基于模型仿真的燃氣蒸汽聯合循環機組一次調頻特性分析

黨少佳, 傅子雋, 楊彥平, 賈 斌, 戴義平

(1. 內蒙古電力科學研究院,呼和浩特 010020;2. 西安交通大學 能源與動力工程學院,西安 710049)

化石能源的大量使用導致了一系列的環境問題,為了抑制環境惡化,我國制定了“雙碳”目標。燃氣-蒸汽聯合循環機組相比于傳統火力發電機組具有高效低耗、啟動快速、調節靈活、建設周期短和環境污染小等優點,是應對“雙碳”目標的一種途徑。在電網容量逐漸增大和太陽能、風力發電等新能源機組大規模發展的現況下,燃氣-蒸汽聯合循環機組投入一次調頻可以增強整個電網的穩定性,確保高質量的電力供應。因此,開展燃氣-蒸汽聯合循環機組的一次調頻特性研究具有重要意義。

近年來,已有不少學者針對燃氣-蒸汽聯合循環機組的一次調頻策略與方法進行了研究。部分學者[1-3]通過優化控制系統邏輯指令,改善聯合循環機組的一次調頻能力。孫鵬等[4]提出2種補償方法以優化不同發電負荷下的聯合循環機組一次調頻能力。楊濤[5]根據機理分析與電網要求提出了3種優化燃氣發電機組一次調頻能力的方法。

精確建立燃氣-蒸汽聯合循環機組的數學模型是準確描述聯合循環機組調頻特性的關鍵,數學模型最早由ROWEN W I[6-7]提出。IEEE[8]基于ROWEN W I的模型提出了一種用于電網穩定性分析的聯合循環機組的數學模型。此后,不少學者[9-12]對IEEE提出的模型進行了改進,并傾向于將余熱鍋爐與汽輪機以慣性環節進行簡化。近年來,為了應對發電機組形式的改變,任昱寧等[13]對以高爐煤氣為燃料的聯合循環系統的動態特性進行了研究,結果表明燃料熱值對系統各熱力參數有所影響。JIANG S Y等[14]對電網中存在大量光伏發電機組下的聯合循環機組建立了模型,并且根據實測數據驗證了模型的準確性。PONDINI M等[15]對聯合循環機組汽輪機調速器模型進行改進,TSOUTSANIS E等[16]對混合風機發電的聯合循環電站進行研究,還有不少學者[17-20]使用新型算法對聯合循環機組的控制系統進行了研究。

多數數學模型將余熱鍋爐與汽輪機用簡單的慣性環節表示,未根據余熱鍋爐與汽輪機各部件實際特性建立詳細的蒸汽動力循環部分模型。筆者以典型的燃氣-蒸汽聯合循環機組為對象,建立機組及系統的數學模型,對其蒸汽動力循環模型進行改進,通過實測數據驗證模型的準確性;同時,采用仿真分析方法,對模型改進前后機組受到負荷擾動時的一次調頻特性進行對比分析。

1 機組的數學模型

1.1 燃氣-蒸汽聯合循環機組

燃氣-蒸汽聯合循環機組配置見圖1,其分為燃氣輪機循環與蒸汽動力循環2個部分,分別為開式循環與閉式循環,蒸汽動力循環利用燃氣輪機循環排氣余熱以增加機組效率。典型燃氣-蒸汽聯合循環機組配置包括1臺燃氣輪機、1臺汽輪機、1臺余熱鍋爐、2臺發電機;機組為雙軸布置;額定轉速為3 000 r/min;采用自然循環無補燃余熱鍋爐;汽輪機為雙缸設置,高壓蒸汽和低壓蒸汽分流進入汽輪機做功。機組正常運行時,汽輪機的調節閥全開,采用滑壓運行,汽輪機不參與機組負荷的調節,機組負荷主要由燃氣輪機進行調節。

圖1 燃氣-蒸汽聯合循環機組配置

1.2 系統的數學模型

根據BABA K等[12]的研究建立如圖2所示的傳統燃氣-蒸汽聯合循環機組數學模型。模型對系統進行了較多的簡化,降低了模型的復雜度。模型的主要模塊包括:燃料供給模塊、壓氣機進口導葉(IGV)模塊、排氣溫度模塊、燃氣輪機輸出模塊、余熱鍋爐與汽輪機模塊、轉速負荷控制模塊等。燃氣輪機空氣流量(W)、燃氣輪機燃料流量(WF)、燃氣輪機熱功率(QGT)、燃氣輪機排氣熱量(QE)、燃氣輪機輸出功率(PGT)和汽輪機輸出功率(PST)等參數以額定工況進行歸一化處理。

n—機組轉速信號;kNL—空載燃料常數;s—復變量;TVP—燃料閥門時間常數;TF—燃料系統時間常數;TW—空氣控制系數;KRS—輻射罩比例系數;TRS—輻射罩時間常數;TTC—耦合換熱時間常數;KP—溫度控制器比例系數;TT—溫度控制器時間常數;W—燃氣輪機空氣流量;WF—燃氣輪機燃料流量;Ti—環境溫度;Te—透平排氣溫度;QGT—燃氣輪機熱功率;QE—燃氣輪機排氣熱量;TCD—空氣容積時間常數;PGT—燃氣輪機輸出功率;THR—余熱鍋爐時間常數;TM—汽輪機時間常數;PST—汽輪機輸出功率;TI—轉子轉動慣量時間常數;KI—頻率調節效應系數;Y—轉速控制器時間常數;R—功率轉速偏差系數。

模型主控制方式為轉速信號與排氣溫度信號經過低值選擇器后輸出至燃料供給模塊。燃料供給模塊為燃氣輪機輸出模塊提供燃料流量信號,其中包含燃料調節系數、閥門與燃料系統等環節。進口導葉模塊為燃氣輪機輸出模塊提供空氣流量信號,其中包含空氣控制系數、空氣偏差上下限與進口導葉開度等環節。排氣溫度模塊包含輻射罩與耦合換熱環節,為進口導葉模塊提供排氣溫度偏差信號并通過排氣溫度控制環節輸出排氣溫度信號至低值選擇器。燃氣輪機輸出模塊包括燃氣輪機內部計算模塊F和空氣容積環節。模塊F中有3個輸入量分別來自進口導葉模塊、燃料供給模塊及給定環境溫度,經過內部計算后,3個輸出量分別輸出至排氣溫度模塊、空氣容積環節、余熱鍋爐與汽輪機模塊。燃氣輪機熱功率通過空氣容積環節后,得到燃氣輪機輸出功率;排氣熱量通過余熱鍋爐與汽輪機模塊后,得到汽輪機輸出功率。轉速負荷模塊接收燃氣輪機與汽輪機輸出功率的匯合信號,向低值選擇器輸出轉速信號。

模塊F內的計算公式為:

(1)

式中:Td為壓氣機出口溫度,K;x為壓氣機進出口溫度之比;ηc為壓氣機效率,一般取0.85～0.9。

(2)

式中:π為壓氣機壓比;γ為比定壓熱容與比定容熱容之比。

(3)

式中:Tf為透平入口溫度,K;Tf0為額定透平入口溫度,K;Td0為額定壓氣機出口溫度,K。

(4)

式中:Te為透平排氣溫度,K;Tf為透平入口溫度,K;ηt為燃氣輪機透平效率,取值區間一般與壓氣機效率相同。

QGT=K0[(Tf-Te)-(Td-Ti)]W

(5)

式中:K0為燃氣輪機輸出系數;Td為壓氣機出口溫度,K;Ti為環境溫度,K。

QE=K1TeW

(6)

式中:K1為蒸汽動力循環輸出系數。

模型將蒸汽動力循環中的余熱鍋爐和汽輪機簡化為慣性環節,未考慮余熱鍋爐與汽輪機各部件的實際響應特性,導致模型的準確性有所降低。

2 模型改進與驗證

2.1 模型改進

為了體現余熱鍋爐和汽輪機在實際動態過程中的特性,增加模型精確度,根據典型的鍋爐與汽輪機結構構建了其數學模型,改進后蒸汽動力循環部分的模型見圖3。

ε—主蒸汽壓力與汽包壓力之比;TWW—水冷壁時間常數;TB—過熱器時間常數;KB—過熱器比例系數;pT—主蒸汽壓力信號;PGV—調節閥開度信號;gs—汽輪機流量信號;KD—汽包比例系數;TH—高壓容積時間常數;KH—高壓缸功率比例系數;TL—低壓容積時間常數;KL—低壓缸功率比例系數。

余熱鍋爐水冷壁環節接收燃氣輪機排氣熱量信號輸入后,與汽包環節輸出信號匯合后輸入至過熱器環節。經過熱器環節輸出的主蒸汽壓力信號與調節閥開度信號的乘積為汽輪機流量信號,分別輸入至汽輪機高壓容積環節和汽包環節。汽輪機流量信號通過高壓容積環節后,分別進入高壓缸功率比例環節和低壓容積環節,進入低壓容積環節的信號通過低壓缸功率比例環節后與高壓缸功率比例環節輸出的信號求和,得到汽輪機輸出功率。

2.2 模型驗證

模型的部分公式、參數的選取參照BABA K等[12]的研究,對模型中的未知參數采用最小二乘法參數辨識方式進行辨識,分別根據燃料供給模塊、進口導葉模塊、排氣溫度模塊、燃氣輪機整體及蒸汽動力循環部分的輸入與輸出信號進行辨識,所使用的參數見表1和表2。

表1 模型參數

表2 改進模型參數

為了驗證模型的準確性,通過對機組進行負荷擾動試驗獲得機組功率輸出實測數據,將試驗數據與模型仿真數據進行對比,其中包括2組不同擾動條件下的燃料閥開度與1組機組輸出功率對比,結果見圖4。由圖4可知,模型仿真結果與試驗數據的動態趨勢基本吻合,表明所建模型及其參數可以比較準確地描述機組的動態特性。

圖4 機組試驗數據與模型仿真輸出參數對比

3 結果與分析

以某燃氣-蒸汽聯合循環機組的參數為依據,在MATLAB/Simulink平臺構建數學模型并進行仿真試驗,對比蒸汽動力循環部分模型改進前后機組在不同電網負荷擾動之下的一次調頻特性。

3.1 燃氣輪機部分

燃氣-蒸汽聯合循環機組在80%負荷下運行,分別受到5%和10%負荷上升擾動,仿真分析模型改進前后機組的動態響應特性。不同電網負荷擾動下燃氣輪機輸出功率響應曲線見圖5。在歸一化輸出功率為0.773 4時開始擾動。從圖5中可以看出,模型改進前后燃氣輪機的響應曲線幾乎沒有改變,這表示模型改進對燃氣輪機的輸出響應特性幾乎沒有影響,只改變蒸汽動力循環部分的響應特性。燃氣-蒸汽聯合循環機組一次調頻以燃氣輪機為對象進行調整,受到電網負荷擾動后,燃氣輪機迅速動作完成調頻,蒸汽動力循環部分僅進行負荷跟隨動作而未影響燃氣輪機的功率輸出。因此,模型改進并未影響燃氣輪機輸出特性。

圖5 燃氣輪機輸出功率響應曲線對比

增加負荷擾動后,機組負荷與實際負荷信號產生差值,該差值導致了燃料信號數值的增加,使機組燃料控制系統增加燃料量的輸入,最終使燃氣輪機輸出功率增加。從圖5中可見,機組受到負荷擾動后,在一次調頻動作中有超調過程的存在。隨著燃料輸入量增加,燃燒反應增強,燃燒室的溫度上升,導致透平排氣溫度上升,而由于熱慣性的存在,排氣溫度會高于控制系統的給定值。燃氣輪機輸出功率在10 s內即可基本達到穩定。

一般來說,電網要求一次調頻動作時,機組在15 s之內的功率響應達到理論計算最大負荷調整幅度的90%,穩定時間小于1 min。從圖5中可見,機組在受到電網不同負荷擾動后皆能達到飛升時間與穩定時間的要求,滿足電網要求的一次調頻能力。

不同電網負荷擾動下改進模型燃氣輪機頻率的響應特性曲線見圖6。從圖6中可以看到,燃氣輪機一次調頻動作后,機組頻率從50 Hz開始先下降而后回升。一次調頻為有差調節,故調節完成后仍無法回到擾動前的頻率。機組在受到不同電網負荷擾動時,完成調頻動作后的頻率變化皆小于±0.2Hz,滿足電網要求。

圖6 燃氣輪機頻率響應曲線對比

3.2 蒸汽動力循環部分

模型在5%和10%電網負荷擾動下的汽輪機輸出功率響應曲線見圖7。在歸一化輸出功率為0.853 7時開始擾動。從圖7中可以看到,蒸汽動力循環部分模型的改進對汽輪機的輸出響應特性有較大的影響。改進模型對余熱鍋爐與汽輪機各部件進行細化,改善了系統動態響應的速度和精度,機組輸出功率更快地達到穩定值,可以更好地反映汽輪機輸出功率變化的實際情況。在燃氣-蒸汽聯合循環機組模型中細化余熱鍋爐與汽輪機環節,可以提高機組動態響應的精確性,因此對模型改進具有必要性。

圖7 汽輪機輸出功率響應曲線對比

機組蒸汽動力循環部分受到電網負荷擾動后,余熱鍋爐給熱量受燃氣輪機排氣溫度影響,在電網負荷產生上升擾動,以及燃氣輪機進行一次調頻動作后,燃料輸入量的增加導致排氣溫度上升,故汽輪機輸出功率也相應地增加。余熱鍋爐與汽輪機中各部件的金屬管道熱容及容積在系統中有較大的遲滯作用。為了降低蒸汽動力循環調節系統的復雜程度并提高機組的效率,將汽輪機調節閥全開,采用滑壓運行,汽輪機不參與一次調頻的調節,僅進行負荷跟隨動作。由圖7中可見,蒸汽動力循環部分受到擾動后經歷了較長的慣性時間才達到了輸出功率的穩定,并且輸出功率的變化量比燃氣輪機小。

3.3 機組整體

模型在5%和10%電網負荷擾動下的機組整體輸出功率響應曲線見圖8。在歸一化輸出功率為0.80時開始擾動。從圖8中可以看到,模型改進后由于蒸汽動力循環部分各部件得到細化,改進模型相比于原模型具有輸出功率響應更快的特性,符合機組的實際運行狀態。在機組受到較大負荷擾動時,模型改進前后機組輸出功率的動態特性差異會增大。因此,模型改進可以提升機組動態響應精度。

圖8 機組整體輸出功率響應曲線對比

從圖8中可以明顯觀察到:燃氣輪機在受到擾動后迅速動作,完成一次調頻動作;由于汽輪機輸出功率僅是負荷跟隨并未進行調頻動作,并且蒸汽動力循環部分中各環節存在遲滯現象,因此歷經了較長時間機組整體功率才緩慢上升。結合圖7可知,在受到較大電網負荷上升擾動時,蒸汽動力循環部分達到功率穩定需要更長時間,這是由于較大的負荷擾動使蒸汽動力循環部分中各部件具有更大的遲滯作用。

模型改進后,機組受到10%電網負荷擾動時,各部件輸出功率的響應曲線見圖9。分別在燃氣輪機、汽輪機和機組整體的歸一化輸出功率為0.515 6、0.284 4、0.80時開始擾動。一般燃氣-蒸汽聯合循環機組的負荷分配方式為:燃氣輪機輸出功率占機組整體輸出功率的約2/3,蒸汽動力循環輸出功率占機組整體輸出功率的約1/3。從圖9中可以看出,該燃氣-蒸汽聯合循環機組基本符合典型機組負荷分配特性。此外,從圖9中明顯可見,燃氣輪機迅速完成了一次調頻動作,汽輪機在負荷跟隨下,輸出功率緩慢上升且變化量較小,體現了燃氣輪機在燃氣-蒸汽聯合循環機組一次調頻中作為調節對象的運行特點。

圖9 模型改進后機組在10%電網負荷擾動下的響應曲線

4 結語

以某典型燃氣-蒸汽聯合循環機組為對象,建立機組及其控制系統的數學模型,對蒸汽動力循環部分模型進行改進,并且通過實測數據驗證模型的合理性。采用仿真方法,對改進前后機組的動態響應特性進行分析和對比,得到的主要結論如下:

(1) 機組燃氣輪機部分受到電網負荷擾動并進行一次調頻動作后,機組數學模型負荷與頻率的調節可以滿足電網對機組一次調頻的要求。

(2) 蒸汽動力循環部分由于各部件存在金屬管道熱容而有較大的遲滯作用。在受到擾動后,由于熱慣性較大,機組的輸出功率需要較長時間才能達到穩定。

(3) 對比模型改進前后機組的輸出特性,蒸汽動力循環輸出特性有較大變化。這是由于改進模型細化了蒸汽動力部件的運動方程,能更好地反映機組的動態響應速度,使模型能更準確地描述機組實際的動態特性。