基于電網調峰的超超臨界汽輪機熱應力控制策略優(yōu)化

袁岑頡，吳孚輝，錢曉峰，俞 剛，王文欣，周 旭，周海鋒

（1. 浙江浙能嘉華發(fā)電有限公司，浙江 嘉興 314201；2. 浙江浙能技術研究院，浙江 杭州 310014）

0 引言

隨著能源行業(yè)的發(fā)展，發(fā)電裝機結構也發(fā)生了較大變化，火力發(fā)電從主力電源逐漸轉變?yōu)檎{峰電源。目前，燃煤機組深度調峰改造工作已經初顯成效[1]。隨著超超臨界機組在火電裝機比例中占比的不斷提高，越來越多的超超臨界機組參與到了電網調峰中，這導致超超臨界機組需面對：（1）深度調峰的要求。機組調節(jié)負荷可從50%下降至 30%～40%，甚至更低，同時能夠滿足快速深度加減負荷要求。（2）快速啟停的要求。在電網負荷的高峰和低谷時段，機組能實現(xiàn)快速啟停，實現(xiàn)電網調峰[2,3]。

在機組頻繁啟停和變工況運行時，汽輪機內部熱應力較大，可能導致汽輪機部件產生疲勞裂紋進而影響機組壽命。超超臨界汽輪機通常原有一套相對完善的熱應力控制策略[4]，但隨著外部運行環(huán)境的變化，原熱應力控制策略有時不能滿足電網調峰期間機組快速啟停和深度調峰的需求；因此控制策略存在一定的優(yōu)化和改進空間。

本文對超超臨界機組熱應力控制策略的設計原理和存在的問題進行了分析，并對其進行優(yōu)化完善。

1 熱應力控制策略分析

超超臨界汽輪機轉子、葉片等部件材料為高合金材料。高合金材料具有較低的導熱性和較高的線性膨脹系數(shù)。在冷態(tài)啟動時，汽輪機需要較長的暖機時間；所以在該運行區(qū)域容易產生應力集中效應。在高溫運行區(qū)域，高合金材料的升速率高于其他材料，從而給汽輪機部件帶來較大的熱應力；因此需要更加關注熱應力對汽輪機部件的影響[5,6]。

1.1 熱應力裕度計算

為了更好地控制機組啟停時和負荷變化時汽輪機內部產生的熱應力，某超超臨界汽輪機控制環(huán)節(jié)中設計了專用的熱應力裕度計算環(huán)節(jié)，用于熱應力監(jiān)視和實現(xiàn)對升降轉速率、升降負荷率的控制；同時還設計了熱應力準則用于機組啟停時的自動控制[7,8]。

應力裕度計算控制器設置在機組電液控制系統(tǒng)（DEH）中，通過對高壓主汽門閥殼（ESV）、高壓調門閥殼（CV）、高壓汽缸（HP CSG）、高壓轉子（HPS）、中壓轉子（IPS）部件熱應力的計算，得出允許的溫度升降率；在機組啟停過程和并網帶負荷時，通過影響升降轉速率和升降負荷率來進行熱應力的控制。

汽輪機缸體溫度、閥門殼體溫度采用 50%深度和 90%深度測量。由于 90%深度測量的溫度值近似于蒸汽接觸的表面溫度，所以用90%深度測量的溫度來表征汽缸或閥門殼體的表面溫度T1。50%深度測量溫度用以表征汽缸或閥門殼體的平均溫度Tav。汽輪機各個部件的溫度裕度計算方法如下：

式中：ddTupr為升裕度限值；dTp_upr為升裕度函數(shù)值；T1為表面溫度；Tav為平均溫度；ddTlwr為降裕度限值；dTp_lwr為降裕度函數(shù)值。

由于高、中壓缸轉子中心溫度Tax無法直接測量，因此采用高、中壓缸 90%缸體溫度進行計算仿真。

熱應力裕度計算框圖如圖1所示。

圖1 熱應力裕度計算框圖Fig. 1 Block diagram for thermal stress margin calculation

高壓轉子、中壓轉子、高壓缸、高壓主汽門、高壓調門的升降裕度函數(shù)值規(guī)定了升降負荷時各個溫度段允許的溫度裕度，以對部件的應力進行管控，如圖2所示。由圖2可知，中、高溫段高壓主汽門（ESV）、高壓調門（CV）的升降裕度函數(shù)值范圍較小，代表在中、高溫段該部件對應力控制要求較高；高壓缸（HP CSG）部件其次，高壓轉子（HPS）和中壓轉子（IPS）相對較低。

圖2 汽輪機各部件允許的升降裕度Fig. 2 Allowable rise and fall margin of turbine components

升負荷和轉速時，將高壓轉子、中壓轉子、高壓缸、高壓主汽門、高壓調門升裕度限值ddTupr中的最小值作為應力裕度 WTO；降負荷和轉速時，高壓轉子、中壓轉子、高壓缸、高壓主汽門、高壓調門降裕度限值 ddTlwr中的最小值作為應力裕度WTU。在機組處于啟動階段和并網狀態(tài)時，WTO和WTU通過計算改變升速率OFBN、降速率UFBN。

圖3為應力裕度影響升/降速率原理圖。圖3中：PSVG為延時的負荷設定梯度；PNOM為額定負荷；STATNR為不等率；NNOM為額定轉速；NSVG為延時的轉速設定梯度；NSV為延時的轉速設定；GSE為發(fā)電機并網開關；LSE為線路開關；A、B為裕度限值。PSVG取40（1 000 MW取40，660 MW取104）；NSVG取600；裕度限值A一般取30；裕度限值B一般取–30。

圖3 應力裕度影響升降速率原理圖Fig. 3 Schematic diagram of rise and fall speed rate influenced by stress margin

圖 4為應力裕度影響升降負荷率原理圖。圖4中，PSV為延時的負荷設定；PSGI為負荷速率請求值。

圖4 應力裕度影響升/降負荷率原理圖Fig. 4 Schematic diagram of rise / fall load rate influenced by stress margin

在機組處在并網狀態(tài)時，WTO和WTU通過計算改變升負荷率OFBP、降負荷率UFBP，計算方法為：

通過改變升降速率和升降負荷率，對轉速設定回路輸出 NSV（轉速延時設定值）和負荷設定回路輸出 PSV（負荷延時設定值）的生成速率進行實時控制，最終通過改變汽輪機進汽量來保證汽輪機部件應力處于允許范圍。

1.2 熱應力準則

為了實現(xiàn)機組啟停時的汽輪機熱應力自動控制，機組設置了X準則用來保證在汽輪機啟動過程中進入汽機的主蒸汽和再熱蒸汽參數(shù)符合要求[9]。

汽輪機的順控啟動步序主要包括暖管、開主汽門、開調門沖轉至暖機轉速、沖轉至高速暖機轉速、并網、帶負荷等。如圖5所示，熱應力準則直接影響以上步驟的執(zhí)行。

圖5 X準則作用下的汽輪機順控啟動步序Fig. 5 Sequence of steam turbine startup under X criterion

目前X準則參與汽輪機順控啟動步序的主要有 X2、X4、X5、X6、X7a、X7b、X8準則，其中 X1準則對順控步序無影響，X3準則針對燃氣機組未作引入。以上準則的計算方程為：

式中：TSatSt為主汽壓下的飽和溫度；TmCV為左側高調門殼體 50%溫度；f(x)mCV為左側高調門殼體50%溫度的函數(shù)；TMS<為 2側主汽溫取小后的溫度；f(x)SatSt為主汽壓下的飽和溫度的函數(shù)；f(x)HPSmHPC>為高壓轉子表面溫度和高壓缸 50%缸體溫度取大后的溫度對應的函數(shù)；TRS<為2側再熱汽溫取小后的溫度；f(x)IPS為中壓轉子表面溫度的函數(shù)；THPS為高壓轉子表面溫度；f(x)HPS為高壓轉子表面溫度的函數(shù)；ddTHPSupr為高壓轉子升裕度；TaxHPS為高壓轉子計算溫度；TmHPC為高壓缸缸體50%溫度；f(x)mHPC為高壓缸缸體50%溫度的函數(shù)；ddTHPCupr為高壓缸升裕度；THPC為高壓缸表面溫度；TIPS為中壓轉子表面溫度；ddTIPSupr為中壓轉子升裕度；TaxIPS為中壓轉子計算溫度。

f(x)mCV、f(x)SatSt、f(x)HPSmHPC>、f(x)IPS、f(x)HPS、f(x)mHPC函數(shù)關系如圖6所示。

圖6 X準則相關函數(shù)Fig. 6 Correlation function of X criterion

滿足條件時，X2、X7a、X7b、X8準則均為負值。通過準則的計算方程和函數(shù)曲線可知：X2準則要求高調閥殼體 50%溫度不能太低，同時也可以理解為主蒸汽的溫度不能過高。由于凝結換熱會產生較大的熱應力，因此在主汽門開啟之前必須滿足X2準則。X4準則要求主蒸汽有充分的過熱度，保證汽輪機進汽時能除去末級葉片的濕蒸汽。X5、X6準則要求主汽溫度和再熱蒸汽溫度不能過低，防止高壓轉子和中壓轉子被冷卻。X7a、X7b要求高壓轉子計算溫度和高壓缸溫度不能過低，確保高壓轉子和高壓缸暖機充分，才能使汽輪機在沖轉時快速通過轉速臨界區(qū)。X8準則要求中壓轉子溫度不能過低，確保中壓轉子暖機充分；并網后，汽輪機的控制部件為中壓缸，中調門開度快速變大。X8準則可防止中壓轉子熱應力超限。

2 熱應力控制策略優(yōu)化

2.1 深度調峰工況

深度調峰成為常態(tài)之后，超超臨界機組需要經常面對短時間內負荷大幅度升降的狀況。如圖7所示，機組在響應電網深度調峰快速減負荷的時候，主蒸汽溫度經常出現(xiàn)大幅度降低的情況：在大約20 min內主汽溫下降達66 ℃。由圖2可知，汽輪機各個部件在熱應力控制要求中，減裕度的允許范圍要明顯小于升裕度的允許范圍。高溫狀態(tài)時，高壓主汽門和高壓調門允許的減裕度僅為15 K；因此在機組快速減負荷，主汽溫快速下跌的情況時，汽輪機出現(xiàn)熱應力超限的情況：最小降裕度WTU快速減小，DEH側降負荷率UFBP逐漸降至 0 MW/min。機組處在 CCS協(xié)調控制時，鍋爐主控和汽機主控均接收協(xié)調限速后的負荷指令MWD信號。MWD信號由限幅后的機組負荷指令 ULD按照負荷變化速率Rate生成。當DEH停止減負荷時，汽機調門已經不再響應汽機主控指令，而鍋爐主控還在接收負荷指令不斷減小風、煤、水的作用，最終導致機爐失調。

圖7 某機組深度調峰時主汽溫變化Fig. 7 Change of main steam temperature during deep peak shaving of a unit

DEH側短時的降負荷閉鎖不會對機爐協(xié)調造成較大影響；但是受深度調峰的影響，若機組需要在短時間內快速減至較低負荷，將導致“熱應力閉鎖”出現(xiàn)的頻率和持續(xù)時間均大幅增加，因此需要通過邏輯優(yōu)化以保證控制可靠性。

如圖8所示，在協(xié)調負荷指令回路增加“大小選”判斷邏輯，將DEH側升負荷率OFBP、降負荷率UFBP引入?yún)f(xié)調控制：升負荷時，負荷變化速率Rate和OFBP取小后送入純積分的PID功能塊；降負荷時，負荷變化速率Rate和UFBP取大后送入純積分的 PID。這樣可以確保當 OFBP或UFBP起作用時，MWD的生成速率在汽輪機熱應力的允許范圍，保證了鍋爐主控和汽機主控的同步控制。

圖8 優(yōu)化后的協(xié)調負荷指令回路框圖Fig. 8 Loop diagram of optimized coordinated load command

文獻[10]提出了一些建議。針對當汽輪機出現(xiàn)熱應力限制，導致DEH側停止負荷變化，造成機爐控制失調的情況，在DEH側增加優(yōu)化邏輯。對于限壓模式，當限速后的負荷指令與實際負荷偏差超過一定值時，將DEH限壓模式切換為初壓模式。同時，在DCS側增加優(yōu)化邏輯：協(xié)調方式下，限速后的負荷指令和實際負荷偏差超過定值時，切除鍋爐主控自動，控制方式切換為TF模式。該方法的思路是在協(xié)調控制已經出現(xiàn)不匹配時進行事后干預，而且自動切換時會造成較大的擾動。因此，不建議采用該方法進行優(yōu)化。

2.2 機組頻繁啟停工況

在煤電調峰的新背景下，超超臨界機組的啟停次數(shù)在不斷增多，個別地區(qū)甚至出現(xiàn)了“晝開夜?！钡臉O端情況[11]。因此，需要優(yōu)化冷態(tài)啟動的熱應力控制策略，以加快機組冷態(tài)啟動速度；同時，隨著熱態(tài)、極熱態(tài)啟動次數(shù)的增加，還需要關注熱態(tài)、極熱態(tài)啟動的熱應力控制策略。

2.2.1 冷態(tài)啟動熱應力控制策略優(yōu)化

（1）增加調門預暖順控邏輯

機組冷態(tài)啟動時，主汽門開啟之前需要滿足X2準則，高調閥殼體溫度不能過低；但是在主汽門關閉時，由于閥門密封性較好，調門的金屬溫升非常緩慢，將造成暖閥時間過長，從而影響機組的啟動時間。通過及早投入或反復投切SGC順控啟動步序可以提高高調閥殼體溫度[12]，或者通過適當降低主汽壓[13]、降低蒸汽飽和溫度來滿足X2準則，以縮短啟動時間；但是以上這些做法需要人為關注和調整，總體效果不佳。

為了解決高調閥殼體溫度暖閥效果不佳，X2準則滿足時間過長問題，可在DEH側增加高壓調門預暖自動控制邏輯，如圖9所示。在汽輪機順控自啟動過程中，當高壓調閥殼體溫度與X2準則偏差較大時，自動啟動調門預暖順控程序，自動控制主汽門間隙開啟，對調門進行預暖。主汽門每次開啟時間為2 min，與下次主汽門開啟的間隔不小于10 min，直至滿足X2準則。通過該順控邏輯，在不影響設備壽命的情況下，可以保證調門的溫度緩慢上升、縮短暖機時間。該方案已經在多個超超臨界火電項目得到了驗證。

圖9 調門預暖順控邏輯框圖Fig. 9 Logic block diagram of control valve preheating sequence

（2）主汽門前溫度條件邏輯優(yōu)化

為了防止汽門閥殼被冷卻，汽機順控自啟動第12步要求“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”。這一要求有時無法滿足，比如由于主汽門前疏水管路布置不合理，從而造成了主汽門前“死汽”，暖管效果較差；或者主汽門前溫度測點布置不合理等。

文獻[14]提出在主汽門前、蒸汽溫度測點后增加疏水管路，便于機組啟動暖管，同時較快滿足“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”的要求。該方法雖然能夠解決主汽門前溫度條件不滿足的問題，但是改造成本較高。

在啟動過程中，當旁路或鍋爐出口溫度滿足條件時，可對控制邏輯進行優(yōu)化：將“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃開啟主汽門”條件修改為“主汽門前疏水閥已開啟”，將“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”作為汽機順控自啟動第20步暖機后升速的條件。增加調門預暖順控程序有助于“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”條件盡快滿足。以上方案在某沿?；痣姀S實際應用中，解決了汽機順控卡步的問題，能夠加順控自啟動時間在 3 h以上。

（3）提高暖機轉速和高壓缸切除暖機

為了保證高壓缸和轉子暖機充分，要求在低速暖機升速至高速暖機前需要滿足X7a、X7b準則；對于610 ℃/620 ℃機組，在暖機時需要轉子滿足脆性轉變溫度才允許升速。由于暖機時蒸汽流量小，該過程至少需要5 h，甚至更長的時間。為了縮短脆性轉變溫度暖機時間，可以提高暖機轉速值；或在暖機一段時間后，將高壓缸切除，由中調門接管轉速控制，增加中壓缸的進汽量；在暖機完成后恢復高壓缸。該方法雖已有應用案例，但是采用該方法進行優(yōu)化時，控制邏輯改動量較大，需要綜合考慮安全性。

2.2.2 熱態(tài)啟動熱應力控制策略優(yōu)化

汽輪機熱態(tài)啟動時，由于汽輪機各個部件的溫度相對較高，因此用于暖閥和暖缸的熱應力準則不會對機組啟動帶來太大影響；但是為了防止高壓缸體、高壓轉子冷卻的X5準則和為了防止中壓轉子冷卻的X6準則會因為主、再熱蒸汽溫度不能及時滿足要求而影響機組的啟動時間，同時考慮到SGC汽輪機順控自啟動步序中也有對主、再熱蒸汽溫度的要求，所以縮短熱態(tài)啟動時間的主要手段是控制好主、再熱蒸汽溫度，使其快速滿足機組升速、并網要求。

文獻[15]建議：機組熱態(tài)啟動的主汽壓為10～12 MPa（冷態(tài)啟動為8.5 MPa），主蒸汽溫度為450～550 ℃，再熱蒸汽溫度為400～580 ℃。在機組協(xié)調主、再熱汽溫控制邏輯中，主、再熱蒸汽溫度設定值對應的是機組負荷函數(shù)曲線。機組并網前的汽溫控制值需要由運行人員手動設置，因此對于機組并網前的主、再熱汽溫控制值沒有明確的要求。

為了更好地控制主、再熱蒸汽溫度，盡快滿足汽輪機沖轉的要求，可在DEH側根據(jù)熱應力裕度的控制要求計算生成最佳的主、再熱蒸汽溫度；然后，將最佳主、再熱蒸汽溫度送至協(xié)調控制，在協(xié)調主、再熱蒸汽溫度控制邏輯中增加切換邏輯：在機組未并網前，主、再熱蒸汽溫度設定由機組負荷對應的函數(shù)曲線切換至DEH側最佳主、再熱蒸汽溫度；也可將最佳主、再熱蒸汽溫度送至DCS畫面，由運行人員根據(jù)推薦的溫度，對鍋爐燃燒進行手動調整，無需投入減溫水自動。該方法能夠讓運行人員直觀了解最適合的主、再熱蒸汽溫度需求，提高主、再熱蒸汽溫度控制品質，使其快速滿足機組升速、并網要求。該方案在多個火電項目已經有較好的應用案例，極大縮短了機組熱態(tài)啟動速度。

最佳主蒸汽溫度的高、低限分別為600 ℃和390 ℃。計算時，需要考慮高壓主汽門、高壓調門、高壓缸和高壓轉子的溫度裕度，還需考慮蒸汽管道的熱損失和換熱溫差等。具體計算公式為：

式中：TOPTMS為最佳主蒸汽溫度；f(x)b為 b的函數(shù)；f(x2)HPS為高壓轉子表面溫度的函數(shù)；TESV為左側高壓主汽門殼體 90%溫度；ddTESVupr為高壓主汽門升裕度；TCV為左側高壓調門殼體90%溫度；ddTCVupr為高壓調門升裕度。

最佳再熱蒸汽溫度的計算方法和主蒸汽溫度一致，高、低限同樣為600 ℃和390 ℃，但是僅需考慮中壓轉子的溫度裕度。具體計算公式為：

式中：TOPTMS為最佳再熱蒸汽溫度；f(x2)IPS為中壓轉子表面溫度的函數(shù)。

f(x)b、f(x2)HPS、f(x2)IPS函數(shù)如圖10所示。

圖10 最佳主、再熱汽溫計算相關函數(shù)Fig. 10 Correlation function of optimal main and reheat steam temperature calculation

3 結論

在超超臨界機組參與電網調峰的新常態(tài)下，以上汽輪機熱應力控制策略優(yōu)化措施提高了機組熱應力控制的可靠性，同時在保證汽輪機壽命損耗在合理范圍的前提下，能夠提高機組對電網的響應速度。上述方案均已有了較好的工程應用案例。

在應用優(yōu)化汽輪機熱應力控制策略時，需要其他運行控制手段配合[16]。另外，考慮超超臨界機組長期頻繁啟停和深度調峰給汽輪機部件帶來的損耗和壽命的影響也在不斷增加，因此在提高汽輪機部件的使用壽命方面，本文的汽輪機熱應力控制策略和計算方法需要進一步完善。