國產(chǎn)機(jī)組汽輪機(jī)調(diào)門控制優(yōu)化

何華靖，何 春

（國家電投貴州金元集團(tuán)鴨溪發(fā)電有限公司，貴州 遵義 563108）

鴨溪電廠#1機(jī)300MW機(jī)組是由東方汽輪機(jī)廠引進(jìn)日立技術(shù)生產(chǎn)的N300-16.7/537/537/-8型亞臨界、中間再熱、雙缸雙排汽、凝汽式汽輪機(jī)。汽輪機(jī)DEH系統(tǒng)采用東方汽輪機(jī)有限公司提供的邏輯和畫面組態(tài)，并在DCS中采用一體化控制[1]。該系列機(jī)組采用四閥結(jié)構(gòu)、三閥方式全電調(diào)控制的復(fù)合滑壓配汽方式。汽輪機(jī)配汽方式、控制方式、運(yùn)行方式，及設(shè)備性能直接影響機(jī)組的調(diào)節(jié)特性、運(yùn)行特性和經(jīng)濟(jì)性，以及安全穩(wěn)定運(yùn)行水平。

1 機(jī)組運(yùn)行狀況

#1機(jī)組在滑壓運(yùn)行時(shí)，高壓調(diào)門節(jié)流比較嚴(yán)重，機(jī)組流量特性線性度不高，對機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性和安全性都存在一定的影響。通過全面的試驗(yàn)研究工作，合理設(shè)置各高壓調(diào)門之間的重疊度，通過改進(jìn)閥門升程特性，并在此基礎(chǔ)上采用合理的定—滑—定運(yùn)行控制方式，以進(jìn)一步提高機(jī)組運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

為全面掌握機(jī)組的運(yùn)行現(xiàn)狀，分析機(jī)組存在的問題，并為確定機(jī)組合理的優(yōu)化方案提供依據(jù)，調(diào)整優(yōu)化前進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)，全面掌握機(jī)組配汽特性對運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性的影響。對機(jī)組設(shè)計(jì)及實(shí)際運(yùn)行特性的分析，經(jīng)過配汽特性計(jì)算，確定合理的調(diào)整優(yōu)化方案。調(diào)門試驗(yàn)在配汽特性調(diào)整的基礎(chǔ)上，確定機(jī)組合理的定—滑—定運(yùn)行方式，并進(jìn)行定—滑—定運(yùn)行方式的調(diào)整和改進(jìn)。

1.1 優(yōu)化前機(jī)組運(yùn)行及效率摸底試驗(yàn)

為了考察機(jī)組的運(yùn)行狀況，以及不同班組習(xí)慣運(yùn)行時(shí)機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性，在機(jī)組優(yōu)化前特別對不同班組在高、中、低負(fù)荷段進(jìn)行了摸底試驗(yàn)，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表1。

表1 摸底試驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總Table 1 Summary of bottom test data

表1是由不同運(yùn)行班組根據(jù)自己的運(yùn)行習(xí)慣綜合起來的數(shù)據(jù)。將表1中的高壓缸效率與負(fù)荷的對應(yīng)關(guān)系整理如圖1。從圖1可以看出，在同一負(fù)荷點(diǎn)，高壓缸的效率相差達(dá)5.5%左右。同一負(fù)荷點(diǎn)高壓缸效率的降低，主要由調(diào)門節(jié)流損失引起的。從表1數(shù)據(jù)分析繪制了主汽流量隨負(fù)荷的變化關(guān)系（見圖2）。

圖1 高壓缸效率隨負(fù)荷變化關(guān)系Fig.1 Relation between efficiency of high pressure cylinder and load

圖2 主汽流量隨負(fù)荷的變化關(guān)系Fig.2 Relation between main steam flow and load

1.2 優(yōu)化前的機(jī)組調(diào)節(jié)系統(tǒng)帶負(fù)荷試驗(yàn)

在機(jī)組調(diào)峰運(yùn)行負(fù)荷范圍內(nèi)按照機(jī)組正常運(yùn)行方式，從300MW負(fù)荷開始，負(fù)荷每變化10MW穩(wěn)定運(yùn)行后，進(jìn)行一次試驗(yàn)記錄，直至機(jī)組滿負(fù)荷。帶負(fù)荷試驗(yàn)高壓缸效率與運(yùn)行負(fù)荷/修正后負(fù)荷的關(guān)系如圖3。由于機(jī)組本身并沒有按照特定的滑壓曲線進(jìn)行運(yùn)行，導(dǎo)致機(jī)組在滑壓區(qū)域運(yùn)行熱耗，隨著負(fù)荷的降低逐級升高。滑壓區(qū)熱耗相差竟達(dá)400kJ/kW·h。通過對調(diào)門進(jìn)行優(yōu)化，調(diào)整滑壓區(qū)的運(yùn)行方式，可使滑壓區(qū)熱耗隨負(fù)荷降低的升高幅度減小，熱耗偏差控制在200kJ/kW·h以內(nèi)。

圖3 修正熱耗與運(yùn)行負(fù)荷/修正后負(fù)荷的關(guān)系Fig.3 Relationship between corrected heat rate and operating load/corrected load

2 機(jī)組配汽特性的調(diào)整優(yōu)化

2.1 機(jī)組配汽設(shè)計(jì)特性的分析

通過配汽試驗(yàn)證實(shí)，機(jī)組的配汽特性曲線不僅影響機(jī)組在中高負(fù)荷區(qū)的經(jīng)濟(jì)運(yùn)行，同時(shí)對機(jī)組的調(diào)節(jié)特性也有一定的影響。圖4是機(jī)組在原設(shè)計(jì)狀況下的流量特性曲線。從圖4可以分析，雖然原設(shè)計(jì)在機(jī)組流量特性曲線拐角處進(jìn)行了一定程度的修正和處理，但仍然無法改變機(jī)組流量曲線的非線性。尤其是在70%～75%左右，機(jī)組運(yùn)行處于滑壓和定壓運(yùn)行拐角的時(shí)候，流量特性存在嚴(yán)重的非線性[2]。

圖4 機(jī)組設(shè)計(jì)的配汽機(jī)構(gòu)流量特性曲線Fig.4 Flow characteristic curve of steam distribution mechanism designed for the unit

2.2 機(jī)組配汽特性的優(yōu)化

為減小調(diào)整改進(jìn)工作的范圍，保留了機(jī)組原設(shè)計(jì)的啟動(dòng)、運(yùn)行控制方式，配汽特性的改進(jìn)主要是對調(diào)門的組態(tài)關(guān)系進(jìn)行優(yōu)化。改進(jìn)后的調(diào)門特性，一定程度上減小了調(diào)門之間的重疊度，降低了中高負(fù)荷區(qū)的節(jié)流損失；另一方面，改進(jìn)后的特性曲線優(yōu)化了調(diào)門的流量特性（見圖5）。優(yōu)化后的特性曲線既保證了高負(fù)荷區(qū)調(diào)節(jié)的響應(yīng)能力，同時(shí)又將流量曲線的拐點(diǎn)移到低負(fù)荷區(qū)，即滑壓運(yùn)行區(qū)域之外。這樣就可以保證在長期運(yùn)行的滑壓運(yùn)行區(qū)域不受拐點(diǎn)的影響，減少節(jié)流損失，提高機(jī)組經(jīng)濟(jì)效益[5]。

圖5 改進(jìn)后的高壓調(diào)門流量特性曲線Fig.5 Flow characteristic curve of improved high-pressure control valve

2.3 機(jī)組定—滑—定運(yùn)行方式的優(yōu)化

優(yōu)化原則：調(diào)整機(jī)組的配汽機(jī)構(gòu)的流量非線性補(bǔ)償特性，使機(jī)組汽門的重疊度和重疊范圍合理，保證在滑壓運(yùn)行的閥位點(diǎn)附近運(yùn)行調(diào)節(jié)特性良好。調(diào)整機(jī)組的配汽機(jī)構(gòu)使機(jī)組在閥位附近有明顯的高效運(yùn)行區(qū)，保證機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性[4]。

2.3.1 額定負(fù)荷區(qū)域主汽壓力的確定

圖6是300MW工況下機(jī)組熱耗隨主汽壓力變化的關(guān)系。從圖6中可以看出，機(jī)組在設(shè)計(jì)壓力16.67MPa下并不是最經(jīng)濟(jì)的情況。機(jī)組熱耗隨主汽壓力的升高逐級降低，但當(dāng)主汽壓力升高到16.83MPa左右時(shí)，熱耗下降趨勢逐級減緩。當(dāng)主汽壓力達(dá)到17.0MPa時(shí)，基本上達(dá)到機(jī)組熱耗的最低點(diǎn)。因此，建議在高負(fù)荷區(qū)域，主汽壓力應(yīng)維持在16.9MPa～17.1MPa之間運(yùn)行。

圖6 額定負(fù)荷下機(jī)組熱耗與主汽壓力的關(guān)系Fig.6 Relation between unit heat consumption and main steam pressure under rated load

2.3.2 機(jī)組起始滑參數(shù)運(yùn)行閥位的確定

試驗(yàn)研究表明，以兩閥點(diǎn)作為機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行的起點(diǎn)，具有最好的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性，而考慮到機(jī)組調(diào)節(jié)特性的要求，第3個(gè)調(diào)門與第1個(gè)、第2個(gè)調(diào)門必須有一定的重疊度。因此，在配汽特性優(yōu)化的基礎(chǔ)上，合理確定最佳的運(yùn)行閥位是機(jī)組定—滑—定運(yùn)行方式優(yōu)化的關(guān)鍵[3]。

通過閥門優(yōu)化試驗(yàn)，在保證CV1、CV2接近全開的情況下調(diào)整CV3，通過機(jī)組的相對熱耗，考核機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性，試驗(yàn)結(jié)果如圖7。試驗(yàn)表明，在CV3開度較小時(shí)，保證CV1、CV2在67%左右，可使機(jī)組的熱耗最低。以此作為滑壓運(yùn)行區(qū)域的運(yùn)行閥位，可使機(jī)組有較好的經(jīng)濟(jì)性。

圖7 機(jī)組相對熱耗與CV3的關(guān)系Fig.7 Relation between unit relative heat consumption and CV3

2.3.3 基本的定—滑—定運(yùn)行參數(shù)的確定

根據(jù)機(jī)組的設(shè)計(jì)情況，機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行的負(fù)荷范圍在90MW至起始負(fù)荷之間，小于90MW負(fù)荷轉(zhuǎn)為定壓運(yùn)行。通過試驗(yàn)，建議在主汽壓力低于12MP～12.5MPa后，轉(zhuǎn)為定壓運(yùn)行（見圖8），此時(shí)負(fù)荷在180MW～190MW左右。

圖8 下滑點(diǎn)位置機(jī)組熱耗與主汽壓力之間的關(guān)系Fig.8 Relationship between unit heat consumption and main steam pressure at the sliding point

根據(jù)上述原則確定的機(jī)組定—滑—定運(yùn)行控制方式的組態(tài)回路如圖9。

機(jī)組有效運(yùn)行背壓范圍，根據(jù)機(jī)組年實(shí)際平均背壓運(yùn)行范圍確定為2.5kPa～11.0kPa。因此，組態(tài)回路的背壓限制的變化范圍為-3 kPa～5.5kPa，在機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行范圍內(nèi)背壓變化1kPa，平均影響負(fù)荷1500kW，同時(shí)對修正功率也加以限制，限制其變化范圍為-4.5MW～8.25MW，以進(jìn)一步避免因背壓測量回路不正常對主汽壓力正?？刂频挠绊憽D9中：模塊1的組態(tài)關(guān)系由試驗(yàn)確定的負(fù)荷與主汽壓力關(guān)系見表2、模塊2的組態(tài)關(guān)系見表3、模塊3的組態(tài)關(guān)系見表4。

表2 定—滑—定運(yùn)行負(fù)荷與主汽壓力的關(guān)系Table 2 Relation between constant - sliding - constant operating load and main steam pressure

表3 背壓組態(tài)關(guān)系（運(yùn)行測量背壓為兩臺凝結(jié)器的平均背壓）Table 3 Backpressure configuration relationship (backpressure measured during operation is the average backpressure of two condensers)

表4 背壓與功率修正關(guān)系Table 4 Correction relationship between back pressure and power

圖9 考慮背壓變化的負(fù)荷—主汽壓力控制方式Fig.9 Load-main steam pressure control mode considering back pressure change

3 優(yōu)化試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 優(yōu)化前后高壓缸效率的比較

通過調(diào)門特性的改進(jìn)，機(jī)組在滑壓運(yùn)行的拐點(diǎn)附近高壓缸效率明顯提高，在240MW附近高壓缸效率提高達(dá)2.3%左右。可見，CV1&CV2和CV3之間重疊度的減小，對減小節(jié)流損失，提高高壓缸的效率具有非常明顯的效果。

3.2 優(yōu)化前后機(jī)組熱耗的比較

將優(yōu)化后的熱耗與優(yōu)化前的熱耗在幾個(gè)負(fù)荷點(diǎn)上進(jìn)行對比，機(jī)組通過配汽特性和參數(shù)優(yōu)化，可以將中高負(fù)荷區(qū)域的熱耗水平降低70 kJ/kW·h～107kJ/kW·h。其中，由于改進(jìn)后運(yùn)行參數(shù)的優(yōu)化調(diào)整使熱耗減小40kJ/kW·h～60kJ/kW·h左右，通過調(diào)門特性改進(jìn)，優(yōu)化了調(diào)門在中高負(fù)荷區(qū)的配置方案，在保證優(yōu)化參數(shù)的前提下盡可能減小節(jié)流損失，也使機(jī)組熱耗相應(yīng)降低達(dá)40kJ/kW·h～50kJ/kW·h左右。

3.3 優(yōu)化前后機(jī)組煤耗水平的比較

圖10是機(jī)組優(yōu)化前后機(jī)組在中高負(fù)荷區(qū)域煤耗下降的情況，從圖10可以看出優(yōu)化調(diào)整后機(jī)組煤耗下降幅度與負(fù)荷的關(guān)系?；瑝哼\(yùn)行區(qū)內(nèi)煤耗降低的水平非常明顯，平均的煤耗下降幅度達(dá)到4g/kW·h。到定壓運(yùn)行區(qū)域，由于改進(jìn)前后都存在一定程度的節(jié)流，閥門特性對熱耗的影響隨著負(fù)荷的升高越來越不明顯，因而熱耗的降低有所減小。

圖10 優(yōu)化調(diào)整后機(jī)組煤耗下降幅度與負(fù)荷的關(guān)系Fig.10 Relation between coal consumption reduction and load of unit after optimization and adjustment

機(jī)組全年的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性的提高與機(jī)組運(yùn)行負(fù)荷率的分布有很大的關(guān)系，以機(jī)組年平均負(fù)荷率75%，不同負(fù)荷率隨時(shí)間均勻分布計(jì)算，機(jī)組平均煤耗下降幅度達(dá)到3.5g/kW·h左右。極端情況負(fù)荷率以最高、最低分布時(shí)機(jī)組平均煤耗下降為2.5g/kW·h；全工況保持75%時(shí)，機(jī)組平均煤耗下降為4g/kW·h。在正常的隨機(jī)負(fù)荷分布下，機(jī)組平均煤耗下降幅度應(yīng)在3.2g/kW·h以上。

3.4 最佳滑壓運(yùn)行曲線

#1機(jī)組配汽特性調(diào)整改進(jìn)后，在實(shí)現(xiàn)了提高高壓缸運(yùn)行效率的同時(shí)，可保證機(jī)組的安全、穩(wěn)定運(yùn)行，為電廠其他機(jī)組的調(diào)整改進(jìn)工作積累了詳實(shí)、可靠的經(jīng)驗(yàn)。通過以上試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得出了最佳滑壓曲線的上下拐點(diǎn)，將兩個(gè)拐點(diǎn)相連，即為最佳滑壓曲線（見圖11）。

圖11 最佳滑壓運(yùn)行曲線Fig.11 Optimal sliding pressure operation curve

4 結(jié)語

機(jī)組經(jīng)配汽特性調(diào)整后，整體高壓缸效率顯著提高，兩閥點(diǎn)高效區(qū)明顯，為實(shí)際機(jī)組運(yùn)行方式的優(yōu)化創(chuàng)造了條件。采用背壓修正的定—滑—定控制方式，可保證滑壓運(yùn)行在最佳閥位下運(yùn)行，提高了機(jī)組滑參數(shù)運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

建議在高負(fù)荷定壓運(yùn)行區(qū)域，主汽壓力選擇在16.9MPa～17.1MPa之間運(yùn)行；建議在高負(fù)荷定壓運(yùn)行下行的總閥位指令降低到62%時(shí)，采取滑壓運(yùn)行方式，維持閥門開度基本不變，此時(shí)機(jī)組的修正負(fù)荷在260MW左右，調(diào)節(jié)級壓力在10.35MPa左右。在滑壓運(yùn)行下行時(shí)，主汽壓力達(dá)到12.0MPa～12.5MPa之間，采取定壓運(yùn)行方式，維持壓力不低于12.0MPa。對運(yùn)行班組人員進(jìn)行系統(tǒng)培訓(xùn)，保證機(jī)組運(yùn)行參數(shù)在最近運(yùn)行工況范圍內(nèi)。

通過配汽特性調(diào)整及運(yùn)行方式優(yōu)化，機(jī)組的整體運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性明顯提高，使機(jī)組平均的煤耗水平下降3.5g/kW·h，達(dá)到了預(yù)期的調(diào)整改進(jìn)目標(biāo)，并取得了一定的經(jīng)濟(jì)效益。