黃偉棟，蘇明旭

（1.上海理工大學(xué)，上海200093；2.上海漕涇熱電有限責(zé)任公司，上海201507）

0 引言

燃?xì)廨啓C(jī)作為集新技術(shù)、新材料、新工藝于一身的新一代動(dòng)力裝置，被譽(yù)為裝備制造業(yè)皇冠上的明珠，歐美等發(fā)達(dá)國(guó)家都將優(yōu)先發(fā)展燃?xì)廨啓C(jī)列為保障國(guó)家安全與能源安全的重大戰(zhàn)略產(chǎn)業(yè)［1］。但是，由于能源政策、技術(shù)壟斷等方面的原因，我國(guó)燃?xì)廨啓C(jī)事業(yè)發(fā)展總體緩慢，在機(jī)組變工況特性方面的研究還有待完善［2］。燃?xì)廨啓C(jī)及其聯(lián)合循環(huán)機(jī)組是由布雷頓循環(huán)和朗肯循環(huán)構(gòu)成的能源梯級(jí)利用系統(tǒng)［3］，聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的性能受燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行特性影響較大。文獻(xiàn)［4］，文獻(xiàn)［5］采用Thermoflex 軟件建立了某200 MW 級(jí)整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)機(jī)組系統(tǒng)仿真模型，分析了底循環(huán)系統(tǒng)的變工況運(yùn)行特性，文獻(xiàn)［6］基于Apros 軟件建立了PG9171E型燃?xì)廨啓C(jī)仿真模型，分析了環(huán)境參數(shù)變化對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能的影響，但缺乏對(duì)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組系統(tǒng)關(guān)鍵運(yùn)行參數(shù)的變負(fù)荷特性分析，因此有必要對(duì)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組變負(fù)荷運(yùn)行特性進(jìn)行進(jìn)一步研究。

高級(jí)過(guò)程仿真軟件（Advanced process simulation software，Apros）是由芬蘭國(guó)家科學(xué)院與富騰公司聯(lián)合研發(fā)的熱力系統(tǒng)仿真建模軟件［7-8］，其包含了豐富的熱力過(guò)程基本模塊庫(kù)，采用該工具可以方便地建立對(duì)象機(jī)組的系統(tǒng)仿真模型，為工程技術(shù)人員研究系統(tǒng)運(yùn)行特性提供了極大的便利。

1 模型建立及計(jì)算條件

為分析燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)機(jī)組的變負(fù)荷運(yùn)行特性，采用Apros 軟件建立了其系統(tǒng)仿真模型［9］，如圖1所示。該系統(tǒng)由PG9171E 型燃?xì)廨啓C(jī)、抽汽凝汽式汽輪機(jī)以及立式螺旋翅片管自然循環(huán)余熱鍋爐構(gòu)成，其中燃?xì)廨啓C(jī)包括17級(jí)軸流式壓氣機(jī)、燃燒室和3級(jí)透平，余熱鍋爐沿?zé)煔饬鞒谭较蛞来尾贾酶骷?jí)換熱器，用于將燃?xì)廨啓C(jī)排氣熱量換熱給凝結(jié)水產(chǎn)生高、低壓兩股蒸汽去汽輪機(jī)中做功，實(shí)現(xiàn)能源的梯級(jí)利用，機(jī)組的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 燃?xì)廨啓C(jī)及其聯(lián)合循環(huán)機(jī)組系統(tǒng)設(shè)計(jì)工況Table 1 On-design of combined cycle gas turbine system

圖1 PG9171E型燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)機(jī)組Apros仿真模型Fig.1 PG9171E gas-steam combined cycle unit simulation model based on Apros

2 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組性能的影響

2.1 負(fù)荷率對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能的影響

通常，燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷調(diào)節(jié)方式有3 種，分別為等IGV 調(diào)節(jié)、等透平初溫調(diào)節(jié)和等排氣溫度調(diào)節(jié)［10］。圖2給出了本文研究對(duì)象PG9171E型燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)壓氣機(jī)出口空氣溫度、壓氣機(jī)壓比和透平進(jìn)口初溫的影響關(guān)系。

由圖2 可知，在燃?xì)廨啓C(jī)從滿負(fù)荷開(kāi)始降負(fù)荷過(guò)程中，壓氣機(jī)出口溫度及壓氣機(jī)壓比均呈逐漸下降趨勢(shì)，而透平進(jìn)口初溫先略微上升后快速下降。這是由于當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率在100%至60%范圍內(nèi)變化時(shí)，機(jī)組采用等透平初溫的方式調(diào)節(jié)機(jī)組負(fù)荷，在此過(guò)程中，壓氣機(jī)進(jìn)口空氣流量隨著IGV 角度關(guān)小而逐漸降低，壓比也隨之降低。當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率進(jìn)一步降低時(shí)，機(jī)組采用等排氣溫度的方式進(jìn)行負(fù)荷調(diào)節(jié)，透平排氣溫度保持不變，此時(shí)IGV角度繼續(xù)關(guān)小，而透平進(jìn)口初溫則逐漸減小。

圖2 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)壓氣機(jī)出口空氣溫度、壓氣機(jī)壓比及透平進(jìn)口初溫的影響Fig.2 Influence of variable gas turbine load rate on compressor outlet air temperature,compressor pressure ratio and turbine inlet temperature

圖3給出了燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)機(jī)組排氣參數(shù)的影響規(guī)律，可見(jiàn)在PG9171E 型燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率從100%下降到60%過(guò)程中，燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度逐漸增加，而燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量則呈下降趨勢(shì)。這是由于采用等透平初溫調(diào)節(jié)時(shí)，隨著機(jī)組負(fù)荷率的不斷下降，IGV角度逐漸關(guān)小，壓氣機(jī)進(jìn)口空氣流量隨之減小，進(jìn)而使得燃機(jī)排氣流量也逐漸降低。此時(shí)若保證燃?xì)馔钙匠鯗鼗静蛔?，則透平的排氣溫度將逐漸增加，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率降到60%時(shí)，透平排氣溫度將達(dá)到最大值。當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率降到40%時(shí)，則不再通過(guò)減小IGV 角度來(lái)適應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率的變化，而是直接降低進(jìn)口天然氣量來(lái)降低機(jī)組負(fù)荷。

圖3 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)燃機(jī)排氣參數(shù)的影響Fig.3 Influence of variable gas turbine load rate on gas turbine exhaust parameters

2.2 負(fù)荷率對(duì)底循環(huán)系統(tǒng)性能的影響

燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)系統(tǒng)中的蒸汽輪機(jī)采用全周進(jìn)汽滑壓方式運(yùn)行。因此在底循環(huán)系統(tǒng)蒸汽循環(huán)形式以及凝汽器運(yùn)行壓力確定的情況下，底循環(huán)性能完全取決于燃?xì)廨啓C(jī)的排氣參數(shù)［11］。

圖4給出了燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率對(duì)高壓側(cè)蒸汽參數(shù)的影響關(guān)系?？梢钥闯?，當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率由100%下降至60%時(shí)，高壓主蒸汽溫度逐漸上升，此后，隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率的進(jìn)一步下降，高壓主蒸汽溫度先緩慢下降后快速下降。當(dāng)燃機(jī)負(fù)荷率為30%時(shí)，主蒸汽溫度為552.6 ℃，仍高于設(shè)計(jì)工況下的參數(shù)值。此外，由圖4可知，在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率下降的過(guò)程中，高壓汽包壓力和高壓主蒸汽流量均呈先緩慢下降，后快速下降的變化規(guī)律。這是由于當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率大于40%時(shí)，主要通過(guò)IGV角度變化來(lái)適應(yīng)機(jī)組負(fù)荷率的變化，該調(diào)節(jié)方式一方面使得燃?xì)馔钙脚艢鉁囟瘸试龃筅厔?shì)，另一方面使得燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量逐漸下降，綜合兩方面的影響，燃?xì)廨啓C(jī)排氣熱量下降速度變緩，而在燃?xì)廨啓C(jī)40%～30%負(fù)荷范圍內(nèi)，IGV 角度已關(guān)到最小值，此時(shí)燃?xì)馔钙脚艢鉁囟认陆递^快，燃?xì)馔钙脚艢饬髁恳渤示徛陆第厔?shì)，最終導(dǎo)致高壓側(cè)熱力參數(shù)快速下降。

圖4 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)高壓側(cè)蒸汽參數(shù)的影響Fig.4 Influence of variable gas turbine load rate on high-pressure side parameters of bottoming cycle system

圖5給出了燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率對(duì)底循環(huán)系統(tǒng)低壓側(cè)參數(shù)的影響。由圖5 可見(jiàn)，低壓蒸汽溫度隨燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率的降低呈下降趨勢(shì)，故低壓過(guò)熱器一般不存在超溫的可能性，無(wú)需設(shè)置減溫裝置。此外，圖5顯示當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率由100%降至40%時(shí)，低壓側(cè)主要熱力參數(shù)均下降較快，這是由于采用改變IGV 角度調(diào)節(jié)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷時(shí)，煙氣流量的快速降低導(dǎo)致低壓汽包吸熱量相對(duì)減小較快，故低壓汽包壓力及低壓蒸汽流量均下降較快。在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率由40%降至30%過(guò)程中，低壓蒸汽流量及低壓汽包壓力均波動(dòng)不大。

圖5 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)低壓側(cè)蒸汽參數(shù)的影響Fig.5 Influence of variable gas turbine load rate on low-pressure side parameters of bottom cycle system

圖6 給出了燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率對(duì)底循環(huán)系統(tǒng)高、低壓節(jié)點(diǎn)溫差及接近點(diǎn)溫差的影響關(guān)系。由圖6 可見(jiàn)，在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率由100%下降到40%過(guò)程中，高、低壓節(jié)點(diǎn)溫差均呈下降趨勢(shì)，而高、低壓接近點(diǎn)溫差均呈上升趨勢(shì)，這是由于在該負(fù)荷率變化區(qū)間內(nèi)，燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷調(diào)節(jié)方式使得燃機(jī)排氣溫度逐漸增加。隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率進(jìn)一步降低，底循環(huán)系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)溫差將逐漸增大，接近點(diǎn)溫差也不斷減小，這對(duì)機(jī)組的安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行不利，故應(yīng)盡量避免燃?xì)廨啓C(jī)在低負(fù)荷條件下長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行。

圖6 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)節(jié)點(diǎn)溫差、接近點(diǎn)溫差的影響Fig.6 Influence of variable gas turbine load rate on node temperature difference and approach point temperature difference of bottom cycle system

圖7給出了燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率對(duì)底循環(huán)系統(tǒng)汽輪機(jī)功率以及余熱鍋爐效率的影響關(guān)系?？梢?jiàn)在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率100%～40%范圍內(nèi)，隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷下降，余熱鍋爐效率逐漸提高，而汽輪機(jī)功率卻逐漸降低。在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率低于40%時(shí)，余熱鍋爐效率及汽輪機(jī)功率均呈下降趨勢(shì)［12-13］。隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率的降低，燃?xì)廨啓C(jī)排氣熱量逐漸減小，余熱鍋爐吸熱量也隨之降低，直接導(dǎo)致汽機(jī)側(cè)輸出功率的下降，而余熱鍋爐當(dāng)量效率與燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度直接相關(guān)，因此其變化趨勢(shì)直接受燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度的影響。

2.3 負(fù)荷率對(duì)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組性能的影響

圖7 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)余熱鍋爐效率和汽輪機(jī)功率的影響Fig.7 Influence of variable gas turbine load rate on efficiency of heat recovery steam generator and steam turbine power

圖8 給出了燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)熱耗率、汽輪機(jī)熱耗率及聯(lián)合循環(huán)熱耗率的影響關(guān)系。由圖8可見(jiàn)，隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率的上升，燃?xì)廨啓C(jī)熱耗率及聯(lián)合循環(huán)熱耗率均呈下降趨勢(shì)，而汽輪機(jī)熱耗率則先下降后上升，因此燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率越高，燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)機(jī)組的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性越好。當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率由100%降至30%時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)熱耗率上升42%左右，聯(lián)合循環(huán)熱耗率上升18%左右，可見(jiàn)，采取等透平初溫調(diào)節(jié)方式，有利于提升聯(lián)合循環(huán)機(jī)組部分負(fù)荷工況的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性。此外，圖8 顯示出在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率為60%時(shí)，汽輪機(jī)熱耗率達(dá)最低值，這是由于高壓主蒸汽溫度在燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率為60%時(shí)達(dá)最高值，而其他影響汽機(jī)熱耗率的參數(shù)，如高壓進(jìn)汽流量及壓力等值的波動(dòng)不大。

圖8 燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷率變化對(duì)燃機(jī)熱耗率、汽機(jī)熱耗率、聯(lián)合循環(huán)熱耗率的影響Fig.8 Influence of variable gas turbine load rate on gas turbine heat rate,turbine heat rate and combined cycle unit heat rate

3 結(jié)語(yǔ)

對(duì)于采取變IGV角度等透平初溫調(diào)節(jié)方式運(yùn)行的機(jī)組，隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷下降，燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度呈先上升后下降趨勢(shì)，燃?xì)廨啓C(jī)排氣流量逐漸降低；隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷逐漸降低，高壓主蒸汽溫度與燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度變化趨勢(shì)一致，低壓蒸汽溫度隨燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷的降低而逐漸下降；隨著燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷逐漸降低，高、低壓節(jié)點(diǎn)溫差呈逐漸下降趨勢(shì)，高、低壓接近點(diǎn)溫差呈逐漸上升趨勢(shì)，因此在燃?xì)廨啓C(jī)低負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，更應(yīng)關(guān)注省煤器系統(tǒng)運(yùn)行的安全性。對(duì)于采取變IGV角度等透平初溫調(diào)節(jié)方式的燃?xì)廨啓C(jī)，有利于提升聯(lián)合循環(huán)機(jī)組部分負(fù)荷工況運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

［參考文獻(xiàn)］（References）

［1］ 張文毓.燃?xì)廨啓C(jī)的市場(chǎng)分析［J］.上海電氣技術(shù)，2016，9（02）：78-82.ZHANG Wenyu.Market analysis for gas turbines［J］.Journal of Shanghai Electric Technology，2016，9（02）：78-82.

正如王小景會(huì)用《王者榮耀》來(lái)描述大東溝海戰(zhàn)，每個(gè)人都在用自己熟知的知識(shí)體系去理解，得到新的感悟。那么，古老的大清帝國(guó)熟知的是什么知識(shí)體系，他會(huì)如何理解海洋的時(shí)代？

［2］ 胡玉劍，王義邦.凝汽器加裝小真空泵維持真空運(yùn)行的可行性分析［J］.湖北電力，2016，40（08）：27-29.HU Yujian，WANG Yibang. Feasibility analysis of the addiction of vacuum pump for running condenser［J］.Hubei Electric Power，2016，40（08）：27-29.

［3］ 李海峰，汪蓓.燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組一次調(diào)頻性能優(yōu)化［J］.湖北電力，2017，41（01）：44-46.LI Haifeng，WANG Bei.Performance optimization of primary frequency modulation control for gas-steam combined cycle unit［J］.Hubei Electric Power，2017，41（01）：44-46.

［4］ 陳曉利，吳少華，李振中，等.整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)三壓再熱底循環(huán)系統(tǒng)變工況特性［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30（23）：8-13.CHEN Xiaoli，WU Shaohua，LI Zhenzhong，et al.Off-design characteristics of three-pressure with reheat bottom cycle system in integrated gasification combined cycle ［J］.Proceedings of the CSEE，2010，30（23）：8-13.

［5］ 陳曉利，張東曉，吳少華，等.燃?xì)廨啓C(jī)調(diào)節(jié)方式對(duì)IGCC系統(tǒng)變工況性能的影響［J］.燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)，2011，24（01）：1-5，15.CHEN Xiaoli，ZHANG Dongxiao，WU Shaohua，et al.Effects of gas turbine's regulation modes on off-design performance of IGCC［J］.Gas Turbine Technology，2011，24（01）：1-5，15.

［6］ 朱正香，韓朝兵，司風(fēng)琪，等.基于高級(jí)過(guò)程仿真軟件APROS 的燃?xì)廨啓C(jī)性能分析［J］.熱能動(dòng)力工程，2015，30（04）：551-557.ZHU Zhengxiang，HAN Chaobing，SI Fengqi，et al.Analysis of gas turbine performance based on the advanced process simulation software［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2015，30（04）：551-557.

［7］ 許建，夏際先，王曉東，等.基于APROS的聯(lián)合循環(huán)機(jī)組余熱鍋爐仿真模型［J］.鍋爐技術(shù)，2018，49（02）：1-7.XU Jian，XIA Jixian，WANG Xiaodong，et al.A simulation model of HRSG in combined cycle plant based on advanced process simulation software［J］.Boiler Technology，2018，49（02）：1-7.

［9］ 韓朝兵，黃偉棟，黃素華，等.底循環(huán)系統(tǒng)參數(shù)對(duì)燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)機(jī)組經(jīng)濟(jì)性的影響［J］.熱能動(dòng)力工程，2019，34（03）：8-17.HAN Chaobing，HUANG Weidong，HUANG Suhua，et al.Influence of bottoming cycle parameters on the economic performance of gas-steam combined cycle unit［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2019，34（03）：8-17.

［10］ 趙士杭，葉海文.壓氣機(jī)靜葉可調(diào)對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)和聯(lián)合循環(huán)變工況性能的影響［J］.熱能動(dòng)力工程，1990，5（06）：1-4.ZHAO Shihang，YE Haiwen. The effect of variable compressor vanes on gas turbine and combined cycle power plant off—design performance［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，1990，5（06）：1-4.

［11］ 鄭炯智，張國(guó)強(qiáng)，許彥平，等.頂?shù)籽h(huán)參數(shù)對(duì)燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)全工況性能影響分析［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2016，36（23）：6418-6431.ZHENG Jiongzhi，ZHANG Guoqiang，XU Yanping，et al.Analysis of topping and bottoming cycle parameters on the performance of the combined cycle at design/off-design condition［J］.Proceedings of the CSEE，2016，36（23）：6418-6431.

［12］ 高建強(qiáng)，張穎，陳鴻偉，等.燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度對(duì)聯(lián)合循環(huán)熱經(jīng)濟(jì)性的影響［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（04）：263-267.GAO Jianqiang，ZHANG Ying，CHEN Hongwei，et al.Influence of exhaust gas temperature on thermal economy of gas-steam combined cycle units［J］. Chinese Journal of Power Engineering，2011，31（04）：263-267.

［13］ 陳盈盈，向文國(guó)，丁立旗.9FA 型燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)性能研究［J］.燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)，2006，19（02）：21-24，29.CHEN Yingying，XIANG Wenguo，DING Liqi. The performance study of 9FA gas turbine combined cycle［J］.Gas Turbine Technology，2006，19（02）：21-24，29.