燃氣-蒸汽聯合循環變工況調節方案對比分析

白子為， 張國強， 付旭晨， 楊勇平， 王修彥

(華北電力大學 電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，北京 102206)

燃氣-蒸汽聯合循環變工況調節方案對比分析

白子為， 張國強， 付旭晨， 楊勇平， 王修彥

(華北電力大學 電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，北京 102206)

針對現存PG9351FA燃氣輪機對應的燃氣-蒸汽聯合循環，分析了3類調節方案下燃氣輪機循環、蒸汽輪機循環和聯合循環的變工況特性.結果表明：針對基準機組，采用IGV調節方案不利于燃氣輪機循環高效運行，但有利于聯合循環運行；調節方案對蒸汽輪機循環的影響大于燃氣輪機循環，故聯合循環效率最高的調節方案為盡量維持T4在透平出口極限溫度運行，該方案對應聯合循環效率在低負荷下比IGV T3-F方案對應聯合循環效率提升2%以上；為了變工況運行最佳，應盡可能采用IGV調節方案并且在較高蒸汽輪機循環效率下運行.

聯合循環；變工況特性；負荷調節；建模

燃氣-蒸汽聯合循環機組相比于燃煤蒸汽輪機機組具有啟動快、熱效率高、調峰能力強和污染小等優點.GE公司的9H型燃氣輪機透平轉子入口燃氣總溫和設計空氣質量流量分別達到1 430 ℃與685 kg/s，設計壓比提升至23.燃氣輪機循環效率高達41.8%，聯合循環效率提升至61.8%，聯合循環出力可達755 MW[1].隨著燃氣輪機循環參數的提高，余熱鍋爐主蒸汽壓力不斷提高，通過對比，發現重型燃氣輪機匹配三壓再熱余熱鍋爐時其性能相對最優[2].

當燃氣輪機機組選用不同負荷調節方案運行時，聯合循環熱力參數和機組性能通常會存在差異.Kim等[5]研究了單軸回熱燃氣輪機機組采用不同負荷調節方案(轉速調節、燃料調節和IGV調節)運行時的性能差異.Domachovski等[6]通過軟件計算對比了聯合循環機組變工況下IGV調節和純燃料調節之間的性能差異.陳曉利等[7]通過Thermoflex軟件建模研究了IGCC系統采用不同負荷調節方案時的性能對比.Haglind[8]對比了IGV調節對聯合循環機組的影響，研究表明單軸燃氣-蒸汽聯合循環機組恒速運行時IGV調節效率較高.Song等[9]分析了單軸燃氣輪機中IGV調節的影響，認為IGV調節可以提高透平排氣溫度，從而提高循環效率，但會增加壓氣機第一級壓縮過程的損.

隨著燃氣-蒸汽聯合循環控制技術的進步，負荷調節方案將更為多樣化.目前國內外學者的相關研究主要集中在單一負荷調節方案對特定機組的影響上，對于不同負荷調節方案下同機組性能的對比研究較少.筆者選取PG9351FA燃氣輪機及其對應的聯合循環機組為研究對象，分別基于逐級疊加法、Flugel公式以及熱平衡法對其壓氣機、燃氣透平和余熱鍋爐進行建模.在此基礎上，對不同負荷調節方案下機組運行時的各全工況(即設計工況和變工況)性能進行數值模擬與對比分析，研究不同負荷調節方案對燃氣輪機循環、蒸汽輪機循環和聯合循環的影響，分析機組的變工況特性規律.

1 機組概況與負荷調節方案

1.1 機組概況

S109FA燃氣-蒸汽聯合循環機組由燃氣輪機發電機組、余熱鍋爐、蒸汽輪機發電機組和其他輔機系統共同組成，燃氣輪機為單軸結構，與對應的發電機直接連接，循環系統流程如圖1所示.表1～表3給出了所用燃料的低熱值和ISO標準條件(15 ℃，101.3 kPa，相對濕度60%)下各設備的設計工況熱力學參數.

1-透平；2-燃燒室；3-壓氣機；4-高壓缸；5-中壓缸；6-低壓缸；7-發電機；8-凝汽器、除氧器；9-高壓過熱器1；10-再熱器2；11-再熱器1；12-高壓過熱器1；13-高壓蒸發器；14-高壓省煤器3；15-中壓過熱器；16-低壓過熱器；17-高壓省煤器2；18-中壓蒸發器；19-中壓省煤器；20-高壓省煤器；21-低壓蒸發器；22-低壓省煤器.

圖1 聯合循環流程圖

Fig.1 Flow diagram of the combined cycle

燃氣輪機發電機組為GE公司的PG9351FA機組，包括1臺18級軸流式壓氣機、1套由18個干式低NOx燃燒室組成的燃燒系統和1臺3級透平.其中，壓氣機抽氣口設在9級、13級、16級和末級的后部，分別作為燃氣透平第3級靜葉、第2級靜葉、前2級動葉和第1級靜葉的冷卻氣源.燃氣透平第1級靜葉前燃氣總溫(未混合第1級靜葉冷卻氣)根據模型和冷卻空氣量計算為1 407 ℃.

表1 聯合循環機組設計參數

表2 燃氣輪機循環設計參數

表3 蒸汽輪機循環設計參數

余熱鍋爐為Alstom公司設計的臥式、無補燃、自然循環、三壓一次再熱余熱鍋爐.鍋爐共有3套由省煤器、蒸發器、過熱器和蒸汽輪機組成的汽水循環，并在高壓過熱器和高壓再熱器處分別設有減溫裝置.低壓省煤器設有再循環泵，以提高低壓省煤器入口水溫，防止產生煙氣低溫腐蝕.蒸汽輪機發電機組由D10型三壓、雙缸雙排汽冷凝式汽輪機和配套發電機組成.

1.2 調節方案對比

燃氣輪機聯合循環機組的運行調節受到諸多條件的限制，如透平入口燃氣不超溫、透平末級排氣溫度不超溫；壓氣機與燃氣透平耦合運行時的穩定性，壓氣機運行線距離喘振邊界保留足夠的安全裕度等.此外，為保證單軸燃氣輪機機組的發電頻率，運行方案中認為燃氣輪機轉速不變.

目前，聯合循環機組常用的運行方案包括：配合IGV調節先維持T3不變之后純燃料調節方案(IGVT3-F方案)、先通過IGV調節和燃料控制使T4逐漸升高之后純燃料調節方案(IGVT4漸升-F方案)和先維持T3不變之后維持T4不變最后采用純燃料調節的調節方案[10](IGVT3-T4定溫-F方案).為對比研究變工況下T4對聯合循環的影響，在透平出口最高溫度(656 ℃)和設計工況溫度間選取3個T4，從而將IGVT3-T4定溫-F方案細分為IGVT3-618-F、IGVT3-629-F、IGVT3-656-F方案進行對比.5種具體的負荷調節方案描述如下：

(1) IGVT3-F方案：聯合循環負荷在100%～84%時調節IGV開度和燃料量，維持T3在設計值運行；在84%負荷時T4達到最高值；在84%～34%負荷時只調節燃料量.

(2) IGVT3-618-F方案：聯合循環負荷在100%～84%時調節IGV開度和燃料量，維持T3在設計值運行；在84%負荷時T4達到最高值；在84%～76%負荷時只調節燃料量，在76%負荷時T4達到618 ℃(T4設計工況溫度)；在76%～44%負荷時調節IGV開度和燃料量，維持相同T4運行；在44%負荷時IGV開至最小；在44%～30%負荷時只調節燃料量.

(3) IGVT3-629-F方案：聯合循環負荷在100%～84%時調節IGV開度和燃料量，維持T3在設計值運行；在84%負荷時T4達到最高值；在84%～79%負荷時只調節燃料量，在79%負荷時T4達到629 ℃；在79%～46%負荷時調節IGV開度和燃料量，維持相同T4運行；在46%負荷時IGV開至最小；在46%～30%負荷時只調節燃料量.

(4) IGVT3-656-F方案：聯合循環負荷在100%～84%時調節IGV開度和燃料量，維持T3在設計值運行；在84%負荷時T4達到最高值；在84%～50%負荷時調節IGV開度和燃料量，維持相同T4運行；在50%負荷時IGV開至最小；在50%～30%時只調節燃料量.

(5)IGVT4漸升-F方案：聯合循環負荷在100%～50%時調節IGV開度和燃料量，50%負荷時T4達到最高值；機組負荷在50%～30%時只調節燃料量.

2 聯合循環建模

選用Aspen Plus與Excel軟件對主要設備的設計工況建模，基于設計工況和Matlab、Excel軟件完成變工況建模.按工質流動順序(壓氣機、燃燒室、燃氣輪機透平、余熱鍋爐)對比各負荷調節方案對機組變工況特性的影響，進而分析對聯合循環性能的影響.計算過程中，空氣比熱容由擬合公式計算，燃燒室與透平內煙氣物性通過煙氣熱物性質計算方法得出[11]，水蒸氣特性通過國際公式化委員會(IFC)制定的“工業用1967年IFC公式”計算.

2.1 燃氣輪機循環建模

壓氣機模型選用平均直徑高度上的一維逐級疊加法[12]建模，由控制方程[13]和流量系數、壓頭系數[13]關系等通過逐級疊加求得各級進出口參數，并在此基礎上分析壓氣機整體性能.

重型燃氣輪機的壓氣機通常配置IGV，可防止在變工況或啟停機時壓氣機喘振或失速現象的發生.假設轉子相對氣流出口角與級效率都不是轉子氣流入口角的函數時，在變工況條件下流量系數與壓頭系數存在以下關系[13]：

(1)

式中：Ψ為流量系數；φ為壓頭系數.

對于壓氣機可轉靜葉的變工況計算方法以及壓氣機抽氣變工況計算，文獻[14]中對其變化過程與機理進行了推導.

圖2 燃氣輪機透平空氣冷卻系統圖

燃燒室計算采用熱平衡方程[15]，用于確定過量空氣系數和燃燒溫度，計算只考慮必要的壓損和能量平衡，而忽略化學反應過程.

燃氣輪機透平選取逐級冷卻簡化模型，3級均有靜葉冷卻，除第3級外均有動葉冷卻，如圖2所示.假設各級靜葉中的冷卻空氣與入口燃氣混合后參與做功；動葉中的冷卻空氣不參與該級做功，僅在該級出口與燃氣混合.

設計工況下冷卻空氣量取與文獻[16]中相同，變工況下冷卻空氣量通過壓力和溫度進行修正，冷卻空氣與煙氣混合引起的壓降損失采用文獻[17]中的方法計算.變工況下認為前2級透平膨脹比不變，第三級透平膨脹比受透平入口壓力影響[15].各級透平變工況下的效率采用盧韶光等[18]提出的公式修正；透平入口壓力、溫度和質量流量應滿足Flugel公式約束[19]，其表達式如下：

(2)

式中：k為常數；qm為透平進口煙氣質量流量；A為透平進口面積(不變)；p為透平進口壓力；T為透平進口溫度.

2.2 蒸汽輪機循環建模

采用商業軟件Aspen Plus基于設計工況參數對余熱鍋爐進行模擬，在變工況計算過程中確保余熱鍋爐每個受熱面與余熱鍋爐整體達到能量守恒和換熱平衡，即煙氣放熱量等于蒸汽吸熱量，又等于受熱面傳熱量[20].

其中吸熱、放熱、傳熱平衡方程為：

qm，gcp(Tg1-Tg2)=qm，g(hs2-hs1)=UΔT

(3)

式中：qm，g為煙氣質量流量；cp為煙氣平均比熱容；Tg1為煙氣進口溫度；Tg2為煙氣出口溫度；hs2為蒸汽/水出口焓值；hs1為蒸汽/水進口焓值；ΔT為對數換熱溫差，采用式(4)進行計算；U為受熱面整體傳熱系數，對過熱器采用式(5)進行計算，對蒸發器和省煤器采用式(6)進行計算.

ΔT=[(Tg1-ts2)-(Tg2-ts1)]/ln[(Tg1-ts2)/(Tg2-ts1)]

(4)

(5)

(6)

式中：qm,sd為蒸汽/水設計工況質量流量；qm,s為蒸汽/水變工況質量流量；ts2為蒸汽/水出口溫度；ts1為蒸汽/水進口溫度；Fg為煙氣熱物性系數；K1為設計工況系數.

余熱鍋爐各受熱面的壓損不可忽略，通常在設計工況時受熱面壓損選取2%～5%[21].蒸汽輪機循環運行選用滑壓-定壓的運行方式.在主蒸汽壓力大于設計值45%時采用滑壓運行，從而得到較大出功并降低排汽濕度；在小于45%時采用定壓運行，以保證運行安全[21].蒸汽輪機變工況運行特性由Flugel公式[22]描述，由于蒸汽輪機在變工況運行中等熵效率受質量流量影響，其高、中、低壓缸等熵效率根據商業運行軟件Epsilon 11的內置算法進行計算[23].

3 負荷調節方案模擬與分析

各設備全工況模型如前文所述，設定運行轉速為3 000 r/min，IGV控制和燃料量參與調節.

3.1 壓氣機模擬與分析

壓氣機特性曲線及運行曲線如圖3所示，其中6條壓氣機特性曲線分別對應不同的IGV開度.壓氣機IGV調節范圍為49°～88°，對應相對質量流量調節范圍為60%～100%.(各圖中IGVT3-F對應工況a-b-c，IGVT3-656-F對應工況a-d1-e1-f(d1與b重合)，IGVT3-629-F對應工況a-d1-d2-e2-f，IGVT3-618-F對應工況a-d1-d3-e3-f，IGVT4漸升-F對應工況a-e1-f，各工況的具體數據詳見表4).

圖3 壓氣機運行特性曲線

參數ab(d1)d2d3ce1e2e3f壓氣機入口相對質量流量/%10083.083.283.384.460.460.560.660.8IGV開度/%10083.383.383.383.360606060壓氣機壓比15.412.712.612.511.08.88.78.68.1燃氣輪機出力/MW25720619218678106959055聯合循環出力/MW402338316307136200184176120聯合循環效率/%57.456.255.655.342.251.350.249.743.6

圖3給出了5種負荷調節方案下對應的壓氣機運行曲線.由圖3可見，隨著IGV減小，壓比隨相對質量流量的減小呈下降趨勢；IGV不變時，壓比隨相對質量流量的增加呈下降趨勢.其中，IGVT3-F方案對應IGV調節范圍為72.3°～88°，其余各方案對應IGV調節范圍為49°～88°.

壓氣機壓比隨聯合循環負荷的變化趨勢如圖4所示.由圖4可知，機組在高負荷時(大于84%聯合循環負荷)，壓比隨負荷降低而減小，各方案下對應的變化趨勢相近.負荷降低時(小于84%聯合循環負荷)，IGVT3-F方案對應IGV開度不變而壓比降低幅度減慢.IGVT3-T4定溫-F方案之間運行線平行，相同負荷下T4越高的運行方案，對應壓比越小.IGVT4漸升-F方案與IGVT3-656-F方案相比，運行線基本重合，其中在50%負荷以上時壓比稍大.總之，IGV改變期間，負荷降低導致壓比減小且相對質量流量減少，T3可能不變；IGV開度不變時，負荷降低則導致壓比減小而相對質量流量增加，T3將下降.

圖4 壓氣機壓比變化

3.2 燃氣透平模擬與分析

圖5和圖6分別為變工況下燃氣透平第一級轉子入口燃氣溫度和透平末級出口燃氣溫度的變化曲線.在5種負荷調節方案下，隨負荷降低，T3呈下降趨勢，而T4先升高后降低.在模擬工況范圍內運行時，T3的變化范圍為1 327～885 ℃，T4的變化范圍為656～434 ℃.

圖5 燃氣透平第一級轉子入口燃氣溫度

圖6 燃氣透平末級出口燃氣溫度

各方案在高負荷下運行時，除IGVT4漸升-F方案外，T4變化曲線均升高至最高溫度點(工況b點).在較低負荷時，相同負荷下IGVT3-F方案對應的T4最低，其原因為該負荷段下的T3最低，且對應的壓比最大.IGVT3-T4定溫-F方案對應溫度變化曲線相互平行，這是由于壓比相近，若方案對應的T3越高，則T4越高.IGVT4漸升-F方案在50%聯合循環負荷以上時，T4隨負荷下降而逐漸升高，當IGV關至最小時，T4曲線升至最高(工況e1點)；在更低負荷時，IGV不參與調節，T4與T3均隨負荷減小而降低.總之，在燃氣輪機變工況運行中，IGV調節可能通過壓比的變化使T4的變化趨勢背離T3的變化趨勢.

3.3 燃氣輪機循環效率與分析

5種負荷調節方案下燃氣輪機循環效率(燃氣輪機循環出功/燃料總熱值)隨聯合循環負荷的變化曲線如圖7所示.由圖7可知，燃氣輪機循環效率均隨著負荷的降低而下降.在模擬工況范圍內，IGVT3-F方案對應燃氣輪機循環效率范圍為25%～37%，其余方案對應范圍為20%～37%.

如圖4和圖5所示，機組在84%負荷以上運行時，各方案對應的壓比和T3曲線均分別相近，故燃氣輪機循環效率值及曲線變化趨勢均相近.在較低負荷時，相同聯合循環負荷下IGVT3-F方案對應的壓比較其他方案都大，燃氣透平膨脹比高，燃氣輪機循環溫度利用區間越大，因此該方案對應燃氣輪機循環效率高于其他方案.IGVT3-F方案與其他調節方案的燃氣輪機循環效率的差值隨負荷降低呈逐漸增大趨勢，最大絕對差值為2.7%.IGVT3-T4定溫-F調節的各方案間，在聯合循環負荷區間為84%～50%時，燃氣輪機循環效率有所差別，最大絕對差值為0.63%.這是由于相同聯合循環負荷下，3種方案的壓比相近，燃氣透平的溫度利用區間與出功相近，T4越高則對應的T3越高，同時消耗燃料量越多，因此燃氣輪機循環效率越低.在50%聯合循環負荷以上時，IGVT4漸升-F方案相比IGVT3-656-F方案的燃氣輪機循環效率更高，這是因為相同聯合循環負荷下，壓比相近情況下燃氣輪機出功相當，IGVT4漸升-F方案對應T3更低，消耗燃料量更少，兩方案間燃氣輪機循環效率的最大差值為0.5%.

圖7 燃氣輪機循環效率

機組在相同聯合循環負荷下，透平膨脹比較高的調節方案對應的燃氣輪機循環效率較高；當透平膨脹比相近時，調節方案對應T3越低，則消耗燃料量越少，對應燃氣輪機循環效率較高(該結論針對相同聯合循環出功下，在變負荷時，壓比相近，則T3較高時對應循環效率較高).曲線a-b-c中b點后IGV不變，因此IGV調節對于燃氣輪機循環效率起到消極作用.

圖3～圖7給出的IGVT3-F方案下燃氣輪機的變工況特性與文獻[3]、文獻[24]和文獻[25]的結果相同，證明本文采用的模型是可靠的.

3.4 余熱鍋爐模擬與分析

余熱鍋爐的變工況運行與蒸汽輪機的運行密切相關，假設余熱鍋爐入口煙氣溫度為T4，忽略管道散熱損失，蒸汽輪機循環采用先滑壓后定壓的運行方式，以保證循環效率和蒸汽輪機末級葉片排汽干度[26].圖8為余熱鍋爐排汽溫度的變化曲線，排汽溫度均隨負荷的下降先降低后升高，但變化范圍較小(81～103 ℃)，說明熱回收效果均較好.

對比圖6與圖8發現，余熱鍋爐排汽溫度的變化趨勢與T4的變化趨勢正好相反.其主要原因是，在變工況下T4降低將引起高壓蒸發器的換熱溫差減小，蒸發量減少，導致給水量減少，給水在省煤器中總吸熱量相對降低，引起余熱鍋爐排汽溫度升高.因此在低負荷時，IGVT3-F方案對應的余熱鍋爐排汽溫度隨負荷降低而升高.IGVT4定溫-F方案對應的排汽溫度曲線相互平行，其原因是T4各自保持不變，煙氣流量降低幅度相近，其中方案對應T4越高，則排汽溫度越低.IGVT4漸升-F方案與IGV656-F方案基本相同，僅在50%負荷以上時對應余熱鍋爐排汽溫度更高.

圖8 余熱鍋爐排汽溫度

總之，各方案在燃氣輪機變工況運行過程中，對應T4升高或煙氣流量降低時，余熱鍋爐排汽溫度降低；T4降低時排汽溫度升高.隨著T4降低，會引起省煤器中給水的吸熱量增加，在低負荷時省煤器出口產生汽化問題[27].因此，建模中在中低壓蒸發器入口設節流閥，通過節流保障運行安全.

3.5 蒸汽輪機循環效率與分析

PG9351FA機組變工況下蒸汽輪機循環效率(蒸汽輪機循環出功/(蒸汽輪機循環中進入余熱鍋爐的燃氣所攜帶的熱量-空氣所攜帶的熱量))如圖9所示.由圖9可知，在模擬工況范圍內，5種負荷調節方案下蒸汽輪機循環效率隨著負荷降低先略有升高，隨后下降.在各個相同的聯合循環負荷下，IGVT3-656-F方案的蒸汽輪機循環效率最高，在模擬的負荷范圍內全工況循環效率范圍為30%～34.5%，而IGVT3-F方案對應的蒸汽輪機循環效率范圍則較低(24%～34.5%)，其余方案下循環效率范圍與IGVT3-656-F方案相同.

圖9 蒸汽輪機循環效率

機組按各方案在高負荷下運行時，由于機組T4和煙氣流量相近，所以各方案蒸汽輪機循環效率相近.在低負荷下運行時，由于IGVT3-F方案對應T4最低，導致蒸汽輪機循環效率較低，與其他調節方案下對應的蒸汽輪機循環效率的差值隨負荷降低呈逐漸增大趨勢，方案之間最大絕對差值約為7.3%.IGVT3-T4定溫-F各方案在84%～50%負荷區間時，定溫T4值分別相差27 K(656 ℃和629 ℃之差)和11 K(629 ℃和618 ℃之差)，方案間蒸汽輪機循環效率差值隨T4差值的增大而逐漸增大，最大差值分別約為0.5%和0.3%.這是由于相同負荷下3種方案煙氣流量相近，T4越高則對應余熱鍋爐入口煙氣能量的品位越高，蒸汽輪機循環效率越高.IGVT4漸升-F方案相比IGVT3-656-F方案，在50%聯合循環負荷以上時蒸汽輪機循環效率略低，兩方案間蒸汽輪機循環效率的最大差值為0.5%.

因此，可以認為蒸汽輪機循環的做功熱源是燃機透平排氣余熱，燃氣輪機循環的特性參數對蒸汽輪機循環的全工況性能影響較大.蒸汽輪機循環在整個聯合循環中處于被動位置，T4較高的負荷調節方案對蒸汽輪機循環更為有利.

3.6 聯合循環效率與分析

圖10為機組在各負荷調節方案下聯合循環的效率曲線.在模擬工況范圍內，IGVT3-F方案對應蒸汽輪機循環效率為43%～58.6%,其余方案對應蒸汽輪機循環效率為44.5%～58.6%.對比燃氣輪機循環、蒸汽輪機循環和聯合循環效率曲線可知，不同運行方案下聯合循環效率曲線的走勢與燃氣輪機循環效率曲線相近，而方案間聯合循環效率的變化趨勢與蒸汽輪機循環效率曲線相同.其主要原因是燃氣輪機循環出功占總出功的比例較大，聯合循環性能隨負荷的變化關系主要由燃氣輪機循環性能的變化趨勢支配；蒸汽輪機循環在聯合循環中處于被動地位，但是其特性受負荷調節方案的影響更大，對于整個聯合循環有著重要影響，甚至是決定性影響.

圖10 聯合循環效率

機組按各方案在高負荷下運行時，由于方案間燃氣輪機循環和蒸汽輪機循環的效率及變化趨勢均相近，所以各方案聯合循環的效率和變化趨勢相近.在低負荷下運行時，由于IGVT3-F方案對應壓氣機壓比最大，因此燃氣輪機循環出功最高.但燃氣輪機排氣壓力一定，提高燃氣輪機循環做功的同時降低了T4，減弱了蒸汽輪機循環做功能力，并且蒸汽輪機循環受負荷調節方案的影響程度大于燃氣輪機循環，導致聯合循環效率越低.IGVT3-F方案與其他調節方案之間聯合循環效率的差值隨負荷降低呈逐漸增大趨勢，最大絕對差值為3.4%.各IGVT3-T4定溫-F方案之間，在負荷區間為84%～50%時，聯合循環效率差值不斷增大.定溫T4值分別相差27 K和11 K時對應方案下聯合循環效率最大絕對差值分別為0.37%和0.2%.可見變工況下隨著T4的升高，提升排氣溫度帶來的聯合循環效率的提升幅度逐漸減小.IGVT4漸升-F方案對應的聯合循環效率略低于IGVT3-656-F方案，這是因為燃氣輪機循環和蒸汽輪機循環均相近的情況下，IGVT4漸升-F方案對應的T3較低，其蒸汽輪機循環效率也較低，在模擬的負荷范圍內，聯合循環效率的最大差值為0.16%.

總之，T3對燃氣輪機聯合循環機組的性能起決定性作用，負荷調節方案中采用IGV調節方式有利于維持較高T3和T4，從而保障了聯合循環效率.在筆者對比的5種負荷調節方案中，IGVT3-656-F方案能夠在全負荷工況下使整機聯合循環效率維持最高.這是因為調節IGV開度后機組能維持較高的T3，同時維持盡量高的T4，在保障燃氣輪機循環效率較高的同時獲得較高的蒸汽輪機循環效率.筆者對比分析的IGVT3-T4定溫-F方案各負荷工況下聯合循環的效率均優于IGVT3-F方案，在低聯合循環負荷時循環效率絕對差值在2%以上.

4 結 論

(1)變工況下透平膨脹比參數會直接影響燃氣輪機循環的出力、循環效率和排氣溫度，進而影響蒸汽輪機循環.在變負荷T3相近時，高壓比的調節方案對應透平膨脹比較高，燃氣輪機循環效率較高.在5種負荷調節方案中，IGVT3-F方案為相同聯合循環負荷下燃氣輪機循環效率最高的運行方案.對比5種負荷調節方案，燃氣輪機循環效率的最大差值為2.7%.

(2)蒸汽輪機循環運行受T4影響明顯，提高余熱鍋爐入口煙氣溫度可提高蒸汽輪機循環效率.IGV開度調節不利于燃氣輪機循環效率的提高，但有利于聯合循環效率的提高，變工況下不同方案間其最大絕對差值約為7.3%，并且蒸汽輪機循環效率受調節方案差異的影響程度大于燃氣輪機循環效率.因此變工況運行時，保障蒸汽輪機循環效率有利于獲得較高的聯合循環效率.

(3)通過不同方案的對比可知，對于聯合循環性能來說T3是決定性因素.在變負荷時，采用IGV來調節流量和壓比進而保持較高的T3，聯合循環的效率較高，且較高的T3往往帶來較高的T4，進而有利于提高蒸汽輪機的循環效率.因此，IGVT3-656-F方案是全工況下聯合循環效率最高的負荷調節方案，其在低負荷時與IGVT3-F方案相比，至少可以提高聯合循環效率絕對值2%以上.IGVT4漸升-F方案僅在高負荷時對應聯合循環效率略低于IGVT3-656-F方案，各工況下聯合循環效率的最大差值僅為0.16%.

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Comparative Analysis on Operation Strategies of a Gas-Steam Combined Cycle Unit Under Off-design Conditions

BAIZiwei,ZHANGGuoqiang,FUXuchen,YANGYongping,WANGXiuyan

(MOE's Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

For the existing combined cycle unit using PG3951FA gas turbine, off-design operation characteristics of the gas turbine cycle, steam turbine cycle and gas-steam combined cycle were studied under three different operation strategies. Results show that for the reference unit, IGV regulation is unfavorable for efficient operation of the gas turbine cycle, but is favorable for the combined cycle; the impact of operation strategy on the steam turbine cycle is more significant than on the gas turbine cycle, so the optimum strategy for highest efficiency of the combined cycle is to maintainT4operating at its ultimate outlet temperature, when the combined cycle efficiency would be 2% higher than that of IGV T3-F strategy at low load rates. To obtain optimum operation performance of the unit under off-design conditions, IGV strategy is recommended, when the efficiency of steam turbine cycle should be kept at a high level.

combined cycle; off-design performance; load adjustment; modeling

1674-7607(2017)08-0663-10

TK472+.61

A

470.30

2016-05-26

2016-12-02

國家自然科學基金重點資助項目(51436006)；國家自然科學基金青年資助項目(51306049)；中央高校學生項目(2016XS22)

白子為(1992-)，男，河北石家莊人，博士研究生，研究方向為能源動力系統集成及其優化.電話(Tel．)：15010987198； E-mail：baiziwei0427@sina.com.