M701F燃气-蒸汽联合循环机组劣化研究

李子冲

(广东省粤电集团深圳市广前电力有限公司)

M701F燃气-蒸汽联合循环机组劣化研究

李子冲

(广东省粤电集团深圳市广前电力有限公司)

本文在M701F燃气－蒸汽联合循环机组性能试验数据的基础上，对试验数据进行了计算和分析，计算出F级联合循环机组整体性能参数，获得F级联合循环机组热力性能随运行时间变化的真实规律，并对F级联合循环机组劣化状态进行分析和探讨。

联合循环；热力性能；劣化分析；热效率

0 引言

深圳前湾燃机电厂装设三台F级燃气－蒸汽联合循环机组，燃气轮机、汽轮机及发电机由日本三菱重工（MHI）/东方电气集团联合制造，余热锅炉主设备为杭州锅炉集团有限公司制造，余热锅炉为三压再热、无补燃、自然循环锅炉。

联合循环机组的热力性能随着运行时间的推移，会发生劣化。掌握机组真实的性能劣化的规律，对生产管理具有指导意义，且具有科研价值。

1 燃气-蒸汽联合循环机组参数简介

联合循环机组主要性能设计参数如表1所示。燃气轮机主要规范如表2所示。

2 联合循环机组劣化研究

2.1 劣化研究目的

通过耗差及理论分析，识别燃气—蒸汽联合循环机组劣化的重要部位。对机组历史运行数据，以及单元机组不同负荷下的性能—时间劣化研究，重点针对机组的满载工况点进行。

在影响因素研究结果的基础上，主要解决如下问题：燃气轮机老化对联合循环性能的影响及其原因，指出可能的调整方向；联合循环机组性能比较及性能差异原因。

表1 机组主要性能设计参数

表2 燃气轮机主要规范

2.2 劣化研究方法

联合循环机组的性能主要指机组恒速带负荷运行的稳态性能及其变工况特性。性能劣化研究的关键是获得机组在不同时间点的可比功率及可比热耗率，并进行对比分析。在稳定带负荷运行过程中，对应负荷下，发电机氢压、频率、功率因数变化不大，且其对机组性能的修正因子很小，因此可忽略发电机氢压、频率、功率因数及燃料特性对机组性能的影响。

通过DCS数据，对机组进行循环模拟计算，得到压气机压比、压气机等熵效率、燃气透平膨胀比、燃气透平等熵效率、燃气初温、压气机及燃气轮机功率、空气流量及燃气流量等参数，计算燃气轮机的估算功率。

2.3 试验结果的计算与修正

联合循环机组性能的评估是基于测试中所获得的数据，测试中测量的数据应在稳定的条件下进行，测试结果要修正到规定的设计条件下。

2.3.1 试验条件下联合循环毛输出功率和毛热耗率的计算

试验条件下联合循环毛输出功率和毛热耗率的主要计算式如下。

（1）试验条件下机组毛输出功率

式中，PTGPO(t)为试验条件下机组毛输出功率，kW；GTPO(m)为发电机端输出功率测量值，kW；EPC(m)为励磁系统耗功测量值，kW。

（2）试验条件下机组热耗率

式中，PTGHR(t)为试验条件下机组毛热耗率，kJ/ kWh；QFG(t)为燃料质量流量，kg/h；LHV(t)为燃料低位热值，kJ/kg；HF(t)为试验条件下燃料显热，kJ/kg；Q(t)为燃料加热消耗的外界的热量，kJ/h。对于本机组，Q(t)＝0。

2.3.2 联合循环毛输出功率和毛热耗率的修正

联合循环毛输出功率和毛热耗率将按下面的计算公式由现场测试条件修正到设计条件。

（1）设计条件下机组输出功率

式中，PTGPO(c)为修正至基准参考条件下的机组输出功率，kW；CP1为环境温度对功率的修正系数；CP2为大气压力对功率的修正系数；CP3为相对湿度对功率的修正系数；CP4为蒸汽轮机背压对功率的修正系数；CP5为燃料LHV对功率的修正系数；CP6为补水率对功率的修正系数；CP7为频率对功率的修正系数；CP8为发电机功率因数对功率的修正系数；CP9为发电机氢压对功率的修正系数。

（2）设计条件下机组热耗率

式中，PTGHR(c)为修正至基准参考条件下的机组热耗率，kJ/kWh；CH1为环境温度对热耗率的修正系数；CH2为大气压力对热耗率的修正系数；CH3为相对湿度对热耗率的修正系数；CH4为蒸汽轮机背压对热耗率的修正系数；CH5为燃料LHV对热耗率的修正系数；CH6为补水率对热耗率的修正系数；CH7为频率对热耗率的修正系数；CH8为发电机功率因数对热耗率的修正系数；CH9为发电机氢压对热耗率的修正系数。

2.4 机组性能劣化分析

2.4.1 联合循环机组整体满载性能对比

将某机组2007年、2008年、2012年整体满载性能平均值列表于表3。

由表3可见，在考虑环境条件、老化、真空及补水率的影响后，与机组性能验收情况相比，2008年6～7月某机组性能略微下降；2012年某机组热耗率明显增大，出力反而有所增大； 2012年与2008年性能相比，热耗率升高2.720%，满载发电功率却增加了1.984%。

2.4.2 燃机透平参数偏差

2008年与2012年燃气透平相关参数计算结果见表4。

表4 某机组燃气透平运行参数及性能参数

燃料温度影响其输入的显热量占燃料化学热量的比例极小，因此燃料的温度变化几乎可以忽略不计。

透平膨胀比与压气机进气管路状况、压气机压比、透平进气温度、排气管阻力等因素有关，歧管静压、温度主要与环境参数、阻力及进气管路流量有关系，而IGV开度的偏差很小。

由于燃料流量及空气流量绝对值不可靠，推算的燃气透平进气温度，会随着机组老化，燃气透平效率会随着运行时间而下降，在等排气温度控制时，燃气透平效率每下降1%（导致燃气轮机效率下降0.792%，联合循环效率相对下降0.950%），使透平进气温度下降9.1℃（联合循环效率相对下降0.179%），因此引起联合循环热耗率相对升高1.129%。

2.4.3 联合循环机组满载性能劣化分析

（1）机组满载功率

从功率的可控损失而言，在燃气轮机温控线调整很小的情况下，联合循环机组的满载功率主要受到压气机的空气流量、汽轮机背压的影响。在IGV开度一定时，空气流量主要受到压气机进气过滤器通流特性的影响。

如表5所示，根据对参数K值的分析，2012年6月23～7月23日某机组压气机空气流量对应燃气流量比2008年7月偏高4.168%；根据热平衡结果，2012年压气机修正前的进气流量比2008年高1.066%。若取上述平均值2.62%，2012年功率经修正流量修正后为357.3，某机组满载功率劣化程度为2.96%。

表5 某机组满载功率

（2） 热耗率

从热耗率的可控损失而言，在燃气轮机温控线调整不大的情况下，机组的热耗率主要受到压气机、余热锅炉补水率、汽轮机背压等因素的影响。在相同补水率、汽机背压等条件下，2012年与2008年相比，某机组满载热耗率降低262.5kJ/kWh，相对降低4.04%，见表6。

表6 某机组满载热耗率

从余热锅炉、汽轮机运行性能看，2012年余热锅炉、汽轮机运行性能略优。2012年余热锅炉参数使机组功率增大了约0.249%，相应使机组整体热耗率约降低0.359%，高、中、低压缸效率提高使机组热耗率分别降低0.064%、0.060%和0.33%。

联合循环机组热耗率劣化程度主要在于燃气轮机本体，尤其是燃气透平的老化。若透平不大修，随着机组老化，燃气透平效率会随着运行时间下降，在等排气温度控制时，燃气透平效率每下降1%，则透平进气温度下降56.6℃，引起的联合循环热耗率相对升高1.012%。通过数据分析，燃气透平的进气温度是下降的。

为了改善机组的热经济性，需合理控制凝汽器背压，加强对燃气透平的性能跟踪，根据检修状态，调IGV及与之相适应的三压滑压运行曲线。

（3）机组性能劣化分析小结

对联合循环机组耗差因素分析表明，燃气轮机效率对机组的效率影响因子最大，其次是发电机，再次是汽轮机。影响F级燃气轮机效率的最主要部件是燃气透平。随着机组劣化程度加深，燃气透平热通道气动性能变差，其效率将下降。

燃气透平劣化主要导致：①温控线或IGV控制参数不变时，燃气透平进气温度降低。燃气轮机效率下降，比功下降，但空气流量增加，燃气轮机功率损失将有所恢复，但联合循环效率下降明显。②余热锅炉压力控制参数不变时，余热锅炉排烟温度减小，锅炉效率有所提高，低压缸湿气损失加大，高、中压模块吸热热量提高，压力有所下降。

2012年与2007年相比，某机组功率劣化2.07%，热耗率升高4.95%，余热锅炉效率保持在较高水平。2012年高压蒸汽流量与低压蒸汽流量偏低，余热锅炉导致功率损失为1.83%，相应热耗率约降低1.83%（联合循环功率损耗1.83%）。

3 结束语

根据前述分析，针对导致燃气透平劣化主要因素提出如下应对措施：①开展IGV控制参数的优化调整研究，在燃烧调整或大修时，进行IGV控制参数的保守试验，通过对IGV控制加入负偏置，使IGV在满载工况时略微减小，相应压比降低，透平进气温度略有恢复。②开展高、中压最佳给水压力及全工况最佳滑压线的优化调整研究及相关试验。

2016-12-12）