聯合循環機組部分負荷性能試驗方法研究

陳賽科

(上海電氣燃氣輪機有限公司，上海 200240)

聯合循環機組通常用于供熱或電網調峰，機組的運行負荷受多方面因素影響，大部分機組經常不能在滿負荷工況運行，其單位千瓦氣耗率越來越受關注。因此部分負荷性能也逐漸在合同中被列為性能保證值，但關于聯合機組部分負荷性能試驗方法的公開報道及工程經驗均比較少，本文將就如何客觀準確地衡量部分負荷工況性能是否達到目標值展開研究。

聯合循環機組100%負荷純凝工況性能試驗流程和修正方法已比較明確[1-8]。也有學者做了多種不同燃氣輪機機型的聯合循環滿負荷及部分負荷特性相關的研究，如：不同運行方式對部分負荷性能的影響[9]；燃氣輪機進口空氣溫度對機組性能的影響[10-11]；采用Apros軟件模擬PG9171E燃氣輪機不同負荷率時機組的各參數和熱耗率變化[12]；采用Apros軟件模擬100%負荷時各運行邊界對機組性能的影響[13]；供熱工況下機組的特性[14]。目前關于綜合地展開聯合循環機組部分負荷工況運行時的性能特性及性能試驗方法的研究，幾乎沒有公開報道。

本文基于某F級聯合循環機組，采用上海電氣燃氣輪機有限公司在IPSEpro平臺上自主開發的聯合循環熱力計算工具進行計算，該工具包含了典型F級聯合循環的部件特性參數，能夠方便地搭建聯合循環熱力系統模型，進行不同工況的性能計算。文中將分析聯合循環機組在非滿負荷工況運行時的性能特性及各因素對性能的影響規律，同時結合聯合循環機組100%負荷的運行特性及性能試驗工程經驗，提出適用于聯合循環單軸和分軸機組的部分負荷工況性能試驗的修正項、修正方法和試驗流程，旨在解決聯合循環機組部分負荷工況性能不能準確考核的難題。

1 聯合循環機組的運行方式

燃氣輪機可以快速地啟停，不同型號的燃氣輪機啟動階段控制策略各有不同，以某F級燃氣輪機為例，燃氣輪機啟動過程如圖1所示。具體為：第1階段，待所有設備做完啟動前準備，燃氣輪機點火，轉速升至額定轉速，等待并網；第2階段，燃氣輪機發電機并網，壓氣機進氣導葉 (Inlet Guiding Vane，IGV)開度保持不變，排氣溫度升至額定值，燃氣輪機負荷同步上升；第3階段，燃料閥和IGV協同控制燃氣輪機排氣溫度至目標值，負荷升至額定負荷。額定負荷時，燃氣輪機IGV處于完全打開狀態，燃氣輪機為“排氣溫度控制”模式運行。

圖1 燃氣輪機啟動過程

對聯合循環機組，在啟動階段燃氣輪機通常要等待汽水側啟動，如聯合循環機組啟動時，需要燃氣輪機在圖1中第1或第2階段等待鍋爐產生符合要求的蒸汽，用于汽輪機沖轉、暖機等，待汽輪機運行穩定后，旁路閥逐漸關閉，同時燃氣輪機進入第3階段，燃氣輪機和汽輪機一起升負荷至目標值，此時啟動完成。

用電高峰階段，聯合循環機組處于滿負荷運行，燃氣輪機處于 “排氣溫度控制”模式運行，機組出力僅受大氣條件影響，如果大氣溫度上升，則聯合循環出力下降。但在非用電高峰階段，負荷受電網控制，機組通常在50%～80%負荷之間波動，即部分負荷運行，機組運行狀態受電網負荷指令和運行邊界條件共同影響，如聯合循環機組負荷指令不變，大氣溫度上升，則燃氣輪機排氣溫度上升，IGV開度變大，機組穩定后，燃氣輪機出力下降，汽輪機出力上升。

2 聯合循環機組部分負荷性能特性

聯合循環機組的熱力循環系統是燃氣輪機的布雷頓循環和汽水系統的朗肯循環結合在一起的復雜循環系統。燃料在燃氣輪機內做功，輸出機械功，透平排出乏氣，透平排氣作為熱源帶動汽水系統做功，汽輪機輸出的機械功受透平排氣參數的影響[15]。

燃氣輪機的出力和熱耗率易受外界運行條件的影響，如氣象條件(氣溫、氣壓和相對濕度)、燃料成分、透平轉速等。燃氣輪機100%負荷工況時發電機端出力和熱耗率隨氣溫的變化趨勢如圖2所示，隨著氣溫升高，出力和熱耗顯現相反的變化趨勢。

圖2 燃氣輪機出力和熱耗率隨氣溫的變化

聯合循環發電機端出力和熱耗率隨以上因素變化而變化，圖3為聯合循環機組100%負荷工況時發電機端出力和熱耗率隨氣溫的變化趨勢。聯合循環機組發電機端的出力的變化趨勢和燃氣輪機相同，但其熱耗率變化趨勢與燃氣輪機相反，隨著氣溫的上升，燃氣輪機排氣流量下降，汽輪機出力處于上升狀態，然后呈緩慢下降趨勢，因此熱耗率呈現出圖3中先下降后上升的變化趨勢。

圖3 氣溫對聯合循環出力和熱耗率的影響

聯合循環機組處于部分負荷工況時，機組在圖1中的第3階段運行，此時燃氣輪機修正后的排氣溫度為恒定值，IGV開度和燃料閥開度協同控制機組負荷，部分負荷性能會受到氣象條件(氣溫、氣壓和相對濕度)、進氣壓損、燃料成分、透平轉速、汽輪機排汽壓力、機組負荷率等因素的影響。

本節針對某F級聯合循環機組，基于聯合循環出力維持目標值不變、燃料成分較為穩定、透平轉速為3 000 r/min基本保持不變等條件，主要分析聯合循環機組部分負荷工況下，氣象條件、壓氣機進氣壓損、汽輪機排汽壓力對熱耗率的影響。同時本節中提到的修正系數均為乘法修正系數，參考工況為ISO工況聯合循環75%負荷。

2.1 氣象條件對部分負荷工況熱耗率的影響

聯合循環機組其他運行條件在運行時保持不變，僅將氣象條件中的一個變量作為主變量。

當氣溫單函數關系變化時，氣溫上升，燃氣輪機排氣流量降低，排氣溫度升高，且上升幅度比排氣流量下降幅度大，排氣能量整體處于上升趨勢，余熱鍋爐產生的蒸汽的溫度和流量均增加，汽水側出力上升，汽輪機出力呈現上升趨勢，燃氣輪機出力被動下降。圖4為氣溫對100%負荷工況出力的影響。

圖4 氣溫對100%負荷工況出力的影響

圖5為在部分負荷工況時，熱耗率的修正系數隨氣溫的變化趨勢，氣溫上升時，燃氣輪機發電機端的輸出功率下降，但其熱耗率呈相反的變化趨勢，燃料消耗量處于下降狀態，此時保持聯合循環出力為目標值，熱耗率則呈下降趨勢，與文獻[8]和文獻[9]中描述的100%負荷工況下氣溫對機組特性的影響不同。

機組運行中負荷率處于變化狀態時，如圖5所示，當聯合循環負荷率為50%時，氣溫從5 ℃變為35 ℃，聯合循環機組熱耗率下降約150 kJ/(kW·h)；當負荷率增加到75%時，其下降量約為130 kJ/(kW·h)。即壓氣機入口氣溫上升時，聯合循環的相對負荷率越低，其熱耗率變化就越明顯，與文獻[6]中描述的變化趨勢一致。

圖5 聯合循環部分負荷熱耗率隨氣溫變化的修正系數

當氣壓為單函數關系變化時，熱耗率在氣壓變化時的修正系數曲線如圖6所示。氣壓降低時，燃氣輪機運行在圖1中的第3階段，壓氣機入口空氣密度變小，排氣溫度保持不變，排氣能量有所下降。汽水側蒸汽溫度基本不變，蒸汽流量降低，汽輪機出力下降。為維護特定的聯合循環負荷，燃氣輪機IGV開度變大，燃氣輪機側發電機端出力被動提升，壓氣機和透平效率均上升，燃氣輪機效率上升幅度比出力上升幅度更大。因此，熱耗率和氣壓的變化趨勢相同。

圖6 聯合循環部分負荷熱耗率隨氣壓變化的修正系數

相對濕度保持單函數關系變化時，聯合循環部分負荷工況熱耗率受相對濕度變化的影響不明顯，圖7為大氣溫度為28 ℃和15 ℃時熱耗率的修正系數在不同相對濕度下的變化。如圖7中大氣溫度28 ℃的曲線所示，當相對濕度增加時，燃氣輪機排氣溫度上升，排氣流量下降，燃氣輪機排氣能量上升，汽輪機出力有所升高，燃氣輪機出力被動下降，同時IGV開度下降，燃氣輪機熱耗率升高，且升高幅度大于汽輪機出力升高幅度，因此，空氣中的相對濕度變高時，熱耗率也上升。

氣溫和相對濕度均比較低時，通過主動降低燃燒室核心燃料區域溫度，可以控制熱力型NOx的生成，因此圖7中大氣溫度為15 ℃的曲線在空氣中的相對濕度低于60%時，其修正系數隨濕度降低呈變小趨勢，即熱耗率上升。

圖7 聯合循環部分負荷熱耗率隨相對濕度變化的修正系數

2.2 進氣壓損對部分負荷工況熱耗率的影響

燃氣輪機進氣系統壓力損失大小對聯合循環機組性能有一定的影響，圖8為不同負荷率下熱耗率的修正系數的變化，滿負荷工況時，透平排氣流量和機組輸出機械功快速下降，雖然排氣溫度有所上升，但排氣能量下降，汽輪機輸出的機械功也同步下降，其熱耗率會呈現上升趨勢。

圖8 聯合循環部分負荷熱耗率隨進氣壓損變化的修正系數

部分負荷工況時，透平排氣溫度幾乎維持恒定值，進氣壓損增加時，燃氣輪機進氣部分損失增加，燃氣輪機出力稍有減少，但聯合循環出力維持目標值不變，汽輪機出力需要被動增加。此時IGV開度處于開大趨勢，IGV的節流損失變小，熱耗率相對變化量比100%負荷工況時稍小。

2.3 排汽壓力對部分負荷工況熱耗率的影響

汽輪機排汽壓力有所改變時，燃氣輪機出力由于汽輪機出力的波動而被動變化。圖9為排汽壓力對熱耗率的影響，壓力升高，汽輪機出力逐漸變小，為了保持聯合循環出力不變，燃料閥開度變大(燃料流量增加)，燃氣輪機透平做功增加，而聯合循環出力維持特定值，此時熱耗率上升。

圖9 聯合循環部分負荷熱耗率隨汽輪機背壓變化的修正系數

3 部分負荷工況性能試驗方法

3.1 聯合循環機組100%負荷性能修正方法

聯合循環機組在100%負荷純凝工況下進行性能試驗時，燃氣輪機處于“排氣溫度控制”運行模式，聯合循環性能受運行邊界影響，當運行邊界偏離性能保證工況的邊界參數時，需把出力和熱耗率修正至對應工況，以考核機組性能是否達標。

筆者在文獻[4]中已對聯合循環機組100%負荷性能試驗時的修正方法做了詳細描述，聯合循環100%負荷純凝工況出力和熱耗率的修正見式(1)和式(2)。

(1)

(2)

式(1)和(2)包含功率因數、汽水系統泄漏和汽輪機冷端3項加法修正，其他的運行邊界均為乘法修正，包括燃氣輪機等效運行小時數對出力和熱耗率的修正。

3.2 部分負荷工況運行時的性能試驗方法

聯合循環機組按配置形式分為分軸機組和單軸機組。分軸機組的燃氣輪機和汽輪機各配1臺發電機，單軸機組的燃氣輪機和汽輪機共用1臺發電機。機組運行時，分軸機組通過DCS協調，可以分別控制總負荷或者燃氣輪機單獨負荷，而單軸機組只能控制聯合循環出力，因此基于ASME PTC46中的規定[16-17]及文獻[18-19]中的介紹，同時結合聯合循環單、分軸機組的特點，本文提出兩種適用于聯合循環部分負荷工況的性能試驗方法：

1)“指定燃氣輪機出力”模式。性能試驗時，設定燃氣輪機出力至目標負荷，即控制修正后的燃氣輪機出力，汽輪機出力被動隨運行邊界波動，其出力波動不會影響燃氣輪機出力和機組運行時的控制方式，此時燃氣輪機的運行與100%負荷時燃氣輪機的運行相似。

“指定燃氣輪機出力”模式下，部分負荷工況時，燃氣輪機實際出力與目標出力可能稍有偏離，這會影響聯合循環出力，因此當實測燃氣輪機出力偏離目標值時，需要針對該偏差對聯合循環出力進行乘法修正，具體如下：

(3)

式中：a8為燃氣輪機出力與目標值的偏差對聯合循環出力的乘法修正系數。

(4)

式中：f8為燃氣輪機實際出力與目標出力的偏差對熱耗率的乘法修正系數。

聯合循環機組進行性能試驗時，運行工況盡量與性能保證工況接近，以減少由于運行工況偏離引起的修正量，該方法僅適用于聯合循環分軸機組。

2)“指定聯合循環出力”模式。設定聯合循環出力至目標值，即控制修正后的聯合循環出力，燃氣輪機和汽輪機出力隨運行工況變化，并自動匹配和分配負荷。

“指定聯合循環出力”模式下，實測出力即為修正后聯合循環的目標出力，出力不需要進行額外修正，當運行工況的出力和目標出力相比有偏差時，增加出力偏離量，對熱耗率進行乘法修正，具體如下:

(5)

式中：f8為聯合循環出力偏離目標值對熱耗率的乘法修正系數；f9為汽水泄漏對熱耗率的乘法修正系數；f10為汽輪機背壓(單、分軸機組)或凝汽器循環水溫度和流量(分軸機組)對熱耗率的乘法修正系數。

該修正方法對分軸機組和單軸機組均適用。同時修正曲線繪制時，也只需繪制各影響因素對熱耗率的修正即可。

3.3 兩種試驗方法的對比

性能試驗時，針對以上2種試驗方法，試驗前修正曲線繪制工作量及性能試驗期間機組的運行方式有差異，2種試驗方法各有優勢。

“指定燃氣輪機出力”模式的優點為：性能試驗時，只需將燃氣輪機出力控制至目標出力即可，汽輪機的運行狀態對燃氣輪機沒有影響，只有外界運行條件變化時，汽輪機出力才被動跟隨，同時聯合循環熱耗率也相應波動；聯合循環機組部分負荷工況下，可以參考100%負荷工況對出力和熱耗率的修正方法，汽輪機的冷端修正采用循環水流量或汽輪機背壓修正均可。缺點為：適用范圍小，僅對分軸機組部分負荷工況時的性能試驗適用；修正曲線繪制的工作較為繁瑣，修正曲線繪制時，需要同時繪制各運行邊界對出力和熱耗率的修正曲線，工作量與聯合循環100%負荷工況性能試驗類似。

“指定聯合循環出力”模式的優點為：繪制修正曲線的工作量小，只需繪制各影響因素對熱耗率的修正曲線即可；適用范圍廣，可適用于聯合循環單軸和分軸機組。缺點為：乘法修正項增加，性能試驗時控制聯合循環出力，汽輪機排汽背壓和汽水泄漏影響汽輪機出力。為了保持聯合循環出力不變，燃氣輪機出力被動跟隨，同時汽輪機出力及聯合循環熱耗率均相應波動，當汽輪機排汽壓力和汽水泄漏偏離設計值時，需要以乘法修正的方式修正熱耗偏差量；如果修正邊界縮小，則在做聯合循環部分負荷性能試驗時，無法準確測量汽輪機出力，即無法通過熱平衡法計算循環水流量，汽輪機冷端只采用背壓修正，凝汽器性能將被排除至修正邊界外，因此試驗前需各方確認并達成一致。

“指定燃氣輪機出力”和“指定聯合循環出力”2種方法各有優勢，考慮到準備工作的工作量和試驗方法的通用性，推薦采用“指定聯合循環出力”模式。

4 結 論

本文研究了聯合循環機組部分負荷性能特性、性能試驗修正方法和試驗方法，主要結論如下：

1)聯合循環機組部分負荷性能試驗時修正項與100%負荷時基本相同。

2)單軸機組性能試驗時，只能采用“指定聯合循環出力”模式進行修正，汽輪機排汽壓力以乘法修正作為聯合循環的冷端修正。

3)分軸機組性能試驗時， “指定燃氣輪機出力”方法和“指定聯合循環出力”方法均可采用。

采用“指定燃氣輪機出力”方法時，冷端修正采用循環水參數或背壓對機組出力進行修正均可，冷端修正為加法修正；采用“指定聯合循環出力”方法時，修正方法與聯合循環單軸機組相同。

從修正曲線繪制工作量、修正方法適應性及試驗時機組控制的難易程度來說，推薦采用“指定聯合循環出力” 模式進行性能試驗。

本文的相關研究將為聯合循環機組部分負荷性能試驗提供理論參考。