燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)變工況調(diào)節(jié)方案對(duì)比分析

白子為， 張國強(qiáng)， 付旭晨， 楊勇平， 王修彥

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)變工況調(diào)節(jié)方案對(duì)比分析

白子為， 張國強(qiáng)， 付旭晨， 楊勇平， 王修彥

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

針對(duì)現(xiàn)存PG9351FA燃?xì)廨啓C(jī)對(duì)應(yīng)的燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)，分析了3類調(diào)節(jié)方案下燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)、蒸汽輪機(jī)循環(huán)和聯(lián)合循環(huán)的變工況特性.結(jié)果表明：針對(duì)基準(zhǔn)機(jī)組，采用IGV調(diào)節(jié)方案不利于燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)高效運(yùn)行，但有利于聯(lián)合循環(huán)運(yùn)行；調(diào)節(jié)方案對(duì)蒸汽輪機(jī)循環(huán)的影響大于燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)，故聯(lián)合循環(huán)效率最高的調(diào)節(jié)方案為盡量維持T4在透平出口極限溫度運(yùn)行，該方案對(duì)應(yīng)聯(lián)合循環(huán)效率在低負(fù)荷下比IGV T3-F方案對(duì)應(yīng)聯(lián)合循環(huán)效率提升2%以上；為了變工況運(yùn)行最佳，應(yīng)盡可能采用IGV調(diào)節(jié)方案并且在較高蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率下運(yùn)行.

聯(lián)合循環(huán)；變工況特性；負(fù)荷調(diào)節(jié)；建模

燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組相比于燃煤蒸汽輪機(jī)機(jī)組具有啟動(dòng)快、熱效率高、調(diào)峰能力強(qiáng)和污染小等優(yōu)點(diǎn).GE公司的9H型燃?xì)廨啓C(jī)透平轉(zhuǎn)子入口燃?xì)饪倻睾驮O(shè)計(jì)空氣質(zhì)量流量分別達(dá)到1 430 ℃與685 kg/s，設(shè)計(jì)壓比提升至23.燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率高達(dá)41.8%，聯(lián)合循環(huán)效率提升至61.8%，聯(lián)合循環(huán)出力可達(dá)755 MW[1].隨著燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)參數(shù)的提高，余熱鍋爐主蒸汽壓力不斷提高，通過對(duì)比，發(fā)現(xiàn)重型燃?xì)廨啓C(jī)匹配三壓再熱余熱鍋爐時(shí)其性能相對(duì)最優(yōu)[2].

當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組選用不同負(fù)荷調(diào)節(jié)方案運(yùn)行時(shí)，聯(lián)合循環(huán)熱力參數(shù)和機(jī)組性能通常會(huì)存在差異.Kim等[5]研究了單軸回?zé)崛細(xì)廨啓C(jī)機(jī)組采用不同負(fù)荷調(diào)節(jié)方案(轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)、燃料調(diào)節(jié)和IGV調(diào)節(jié))運(yùn)行時(shí)的性能差異.Domachovski等[6]通過軟件計(jì)算對(duì)比了聯(lián)合循環(huán)機(jī)組變工況下IGV調(diào)節(jié)和純?nèi)剂险{(diào)節(jié)之間的性能差異.陳曉利等[7]通過Thermoflex軟件建模研究了IGCC系統(tǒng)采用不同負(fù)荷調(diào)節(jié)方案時(shí)的性能對(duì)比.Haglind[8]對(duì)比了IGV調(diào)節(jié)對(duì)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的影響，研究表明單軸燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組恒速運(yùn)行時(shí)IGV調(diào)節(jié)效率較高.Song等[9]分析了單軸燃?xì)廨啓C(jī)中IGV調(diào)節(jié)的影響，認(rèn)為IGV調(diào)節(jié)可以提高透平排氣溫度，從而提高循環(huán)效率，但會(huì)增加壓氣機(jī)第一級(jí)壓縮過程的損.

隨著燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)控制技術(shù)的進(jìn)步，負(fù)荷調(diào)節(jié)方案將更為多樣化.目前國內(nèi)外學(xué)者的相關(guān)研究主要集中在單一負(fù)荷調(diào)節(jié)方案對(duì)特定機(jī)組的影響上，對(duì)于不同負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下同機(jī)組性能的對(duì)比研究較少.筆者選取PG9351FA燃?xì)廨啓C(jī)及其對(duì)應(yīng)的聯(lián)合循環(huán)機(jī)組為研究對(duì)象，分別基于逐級(jí)疊加法、Flugel公式以及熱平衡法對(duì)其壓氣機(jī)、燃?xì)馔钙胶陀酂徨仩t進(jìn)行建模.在此基礎(chǔ)上，對(duì)不同負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下機(jī)組運(yùn)行時(shí)的各全工況(即設(shè)計(jì)工況和變工況)性能進(jìn)行數(shù)值模擬與對(duì)比分析，研究不同負(fù)荷調(diào)節(jié)方案對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)、蒸汽輪機(jī)循環(huán)和聯(lián)合循環(huán)的影響，分析機(jī)組的變工況特性規(guī)律.

1 機(jī)組概況與負(fù)荷調(diào)節(jié)方案

1.1 機(jī)組概況

S109FA燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組由燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組、余熱鍋爐、蒸汽輪機(jī)發(fā)電機(jī)組和其他輔機(jī)系統(tǒng)共同組成，燃?xì)廨啓C(jī)為單軸結(jié)構(gòu)，與對(duì)應(yīng)的發(fā)電機(jī)直接連接，循環(huán)系統(tǒng)流程如圖1所示.表1～表3給出了所用燃料的低熱值和ISO標(biāo)準(zhǔn)條件(15 ℃，101.3 kPa，相對(duì)濕度60%)下各設(shè)備的設(shè)計(jì)工況熱力學(xué)參數(shù).

1-透平；2-燃燒室；3-壓氣機(jī)；4-高壓缸；5-中壓缸；6-低壓缸；7-發(fā)電機(jī)；8-凝汽器、除氧器；9-高壓過熱器1；10-再熱器2；11-再熱器1；12-高壓過熱器1；13-高壓蒸發(fā)器；14-高壓省煤器3；15-中壓過熱器；16-低壓過熱器；17-高壓省煤器2；18-中壓蒸發(fā)器；19-中壓省煤器；20-高壓省煤器；21-低壓蒸發(fā)器；22-低壓省煤器.

圖1 聯(lián)合循環(huán)流程圖

Fig.1 Flow diagram of the combined cycle

燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組為GE公司的PG9351FA機(jī)組，包括1臺(tái)18級(jí)軸流式壓氣機(jī)、1套由18個(gè)干式低NOx燃燒室組成的燃燒系統(tǒng)和1臺(tái)3級(jí)透平.其中，壓氣機(jī)抽氣口設(shè)在9級(jí)、13級(jí)、16級(jí)和末級(jí)的后部，分別作為燃?xì)馔钙降?級(jí)靜葉、第2級(jí)靜葉、前2級(jí)動(dòng)葉和第1級(jí)靜葉的冷卻氣源.燃?xì)馔钙降?級(jí)靜葉前燃?xì)饪倻?未混合第1級(jí)靜葉冷卻氣)根據(jù)模型和冷卻空氣量計(jì)算為1 407 ℃.

表1 聯(lián)合循環(huán)機(jī)組設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)設(shè)計(jì)參數(shù)

表3 蒸汽輪機(jī)循環(huán)設(shè)計(jì)參數(shù)

余熱鍋爐為Alstom公司設(shè)計(jì)的臥式、無補(bǔ)燃、自然循環(huán)、三壓一次再熱余熱鍋爐.鍋爐共有3套由省煤器、蒸發(fā)器、過熱器和蒸汽輪機(jī)組成的汽水循環(huán)，并在高壓過熱器和高壓再熱器處分別設(shè)有減溫裝置.低壓省煤器設(shè)有再循環(huán)泵，以提高低壓省煤器入口水溫，防止產(chǎn)生煙氣低溫腐蝕.蒸汽輪機(jī)發(fā)電機(jī)組由D10型三壓、雙缸雙排汽冷凝式汽輪機(jī)和配套發(fā)電機(jī)組成.

1.2 調(diào)節(jié)方案對(duì)比

燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的運(yùn)行調(diào)節(jié)受到諸多條件的限制，如透平入口燃?xì)獠怀瑴?、透平末?jí)排氣溫度不超溫；壓氣機(jī)與燃?xì)馔钙今詈线\(yùn)行時(shí)的穩(wěn)定性，壓氣機(jī)運(yùn)行線距離喘振邊界保留足夠的安全裕度等.此外，為保證單軸燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組的發(fā)電頻率，運(yùn)行方案中認(rèn)為燃?xì)廨啓C(jī)轉(zhuǎn)速不變.

目前，聯(lián)合循環(huán)機(jī)組常用的運(yùn)行方案包括：配合IGV調(diào)節(jié)先維持T3不變之后純?nèi)剂险{(diào)節(jié)方案(IGVT3-F方案)、先通過IGV調(diào)節(jié)和燃料控制使T4逐漸升高之后純?nèi)剂险{(diào)節(jié)方案(IGVT4漸升-F方案)和先維持T3不變之后維持T4不變最后采用純?nèi)剂险{(diào)節(jié)的調(diào)節(jié)方案[10](IGVT3-T4定溫-F方案).為對(duì)比研究變工況下T4對(duì)聯(lián)合循環(huán)的影響，在透平出口最高溫度(656 ℃)和設(shè)計(jì)工況溫度間選取3個(gè)T4，從而將IGVT3-T4定溫-F方案細(xì)分為IGVT3-618-F、IGVT3-629-F、IGVT3-656-F方案進(jìn)行對(duì)比.5種具體的負(fù)荷調(diào)節(jié)方案描述如下：

(1) IGVT3-F方案：聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷在100%～84%時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持T3在設(shè)計(jì)值運(yùn)行；在84%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到最高值；在84%～34%負(fù)荷時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量.

(2) IGVT3-618-F方案：聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷在100%～84%時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持T3在設(shè)計(jì)值運(yùn)行；在84%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到最高值；在84%～76%負(fù)荷時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量，在76%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到618 ℃(T4設(shè)計(jì)工況溫度)；在76%～44%負(fù)荷時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持相同T4運(yùn)行；在44%負(fù)荷時(shí)IGV開至最?。辉?4%～30%負(fù)荷時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量.

(3) IGVT3-629-F方案：聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷在100%～84%時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持T3在設(shè)計(jì)值運(yùn)行；在84%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到最高值；在84%～79%負(fù)荷時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量，在79%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到629 ℃；在79%～46%負(fù)荷時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持相同T4運(yùn)行；在46%負(fù)荷時(shí)IGV開至最??；在46%～30%負(fù)荷時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量.

(4) IGVT3-656-F方案：聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷在100%～84%時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持T3在設(shè)計(jì)值運(yùn)行；在84%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到最高值；在84%～50%負(fù)荷時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，維持相同T4運(yùn)行；在50%負(fù)荷時(shí)IGV開至最小；在50%～30%時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量.

(5)IGVT4漸升-F方案：聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷在100%～50%時(shí)調(diào)節(jié)IGV開度和燃料量，50%負(fù)荷時(shí)T4達(dá)到最高值；機(jī)組負(fù)荷在50%～30%時(shí)只調(diào)節(jié)燃料量.

2 聯(lián)合循環(huán)建模

選用Aspen Plus與Excel軟件對(duì)主要設(shè)備的設(shè)計(jì)工況建模，基于設(shè)計(jì)工況和Matlab、Excel軟件完成變工況建模.按工質(zhì)流動(dòng)順序(壓氣機(jī)、燃燒室、燃?xì)廨啓C(jī)透平、余熱鍋爐)對(duì)比各負(fù)荷調(diào)節(jié)方案對(duì)機(jī)組變工況特性的影響，進(jìn)而分析對(duì)聯(lián)合循環(huán)性能的影響.計(jì)算過程中，空氣比熱容由擬合公式計(jì)算，燃燒室與透平內(nèi)煙氣物性通過煙氣熱物性質(zhì)計(jì)算方法得出[11]，水蒸氣特性通過國際公式化委員會(huì)(IFC)制定的“工業(yè)用1967年IFC公式”計(jì)算.

2.1 燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)建模

壓氣機(jī)模型選用平均直徑高度上的一維逐級(jí)疊加法[12]建模，由控制方程[13]和流量系數(shù)、壓頭系數(shù)[13]關(guān)系等通過逐級(jí)疊加求得各級(jí)進(jìn)出口參數(shù)，并在此基礎(chǔ)上分析壓氣機(jī)整體性能.

重型燃?xì)廨啓C(jī)的壓氣機(jī)通常配置IGV，可防止在變工況或啟停機(jī)時(shí)壓氣機(jī)喘振或失速現(xiàn)象的發(fā)生.假設(shè)轉(zhuǎn)子相對(duì)氣流出口角與級(jí)效率都不是轉(zhuǎn)子氣流入口角的函數(shù)時(shí)，在變工況條件下流量系數(shù)與壓頭系數(shù)存在以下關(guān)系[13]：

(1)

式中：Ψ為流量系數(shù)；φ為壓頭系數(shù).

對(duì)于壓氣機(jī)可轉(zhuǎn)靜葉的變工況計(jì)算方法以及壓氣機(jī)抽氣變工況計(jì)算，文獻(xiàn)[14]中對(duì)其變化過程與機(jī)理進(jìn)行了推導(dǎo).

圖2 燃?xì)廨啓C(jī)透平空氣冷卻系統(tǒng)圖

燃燒室計(jì)算采用熱平衡方程[15]，用于確定過量空氣系數(shù)和燃燒溫度，計(jì)算只考慮必要的壓損和能量平衡，而忽略化學(xué)反應(yīng)過程.

燃?xì)廨啓C(jī)透平選取逐級(jí)冷卻簡(jiǎn)化模型，3級(jí)均有靜葉冷卻，除第3級(jí)外均有動(dòng)葉冷卻，如圖2所示.假設(shè)各級(jí)靜葉中的冷卻空氣與入口燃?xì)饣旌虾髤⑴c做功；動(dòng)葉中的冷卻空氣不參與該級(jí)做功，僅在該級(jí)出口與燃?xì)饣旌?

設(shè)計(jì)工況下冷卻空氣量取與文獻(xiàn)[16]中相同，變工況下冷卻空氣量通過壓力和溫度進(jìn)行修正，冷卻空氣與煙氣混合引起的壓降損失采用文獻(xiàn)[17]中的方法計(jì)算.變工況下認(rèn)為前2級(jí)透平膨脹比不變，第三級(jí)透平膨脹比受透平入口壓力影響[15].各級(jí)透平變工況下的效率采用盧韶光等[18]提出的公式修正；透平入口壓力、溫度和質(zhì)量流量應(yīng)滿足Flugel公式約束[19]，其表達(dá)式如下：

(2)

式中：k為常數(shù)；qm為透平進(jìn)口煙氣質(zhì)量流量；A為透平進(jìn)口面積(不變)；p為透平進(jìn)口壓力；T為透平進(jìn)口溫度.

2.2 蒸汽輪機(jī)循環(huán)建模

采用商業(yè)軟件Aspen Plus基于設(shè)計(jì)工況參數(shù)對(duì)余熱鍋爐進(jìn)行模擬，在變工況計(jì)算過程中確保余熱鍋爐每個(gè)受熱面與余熱鍋爐整體達(dá)到能量守恒和換熱平衡，即煙氣放熱量等于蒸汽吸熱量，又等于受熱面?zhèn)鳠崃縖20].

其中吸熱、放熱、傳熱平衡方程為：

qm，gcp(Tg1-Tg2)=qm，g(hs2-hs1)=UΔT

(3)

式中：qm，g為煙氣質(zhì)量流量；cp為煙氣平均比熱容；Tg1為煙氣進(jìn)口溫度；Tg2為煙氣出口溫度；hs2為蒸汽/水出口焓值；hs1為蒸汽/水進(jìn)口焓值；ΔT為對(duì)數(shù)換熱溫差，采用式(4)進(jìn)行計(jì)算；U為受熱面整體傳熱系數(shù)，對(duì)過熱器采用式(5)進(jìn)行計(jì)算，對(duì)蒸發(fā)器和省煤器采用式(6)進(jìn)行計(jì)算.

ΔT=[(Tg1-ts2)-(Tg2-ts1)]/ln[(Tg1-ts2)/(Tg2-ts1)]

(4)

(5)

(6)

式中：qm,sd為蒸汽/水設(shè)計(jì)工況質(zhì)量流量；qm,s為蒸汽/水變工況質(zhì)量流量；ts2為蒸汽/水出口溫度；ts1為蒸汽/水進(jìn)口溫度；Fg為煙氣熱物性系數(shù)；K1為設(shè)計(jì)工況系數(shù).

余熱鍋爐各受熱面的壓損不可忽略，通常在設(shè)計(jì)工況時(shí)受熱面壓損選取2%～5%[21].蒸汽輪機(jī)循環(huán)運(yùn)行選用滑壓-定壓的運(yùn)行方式.在主蒸汽壓力大于設(shè)計(jì)值45%時(shí)采用滑壓運(yùn)行，從而得到較大出功并降低排汽濕度；在小于45%時(shí)采用定壓運(yùn)行，以保證運(yùn)行安全[21].蒸汽輪機(jī)變工況運(yùn)行特性由Flugel公式[22]描述，由于蒸汽輪機(jī)在變工況運(yùn)行中等熵效率受質(zhì)量流量影響，其高、中、低壓缸等熵效率根據(jù)商業(yè)運(yùn)行軟件Epsilon 11的內(nèi)置算法進(jìn)行計(jì)算[23].

3 負(fù)荷調(diào)節(jié)方案模擬與分析

各設(shè)備全工況模型如前文所述，設(shè)定運(yùn)行轉(zhuǎn)速為3 000 r/min，IGV控制和燃料量參與調(diào)節(jié).

3.1 壓氣機(jī)模擬與分析

壓氣機(jī)特性曲線及運(yùn)行曲線如圖3所示，其中6條壓氣機(jī)特性曲線分別對(duì)應(yīng)不同的IGV開度.壓氣機(jī)IGV調(diào)節(jié)范圍為49°～88°，對(duì)應(yīng)相對(duì)質(zhì)量流量調(diào)節(jié)范圍為60%～100%.(各圖中IGVT3-F對(duì)應(yīng)工況a-b-c，IGVT3-656-F對(duì)應(yīng)工況a-d1-e1-f(d1與b重合)，IGVT3-629-F對(duì)應(yīng)工況a-d1-d2-e2-f，IGVT3-618-F對(duì)應(yīng)工況a-d1-d3-e3-f，IGVT4漸升-F對(duì)應(yīng)工況a-e1-f，各工況的具體數(shù)據(jù)詳見表4).

圖3 壓氣機(jī)運(yùn)行特性曲線

參數(shù)ab(d1)d2d3ce1e2e3f壓氣機(jī)入口相對(duì)質(zhì)量流量/%10083.083.283.384.460.460.560.660.8IGV開度/%10083.383.383.383.360606060壓氣機(jī)壓比15.412.712.612.511.08.88.78.68.1燃?xì)廨啓C(jī)出力/MW25720619218678106959055聯(lián)合循環(huán)出力/MW402338316307136200184176120聯(lián)合循環(huán)效率/%57.456.255.655.342.251.350.249.743.6

圖3給出了5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下對(duì)應(yīng)的壓氣機(jī)運(yùn)行曲線.由圖3可見，隨著IGV減小，壓比隨相對(duì)質(zhì)量流量的減小呈下降趨勢(shì)；IGV不變時(shí)，壓比隨相對(duì)質(zhì)量流量的增加呈下降趨勢(shì).其中，IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)IGV調(diào)節(jié)范圍為72.3°～88°，其余各方案對(duì)應(yīng)IGV調(diào)節(jié)范圍為49°～88°.

壓氣機(jī)壓比隨聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷的變化趨勢(shì)如圖4所示.由圖4可知，機(jī)組在高負(fù)荷時(shí)(大于84%聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷)，壓比隨負(fù)荷降低而減小，各方案下對(duì)應(yīng)的變化趨勢(shì)相近.負(fù)荷降低時(shí)(小于84%聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷)，IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)IGV開度不變而壓比降低幅度減慢.IGVT3-T4定溫-F方案之間運(yùn)行線平行，相同負(fù)荷下T4越高的運(yùn)行方案，對(duì)應(yīng)壓比越小.IGVT4漸升-F方案與IGVT3-656-F方案相比，運(yùn)行線基本重合，其中在50%負(fù)荷以上時(shí)壓比稍大.總之，IGV改變期間，負(fù)荷降低導(dǎo)致壓比減小且相對(duì)質(zhì)量流量減少，T3可能不變；IGV開度不變時(shí)，負(fù)荷降低則導(dǎo)致壓比減小而相對(duì)質(zhì)量流量增加，T3將下降.

圖4 壓氣機(jī)壓比變化

3.2 燃?xì)馔钙侥M與分析

圖5和圖6分別為變工況下燃?xì)馔钙降谝患?jí)轉(zhuǎn)子入口燃?xì)鉁囟群屯钙侥┘?jí)出口燃?xì)鉁囟鹊淖兓€.在5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下，隨負(fù)荷降低，T3呈下降趨勢(shì)，而T4先升高后降低.在模擬工況范圍內(nèi)運(yùn)行時(shí)，T3的變化范圍為1 327～885 ℃，T4的變化范圍為656～434 ℃.

圖5 燃?xì)馔钙降谝患?jí)轉(zhuǎn)子入口燃?xì)鉁囟?/p>

圖6 燃?xì)馔钙侥┘?jí)出口燃?xì)鉁囟?/p>

各方案在高負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，除IGVT4漸升-F方案外，T4變化曲線均升高至最高溫度點(diǎn)(工況b點(diǎn)).在較低負(fù)荷時(shí)，相同負(fù)荷下IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)的T4最低，其原因?yàn)樵撠?fù)荷段下的T3最低，且對(duì)應(yīng)的壓比最大.IGVT3-T4定溫-F方案對(duì)應(yīng)溫度變化曲線相互平行，這是由于壓比相近，若方案對(duì)應(yīng)的T3越高，則T4越高.IGVT4漸升-F方案在50%聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷以上時(shí)，T4隨負(fù)荷下降而逐漸升高，當(dāng)IGV關(guān)至最小時(shí)，T4曲線升至最高(工況e1點(diǎn))；在更低負(fù)荷時(shí)，IGV不參與調(diào)節(jié)，T4與T3均隨負(fù)荷減小而降低.總之，在燃?xì)廨啓C(jī)變工況運(yùn)行中，IGV調(diào)節(jié)可能通過壓比的變化使T4的變化趨勢(shì)背離T3的變化趨勢(shì).

3.3 燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率與分析

5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率(燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)出功/燃料總熱值)隨聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷的變化曲線如圖7所示.由圖7可知，燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率均隨著負(fù)荷的降低而下降.在模擬工況范圍內(nèi)，IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率范圍為25%～37%，其余方案對(duì)應(yīng)范圍為20%～37%.

如圖4和圖5所示，機(jī)組在84%負(fù)荷以上運(yùn)行時(shí)，各方案對(duì)應(yīng)的壓比和T3曲線均分別相近，故燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率值及曲線變化趨勢(shì)均相近.在較低負(fù)荷時(shí)，相同聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷下IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)的壓比較其他方案都大，燃?xì)馔钙脚蛎洷雀?，燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)溫度利用區(qū)間越大，因此該方案對(duì)應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率高于其他方案.IGVT3-F方案與其他調(diào)節(jié)方案的燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率的差值隨負(fù)荷降低呈逐漸增大趨勢(shì)，最大絕對(duì)差值為2.7%.IGVT3-T4定溫-F調(diào)節(jié)的各方案間，在聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷區(qū)間為84%～50%時(shí)，燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率有所差別，最大絕對(duì)差值為0.63%.這是由于相同聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷下，3種方案的壓比相近，燃?xì)馔钙降臏囟壤脜^(qū)間與出功相近，T4越高則對(duì)應(yīng)的T3越高，同時(shí)消耗燃料量越多，因此燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率越低.在50%聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷以上時(shí)，IGVT4漸升-F方案相比IGVT3-656-F方案的燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率更高，這是因?yàn)橄嗤?lián)合循環(huán)負(fù)荷下，壓比相近情況下燃?xì)廨啓C(jī)出功相當(dāng)，IGVT4漸升-F方案對(duì)應(yīng)T3更低，消耗燃料量更少，兩方案間燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率的最大差值為0.5%.

圖7 燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率

機(jī)組在相同聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷下，透平膨脹比較高的調(diào)節(jié)方案對(duì)應(yīng)的燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率較高；當(dāng)透平膨脹比相近時(shí)，調(diào)節(jié)方案對(duì)應(yīng)T3越低，則消耗燃料量越少，對(duì)應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率較高(該結(jié)論針對(duì)相同聯(lián)合循環(huán)出功下，在變負(fù)荷時(shí)，壓比相近，則T3較高時(shí)對(duì)應(yīng)循環(huán)效率較高).曲線a-b-c中b點(diǎn)后IGV不變，因此IGV調(diào)節(jié)對(duì)于燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率起到消極作用.

圖3～圖7給出的IGVT3-F方案下燃?xì)廨啓C(jī)的變工況特性與文獻(xiàn)[3]、文獻(xiàn)[24]和文獻(xiàn)[25]的結(jié)果相同，證明本文采用的模型是可靠的.

3.4 余熱鍋爐模擬與分析

余熱鍋爐的變工況運(yùn)行與蒸汽輪機(jī)的運(yùn)行密切相關(guān)，假設(shè)余熱鍋爐入口煙氣溫度為T4，忽略管道散熱損失，蒸汽輪機(jī)循環(huán)采用先滑壓后定壓的運(yùn)行方式，以保證循環(huán)效率和蒸汽輪機(jī)末級(jí)葉片排汽干度[26].圖8為余熱鍋爐排汽溫度的變化曲線，排汽溫度均隨負(fù)荷的下降先降低后升高，但變化范圍較小(81～103 ℃)，說明熱回收效果均較好.

對(duì)比圖6與圖8發(fā)現(xiàn)，余熱鍋爐排汽溫度的變化趨勢(shì)與T4的變化趨勢(shì)正好相反.其主要原因是，在變工況下T4降低將引起高壓蒸發(fā)器的換熱溫差減小，蒸發(fā)量減少，導(dǎo)致給水量減少，給水在省煤器中總吸熱量相對(duì)降低，引起余熱鍋爐排汽溫度升高.因此在低負(fù)荷時(shí)，IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)的余熱鍋爐排汽溫度隨負(fù)荷降低而升高.IGVT4定溫-F方案對(duì)應(yīng)的排汽溫度曲線相互平行，其原因是T4各自保持不變，煙氣流量降低幅度相近，其中方案對(duì)應(yīng)T4越高，則排汽溫度越低.IGVT4漸升-F方案與IGV656-F方案基本相同，僅在50%負(fù)荷以上時(shí)對(duì)應(yīng)余熱鍋爐排汽溫度更高.

圖8 余熱鍋爐排汽溫度

總之，各方案在燃?xì)廨啓C(jī)變工況運(yùn)行過程中，對(duì)應(yīng)T4升高或煙氣流量降低時(shí)，余熱鍋爐排汽溫度降低；T4降低時(shí)排汽溫度升高.隨著T4降低，會(huì)引起省煤器中給水的吸熱量增加，在低負(fù)荷時(shí)省煤器出口產(chǎn)生汽化問題[27].因此，建模中在中低壓蒸發(fā)器入口設(shè)節(jié)流閥，通過節(jié)流保障運(yùn)行安全.

3.5 蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率與分析

PG9351FA機(jī)組變工況下蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率(蒸汽輪機(jī)循環(huán)出功/(蒸汽輪機(jī)循環(huán)中進(jìn)入余熱鍋爐的燃?xì)馑鶖y帶的熱量-空氣所攜帶的熱量))如圖9所示.由圖9可知，在模擬工況范圍內(nèi)，5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率隨著負(fù)荷降低先略有升高，隨后下降.在各個(gè)相同的聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷下，IGVT3-656-F方案的蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率最高，在模擬的負(fù)荷范圍內(nèi)全工況循環(huán)效率范圍為30%～34.5%，而IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)的蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率范圍則較低(24%～34.5%)，其余方案下循環(huán)效率范圍與IGVT3-656-F方案相同.

圖9 蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率

機(jī)組按各方案在高負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，由于機(jī)組T4和煙氣流量相近，所以各方案蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率相近.在低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，由于IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)T4最低，導(dǎo)致蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率較低，與其他調(diào)節(jié)方案下對(duì)應(yīng)的蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率的差值隨負(fù)荷降低呈逐漸增大趨勢(shì)，方案之間最大絕對(duì)差值約為7.3%.IGVT3-T4定溫-F各方案在84%～50%負(fù)荷區(qū)間時(shí)，定溫T4值分別相差27 K(656 ℃和629 ℃之差)和11 K(629 ℃和618 ℃之差)，方案間蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率差值隨T4差值的增大而逐漸增大，最大差值分別約為0.5%和0.3%.這是由于相同負(fù)荷下3種方案煙氣流量相近，T4越高則對(duì)應(yīng)余熱鍋爐入口煙氣能量的品位越高，蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率越高.IGVT4漸升-F方案相比IGVT3-656-F方案，在50%聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷以上時(shí)蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率略低，兩方案間蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率的最大差值為0.5%.

因此，可以認(rèn)為蒸汽輪機(jī)循環(huán)的做功熱源是燃機(jī)透平排氣余熱，燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)的特性參數(shù)對(duì)蒸汽輪機(jī)循環(huán)的全工況性能影響較大.蒸汽輪機(jī)循環(huán)在整個(gè)聯(lián)合循環(huán)中處于被動(dòng)位置，T4較高的負(fù)荷調(diào)節(jié)方案對(duì)蒸汽輪機(jī)循環(huán)更為有利.

3.6 聯(lián)合循環(huán)效率與分析

圖10為機(jī)組在各負(fù)荷調(diào)節(jié)方案下聯(lián)合循環(huán)的效率曲線.在模擬工況范圍內(nèi)，IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率為43%～58.6%,其余方案對(duì)應(yīng)蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率為44.5%～58.6%.對(duì)比燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)、蒸汽輪機(jī)循環(huán)和聯(lián)合循環(huán)效率曲線可知，不同運(yùn)行方案下聯(lián)合循環(huán)效率曲線的走勢(shì)與燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率曲線相近，而方案間聯(lián)合循環(huán)效率的變化趨勢(shì)與蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率曲線相同.其主要原因是燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)出功占總出功的比例較大，聯(lián)合循環(huán)性能隨負(fù)荷的變化關(guān)系主要由燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)性能的變化趨勢(shì)支配；蒸汽輪機(jī)循環(huán)在聯(lián)合循環(huán)中處于被動(dòng)地位，但是其特性受負(fù)荷調(diào)節(jié)方案的影響更大，對(duì)于整個(gè)聯(lián)合循環(huán)有著重要影響，甚至是決定性影響.

圖10 聯(lián)合循環(huán)效率

機(jī)組按各方案在高負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，由于方案間燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)和蒸汽輪機(jī)循環(huán)的效率及變化趨勢(shì)均相近，所以各方案聯(lián)合循環(huán)的效率和變化趨勢(shì)相近.在低負(fù)荷下運(yùn)行時(shí)，由于IGVT3-F方案對(duì)應(yīng)壓氣機(jī)壓比最大，因此燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)出功最高.但燃?xì)廨啓C(jī)排氣壓力一定，提高燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)做功的同時(shí)降低了T4，減弱了蒸汽輪機(jī)循環(huán)做功能力，并且蒸汽輪機(jī)循環(huán)受負(fù)荷調(diào)節(jié)方案的影響程度大于燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)，導(dǎo)致聯(lián)合循環(huán)效率越低.IGVT3-F方案與其他調(diào)節(jié)方案之間聯(lián)合循環(huán)效率的差值隨負(fù)荷降低呈逐漸增大趨勢(shì)，最大絕對(duì)差值為3.4%.各IGVT3-T4定溫-F方案之間，在負(fù)荷區(qū)間為84%～50%時(shí)，聯(lián)合循環(huán)效率差值不斷增大.定溫T4值分別相差27 K和11 K時(shí)對(duì)應(yīng)方案下聯(lián)合循環(huán)效率最大絕對(duì)差值分別為0.37%和0.2%.可見變工況下隨著T4的升高，提升排氣溫度帶來的聯(lián)合循環(huán)效率的提升幅度逐漸減小.IGVT4漸升-F方案對(duì)應(yīng)的聯(lián)合循環(huán)效率略低于IGVT3-656-F方案，這是因?yàn)槿細(xì)廨啓C(jī)循環(huán)和蒸汽輪機(jī)循環(huán)均相近的情況下，IGVT4漸升-F方案對(duì)應(yīng)的T3較低，其蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率也較低，在模擬的負(fù)荷范圍內(nèi)，聯(lián)合循環(huán)效率的最大差值為0.16%.

總之，T3對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的性能起決定性作用，負(fù)荷調(diào)節(jié)方案中采用IGV調(diào)節(jié)方式有利于維持較高T3和T4，從而保障了聯(lián)合循環(huán)效率.在筆者對(duì)比的5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案中，IGVT3-656-F方案能夠在全負(fù)荷工況下使整機(jī)聯(lián)合循環(huán)效率維持最高.這是因?yàn)檎{(diào)節(jié)IGV開度后機(jī)組能維持較高的T3，同時(shí)維持盡量高的T4，在保障燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率較高的同時(shí)獲得較高的蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率.筆者對(duì)比分析的IGVT3-T4定溫-F方案各負(fù)荷工況下聯(lián)合循環(huán)的效率均優(yōu)于IGVT3-F方案，在低聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷時(shí)循環(huán)效率絕對(duì)差值在2%以上.

4 結(jié) 論

(1)變工況下透平膨脹比參數(shù)會(huì)直接影響燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)的出力、循環(huán)效率和排氣溫度，進(jìn)而影響蒸汽輪機(jī)循環(huán).在變負(fù)荷T3相近時(shí)，高壓比的調(diào)節(jié)方案對(duì)應(yīng)透平膨脹比較高，燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率較高.在5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案中，IGVT3-F方案為相同聯(lián)合循環(huán)負(fù)荷下燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率最高的運(yùn)行方案.對(duì)比5種負(fù)荷調(diào)節(jié)方案，燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率的最大差值為2.7%.

(2)蒸汽輪機(jī)循環(huán)運(yùn)行受T4影響明顯，提高余熱鍋爐入口煙氣溫度可提高蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率.IGV開度調(diào)節(jié)不利于燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率的提高，但有利于聯(lián)合循環(huán)效率的提高，變工況下不同方案間其最大絕對(duì)差值約為7.3%，并且蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率受調(diào)節(jié)方案差異的影響程度大于燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率.因此變工況運(yùn)行時(shí)，保障蒸汽輪機(jī)循環(huán)效率有利于獲得較高的聯(lián)合循環(huán)效率.

(3)通過不同方案的對(duì)比可知，對(duì)于聯(lián)合循環(huán)性能來說T3是決定性因素.在變負(fù)荷時(shí)，采用IGV來調(diào)節(jié)流量和壓比進(jìn)而保持較高的T3，聯(lián)合循環(huán)的效率較高，且較高的T3往往帶來較高的T4，進(jìn)而有利于提高蒸汽輪機(jī)的循環(huán)效率.因此，IGVT3-656-F方案是全工況下聯(lián)合循環(huán)效率最高的負(fù)荷調(diào)節(jié)方案，其在低負(fù)荷時(shí)與IGVT3-F方案相比，至少可以提高聯(lián)合循環(huán)效率絕對(duì)值2%以上.IGVT4漸升-F方案僅在高負(fù)荷時(shí)對(duì)應(yīng)聯(lián)合循環(huán)效率略低于IGVT3-656-F方案，各工況下聯(lián)合循環(huán)效率的最大差值僅為0.16%.

[1] MATTA R K, MERCER G D, TUTHILL R S. Power system for the 21st century-"H" gas turbine combined-cycles, GER-3935B[R]. Schenectady, USA： GE Power Systems, 2000.

[2] IBRAHIM T K, RAHMAN M M. Effective parameters on performance of multipressure combined cycle power plants[J]. Advances in Mechanical Engineering,2014: 781503.

[3] 黃玉柱, 蔣洪德. 一種重型燃?xì)廨啓C(jī)建模及其參數(shù)估計(jì)的方法[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2016, 36(8): 600-607.

HUANG Yuzhu, JIANG Hongde. A modeling method for heavy duty gas turbines and the parameters estimation[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2016, 36(8): 600-607.

[4] 劉可. 燃用合成煤氣的燃?xì)廨啓C(jī)變工況特性研究[D]. 上海: 上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院, 2009.

[5] KIM T S, HWANG S H. Part load performance analysis of recuperated gas turbines considering engine configuration and operation strategy[J]. Energy, 2006, 31(2/3): 260-277.

[6] DOMACHOVSKI Z, DZIDA M. Influence of inlet guide vane control on combined cycle power plant transients[C]//Proceedings of ASME Turbo Expo 2002: Power for Land, Sea, and Air, Volume 1: Turbo Expo 2002. Amsterdam, The Netherlands: International Gas Turbine Institute, 2002.

[7] 陳曉利, 吳少華, 李振中, 等. 整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)中燃?xì)廨啓C(jī)的變工況特性[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào), 2010, 30(3): 230-234.

CHEN Xiaoli, WU Shaohua, LI Zhenzhong, et al. Off-design characteristics of gas turbine in IGCC systems[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2010, 30(3): 230-234.

[8] HAGLIND F. Variable geometry gas turbines for improving the part-load performance of marine combined cycles-combined cycle performance[J]. Applied Thermal Engineering, 2011, 31(4): 467-476.

[9] SONG T W, SOHN J L, KIM J H, et al. Exergy-based performance analysis of the heavy-duty gas turbine in part-load operating conditions[J]. Exergy, An International Journal, 2002, 2(2): 105-112.

[10] HE Fen, LI Zheng, LIU Pei, et al. Operation window and part-load performance study of a syngas fired gas turbine[J]. Applied Energy, 2012, 89(1): 133-141.

[11] 張世錚. 燃?xì)鉄崃π再|(zhì)的數(shù)學(xué)公式表示法[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 1980, 1(1): 10-16.

ZHANG Shizheng. Polynomial expressions of thermodynamic proper ties of the products of combustion of fuel with air[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 1980, 1(1): 10-16.

[12] STEINKE R J. STGSTK: a computer code for predicting multistage axial-flow compressor performance by a meanline state-stacking method[R]. Washington, D C, USA: National Aeronautics and Space Administration, Scientific and Technical Information Branch, 1982.

[13] SONG T W, KIM T S, KIM J H, et al. Performance prediction of axial flow compressors using stage characteristics and simultaneous calculation of interstage parameters[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, 2001, 215(1): 89-98.

[14] HERZKE K. Beschreibung des instation?ren verhaltens von gasturbinen durch simulationsmodelle[D]. Hannover, Germany: University of Hannover, 1983.

[15] 焦樹建, 孫守林, 張艷春, 等. 燃?xì)廨啓C(jī)與燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)裝置[M]. 北京: 中國電力出版社, 2007.

[16] 張麗麗. 煤制燃料氣燃?xì)廨啓C(jī)建模及性能分析[D]. 北京: 中國科學(xué)院研究生院(工程熱物理研究所), 2010.

[17] JONSSON M, BOLLAND O, BüCKER D, et al. Gas turbine cooling model for evaluation of novel cycles[C]∥Proceedings of ECOS 2005. Trondheim, Norway, 2005: 20-22.

[18] 盧韶光, 林汝謀. 燃?xì)馔钙椒€(wěn)態(tài)全工況特性通用模型[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 1996, 17(4): 404-407.

LU Shaoguang, LIN Rumou. Gas turbine steady-state design and off-design characteristic general model[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 1996, 17(4): 404-407.

[19] PALMER C A, ERBES M R, PECHTL P A. Gatecycle performance analysis of the LM2500 gas turbine utilizing low heating value fuels[C]//ASME Cogen Turbo Power' 93. New York, NY, USA: ASME, 1993, 8: 69-76.

[20] GANAPATHY V. Simplify heat recovery steam generator evaluation[J]. Hydrocarbon Processing, 1990, 69: 3.

[21] 武小兵. 大型聯(lián)合循環(huán)熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的參數(shù)優(yōu)化與性能分析[D]. 北京: 清華大學(xué), 2005.

[22] 崔凝. 重型燃機(jī)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)仿真模型研究與應(yīng)用[D]. 保定: 華北電力大學(xué), 2008.

[23] ZHANG G, ZHENG J, YANG Y, et al. Thermodynamic performance simulation and concise formulas for triple-pressure reheat HRSG of gas-steam combined cycle under off-design condition[J]. Energy Conversion and Management, 2016, 122: 372-385.

[24] KIM J H, SONG T W, KIM T S, et al. Model development and simulation of transient behavior of heavy duty gas turbines[J]. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power, 2000, 123(3): 589-594.

[25] KIM T S. Comparative analysis on the part load performance of combined cycle plants considering design performance and power control strategy[J]. Energy, 2004, 29(1): 71-85.

[26] 黃伙基. 余熱鍋爐蒸汽系統(tǒng)的優(yōu)化配置及其變工況運(yùn)行特點(diǎn)[J]. 燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2006, 19(4): 60-63, 70.

HUANG Huoji. Optimization of HRSG steam system configuration and operating characteristics variable condition[J]. Gas Turbine Technology, 2006, 19(4): 60-63, 70.

[27] KIM T S, RO S T. The effect of gas turbine coolant modulation on the part load performance of combined cycle plants. Part 2: combined cycle plant[J]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part A: Journal of Power and Energy, 1997, 211(6): 453-459.

Comparative Analysis on Operation Strategies of a Gas-Steam Combined Cycle Unit Under Off-design Conditions

BAIZiwei,ZHANGGuoqiang,FUXuchen,YANGYongping,WANGXiuyan

(MOE's Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

For the existing combined cycle unit using PG3951FA gas turbine, off-design operation characteristics of the gas turbine cycle, steam turbine cycle and gas-steam combined cycle were studied under three different operation strategies. Results show that for the reference unit, IGV regulation is unfavorable for efficient operation of the gas turbine cycle, but is favorable for the combined cycle; the impact of operation strategy on the steam turbine cycle is more significant than on the gas turbine cycle, so the optimum strategy for highest efficiency of the combined cycle is to maintainT4operating at its ultimate outlet temperature, when the combined cycle efficiency would be 2% higher than that of IGV T3-F strategy at low load rates. To obtain optimum operation performance of the unit under off-design conditions, IGV strategy is recommended, when the efficiency of steam turbine cycle should be kept at a high level.

combined cycle; off-design performance; load adjustment; modeling

1674-7607(2017)08-0663-10

TK472+.61

A

470.30

2016-05-26

2016-12-02

國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(51436006)；國家自然科學(xué)基金青年資助項(xiàng)目(51306049)；中央高校學(xué)生項(xiàng)目(2016XS22)

白子為(1992-)，男，河北石家莊人，博士研究生，研究方向?yàn)槟茉磩?dòng)力系統(tǒng)集成及其優(yōu)化.電話(Tel．)：15010987198； E-mail：baiziwei0427@sina.com.