進(jìn)氣加熱系統(tǒng)對PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能的影響分析

陳子靜 王勇 王兆舜 曹偉平 郁建雄

摘 要：以GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)為研究對象，在了解進(jìn)氣加熱系統(tǒng)（IBH）工藝特點(diǎn)及控制策略的前提下，對進(jìn)氣加熱系統(tǒng)投入和退出兩種情況下燃?xì)廨啓C(jī)變工況的性能進(jìn)行了對比分析。研究結(jié)果表明，進(jìn)氣加熱系統(tǒng)的投入使得燃?xì)廨啓C(jī)在更低的負(fù)荷工況下以犧牲熱效率為代價(jià)獲得了更高的透平初溫和透平排氣溫度，拓寬了預(yù)混工況的工作范圍。

關(guān)鍵詞：燃?xì)廨啓C(jī);進(jìn)氣加熱系統(tǒng);變工況;透平初溫

0 ? ?引言

為了在較低負(fù)荷工況下獲得更高的透平初溫，使燃?xì)廨啓C(jī)更早進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式，以穩(wěn)定燃燒及獲得更為寬泛的低NOx排放范圍，減小IGV角度，降低壓氣機(jī)入口空氣量是一個行之有效的手段。但是IGV角度的減小會導(dǎo)致較大的壓降和空氣流的總溫下降，可能致使壓氣機(jī)進(jìn)口結(jié)冰，同時流量的降低也會導(dǎo)致壓氣機(jī)的喘振裕度下降，從而影響機(jī)組安全。為了解決這一問題，GE公司在燃?xì)廨啓C(jī)上設(shè)置了進(jìn)氣加熱系統(tǒng)（IBH），即從壓氣機(jī)排氣抽取一部分高溫高壓的氣體引至壓氣機(jī)入口，從而提高了壓氣機(jī)的入口溫度和入口空氣量，保證了在減小IGV角度的情況下提高部分負(fù)荷時的透平初溫，使得機(jī)組能夠更早地進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式[1]。

本文為了深入研究進(jìn)氣加熱系統(tǒng)對GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能的影響，在仿真平臺上以GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)為研究對象，在深度剖析進(jìn)氣加熱系統(tǒng)控制策略的前提下，對IBH投入和退出兩種情況下的燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能進(jìn)行了對比分析。

1 ? ?進(jìn)氣加熱系統(tǒng)

為了防止壓氣機(jī)壓比超限，GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)專門設(shè)置了壓氣機(jī)運(yùn)行極限壓比，其為IGV角度和折合轉(zhuǎn)速TNHCOR的函數(shù)，如圖1所示。

折合轉(zhuǎn)速TNHCOR是經(jīng)ISO大氣溫度和壓力校正后的轉(zhuǎn)速，其公式如下所示：

式中：CTIM為壓氣機(jī)入口溫度（℃）;TNH為實(shí)際轉(zhuǎn)速（r/min）。

由圖1可知，在轉(zhuǎn)速恒定的情況下，隨著IGV角度減小，壓氣機(jī)的壓比極限也會下降，然而IGV角度減小同時也會導(dǎo)致壓氣機(jī)入口流量降低，壓氣機(jī)實(shí)際壓比增大，從而有可能使壓氣機(jī)實(shí)際壓比逼近壓比極限，影響設(shè)備安全。為了在IGV角度減小的同時降低壓氣機(jī)壓比，提高壓氣機(jī)入口溫度是一個行之有效的方法，壓氣機(jī)入口溫度的提高，可以使壓氣機(jī)的流通能力增大，從而降低壓氣機(jī)的壓比。

因此，GE公司設(shè)計(jì)了壓氣機(jī)進(jìn)氣加熱系統(tǒng)，即從壓氣機(jī)排氣抽取一部分高溫高壓的氣體引至壓氣機(jī)入口，與吸入的空氣相混合。該系統(tǒng)主要由進(jìn)氣加熱隔離閥VM15-1、排污閥VA30-1、控制閥VA20-1、控制閥上下游壓力變送器96BH-1及96BH-2等回路組成，如圖2所示。

2 ? ?IBH控制策略

GE公司9E燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)氣加熱系統(tǒng)控制基準(zhǔn)有4個，即防冰進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)、手動設(shè)定控制基準(zhǔn)、干法低NOx進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)和壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)，四者取大值作為控制閥的輸出指令。但絕大多數(shù)9E機(jī)組只有干法低NOx進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)和壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)這兩個基準(zhǔn)，二者與常數(shù)0取大值作為控制閥的輸出指令[2]。

2.1 ? ?干法低NOx進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)

干法低NOx進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)如下式所示：

式中：CSRDLN為進(jìn)氣加熱抽氣量與排氣量比值百分?jǐn)?shù)的設(shè)定值;CQBHP為進(jìn)氣加熱抽氣量CQBH與實(shí)測排氣量WEXH比值的百分?jǐn)?shù);csrihout′為上一周期控制閥的指令。

CSRBH為進(jìn)氣加熱抽氣量與排氣量比值百分?jǐn)?shù)的基準(zhǔn)值。當(dāng)CSRDLNCSRBH時，CSRDLN以0.062 5%/s的速率降低至CSRBH。當(dāng)燃機(jī)轉(zhuǎn)速低于95%額定轉(zhuǎn)速或IGV角度大于62°時，CSRBH=-1，在其他情況下，CSRBH的取值如下式所示：

式中：K1為常數(shù)0.014 948 86;K2為常數(shù)89.655 250 9;K3為常數(shù)-0.095 926 1;K4為常數(shù)198.871 645 4;P0為大氣壓力;P2為壓氣機(jī)排氣壓力;T4為透平排氣溫度。

進(jìn)氣加熱抽氣量CQBH的計(jì)算如下式所示：

式中：PI為IBH閥門上游絕對壓力;CSCV為閥門流量系數(shù);CSXT為閥門壓差系數(shù)2;CTDR為閥門阻塞流壓差系數(shù)CSCFF與壓氣機(jī)排氣溫度的比值。

CSCFF為閥門阻塞流壓差系數(shù)，其為閥門壓差系數(shù)1

（CPBHPR）、閥門壓差系數(shù)2（CSXT）及常數(shù)0做三取中所得。

其中，閥門壓差系數(shù)1（CPBHPR）為IBH控制閥上下游壓差除以閥門上游絕對壓力所得。

閥門壓差系數(shù)2（CSXT）為IBH控制閥指令經(jīng)一階慣性延遲（K=1，T=0.5 s）后，再經(jīng)過折線函數(shù)運(yùn)算所得，如表1所示。

CSCV為閥門流量系數(shù)，其為IBH控制閥指令經(jīng)一階慣性延遲（K=1，T=0.5 s）后，再經(jīng)過折線函數(shù)運(yùn)算所得，如表2所示。

2.2 ? ?壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)

壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)如下式所示：

CSRPRX=max（CSRPRX1，CSRPRX2） ? ? ? ? ? ?（7）

當(dāng)壓氣機(jī)運(yùn)行限制控制故障時，CSRPRX1=100;當(dāng)壓氣機(jī)運(yùn)行限制控制無故障且IBH壓比限制未激活時，CSRPRX1=0;當(dāng)壓氣機(jī)運(yùn)行限制控制無故障且IBH壓比限制激活時，CSRPRX1=CSRPR。當(dāng)未進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式時，延時30 s，CSRPRX2=CSRPRX1;當(dāng)進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式時，CSRPRX2保持之前值。

其中IBH壓比基準(zhǔn)CSRPR計(jì)算如下式所示：

式中：csrihout為IBH控制閥指令;CPRERR為壓比極限與實(shí)際壓氣機(jī)壓比的差值，并將其限定在3～100。

3 ? ?燃?xì)廨啓C(jī)熱力性能評價(jià)指標(biāo)

當(dāng)假設(shè)燃?xì)廨啓C(jī)工質(zhì)為理想氣體，即氣體的熱力性質(zhì)不變，以及各個工作過程無損耗無泄漏時，燃?xì)廨啓C(jī)工作過程就可簡化為由4個可逆過程組成的定壓加熱理想循環(huán)[3]，如圖3所示。圖中，1—2為空氣在壓氣機(jī)中絕熱壓縮過程，2—3為氣體在燃燒室定壓加熱過程，3—4為氣體在渦輪中絕熱膨脹做功，4—1為氣體定壓放熱過程。

對于定壓加熱理想循環(huán)，一般采用比功we與熱效率 ηt這兩個指標(biāo)進(jìn)行分析，由布雷頓循環(huán)可推導(dǎo)出定壓加熱理想循環(huán)的比功及熱效率公式：

由公式（13）可知，定壓加熱理想循環(huán)的熱效率取決于壓氣機(jī)的壓比，并隨著壓比的增大而提高，但是該表達(dá)式忽略了定壓加熱理想循環(huán)的本質(zhì)，即未解析熱現(xiàn)象的本質(zhì)，不足以用于分析熱機(jī)過程。因此，本文為了更好地表述燃?xì)廨啓C(jī)的熱機(jī)本質(zhì)，在此引入循環(huán)溫增比τ=T3/T1，燃燒室溫增比τb=T3/T2，并將比功和熱效率公式改為溫比形式，可得以下公式：

當(dāng)燃燒室溫增比為循環(huán)溫增比的平方根且燃?xì)廨啓C(jī)的比功最大時，機(jī)組熱效率最佳，由此也可以得到一個最佳的壓比。與此同時可以發(fā)現(xiàn)，比功及熱效率與循環(huán)溫增比及燃燒室溫增比均有關(guān)系，而且最佳燃燒室溫增比的存在其實(shí)是限制了壓比，也就是說燃燒室溫增過程其實(shí)限制了壓比的選取。

4 ? ?仿真試驗(yàn)及結(jié)果分析

為了深入研究進(jìn)氣加熱系統(tǒng)對燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能的影響，本文在仿真平臺上以GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組為研究對象，對IBH投入和退出兩種情況下的燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能進(jìn)行了對比分析。模型設(shè)定環(huán)境溫度為20 ℃，大氣壓力為0.101 45 MPa，燃?xì)鉁囟葹?0 ℃。

由圖4和圖5可知，因IBH投入，IGV最小全速角由57°變成42°，從而導(dǎo)致壓氣機(jī)入口空氣量減少，透平初溫T3升溫過程加快，進(jìn)而引起DLN模式切換點(diǎn)發(fā)生了變化。IBH未投入的情況下，DLN模式切換為貧貧增負(fù)荷模式時負(fù)荷約為59 MW，進(jìn)入二次切換模式時負(fù)荷約為91 MW，約21 s后，進(jìn)行預(yù)混切換模式，約14 s后，進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式，此時負(fù)荷約為93 MW;而IBH投入的情況下，DLN模式切換為貧貧增負(fù)荷模式時負(fù)荷約為33 MW，進(jìn)入二次切換模式時負(fù)荷約為60 MW，約21 s后，進(jìn)行預(yù)混切換模式，約12 s后，進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式，此時負(fù)荷約為63 MW。即IBH投入時，燃?xì)廨啓C(jī)在約50%額定負(fù)荷時即可進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式，從而獲得了更為寬泛的低NOx排放范圍。

而由IBH投入和退出兩種情況下的壓氣機(jī)壓比變化曲線（圖6）可以發(fā)現(xiàn)，IGV最小全速角為42°時，壓氣機(jī)壓比極限雖然有明顯的下降，但是由于IBH的投入提高了壓氣機(jī)的入口溫度，壓氣機(jī)實(shí)際壓比有了明顯的降低，從而保證了壓氣機(jī)在正常運(yùn)行時有足夠的喘振裕度。

對比IBH投入和退出兩種情況下的燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比（圖7）可知，當(dāng)IBH投入時，燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比均要明顯高于IBH未投入時的燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比，但隨著負(fù)荷的增加，增溫比之間的偏差越來越小，當(dāng)IBH退出控制后，兩種狀態(tài)下的燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比逐漸趨于一致。此外，當(dāng)負(fù)荷穩(wěn)定在額定負(fù)荷附近時，燃燒室溫增比的平方與循環(huán)溫增比近似相等，結(jié)合公式（17），可以證明GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)是以比功最大為原則進(jìn)行設(shè)計(jì)的。

由圖8可知，在低負(fù)荷階段，由于壓氣機(jī)進(jìn)氣量要少于IBH未投入時的進(jìn)氣量，所以單位工質(zhì)的做功能力相較于IBH未投入時要高。另外，結(jié)合熱效率計(jì)算公式（13）或（15）可以發(fā)現(xiàn)，在低負(fù)荷段由于燃燒室溫增比增長較快，其熱效率要明顯低于IBH未投入時的熱效率，即燃?xì)廨啓C(jī)在中低負(fù)荷段是以犧牲熱效率為代價(jià)來換取更高的循環(huán)溫增比及燃燒室溫增比，以使燃機(jī)更早地進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式，從而獲得更為寬泛的低NOx排放范圍。

5 ? ?結(jié)論

本文基于仿真模型對IBH投入和退出兩種情況下的燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能進(jìn)行了對比分析，可以得出以下結(jié)論：

（1）在中低負(fù)荷段通過減小IGV角度可以提高透平初溫，使DLN模式更早切換至預(yù)混穩(wěn)定模式，從而獲得更為寬泛的低NOx排放范圍。

（2）IGV角度的減小也會導(dǎo)致壓氣機(jī)的運(yùn)行極限壓比減小，因而通過投入IBH系統(tǒng)提高壓氣機(jī)入口溫度的方法降低了壓氣機(jī)的實(shí)際壓比，增加了壓氣機(jī)運(yùn)行時的喘振裕度，從而保證了壓氣機(jī)的安全運(yùn)行。

（3）IBH的投入降低了燃?xì)廨啓C(jī)在中低負(fù)荷段的熱效率，因此當(dāng)IGV進(jìn)入溫控模式，IGV角度逐漸增大時，需要減小IBH的開度，直至IBH系統(tǒng)退出。

（4）當(dāng)負(fù)荷穩(wěn)定在額定負(fù)荷附近時，燃燒室溫增比的平方與循環(huán)溫增比近似相等，由此可以證明GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)是以比功最大為原則進(jìn)行設(shè)計(jì)的。

[參考文獻(xiàn)]

[1] 王曙光，朱本剛.GE公司9E燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)氣加熱系統(tǒng)控制分析[J].燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)，2017，30（4）：47-50.

[2] 章素華.燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組控制系統(tǒng)[M].北京：中國電力出版社，2013.

[3] 清華大學(xué)熱能工程系動力機(jī)械與工程研究所，深圳南山熱電股份有限公司.燃?xì)廨啓C(jī)與燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)裝置[M].北京：中國電力出版社，2007.

收稿日期：2021-09-28

作者簡介：陳子靜（1988—），男，江蘇南京人，工程師，從事燃?xì)廨啓C(jī)控制系統(tǒng)研究工作。