超超臨界汽輪機組定功率變壓運行仿真研究

李志勇，熊 輝，陳 昊，凌學超，王小波

（1.國家電投集團江西電力有限公司景德鎮發電廠，江西 景德鎮 333036；2.南昌科晨電力試驗研究有限公司，江西 南昌 330096）

0 引言

伴隨著社會用電峰谷差幅日益擴大以及新能源發電和特高壓輸電等非調頻電量占比逐年迅猛攀升，煤電汽輪機組深度調頻調峰運行已成為常態，這對部分負荷下汽輪機組變工況特性產生著深遠影響。眾所周知，汽輪機組的配汽方式和運行方式影響著汽輪機的動態調節特性和變工況特性，對設備運行經濟性、安全性以及機網協調等均具有顯著作用。文中以某超超臨界機組為例，借助德國STEAG 電站能源公司Ebsilon Professional 電站系統設計軟件，開展汽輪機組變壓運行仿真研究。

1 變壓熱經濟特性初探

依據汽輪機組原理，部分負荷下滑壓運行相比定壓運行有利之處在于高壓缸相對內效率高且給水泵耗功少，不利之處在于理想循環熱效率低，也就是說，部分負荷下主汽壓力的選擇直接影響到機組的熱經濟性。關于部分負荷下汽輪機組運行特性的理論論述與試驗研究，一直是科研工作者與現場技術人員關注的重要課題。早期理論研究分別詳述了低負荷下噴嘴調節與節流調節之間的熱經濟性差異[1]，噴嘴調節定壓順序閥運行與全滑壓運行之間的熱經濟性差異[2]，超臨界參數機組與亞臨界參數機組采用全滑壓運行的熱經濟性差異[3]，以及噴嘴調節下閥點滑壓與全滑壓運行之間的熱經濟性差異[4]，形成了較為完備的部分負荷下汽輪機組運行特性的理論研究體系。圖1 展示出某噴嘴配汽機組處于不同閥序或運行方式下熱經濟性的大致變化規律。依據汽輪機原理及該圖，可預知圖中未給出的三步序（噴嘴-節流，定滑壓）方式不僅能實現更優的熱經濟性，而且具備更佳的一、二次調頻潛力。因而，探究某一汽輪機組的變壓運行特性，并不需要面對其所有可能存在的閥序方式[5]。文中以某660 MW 等級超超臨界四閥噴嘴配汽機組為例，著重研究其在“三步序”閥門開啟順序（GV1/2 同步→GV3→GV4）下的變壓運行特性。

圖1 汽輪機組變壓運行特性

2 仿真模型簡介

對于噴嘴配汽汽輪機，其調節級分成若干個相互間隔獨立的噴嘴弧段。通常，每個調節閥控制一個噴嘴弧段的進汽量。當負荷發生變化時，依次開啟或關閉若干個調節閥，改變調節級的通流面積，以控制汽輪機總進汽量。為了改善蒸汽的流動性能，提高級的效率，調節級的動葉和靜葉都設計成有少量的反動度，并且反動度的數值是隨工況變化的，因此噴嘴后的壓力與動葉后的壓力是不相等的。調節級變工況計算是噴嘴配汽汽輪機組熱力核算中最常遇到的問題之一。在調節級變工況計算中，必須分別討論兩部分汽流的工作：一是通過全開調門的汽流；另一部分是通過部分開啟調門的汽流。鑒于調節級在變工況下的熱力計算比較復雜，通常需藉助制造廠家所提供的調節級通用特性曲線，通過查圖得出有關數據，再進行相應計算。

由于單個調節閥往往控制單個噴嘴組（即單個噴嘴弧段和與之對應的動葉），因此，可將單個調節閥和與之連接的噴嘴組視為一個配汽單元。仿真中，若將多個配汽單元并聯即可構建汽輪機組的配汽端（如圖2），此種形式將極大地豐富噴嘴配汽汽輪機組變工況特性的研究。建模過程中，調門模型根據國際電工委員會標準IEC 534-22確定調門流量系數和開度，噴嘴組模型則根據制造廠提供的調節級通用特性數據進行變工況計算。如此一來，仿真模型即可實現包含調節閥行程信息的汽輪機組變負荷熱經濟特性、定功率變壓運行熱經濟特性、調節閥流量特性以及調節閥重疊度特性等多種仿真應用功能。

圖2 配汽端模型結構示意圖

案例機組在四閥全開工況（valve wide open，VWO）下的主汽壓力/主汽溫度/熱再溫度/背壓等參數依次為25.0 MPa/600 ℃/600 ℃/5.5 kPa。在Ebsilon軟件中，將VWO 工況視為Design 工況，按照汽輪機組調門配汽曲線（見圖3）依次在各Off-design 工況下設定各調門的開度。

圖3 無重疊度配汽曲線

如圖3 所示，總閥位指令74.51%對應該機組的兩閥點，總閥位指令91.79%對應該機組的三閥點。

3 變壓熱經濟特性仿真

仿真計算的優點在于可人為選擇主汽壓力的變化幅度，一般采用“窮舉法”[6]。故而，可行滑壓區間主汽壓力變化幅度較大，樣本充足，工況豐富仿真。當汽輪機組定功率運行時，其在既定配汽方式與閥門開啟順序下主汽壓力與機組熱耗率之間的數值對應關系，可稱為汽輪機組變壓熱經濟特性（下文簡稱變壓熱經濟特性）[5]。圖4 至圖6 分別給出了600 MW、480 MW 以及300 MW 等工況在額定主汽壓力25.00 MPa 以下不同負荷下定功率可行閥位區間內不同初壓下機組熱耗率的連續變化趨勢。

圖4 600 MW工況變壓熱經濟特性

圖6 300 MW工況變壓熱經濟特性

由圖4 可知，在600 MW 工況下，當主汽壓力為22.18 MPa 時，機組熱耗率達到最優值7 492.91 kJ·（kW·h）-1。

由圖5 可知，在480 MW 工況下，當主汽壓力為17.69 MPa 時，機組熱耗率達到局部最優值7 610.54 kJ·（kW·h）-1；當主汽壓力為21.24 MPa 時，機組熱耗率達到全局最優值7 578.29 kJ·（kW·h）-1。

圖5 480 MW工況變壓熱經濟特性

由圖6 可知，在300 MW 工況下，當主汽壓力為11.14 MPa 時，機組熱耗率達到局部最優值7 952.00 kJ·（kW·h）-1；當主汽壓力為13.37 MPa 時，機組熱耗率達到全局最優值7 900.66 kJ·（kW·h）-1。

若以總閥位指令為橫坐標，機組熱耗率為縱坐標，則可得到汽輪機組變閥位熱經濟特性（下文簡稱變閥位熱經濟特性）。圖7 至圖9 分別給出了600 MW、480 MW 以及300 MW 等工況在額定主汽壓力25.00 MPa 以下不同負荷下定功率可行閥位區間內不同總閥位指令下機組熱耗率的連續變化趨勢。

圖7 600 MW工況變閥位熱經濟特性

圖9 300 MW工況變閥位熱經濟特性

由圖7可知，在600 MW工況下，總閥位指令91.79%（即三閥點位置）對應的該機組熱耗率達到最優值。

由圖8 可知，在480 MW 工況下，總閥位指令91.79%（即三閥點位置）對應的該機組熱耗率達到局部最優值，總閥位指令74.51%（即兩閥點位置）對應的該機組熱耗率達到全局最優值。

圖8 480 MW工況變閥位熱經濟特性

由圖9可知，與480 MW 工況類似，在300 MW 工況下，總閥位指令91.79%（即三閥點位置）對應的該機組熱耗率達到局部最優值，總閥位指令74.51%（即兩閥點位置）對應的該機組熱耗率達到全局最優值。

顯然，相較變壓熱經濟特性曲線而言，變閥位熱經濟特性曲線更為直觀展現出案例機組定功率變壓運行的內在固有規律。對于噴嘴配汽機組，其熱耗率的局部或全局最優值均出現在閥點位置。

4 結語

文中以某超超臨界機組為例，開展汽輪機組定功率變壓運行仿真研究，獲取了汽輪機組在定功率下可行閥位區間內不同初壓下熱耗率的連續變化趨勢。相較變壓熱經濟特性而言，變閥位熱經濟特性更適于展現噴嘴配汽機組變壓運行的內在固有規律，可為該類型機組寬負荷調峰運行方式的技術經濟比較、汽輪機組配汽端綜合優化及其控制策略等方面的研究提供技術參考。