；Pgt—燃?xì)廨啓C(jī)輸出功；n—轉(zhuǎn)速；qm,2、qm,3、qm,4—壓氣機(jī)、燃燒室、透平出口質(zhì)量流量；T2、T3、T4—壓氣機(jī)、燃燒室、透平出口溫度；Mt—透平出口燃?xì)饨M分;δfuel—燃料變化量；αgair—進(jìn)口流量修正系數(shù)；p0—大氣壓力；p2—壓氣機(jī)出口壓力;p3—透平入口壓力；p4—透平出口壓力；M3—透平入口燃?xì)饨M分；T0—大氣溫度；Pload—負(fù)載功率

圖2 H級(jí)重型燃?xì)廨啓C(jī)的總體模型圖

Fig.2 Overall diagram of the H-class heavy-duty gas turbine

式中：wi為燃?xì)庵械趇種氣體的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；cp,i為第i種氣體的比定壓熱容.

2.2 壓氣機(jī)模塊

壓氣機(jī)是燃?xì)廨啓C(jī)的三大部件之一，其工作特性具有很強(qiáng)的非線性.由于壓氣機(jī)的運(yùn)行工況比較復(fù)雜，目前還沒(méi)有能夠準(zhǔn)確描述其特性的理論公式，故采用壓氣機(jī)特性曲線插值法對(duì)壓氣機(jī)進(jìn)行建模.

(2)

(3)

采用折合參數(shù)，考慮進(jìn)氣參數(shù)變化對(duì)特性曲線的影響，由上述函數(shù)關(guān)系通過(guò)二維插值法可以得到壓氣機(jī)的折合流量和效率.

該壓氣機(jī)共13級(jí)，建模中以抽氣點(diǎn)為界將其分段，每段的出口溫度Tout由式(4)計(jì)算：

(4)

式中：Tin為每段壓氣機(jī)入口溫度；κ為比熱容比；πc,i為每段壓氣機(jī)的壓比;ηc為壓氣機(jī)效率.

2.3 燃燒室模塊

在燃燒室中，高溫、高壓空氣和燃料混合后燃燒生成高溫、高壓的燃?xì)?在此模塊中，關(guān)鍵在于計(jì)算燃燒室出口溫度變化趨勢(shì)和燃燒室壓力損失的變化.根據(jù)燃燒室非穩(wěn)態(tài)能量平衡方程可得到描述燃燒室動(dòng)態(tài)平衡的方程[5]：

(5)

式中：τcc為燃燒室時(shí)間常數(shù)；t為時(shí)間；qm,in、qm,b、qm,out分別為入口空氣、燃料、出口燃?xì)獾馁|(zhì)量流量；hin、hb、hout分別為入口空氣、燃料、出口燃?xì)獾谋褥剩沪莃為燃燒室效率，取0.99；LHV為天然氣的低位熱值；cp,out為出口燃?xì)獾谋榷▔簾崛?

燃燒室中氣體的流動(dòng)和加熱過(guò)程會(huì)造成燃燒室中氣體的壓力有所下降，考慮到燃燒室中的壓力損失，引入總壓恢復(fù)系數(shù)εb，則燃燒室的出口壓力pout為

pout=pin·εb

(6)

式中：pin為燃燒室的入口壓力.

2.4 透平模塊

從燃燒室中出來(lái)的高溫、高壓氣體進(jìn)入燃?xì)馔钙?，在透平中膨脹做功，將燃?xì)獾膬?nèi)能轉(zhuǎn)化成機(jī)械能，其輸出的軸功帶動(dòng)壓氣機(jī)和負(fù)載轉(zhuǎn)動(dòng).

2.4.1 透平特性

準(zhǔn)確的透平流量特性通過(guò)整臺(tái)透平進(jìn)行實(shí)驗(yàn)得到，鑒于實(shí)驗(yàn)成本以及研究人員已熟知透平的設(shè)計(jì)，在仿真模型的計(jì)算中，用弗留格爾公式近似計(jì)算透平的流量特性.弗留格爾公式為

(7)

透平的效率采用顯性解析式計(jì)算：

(8)

2.4.2 透平做功

由于燃?xì)馔钙饺~片冷卻空氣的不斷加入，在透平的每個(gè)級(jí)中，膨脹做功的氣流不斷增加.透平級(jí)的做功過(guò)程分為3個(gè)階段：AC段、CD段和DF段.在AC段，主流和靜葉冷卻空氣混合；在CD段，混合氣流膨脹做功；在DF段，新的主流燃?xì)夂蛣?dòng)葉冷卻空氣混合，如圖3所示.

靜葉混合和動(dòng)葉混合的原理相同，都是將高溫燃?xì)夂偷蜏乩鋮s空氣進(jìn)行絕熱混合，混合過(guò)程遵循質(zhì)量守恒和能量守恒,混合后燃?xì)獗褥蔴m,out為：

(9)

式中：qm,in為混合前燃?xì)赓|(zhì)量流量；hin為混合前燃?xì)獗褥剩籷m,cool為冷卻空氣質(zhì)量流量；hcool為冷卻空氣比焓.

圖3 帶葉片冷卻的透平級(jí)膨脹過(guò)程示意圖

在靜葉和動(dòng)葉中，流動(dòng)存在阻力，考慮到流動(dòng)阻力導(dǎo)致的壓損，帶有空氣冷卻的透平葉片的壓損可由式(10)計(jì)算：

(10)

式中：Y為動(dòng)量損失系數(shù)；Ma為馬赫數(shù)，靜葉中為實(shí)際馬赫數(shù)，動(dòng)葉中為相對(duì)馬赫數(shù).

高溫、高壓的燃?xì)馔ㄟ^(guò)膨脹將燃?xì)鈨?nèi)能轉(zhuǎn)化為機(jī)械功從轉(zhuǎn)軸輸出，膨脹過(guò)程的出口溫度Tout為：

(11)

式中：πt為透平膨脹比.

由于冷卻空氣的摻混，透平中每級(jí)做功的工質(zhì)質(zhì)量流量不同，透平總做功由4級(jí)疊加計(jì)算，每級(jí)做功Pt，i由式(12)計(jì)算：

Pt，i=qm,in·(hin-hout)

(12)

2.5 容積模塊

在燃?xì)廨啓C(jī)中，壓氣機(jī)和燃燒室之間、燃燒室和透平之間、透平級(jí)與級(jí)之間因管路等存在一定容積，氣流經(jīng)過(guò)該流道容積時(shí)遵循動(dòng)量守恒和質(zhì)量守恒，為了反映容積效應(yīng)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響，建立容積模塊.通過(guò)質(zhì)量守恒方程可以得到容積模塊的一階常微分方程：

(13)

式中:Vp為容積模塊當(dāng)量體積；R為氣體常數(shù)；m為多變指數(shù).

2.6 功頻模塊

燃?xì)廨啓C(jī)的轉(zhuǎn)軸將壓氣機(jī)、透平和發(fā)電機(jī)聯(lián)接起來(lái)，具有將透平發(fā)出的功率傳遞給壓氣機(jī)和發(fā)電機(jī)的作用.考慮到燃?xì)廨啓C(jī)的轉(zhuǎn)軸質(zhì)量較大，具有較大的轉(zhuǎn)動(dòng)慣性，通過(guò)角動(dòng)量平衡方程，可以得到轉(zhuǎn)軸角速度ω的微分方程：

(14)

(15)

式中:P0為額定功率；ω0為額定角速度；Pt、Pc、PL分別為透平輸出功、壓氣機(jī)耗功、發(fā)電機(jī)負(fù)載；Pf為機(jī)械損失引起的耗功，可以認(rèn)為是轉(zhuǎn)速的線性函數(shù)，Pf=kn，其中k為比例系數(shù)；J為轉(zhuǎn)軸的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；TJ為轉(zhuǎn)軸特性時(shí)間常數(shù).

3 動(dòng)態(tài)仿真

3.1 額定工況的仿真結(jié)果

為了探究燃?xì)廨啓C(jī)在外界擾動(dòng)下的動(dòng)態(tài)特性，先對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)的額定工況進(jìn)行仿真.由表1可見(jiàn)，額定工況的仿真結(jié)果具有較好的精度.

表1額定工況設(shè)計(jì)參數(shù)與仿真結(jié)果的對(duì)比

Tab.1Comparisonbetweendesignparametersandsimulationresultsunderratedconditions

參數(shù)設(shè)計(jì)值仿真值環(huán)境溫度/℃1515環(huán)境壓力/kPa101.3101.3壓氣機(jī)壓比19.219.2機(jī)組額定功率/MW375375額定轉(zhuǎn)速/(r·min-1)30003000透平排氣質(zhì)量流量/(kg·s-1)829.00828.92透平出口溫度/℃627.00625.94循環(huán)效率/%40.038.9

3.2 外界擾動(dòng)下H級(jí)燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性

為了探究燃?xì)廨啓C(jī)在外界擾動(dòng)下的動(dòng)態(tài)特性，分別在額定工況下進(jìn)行負(fù)荷擾動(dòng)和環(huán)境溫度擾動(dòng)的仿真實(shí)驗(yàn).

3.2.1 負(fù)荷擾動(dòng)

在額定工況下運(yùn)行的燃?xì)廨啓C(jī)在10 s時(shí)刻的負(fù)荷階躍下降10%和20%時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性如圖4所示.

(a) 階躍降10%負(fù)荷時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)各參數(shù)變化

(b) 階躍降20%負(fù)荷時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)各參數(shù)變化

當(dāng)負(fù)荷階躍下降時(shí)，轉(zhuǎn)子的不平衡力矩瞬時(shí)增大，產(chǎn)生了較大的轉(zhuǎn)子加速度，轉(zhuǎn)速迅速上升.此時(shí)，控制系統(tǒng)起作用，轉(zhuǎn)速上升，觸發(fā)轉(zhuǎn)速/負(fù)荷控制器進(jìn)行作用，控制器通過(guò)減小燃料量來(lái)降低燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率，使輸出功率和負(fù)荷平衡，以保證轉(zhuǎn)速的穩(wěn)定.燃料量減小后，不僅燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率會(huì)下降，壓氣機(jī)的壓比和透平的進(jìn)口溫度都會(huì)相應(yīng)降低，透平的排氣溫度也會(huì)降低.當(dāng)排氣溫度低于設(shè)定值后，IGV溫度控制器被觸發(fā)，IGV溫度控制器通過(guò)減小IGV開(kāi)度來(lái)減小進(jìn)入燃燒室的空氣量，從而提高透平的入口和出口溫度，最終透平入口溫度的穩(wěn)定值略低于額定工況的入口溫度，排氣溫度不變，部分負(fù)荷時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)效率有所降低.

對(duì)比圖4(a)和圖4(b)可以看出，負(fù)荷波動(dòng)越大，轉(zhuǎn)速、燃料量的超調(diào)量越大，但調(diào)整時(shí)間幾乎相等.對(duì)于整體循環(huán)而言，負(fù)荷下降得越多，穩(wěn)態(tài)時(shí)透平的入口溫度、壓氣機(jī)壓比越低，燃?xì)廨啓C(jī)的效率越低.

3.2.2 環(huán)境溫度擾動(dòng)

當(dāng)外界環(huán)境溫度在10～15 s范圍內(nèi)以斜坡方式由15 ℃升高到25 ℃時(shí)，帶額定負(fù)荷的燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性如圖5所示.

圖5 環(huán)境溫度擾動(dòng)下燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性

當(dāng)環(huán)境溫度升高時(shí)，壓氣機(jī)的壓比會(huì)有一定的慣性延遲，壓氣機(jī)的出口溫度升高，由于燃燒室的熱慣性，透平入口溫度也會(huì)升高，導(dǎo)致透平排氣溫度和輸出功率升高，燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率短暫上升.由于負(fù)荷不變，轉(zhuǎn)子的不平衡力矩增大，轉(zhuǎn)速上升，此時(shí)控制系統(tǒng)開(kāi)始作用，轉(zhuǎn)速上升，觸發(fā)轉(zhuǎn)速/負(fù)荷控制器進(jìn)行作用，控制器通過(guò)減小燃料量來(lái)降低燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率.隨著環(huán)境溫度進(jìn)一步升高，空氣密度減小，致使吸入壓氣機(jī)的空氣質(zhì)量流量減少，機(jī)組做功能力減弱，燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率低于額定負(fù)荷，轉(zhuǎn)子的不平衡力矩減小，轉(zhuǎn)速下降.此時(shí)，轉(zhuǎn)速/負(fù)荷控制器開(kāi)始作用，控制器通過(guò)增加燃料量來(lái)提高燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率，使輸出功率和負(fù)荷平衡，以維持轉(zhuǎn)速恒定.當(dāng)穩(wěn)態(tài)時(shí)，透平排氣質(zhì)量流量、壓氣機(jī)壓比減小，透平入口和出口溫度略有上升，燃?xì)廨啓C(jī)效率有所降低.

3.3 轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量對(duì)動(dòng)態(tài)特性的影響

對(duì)于燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組軸系的布置，常見(jiàn)的有分軸布置和采用3S離合器的單軸布置，如圖6所示.采用分軸布置時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)和汽輪機(jī)獨(dú)自帶動(dòng)1臺(tái)發(fā)電機(jī)運(yùn)行，對(duì)外輸出功；采用3S離合器的單軸布置時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)和高中壓汽輪機(jī)可以通過(guò)斷開(kāi)3S離合器與低壓汽輪機(jī)脫開(kāi)，增加了運(yùn)行的靈活性.

為了探究不同軸系布置方案下轉(zhuǎn)軸對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)動(dòng)態(tài)特性的影響，對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)在額定工況下進(jìn)行甩30%負(fù)荷的動(dòng)態(tài)仿真，結(jié)果如圖7所示.

當(dāng)分軸布置時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)與汽輪機(jī)各自帶動(dòng)發(fā)電機(jī)運(yùn)行，燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量較小.在單軸布置情況下，當(dāng)3S離合器斷開(kāi)時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)與高中壓汽輪機(jī)帶動(dòng)發(fā)電機(jī)運(yùn)行，轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量較大；當(dāng)3S離合器閉合時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)與高中低壓汽輪機(jī)同軸，轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量最大.從圖7可以看出，在燃?xì)廨啓C(jī)甩負(fù)荷過(guò)程中，轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越小，轉(zhuǎn)速和燃料量的超調(diào)量越大，調(diào)整時(shí)間越短；轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越大，對(duì)負(fù)荷擾動(dòng)的魯棒性越強(qiáng)，但調(diào)整時(shí)間也越長(zhǎng).因此，燃?xì)廨啓C(jī)的轉(zhuǎn)軸布置存在最佳方案，采用帶3S離合器的單軸布置方案時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性較好，系統(tǒng)的穩(wěn)定性較強(qiáng).

(a) 分軸布置

(b) 采用3S離合器的單軸布置

(a) 轉(zhuǎn)速變化

(b) 燃料量變化

(c) 透平排氣溫度變化

4 結(jié) 論

(1) 額定工況下運(yùn)行的燃?xì)廨啓C(jī)，負(fù)荷擾動(dòng)越大，轉(zhuǎn)速和燃料量的超調(diào)量越大，但不同負(fù)荷擾動(dòng)過(guò)程的調(diào)整時(shí)間幾乎相等；達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，燃?xì)廨啓C(jī)的負(fù)荷越低，透平入口溫度、壓氣機(jī)壓比越低，燃?xì)廨啓C(jī)效率越低.

(2) 對(duì)于帶額定負(fù)荷的燃?xì)廨啓C(jī)，當(dāng)環(huán)境溫度升高時(shí)，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速先上升后下降，燃料量則先下降后上升；達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，為了維持機(jī)組輸出功率與負(fù)荷平衡，燃料量略高于額定值，透平排氣質(zhì)量流量減少，排氣溫度略有升高.

(3) 在燃?xì)廨啓C(jī)甩負(fù)荷過(guò)程中，轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越小，轉(zhuǎn)速和燃料量的超調(diào)量越大，調(diào)整時(shí)間越短；轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量越大，對(duì)負(fù)荷擾動(dòng)的魯棒性越強(qiáng).燃?xì)廨啓C(jī)的轉(zhuǎn)軸布置存在最佳方案，采用帶3S離合器的單軸布置方案時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)的動(dòng)態(tài)特性較好，系統(tǒng)的穩(wěn)定性較強(qiáng).

[1] 蔣洪德, 任靜, 李雪英, 等. 重型燃?xì)廨啓C(jī)現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(29): 5096-5102.

JIANG Hongde, REN Jing, LI Xueying, et al. Status and development trend of the heavy duty gas turbine[J].ProceedingsoftheCSEE, 2014, 34(29): 5096-5102.

[2] ROWEN W I. Simplified mathematical representations of single shaft gas turbines in mechanical drive service[C]//ASME1992InternationalGasTurbineandAeroengineCongressandExposition. Cologne, Germany: American Society of Mechanical Engineers, 1992: 92-GT-022.

[3] KIM J H, SONG T W, KIM T S, et al. Model development and simulation of transient behavior of heavy duty gas turbines[J].JournalofEngineeringforGasTurbinesandPower, 2001, 123(3): 589-594.

[4] KIM J H, SONG T W, KIM T S, et al. Dynamic simulation of full start-up procedure of heavy duty gas turbines[C]//ASMETurboExpo2001:PowerforLand,Sea,andAir. New Orleans, Louisiana, USA: American Society of Mechanical Engineers, 2001: 2001-GT-0017.

[5] CAMPOREALE S M, FORTUNATO B, MASTROVITO M. A modular code for real time dynamic simulation of gas turbines in simulink[J].JournalofEngineeringforGasTurbinesandPower, 2006, 128(3): 506-517.

[6] 付云鵬, 黃宜坤, 張會(huì)生, 等. 一種考慮變幾何特性的重型燃?xì)廨啓C(jī)建模方法[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2014, 34(3): 200-204.

FU Yunpeng, HUANG Yikun, ZHANG Huisheng, et al. A modeling method for heavy gas turbines considering variable-geometry characteristics[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2014, 34(3): 200-204.

[7] 張文杰, 劉尚明, 蒲星星, 等. 基于Simulink的單軸重型燃?xì)廨啓C(jī)啟動(dòng)過(guò)程仿真研究[J].燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2012, 25(1): 27-32.

ZHANG Wenjie, LIU Shangming, PU Xingxing, et al. Research on the startup simulation of single shaft heavy-duty gas turbine based on Simulink[J].GasTurbineTechnology, 2012, 25(1): 27-32.

[8] 喬紅, 曹越, 戴義平. 300 MW重型燃?xì)廨啓C(jī)數(shù)學(xué)建模與動(dòng)態(tài)仿真[J].燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2016, 29(2): 28-33.

QIAO Hong, CAO Yue, DAI Yiping. Mathematical modeling and dynamic simulation study based on 300 MW heavy-duty gas turbine[J].GasTurbineTechnology, 2016, 29(2): 28-33.

[9] 鄔健, 余又紅, 賀星. 幾種典型燃?xì)廨啓C(jī)控制模型的比較和分析[J].燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2015, 28(2): 44-49, 72.

WU Jian, YU Youhong, HE Xing. Comparison and analysis of several typical gas turbine control models[J].GasTurbineTechnology, 2015, 28(2): 44-49, 72.

[10] 戴云飛, 劉可. 西門(mén)子SGT-8000H燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)特點(diǎn)及聯(lián)合循環(huán)應(yīng)用介紹[J].燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2014, 27(2): 14-17.

DAI Yunfei, LIU Ke. Introduction of Siemens 8000H class gas turbine technology feature and combined cycle application[J].GasTurbineTechnology, 2014, 27(2): 14-17.