超超临界汽轮机组定功率变压运行仿真研究

李志勇，熊 辉，陈 昊，凌学超，王小波

（1.国家电投集团江西电力有限公司景德镇发电厂，江西 景德镇 333036；2.南昌科晨电力试验研究有限公司，江西 南昌 330096）

0 引言

伴随着社会用电峰谷差幅日益扩大以及新能源发电和特高压输电等非调频电量占比逐年迅猛攀升，煤电汽轮机组深度调频调峰运行已成为常态，这对部分负荷下汽轮机组变工况特性产生着深远影响。众所周知，汽轮机组的配汽方式和运行方式影响着汽轮机的动态调节特性和变工况特性，对设备运行经济性、安全性以及机网协调等均具有显著作用。文中以某超超临界机组为例，借助德国STEAG 电站能源公司Ebsilon Professional 电站系统设计软件，开展汽轮机组变压运行仿真研究。

1 变压热经济特性初探

依据汽轮机组原理，部分负荷下滑压运行相比定压运行有利之处在于高压缸相对内效率高且给水泵耗功少，不利之处在于理想循环热效率低，也就是说，部分负荷下主汽压力的选择直接影响到机组的热经济性。关于部分负荷下汽轮机组运行特性的理论论述与试验研究，一直是科研工作者与现场技术人员关注的重要课题。早期理论研究分别详述了低负荷下喷嘴调节与节流调节之间的热经济性差异[1]，喷嘴调节定压顺序阀运行与全滑压运行之间的热经济性差异[2]，超临界参数机组与亚临界参数机组采用全滑压运行的热经济性差异[3]，以及喷嘴调节下阀点滑压与全滑压运行之间的热经济性差异[4]，形成了较为完备的部分负荷下汽轮机组运行特性的理论研究体系。图1 展示出某喷嘴配汽机组处于不同阀序或运行方式下热经济性的大致变化规律。依据汽轮机原理及该图，可预知图中未给出的三步序（喷嘴-节流，定滑压）方式不仅能实现更优的热经济性，而且具备更佳的一、二次调频潜力。因而，探究某一汽轮机组的变压运行特性，并不需要面对其所有可能存在的阀序方式[5]。文中以某660 MW 等级超超临界四阀喷嘴配汽机组为例，着重研究其在“三步序”阀门开启顺序（GV1/2 同步→GV3→GV4）下的变压运行特性。

图1 汽轮机组变压运行特性

2 仿真模型简介

对于喷嘴配汽汽轮机，其调节级分成若干个相互间隔独立的喷嘴弧段。通常，每个调节阀控制一个喷嘴弧段的进汽量。当负荷发生变化时，依次开启或关闭若干个调节阀，改变调节级的通流面积，以控制汽轮机总进汽量。为了改善蒸汽的流动性能，提高级的效率，调节级的动叶和静叶都设计成有少量的反动度，并且反动度的数值是随工况变化的，因此喷嘴后的压力与动叶后的压力是不相等的。调节级变工况计算是喷嘴配汽汽轮机组热力核算中最常遇到的问题之一。在调节级变工况计算中，必须分别讨论两部分汽流的工作：一是通过全开调门的汽流；另一部分是通过部分开启调门的汽流。鉴于调节级在变工况下的热力计算比较复杂，通常需藉助制造厂家所提供的调节级通用特性曲线，通过查图得出有关数据，再进行相应计算。

由于单个调节阀往往控制单个喷嘴组（即单个喷嘴弧段和与之对应的动叶），因此，可将单个调节阀和与之连接的喷嘴组视为一个配汽单元。仿真中，若将多个配汽单元并联即可构建汽轮机组的配汽端（如图2），此种形式将极大地丰富喷嘴配汽汽轮机组变工况特性的研究。建模过程中，调门模型根据国际电工委员会标准IEC 534-22确定调门流量系数和开度，喷嘴组模型则根据制造厂提供的调节级通用特性数据进行变工况计算。如此一来，仿真模型即可实现包含调节阀行程信息的汽轮机组变负荷热经济特性、定功率变压运行热经济特性、调节阀流量特性以及调节阀重叠度特性等多种仿真应用功能。

图2 配汽端模型结构示意图

案例机组在四阀全开工况（valve wide open，VWO）下的主汽压力/主汽温度/热再温度/背压等参数依次为25.0 MPa/600 ℃/600 ℃/5.5 kPa。在Ebsilon软件中，将VWO 工况视为Design 工况，按照汽轮机组调门配汽曲线（见图3）依次在各Off-design 工况下设定各调门的开度。

图3 无重叠度配汽曲线

如图3 所示，总阀位指令74.51%对应该机组的两阀点，总阀位指令91.79%对应该机组的三阀点。

3 变压热经济特性仿真

仿真计算的优点在于可人为选择主汽压力的变化幅度，一般采用“穷举法”[6]。故而，可行滑压区间主汽压力变化幅度较大，样本充足，工况丰富仿真。当汽轮机组定功率运行时，其在既定配汽方式与阀门开启顺序下主汽压力与机组热耗率之间的数值对应关系，可称为汽轮机组变压热经济特性（下文简称变压热经济特性）[5]。图4 至图6 分别给出了600 MW、480 MW 以及300 MW 等工况在额定主汽压力25.00 MPa 以下不同负荷下定功率可行阀位区间内不同初压下机组热耗率的连续变化趋势。

图4 600 MW工况变压热经济特性

图6 300 MW工况变压热经济特性

由图4 可知，在600 MW 工况下，当主汽压力为22.18 MPa 时，机组热耗率达到最优值7 492.91 kJ·（kW·h）-1。

由图5 可知，在480 MW 工况下，当主汽压力为17.69 MPa 时，机组热耗率达到局部最优值7 610.54 kJ·（kW·h）-1；当主汽压力为21.24 MPa 时，机组热耗率达到全局最优值7 578.29 kJ·（kW·h）-1。

图5 480 MW工况变压热经济特性

由图6 可知，在300 MW 工况下，当主汽压力为11.14 MPa 时，机组热耗率达到局部最优值7 952.00 kJ·（kW·h）-1；当主汽压力为13.37 MPa 时，机组热耗率达到全局最优值7 900.66 kJ·（kW·h）-1。

若以总阀位指令为横坐标，机组热耗率为纵坐标，则可得到汽轮机组变阀位热经济特性（下文简称变阀位热经济特性）。图7 至图9 分别给出了600 MW、480 MW 以及300 MW 等工况在额定主汽压力25.00 MPa 以下不同负荷下定功率可行阀位区间内不同总阀位指令下机组热耗率的连续变化趋势。

图7 600 MW工况变阀位热经济特性

图9 300 MW工况变阀位热经济特性

由图7可知，在600 MW工况下，总阀位指令91.79%（即三阀点位置）对应的该机组热耗率达到最优值。

由图8 可知，在480 MW 工况下，总阀位指令91.79%（即三阀点位置）对应的该机组热耗率达到局部最优值，总阀位指令74.51%（即两阀点位置）对应的该机组热耗率达到全局最优值。

图8 480 MW工况变阀位热经济特性

由图9可知，与480 MW 工况类似，在300 MW 工况下，总阀位指令91.79%（即三阀点位置）对应的该机组热耗率达到局部最优值，总阀位指令74.51%（即两阀点位置）对应的该机组热耗率达到全局最优值。

显然，相较变压热经济特性曲线而言，变阀位热经济特性曲线更为直观展现出案例机组定功率变压运行的内在固有规律。对于喷嘴配汽机组，其热耗率的局部或全局最优值均出现在阀点位置。

4 结语

文中以某超超临界机组为例，开展汽轮机组定功率变压运行仿真研究，获取了汽轮机组在定功率下可行阀位区间内不同初压下热耗率的连续变化趋势。相较变压热经济特性而言，变阀位热经济特性更适于展现喷嘴配汽机组变压运行的内在固有规律，可为该类型机组宽负荷调峰运行方式的技术经济比较、汽轮机组配汽端综合优化及其控制策略等方面的研究提供技术参考。