13918190312@126.com.

燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)部分負荷熱不平衡的優(yōu)化

毛維儉

(上海閘電燃氣輪機發(fā)電有限公司, 上海200438)

摘要:基于燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐內兩個不同主體的熱量模型計算與分析,研究了某聯(lián)合循環(huán)發(fā)電廠在燃氣輪機負荷工況下蒸汽側熱不平衡問題的來源與熱力循環(huán)特點,并提出了適應此類工況條件下的汽輪機優(yōu)化運行方式,以提高聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組的運行經(jīng)濟性.

關鍵詞：聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組; 熱量模型計算; 優(yōu)化

收稿日期：2015-06-30

作者簡介：通訊毛維儉(1970-),女,工程師,上海人.主要研究方向為電力運行生產(chǎn)及管理.E-mail:

中圖分類號：TM611.31;TK123文獻標志碼： A

收稿日期：2014-09-24

作者簡介：通訊張亮(1976-),男,工程師,內蒙古包頭人.主要研究方向為電氣自動化.E-mail:

OptimizationoftheUnbalancedThermalSystemofAPart-LoadGas-SteamCombined

MAOWeijian

(Shanghai Zhadian Gas Turbine Power Plant Co.,Ltd., Shanghai200438, China)

Abstract:Based on the thermal model calculations of the two sections of HRSG in a certain gas-steam combined cycle,the cause of the thermal unbalance and the features of the heat cycle of a part-load running unit of a combined cycle power plant are studied,and a proper running model of gas optimization for this kind of operation condition is suggested so as to improve the economic efficiency of combined cycle generating units.

Keywords:combinedcyclegenerationunit;thermalcalculationmodel;optimization

上海某電廠裝設2套GES209E型燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組,4臺燃氣輪機為GEMS9001E型機組,4臺余熱鍋爐為杭州鍋爐廠生產(chǎn)的Q1185/522-182-4.4/504余熱鍋爐,2臺汽輪機為GESC3型蒸汽輪機.電廠定位以電網(wǎng)調峰運行為主,由于長期處于低負荷運行工況下,余熱鍋爐排煙溫度偏高,同時為確保安全,采用除氧器排空放汽方式,由此進一步降低了發(fā)電的經(jīng)濟性.

本文通過對燃氣輪機部分負荷運行條件下余熱鍋爐主要換熱面吸收熱量的分配關系以及汽輪機可利用發(fā)電能力的計算分析,確定了影響該電廠發(fā)電經(jīng)濟性的主要原因,并有針對性地提出了適應燃氣輪機部分負荷工況下提高蒸汽側發(fā)電能力的運行方式,以期提高電廠的發(fā)電效率.[1-4]

燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電廠余熱鍋爐滿負荷運行參數(shù)是按燃氣輪機滿負荷時的尾部煙氣流量與溫度值設計確定的.假設某型燃氣輪機設計排氣溫度為540 ℃,汽輪機設計進汽壓力為4.2MPa,換算可得汽包飽和溫度為254.4 ℃,余熱鍋爐設計排煙溫度為150 ℃,選取爐管溫差為5.5~11 ℃,主蒸汽壓降為0.1~0.2MPa(按最小值設計),則汽包段的煙氣可利用溫度為260~540 ℃,除氧器段的煙氣可利用溫度為150~260 ℃.假定燃氣比熱值為一定值,則余熱鍋爐除氧器段的吸熱比例為28.2%,汽包段的吸熱比例為71.8%.

如果汽輪機采用定壓運行方式,在燃氣輪機處于部分負荷工況下運行時,以40MW負荷為例,燃氣輪機排氣溫度為371.1 ℃,汽輪機主汽按照定壓運行方式控制在3.66MPa,換算汽包飽和溫度為245.6 ℃.在此工況下,假設余熱鍋爐排氣溫度仍為設計溫度(150 ℃),則除氧器段的煙氣可利用溫度為150~251.1 ℃,占余熱鍋爐吸熱比的45.7%;汽包段的煙氣可利用溫度為251.1~371.1 ℃,吸熱比為56.3%.但實際上,由于余熱鍋爐工質為單一流向,各換熱面面積不會隨負荷而改變,因此對應設計值,各段吸熱比仍是相對固定的,即在部分負荷工況下,除氧器段與汽包段的吸熱比仍保持在約28.2%∶71.8%的分布.按上述40MW工況下燃氣輪機排氣溫度371.1 ℃和平衡點溫度251.1 ℃推算,余熱鍋爐排煙溫度高達203.9 ℃.

為增加除氧器段余熱的利用率,一般可選擇提高除氧器運行壓力方式來平衡因燃氣輪機低負荷運行導致的熱不平衡問題,但受到除氧器設計壓力的限制,且要考慮控制排煙溫度在合理范圍內,通常除氧器壓力提高的范圍有限,一般不能超過0.6MPa.比較可行的方式是改變該電廠汽輪機以定壓運行為主的運行模式,燃氣輪機部分負荷工況下應采用蒸汽輪機滑壓運行方式,適當降低汽包工作壓力和汽包飽和蒸汽溫度,增加汽包段的吸熱量,形成除氧器段與汽包吸熱量之間的再平衡,避免余熱鍋爐除氧器蒸汽排空,以提高聯(lián)合循環(huán)余熱的利用率.采用汽輪機滑壓運行方式并適量降低汽包工作壓力后,在燃氣輪機排氣溫度相對較低的條件下,也可起到適當提高進入汽輪機的主汽過熱度、降低汽輪機末二級葉片濕蒸汽比例、提高汽輪機運行安全性的作用.

根據(jù)余熱鍋爐煙氣與蒸汽系統(tǒng)熱平衡計算公式,以燃氣輪機排氣溫度為計算基準,通過控制聯(lián)合循環(huán)蒸汽輪機滑壓運行及蒸汽輪機進汽壓力來調節(jié)鍋爐汽包壓力,如燃氣輪機排氣溫度低于371 ℃,因過熱度太低,不建議投用聯(lián)合循環(huán)蒸汽輪機.

燃氣輪機部分負荷效率低的主要原因是由于燃氣輪機的轉速為3 000r/min,油耗約為9.1m3/h,相當于40MW時的燃油增加量(燃氣輪機每增加10MW,負荷油耗約增加2.2m3/h),簡單模型的效率數(shù)值估算見表1.

表1　燃氣輪機發(fā)電經(jīng)濟性建議估算結果

聯(lián)合循環(huán)的可利用熱量,在額定工況下燃氣輪機的熱效率為33%,聯(lián)合循環(huán)的熱效率為50%,其損失的50%熱量中，摩擦鼓風等固定損失約占總量的5%,余熱鍋爐煙囪尾氣熱損約占15%,汽輪機排汽的汽化潛熱約占30%.

相對于額定工況,保持余熱鍋爐排煙溫度不變,燃氣輪機部分負荷時的余熱鍋爐煙囪尾氣的熱損取決于燃氣輪機的煙氣流量.常規(guī)環(huán)境工況下,在燃氣輪機溫控模式時,簡化模型為70MW負荷以下,進口導流葉片開度維持在57°,煙氣流量約為額定流量的81%,其后線性打開,直至基本負荷全開,不同負荷下的煙氣損失如表2所示.

相對于額定工況,保持汽輪機真空度不變,燃氣輪機部分負荷時的汽輪機排汽潛熱取決于汽輪機的主蒸汽流量.常規(guī)環(huán)境工況下,在燃氣輪機溫控模式時,得到的汽輪機蒸汽流量如表3所示.

通過上述計算模型,可快速計算出聯(lián)合循環(huán)的可利用熱量及汽輪機相應的發(fā)電能力,所得結果如表4所示.

表2　燃氣輪機不同工況下的煙氣損失

由表4可知,處于低負荷工況下運行時,燃氣輪機燃料耗用量較高,負荷明顯增大,未能充分利用的煙氣熱量帶來的蒸汽側發(fā)電占比較基本負荷工況下顯著增加.同時,在低負荷工況下由于燃氣輪機的排煙溫度也相對較低,帶來余熱鍋爐一側的蒸汽品質相對降低,汽輪機實際發(fā)電負荷和余熱利用能力也較上述估算結果偏低.

表3　不同負荷下的主蒸汽流量及

注:采用滑壓運行方式后部分負荷主蒸汽流量將提高10%~20%,會增加排汽潛熱的消耗,減少可利用熱量.

表4　汽輪機可利用發(fā)電負荷估算結果

3應用與分析

根據(jù)上述基于余熱鍋爐內部兩種不同主體的吸熱量及平衡計算熱力模型的估算結果,結合有關試驗后,該電廠將原定壓運行方式逐步向滑壓運行方式轉換.2013年12月,該電廠全面啟用以滑壓運行為主的方式.兩種不同運行方式下的發(fā)電經(jīng)濟性對照見表5.

表5　定壓運行與滑壓運行參數(shù)比較

注:定壓運行方式統(tǒng)計時間為2013年1月至6月,滑壓運行方式統(tǒng)計時間為2014年1月至6月.

4結語

根據(jù)對聯(lián)合循環(huán)燃氣-蒸汽熱量平衡以及余熱鍋爐內除氧器與其他換熱面的熱量平衡關系計算分析,確定了以調峰運行為主并長期處于低負荷運行工況下的聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組影響發(fā)電經(jīng)濟性的主要問題是燃氣輪機排煙溫度偏低,導致余熱鍋爐各段換熱不平衡,因此建議存在相似運行工況的電廠，應將原汽輪機定壓運行改為低負荷工況下滑壓運行,以提升余熱利用水平,同時確保設備安全穩(wěn)定運行.

參考文獻：

[1]徐鳳.100MW汽輪機熱力性能試驗及計算分析[D].重慶:重慶大學,2009.

[2]艾衛(wèi)國,曹建中,聶建平.聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐設計特性及性能測試方法比較[J].熱力發(fā)電,2003(9):14-17.

[3]渠福來.300MW聯(lián)合循環(huán)機組變工況優(yōu)化運行研究[D].杭州:浙江大學,2003.

[4]張穎.聯(lián)合循環(huán)機組的性能模型研究及應用[D].北京:華北電力大學,2003.

100MW汽輪機熱力性能試驗及計算分析[D].重慶:重慶大學,2009.

[2]艾衛(wèi)國,曹建中,聶建平.聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐設計特性及性能測試方法比較[J].熱力發(fā)電,2003(9):14-17.

[3]渠福來.300MW聯(lián)合循環(huán)機組變工況優(yōu)化運行研究[D].杭州:浙江大學,2003.

[4]張穎.聯(lián)合循環(huán)機組的性能模型研究及應用[D].北京:華北電力大學,2003.

(編輯胡小萍)

DOI：10.3969/j.issn.1006-4729.2015.04.007

Zhangliang2@zpmc.com.