基于電網(wǎng)調(diào)峰的超超臨界汽輪機(jī)熱應(yīng)力控制策略優(yōu)化

袁岑頡，吳孚輝，錢曉峰，俞 剛，王文欣，周 旭，周海鋒

（1. 浙江浙能嘉華發(fā)電有限公司，浙江 嘉興 314201；2. 浙江浙能技術(shù)研究院，浙江 杭州 310014）

0 引言

隨著能源行業(yè)的發(fā)展，發(fā)電裝機(jī)結(jié)構(gòu)也發(fā)生了較大變化，火力發(fā)電從主力電源逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)檎{(diào)峰電源。目前，燃煤機(jī)組深度調(diào)峰改造工作已經(jīng)初顯成效[1]。隨著超超臨界機(jī)組在火電裝機(jī)比例中占比的不斷提高，越來越多的超超臨界機(jī)組參與到了電網(wǎng)調(diào)峰中，這導(dǎo)致超超臨界機(jī)組需面對：（1）深度調(diào)峰的要求。機(jī)組調(diào)節(jié)負(fù)荷可從50%下降至 30%～40%，甚至更低，同時能夠滿足快速深度加減負(fù)荷要求。（2）快速啟停的要求。在電網(wǎng)負(fù)荷的高峰和低谷時段，機(jī)組能實現(xiàn)快速啟停，實現(xiàn)電網(wǎng)調(diào)峰[2,3]。

在機(jī)組頻繁啟停和變工況運(yùn)行時，汽輪機(jī)內(nèi)部熱應(yīng)力較大，可能導(dǎo)致汽輪機(jī)部件產(chǎn)生疲勞裂紋進(jìn)而影響機(jī)組壽命。超超臨界汽輪機(jī)通常原有一套相對完善的熱應(yīng)力控制策略[4]，但隨著外部運(yùn)行環(huán)境的變化，原熱應(yīng)力控制策略有時不能滿足電網(wǎng)調(diào)峰期間機(jī)組快速啟停和深度調(diào)峰的需求；因此控制策略存在一定的優(yōu)化和改進(jìn)空間。

本文對超超臨界機(jī)組熱應(yīng)力控制策略的設(shè)計原理和存在的問題進(jìn)行了分析，并對其進(jìn)行優(yōu)化完善。

1 熱應(yīng)力控制策略分析

超超臨界汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子、葉片等部件材料為高合金材料。高合金材料具有較低的導(dǎo)熱性和較高的線性膨脹系數(shù)。在冷態(tài)啟動時，汽輪機(jī)需要較長的暖機(jī)時間；所以在該運(yùn)行區(qū)域容易產(chǎn)生應(yīng)力集中效應(yīng)。在高溫運(yùn)行區(qū)域，高合金材料的升速率高于其他材料，從而給汽輪機(jī)部件帶來較大的熱應(yīng)力；因此需要更加關(guān)注熱應(yīng)力對汽輪機(jī)部件的影響[5,6]。

1.1 熱應(yīng)力裕度計算

為了更好地控制機(jī)組啟停時和負(fù)荷變化時汽輪機(jī)內(nèi)部產(chǎn)生的熱應(yīng)力，某超超臨界汽輪機(jī)控制環(huán)節(jié)中設(shè)計了專用的熱應(yīng)力裕度計算環(huán)節(jié)，用于熱應(yīng)力監(jiān)視和實現(xiàn)對升降轉(zhuǎn)速率、升降負(fù)荷率的控制；同時還設(shè)計了熱應(yīng)力準(zhǔn)則用于機(jī)組啟停時的自動控制[7,8]。

應(yīng)力裕度計算控制器設(shè)置在機(jī)組電液控制系統(tǒng)（DEH）中，通過對高壓主汽門閥殼（ESV）、高壓調(diào)門閥殼（CV）、高壓汽缸（HP CSG）、高壓轉(zhuǎn)子（HPS）、中壓轉(zhuǎn)子（IPS）部件熱應(yīng)力的計算，得出允許的溫度升降率；在機(jī)組啟停過程和并網(wǎng)帶負(fù)荷時，通過影響升降轉(zhuǎn)速率和升降負(fù)荷率來進(jìn)行熱應(yīng)力的控制。

汽輪機(jī)缸體溫度、閥門殼體溫度采用 50%深度和 90%深度測量。由于 90%深度測量的溫度值近似于蒸汽接觸的表面溫度，所以用90%深度測量的溫度來表征汽缸或閥門殼體的表面溫度T1。50%深度測量溫度用以表征汽缸或閥門殼體的平均溫度Tav。汽輪機(jī)各個部件的溫度裕度計算方法如下：

式中：ddTupr為升裕度限值；dTp_upr為升裕度函數(shù)值；T1為表面溫度；Tav為平均溫度；ddTlwr為降裕度限值；dTp_lwr為降裕度函數(shù)值。

由于高、中壓缸轉(zhuǎn)子中心溫度Tax無法直接測量，因此采用高、中壓缸 90%缸體溫度進(jìn)行計算仿真。

熱應(yīng)力裕度計算框圖如圖1所示。

圖1 熱應(yīng)力裕度計算框圖Fig. 1 Block diagram for thermal stress margin calculation

高壓轉(zhuǎn)子、中壓轉(zhuǎn)子、高壓缸、高壓主汽門、高壓調(diào)門的升降裕度函數(shù)值規(guī)定了升降負(fù)荷時各個溫度段允許的溫度裕度，以對部件的應(yīng)力進(jìn)行管控，如圖2所示。由圖2可知，中、高溫段高壓主汽門（ESV）、高壓調(diào)門（CV）的升降裕度函數(shù)值范圍較小，代表在中、高溫段該部件對應(yīng)力控制要求較高；高壓缸（HP CSG）部件其次，高壓轉(zhuǎn)子（HPS）和中壓轉(zhuǎn)子（IPS）相對較低。

圖2 汽輪機(jī)各部件允許的升降裕度Fig. 2 Allowable rise and fall margin of turbine components

升負(fù)荷和轉(zhuǎn)速時，將高壓轉(zhuǎn)子、中壓轉(zhuǎn)子、高壓缸、高壓主汽門、高壓調(diào)門升裕度限值ddTupr中的最小值作為應(yīng)力裕度 WTO；降負(fù)荷和轉(zhuǎn)速時，高壓轉(zhuǎn)子、中壓轉(zhuǎn)子、高壓缸、高壓主汽門、高壓調(diào)門降裕度限值 ddTlwr中的最小值作為應(yīng)力裕度WTU。在機(jī)組處于啟動階段和并網(wǎng)狀態(tài)時，WTO和WTU通過計算改變升速率OFBN、降速率UFBN。

圖3為應(yīng)力裕度影響升/降速率原理圖。圖3中：PSVG為延時的負(fù)荷設(shè)定梯度；PNOM為額定負(fù)荷；STATNR為不等率；NNOM為額定轉(zhuǎn)速；NSVG為延時的轉(zhuǎn)速設(shè)定梯度；NSV為延時的轉(zhuǎn)速設(shè)定；GSE為發(fā)電機(jī)并網(wǎng)開關(guān)；LSE為線路開關(guān)；A、B為裕度限值。PSVG取40（1 000 MW取40，660 MW取104）；NSVG取600；裕度限值A(chǔ)一般取30；裕度限值B一般取–30。

圖3 應(yīng)力裕度影響升降速率原理圖Fig. 3 Schematic diagram of rise and fall speed rate influenced by stress margin

圖 4為應(yīng)力裕度影響升降負(fù)荷率原理圖。圖4中，PSV為延時的負(fù)荷設(shè)定；PSGI為負(fù)荷速率請求值。

圖4 應(yīng)力裕度影響升/降負(fù)荷率原理圖Fig. 4 Schematic diagram of rise / fall load rate influenced by stress margin

在機(jī)組處在并網(wǎng)狀態(tài)時，WTO和WTU通過計算改變升負(fù)荷率OFBP、降負(fù)荷率UFBP，計算方法為：

通過改變升降速率和升降負(fù)荷率，對轉(zhuǎn)速設(shè)定回路輸出 NSV（轉(zhuǎn)速延時設(shè)定值）和負(fù)荷設(shè)定回路輸出 PSV（負(fù)荷延時設(shè)定值）的生成速率進(jìn)行實時控制，最終通過改變汽輪機(jī)進(jìn)汽量來保證汽輪機(jī)部件應(yīng)力處于允許范圍。

1.2 熱應(yīng)力準(zhǔn)則

為了實現(xiàn)機(jī)組啟停時的汽輪機(jī)熱應(yīng)力自動控制，機(jī)組設(shè)置了X準(zhǔn)則用來保證在汽輪機(jī)啟動過程中進(jìn)入汽機(jī)的主蒸汽和再熱蒸汽參數(shù)符合要求[9]。

汽輪機(jī)的順控啟動步序主要包括暖管、開主汽門、開調(diào)門沖轉(zhuǎn)至暖機(jī)轉(zhuǎn)速、沖轉(zhuǎn)至高速暖機(jī)轉(zhuǎn)速、并網(wǎng)、帶負(fù)荷等。如圖5所示，熱應(yīng)力準(zhǔn)則直接影響以上步驟的執(zhí)行。

圖5 X準(zhǔn)則作用下的汽輪機(jī)順控啟動步序Fig. 5 Sequence of steam turbine startup under X criterion

目前X準(zhǔn)則參與汽輪機(jī)順控啟動步序的主要有 X2、X4、X5、X6、X7a、X7b、X8準(zhǔn)則，其中 X1準(zhǔn)則對順控步序無影響，X3準(zhǔn)則針對燃?xì)鈾C(jī)組未作引入。以上準(zhǔn)則的計算方程為：

式中：TSatSt為主汽壓下的飽和溫度；TmCV為左側(cè)高調(diào)門殼體 50%溫度；f(x)mCV為左側(cè)高調(diào)門殼體50%溫度的函數(shù)；TMS<為 2側(cè)主汽溫取小后的溫度；f(x)SatSt為主汽壓下的飽和溫度的函數(shù)；f(x)HPSmHPC>為高壓轉(zhuǎn)子表面溫度和高壓缸 50%缸體溫度取大后的溫度對應(yīng)的函數(shù)；TRS<為2側(cè)再熱汽溫取小后的溫度；f(x)IPS為中壓轉(zhuǎn)子表面溫度的函數(shù)；THPS為高壓轉(zhuǎn)子表面溫度；f(x)HPS為高壓轉(zhuǎn)子表面溫度的函數(shù)；ddTHPSupr為高壓轉(zhuǎn)子升裕度；TaxHPS為高壓轉(zhuǎn)子計算溫度；TmHPC為高壓缸缸體50%溫度；f(x)mHPC為高壓缸缸體50%溫度的函數(shù)；ddTHPCupr為高壓缸升裕度；THPC為高壓缸表面溫度；TIPS為中壓轉(zhuǎn)子表面溫度；ddTIPSupr為中壓轉(zhuǎn)子升裕度；TaxIPS為中壓轉(zhuǎn)子計算溫度。

f(x)mCV、f(x)SatSt、f(x)HPSmHPC>、f(x)IPS、f(x)HPS、f(x)mHPC函數(shù)關(guān)系如圖6所示。

圖6 X準(zhǔn)則相關(guān)函數(shù)Fig. 6 Correlation function of X criterion

滿足條件時，X2、X7a、X7b、X8準(zhǔn)則均為負(fù)值。通過準(zhǔn)則的計算方程和函數(shù)曲線可知：X2準(zhǔn)則要求高調(diào)閥殼體 50%溫度不能太低，同時也可以理解為主蒸汽的溫度不能過高。由于凝結(jié)換熱會產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，因此在主汽門開啟之前必須滿足X2準(zhǔn)則。X4準(zhǔn)則要求主蒸汽有充分的過熱度，保證汽輪機(jī)進(jìn)汽時能除去末級葉片的濕蒸汽。X5、X6準(zhǔn)則要求主汽溫度和再熱蒸汽溫度不能過低，防止高壓轉(zhuǎn)子和中壓轉(zhuǎn)子被冷卻。X7a、X7b要求高壓轉(zhuǎn)子計算溫度和高壓缸溫度不能過低，確保高壓轉(zhuǎn)子和高壓缸暖機(jī)充分，才能使汽輪機(jī)在沖轉(zhuǎn)時快速通過轉(zhuǎn)速臨界區(qū)。X8準(zhǔn)則要求中壓轉(zhuǎn)子溫度不能過低，確保中壓轉(zhuǎn)子暖機(jī)充分；并網(wǎng)后，汽輪機(jī)的控制部件為中壓缸，中調(diào)門開度快速變大。X8準(zhǔn)則可防止中壓轉(zhuǎn)子熱應(yīng)力超限。

2 熱應(yīng)力控制策略優(yōu)化

2.1 深度調(diào)峰工況

深度調(diào)峰成為常態(tài)之后，超超臨界機(jī)組需要經(jīng)常面對短時間內(nèi)負(fù)荷大幅度升降的狀況。如圖7所示，機(jī)組在響應(yīng)電網(wǎng)深度調(diào)峰快速減負(fù)荷的時候，主蒸汽溫度經(jīng)常出現(xiàn)大幅度降低的情況：在大約20 min內(nèi)主汽溫下降達(dá)66 ℃。由圖2可知，汽輪機(jī)各個部件在熱應(yīng)力控制要求中，減裕度的允許范圍要明顯小于升裕度的允許范圍。高溫狀態(tài)時，高壓主汽門和高壓調(diào)門允許的減裕度僅為15 K；因此在機(jī)組快速減負(fù)荷，主汽溫快速下跌的情況時，汽輪機(jī)出現(xiàn)熱應(yīng)力超限的情況：最小降裕度WTU快速減小，DEH側(cè)降負(fù)荷率UFBP逐漸降至 0 MW/min。機(jī)組處在 CCS協(xié)調(diào)控制時，鍋爐主控和汽機(jī)主控均接收協(xié)調(diào)限速后的負(fù)荷指令MWD信號。MWD信號由限幅后的機(jī)組負(fù)荷指令 ULD按照負(fù)荷變化速率Rate生成。當(dāng)DEH停止減負(fù)荷時，汽機(jī)調(diào)門已經(jīng)不再響應(yīng)汽機(jī)主控指令，而鍋爐主控還在接收負(fù)荷指令不斷減小風(fēng)、煤、水的作用，最終導(dǎo)致機(jī)爐失調(diào)。

圖7 某機(jī)組深度調(diào)峰時主汽溫變化Fig. 7 Change of main steam temperature during deep peak shaving of a unit

DEH側(cè)短時的降負(fù)荷閉鎖不會對機(jī)爐協(xié)調(diào)造成較大影響；但是受深度調(diào)峰的影響，若機(jī)組需要在短時間內(nèi)快速減至較低負(fù)荷，將導(dǎo)致“熱應(yīng)力閉鎖”出現(xiàn)的頻率和持續(xù)時間均大幅增加，因此需要通過邏輯優(yōu)化以保證控制可靠性。

如圖8所示，在協(xié)調(diào)負(fù)荷指令回路增加“大小選”判斷邏輯，將DEH側(cè)升負(fù)荷率OFBP、降負(fù)荷率UFBP引入?yún)f(xié)調(diào)控制：升負(fù)荷時，負(fù)荷變化速率Rate和OFBP取小后送入純積分的PID功能塊；降負(fù)荷時，負(fù)荷變化速率Rate和UFBP取大后送入純積分的 PID。這樣可以確保當(dāng) OFBP或UFBP起作用時，MWD的生成速率在汽輪機(jī)熱應(yīng)力的允許范圍，保證了鍋爐主控和汽機(jī)主控的同步控制。

圖8 優(yōu)化后的協(xié)調(diào)負(fù)荷指令回路框圖Fig. 8 Loop diagram of optimized coordinated load command

文獻(xiàn)[10]提出了一些建議。針對當(dāng)汽輪機(jī)出現(xiàn)熱應(yīng)力限制，導(dǎo)致DEH側(cè)停止負(fù)荷變化，造成機(jī)爐控制失調(diào)的情況，在DEH側(cè)增加優(yōu)化邏輯。對于限壓模式，當(dāng)限速后的負(fù)荷指令與實際負(fù)荷偏差超過一定值時，將DEH限壓模式切換為初壓模式。同時，在DCS側(cè)增加優(yōu)化邏輯：協(xié)調(diào)方式下，限速后的負(fù)荷指令和實際負(fù)荷偏差超過定值時，切除鍋爐主控自動，控制方式切換為TF模式。該方法的思路是在協(xié)調(diào)控制已經(jīng)出現(xiàn)不匹配時進(jìn)行事后干預(yù)，而且自動切換時會造成較大的擾動。因此，不建議采用該方法進(jìn)行優(yōu)化。

2.2 機(jī)組頻繁啟停工況

在煤電調(diào)峰的新背景下，超超臨界機(jī)組的啟停次數(shù)在不斷增多，個別地區(qū)甚至出現(xiàn)了“晝開夜?！钡臉O端情況[11]。因此，需要優(yōu)化冷態(tài)啟動的熱應(yīng)力控制策略，以加快機(jī)組冷態(tài)啟動速度；同時，隨著熱態(tài)、極熱態(tài)啟動次數(shù)的增加，還需要關(guān)注熱態(tài)、極熱態(tài)啟動的熱應(yīng)力控制策略。

2.2.1 冷態(tài)啟動熱應(yīng)力控制策略優(yōu)化

（1）增加調(diào)門預(yù)暖順控邏輯

機(jī)組冷態(tài)啟動時，主汽門開啟之前需要滿足X2準(zhǔn)則，高調(diào)閥殼體溫度不能過低；但是在主汽門關(guān)閉時，由于閥門密封性較好，調(diào)門的金屬溫升非常緩慢，將造成暖閥時間過長，從而影響機(jī)組的啟動時間。通過及早投入或反復(fù)投切SGC順控啟動步序可以提高高調(diào)閥殼體溫度[12]，或者通過適當(dāng)降低主汽壓[13]、降低蒸汽飽和溫度來滿足X2準(zhǔn)則，以縮短啟動時間；但是以上這些做法需要人為關(guān)注和調(diào)整，總體效果不佳。

為了解決高調(diào)閥殼體溫度暖閥效果不佳，X2準(zhǔn)則滿足時間過長問題，可在DEH側(cè)增加高壓調(diào)門預(yù)暖自動控制邏輯，如圖9所示。在汽輪機(jī)順控自啟動過程中，當(dāng)高壓調(diào)閥殼體溫度與X2準(zhǔn)則偏差較大時，自動啟動調(diào)門預(yù)暖順控程序，自動控制主汽門間隙開啟，對調(diào)門進(jìn)行預(yù)暖。主汽門每次開啟時間為2 min，與下次主汽門開啟的間隔不小于10 min，直至滿足X2準(zhǔn)則。通過該順控邏輯，在不影響設(shè)備壽命的情況下，可以保證調(diào)門的溫度緩慢上升、縮短暖機(jī)時間。該方案已經(jīng)在多個超超臨界火電項目得到了驗證。

圖9 調(diào)門預(yù)暖順控邏輯框圖Fig. 9 Logic block diagram of control valve preheating sequence

（2）主汽門前溫度條件邏輯優(yōu)化

為了防止汽門閥殼被冷卻，汽機(jī)順控自啟動第12步要求“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”。這一要求有時無法滿足，比如由于主汽門前疏水管路布置不合理，從而造成了主汽門前“死汽”，暖管效果較差；或者主汽門前溫度測點布置不合理等。

文獻(xiàn)[14]提出在主汽門前、蒸汽溫度測點后增加疏水管路，便于機(jī)組啟動暖管，同時較快滿足“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”的要求。該方法雖然能夠解決主汽門前溫度條件不滿足的問題，但是改造成本較高。

在啟動過程中，當(dāng)旁路或鍋爐出口溫度滿足條件時，可對控制邏輯進(jìn)行優(yōu)化：將“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃開啟主汽門”條件修改為“主汽門前疏水閥已開啟”，將“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”作為汽機(jī)順控自啟動第20步暖機(jī)后升速的條件。增加調(diào)門預(yù)暖順控程序有助于“主汽門前蒸汽溫度大于360 ℃”條件盡快滿足。以上方案在某沿?；痣姀S實際應(yīng)用中，解決了汽機(jī)順控卡步的問題，能夠加順控自啟動時間在 3 h以上。

（3）提高暖機(jī)轉(zhuǎn)速和高壓缸切除暖機(jī)

為了保證高壓缸和轉(zhuǎn)子暖機(jī)充分，要求在低速暖機(jī)升速至高速暖機(jī)前需要滿足X7a、X7b準(zhǔn)則；對于610 ℃/620 ℃機(jī)組，在暖機(jī)時需要轉(zhuǎn)子滿足脆性轉(zhuǎn)變溫度才允許升速。由于暖機(jī)時蒸汽流量小，該過程至少需要5 h，甚至更長的時間。為了縮短脆性轉(zhuǎn)變溫度暖機(jī)時間，可以提高暖機(jī)轉(zhuǎn)速值；或在暖機(jī)一段時間后，將高壓缸切除，由中調(diào)門接管轉(zhuǎn)速控制，增加中壓缸的進(jìn)汽量；在暖機(jī)完成后恢復(fù)高壓缸。該方法雖已有應(yīng)用案例，但是采用該方法進(jìn)行優(yōu)化時，控制邏輯改動量較大，需要綜合考慮安全性。

2.2.2 熱態(tài)啟動熱應(yīng)力控制策略優(yōu)化

汽輪機(jī)熱態(tài)啟動時，由于汽輪機(jī)各個部件的溫度相對較高，因此用于暖閥和暖缸的熱應(yīng)力準(zhǔn)則不會對機(jī)組啟動帶來太大影響；但是為了防止高壓缸體、高壓轉(zhuǎn)子冷卻的X5準(zhǔn)則和為了防止中壓轉(zhuǎn)子冷卻的X6準(zhǔn)則會因為主、再熱蒸汽溫度不能及時滿足要求而影響機(jī)組的啟動時間，同時考慮到SGC汽輪機(jī)順控自啟動步序中也有對主、再熱蒸汽溫度的要求，所以縮短熱態(tài)啟動時間的主要手段是控制好主、再熱蒸汽溫度，使其快速滿足機(jī)組升速、并網(wǎng)要求。

文獻(xiàn)[15]建議：機(jī)組熱態(tài)啟動的主汽壓為10～12 MPa（冷態(tài)啟動為8.5 MPa），主蒸汽溫度為450～550 ℃，再熱蒸汽溫度為400～580 ℃。在機(jī)組協(xié)調(diào)主、再熱汽溫控制邏輯中，主、再熱蒸汽溫度設(shè)定值對應(yīng)的是機(jī)組負(fù)荷函數(shù)曲線。機(jī)組并網(wǎng)前的汽溫控制值需要由運(yùn)行人員手動設(shè)置，因此對于機(jī)組并網(wǎng)前的主、再熱汽溫控制值沒有明確的要求。

為了更好地控制主、再熱蒸汽溫度，盡快滿足汽輪機(jī)沖轉(zhuǎn)的要求，可在DEH側(cè)根據(jù)熱應(yīng)力裕度的控制要求計算生成最佳的主、再熱蒸汽溫度；然后，將最佳主、再熱蒸汽溫度送至協(xié)調(diào)控制，在協(xié)調(diào)主、再熱蒸汽溫度控制邏輯中增加切換邏輯：在機(jī)組未并網(wǎng)前，主、再熱蒸汽溫度設(shè)定由機(jī)組負(fù)荷對應(yīng)的函數(shù)曲線切換至DEH側(cè)最佳主、再熱蒸汽溫度；也可將最佳主、再熱蒸汽溫度送至DCS畫面，由運(yùn)行人員根據(jù)推薦的溫度，對鍋爐燃燒進(jìn)行手動調(diào)整，無需投入減溫水自動。該方法能夠讓運(yùn)行人員直觀了解最適合的主、再熱蒸汽溫度需求，提高主、再熱蒸汽溫度控制品質(zhì)，使其快速滿足機(jī)組升速、并網(wǎng)要求。該方案在多個火電項目已經(jīng)有較好的應(yīng)用案例，極大縮短了機(jī)組熱態(tài)啟動速度。

最佳主蒸汽溫度的高、低限分別為600 ℃和390 ℃。計算時，需要考慮高壓主汽門、高壓調(diào)門、高壓缸和高壓轉(zhuǎn)子的溫度裕度，還需考慮蒸汽管道的熱損失和換熱溫差等。具體計算公式為：

式中：TOPTMS為最佳主蒸汽溫度；f(x)b為 b的函數(shù)；f(x2)HPS為高壓轉(zhuǎn)子表面溫度的函數(shù)；TESV為左側(cè)高壓主汽門殼體 90%溫度；ddTESVupr為高壓主汽門升裕度；TCV為左側(cè)高壓調(diào)門殼體90%溫度；ddTCVupr為高壓調(diào)門升裕度。

最佳再熱蒸汽溫度的計算方法和主蒸汽溫度一致，高、低限同樣為600 ℃和390 ℃，但是僅需考慮中壓轉(zhuǎn)子的溫度裕度。具體計算公式為：

式中：TOPTMS為最佳再熱蒸汽溫度；f(x2)IPS為中壓轉(zhuǎn)子表面溫度的函數(shù)。

f(x)b、f(x2)HPS、f(x2)IPS函數(shù)如圖10所示。

圖10 最佳主、再熱汽溫計算相關(guān)函數(shù)Fig. 10 Correlation function of optimal main and reheat steam temperature calculation

3 結(jié)論

在超超臨界機(jī)組參與電網(wǎng)調(diào)峰的新常態(tài)下，以上汽輪機(jī)熱應(yīng)力控制策略優(yōu)化措施提高了機(jī)組熱應(yīng)力控制的可靠性，同時在保證汽輪機(jī)壽命損耗在合理范圍的前提下，能夠提高機(jī)組對電網(wǎng)的響應(yīng)速度。上述方案均已有了較好的工程應(yīng)用案例。

在應(yīng)用優(yōu)化汽輪機(jī)熱應(yīng)力控制策略時，需要其他運(yùn)行控制手段配合[16]。另外，考慮超超臨界機(jī)組長期頻繁啟停和深度調(diào)峰給汽輪機(jī)部件帶來的損耗和壽命的影響也在不斷增加，因此在提高汽輪機(jī)部件的使用壽命方面，本文的汽輪機(jī)熱應(yīng)力控制策略和計算方法需要進(jìn)一步完善。