岳 良，汪 蓓

（國網(wǎng)湖北省電力公司電力科學研究院，湖北 武漢 430077）

0 引言

某城市電站配置了一套燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)熱電聯(lián)產(chǎn)發(fā)電機組。其中余熱發(fā)電機組利用燃氣輪機高溫排氣在余熱鍋爐中加熱給水產(chǎn)生蒸汽，推動汽輪機帶動一單獨發(fā)電機進行發(fā)電。在對該余熱發(fā)電機組進行一次調頻試驗過程中，調頻幅值難以控制，多次試驗仍不符合規(guī)范要求。

余熱發(fā)電機組的熱力系統(tǒng)結構與常規(guī)的燃煤發(fā)電機組有很大的不同，DEH邏輯結構也不及大型機組的DEH嚴密，本文分析了這些因素對該機組一次調頻試驗的影響。

1 系統(tǒng)及試驗過程簡介

該余熱發(fā)電機組的鍋爐為雙壓、無補燃、臥式、自然循環(huán)余熱鍋爐。其主要由低壓鍋筒和高壓鍋筒兩大部分組成。高壓鍋筒產(chǎn)生高壓過熱蒸汽，額定蒸汽壓力為5.909 MPa，額定蒸汽溫度為521℃，額定蒸汽流量為192.1 t/h，低壓鍋筒產(chǎn)生低壓過熱蒸汽，額定蒸汽壓力為0.534 MPa，額定蒸汽溫度為253℃，額定蒸汽流量為34.1 t/h，低壓鍋筒同時兼有除氧功能。

汽輪機為LCZ60-5.8/1.0/0.589型雙壓帶補汽、可調抽汽凝氣式汽輪機。主蒸汽為高壓鍋筒產(chǎn)生的高壓過熱蒸汽，經(jīng)高調門GV1-4進入汽輪機高壓缸，補汽為低壓鍋筒產(chǎn)生的低壓過熱蒸汽，經(jīng)補氣閥由汽缸前下部11級進入汽輪機。抽汽從汽輪機第9級后抽出，額定抽汽壓力1.0 MPa，額定抽汽溫度296.5℃，額定抽汽流量121 t/h。

由于余熱鍋爐沒有燃燒系統(tǒng)，因此該機組沒有協(xié)調控制系統(tǒng)，汽輪機只可以工作在DEH功率模式或閥位模式，正常運行時，該汽輪機絕大部分時間工作在閥位模式。當汽輪機工作在DEH功率模式時，一次調頻原理圖如圖1（a）所示，根據(jù)并網(wǎng)后汽輪機轉速（即代表電網(wǎng)頻率）與額定轉速偏差計算出來的調頻量疊加到功率PID的設定值處；當汽輪機工作在閥位模式時，一次調頻原理圖如圖1（b）所示，根據(jù)并網(wǎng)后汽輪機轉速與額定轉速偏差計算出來的調頻量疊加到流量總指令上。

圖1 一次調頻原理圖Fig.1 Schematic of Primary Frequency Compensation

一次調頻試驗過程中，人為模擬汽輪機轉速使其偏離額定轉速，控制系統(tǒng)根據(jù)轉速偏差和當前工作模式計算出調頻負荷值（對應DEH功率模式）或調頻流量值（對應閥位模式），最終作用在高調門上，使機組出力朝著消除轉差的方向變化。

無論該余熱發(fā)電機組汽輪機工作在DEH功率模式還是閥位模式，均多次進行了一次調頻試驗。雖然機組調頻響應快速，但調頻幅值難以控制。例如，在閥位控制模式、單閥運行、機組負荷54 MW情況下某次試驗數(shù)據(jù)如表1所示，負荷變化實際值遠遠低于負荷變化目標值。

表1 54 MW一次調頻試驗數(shù)據(jù)記錄表Tab.1 Record of Primary Frequency Compensation Test during 54 MW

2 影響因素分析

2.1 DEH邏輯結構不完善

汽輪機調節(jié)汽門作為DEH系統(tǒng)的主要執(zhí)行機構，其流量特性偏差過大會導致一次調頻的響應負荷不足或者過大[1-4]。檢查該機組DEH邏輯，發(fā)現(xiàn)該機組沒有設置流量特性曲線以對閥門的非線性進行處理，流量總指令直接作用到高調門上。高調門的流量特性是非線性的，以某廠CC350/307-24.2/4.0/0.4/566/566型汽輪機為例，根據(jù)其高調門開度-流量曲線，閥門在0.0%～31.9%范圍內，線性度最好，基本為一條直線，斜率較小，當開度為31.9%時，流量達到90.4%；閥門在31.9%～58.2%范圍內，有一定的線性度，且斜率較大，當開度為58.2%時，流量已經(jīng)達到98.4%，接近完全通流，再往上開流量也不會有大的變化。以另一廠N300-16.7/537/537-4型汽輪機為例，該汽輪機經(jīng)過改造增容至330 MW，但DEH里還是沿用改造前的流量特性曲線，導致該機組在不同的負荷點一次調頻響應效果大不相同。由此可見，閥門的流量特性曲線必須設置進DEH，而且必須準確，否則，一次調頻動作所疊加的流量值與負荷之間缺乏明確的對應關系，容易出現(xiàn)表一所示的情況，功率變化實際值與目標值相差甚遠。

2.2 主汽壓力形成特點

由于該余熱鍋爐僅依靠燃機高溫尾氣加熱給水，并且缺乏對燃機尾氣流量進行調節(jié)的手段，因此該余熱鍋爐完全為一隨動系統(tǒng)，其產(chǎn)生蒸汽的壓力和所能帶動發(fā)電機的功率完全依賴燃機的當前負荷，如表2所示。

表2 燃機不同出力下鍋爐參數(shù)Tab.2 Boiler Parameters under different Gas Turbine Power

由表2可以看出，當燃機負荷不高的時候，余熱鍋爐壓力較低。此時若參與一次調頻并且應對大轉速偏差時，缺乏類似于常規(guī)燃煤機組的燃料調節(jié)手段，對主汽壓力進行調整，因此效果較差。

2.3 補汽抽汽

一次調頻只作用在GV1-4上，不會作用在補氣閥上，因此當補氣閥開度變化的時候，可能會對一次調頻效果造成影響。另外，該機組在冬季時還承擔對外供熱任務，抽汽也可能對一次調頻效果造成影響。選取某冬季汽機抽汽流量115 t/h工況，分析補汽和抽汽對一次調頻的影響，如表3所示。

表3 汽機某抽汽工況下能量平衡計算Tab.3 Balance Calculation of an Extraction Condition

由表3可見，補汽對機組功率貢獻不大，因此可以推測補氣閥的開度對一次調頻的影響也不大。但抽汽會使機組損失接近30%的功率，在這種情況下，因一次調頻動作而進入汽輪機的額外蒸汽沒有完全利用在產(chǎn)生電能上，可能會對一次調頻效果產(chǎn)生大的影響。

3 結語

針對本余熱機組，由于其DEH邏輯結構的不完善，壓力無法自持，抽汽供熱等因素的影響，其一次調頻試驗結果難以達到要求。

筆者認為，由于余熱機組固有的特點，應在完善其DEH邏輯結構的基礎上，將余熱機組和燃氣機組共同考慮，充分發(fā)揮燃機容量大、變負荷速度快等特點，當余熱機組調頻幅值不達標時，燃氣機組進行補充調整，這樣或許能更好地實現(xiàn)余熱機組和燃氣機組一次調頻試驗都達標的目的。

[參考文獻]（References）

[1]王文寬.大型汽輪機閥門管理參數(shù)的現(xiàn)場整定[J].汽輪機技術,2008,55(2)∶156-158.Wang Wenkuan.Modifying the parameter of turbine valve management[J].Turbine Technology,2008,55(2)∶156-158.

[2]張曦,黃衛(wèi)劍,朱亞清,等.汽輪機閥門流量特性分析與優(yōu)化[J].南方電網(wǎng)技術,2010,4(增刊 1)∶72-75.Zang Xi,Huang Weijian,ZhuYaqing, etal.Analysis and optimization of flow characteristics of steam turbine valve[J].Southern Power System Technology,2010,4(S1)∶72-75.

[3]李勁柏,劉復平.汽輪機閥門流量特性函數(shù)優(yōu)化和對機組安全性經(jīng)濟性影響[J].中國電力,2008,41(12)∶50-53.Li Jingbai,Liu Fuping.Optimization of turbine valve flow characteristic function and it’s impact on safety and economy of the plant[J].Electric Power,2008,41(12)∶50-53.

[4]田松峰,史志杰,閆麗濤.汽輪機控制系統(tǒng)中閥門重疊度的研究[J].汽輪機技術,2008,50(6)∶448-450.Tian Songfeng,Shi Zhijie,Yan Litao.Study of valve overlapping of steam turbine control system[J].Turbine Technology,2008,50(6)∶448-450.