基于閥位步進安全限幅的調節(jié)閥重疊度特性研究

蒙澤森，萬忠海，吳楊輝，陳 文，蔡 文

（1.江西江投電力技術與試驗研究有限公司， 江西 南昌 330096；2.國網江西省電力有限公司電力科學研究院， 江西 南昌 330096）

0 前言

現(xiàn)代汽輪機組廣泛采用DEH（Digital Electro-Hydraulic Control System）數(shù)字電液控制系統(tǒng)進行閥門管理。為提高機組運行經濟性，調節(jié)閥一般采用多步序閥控方式。比如，配置四個進汽調節(jié)閥的噴嘴配汽機組往往采用“GV1/2→GV3→GV4”三步序順序閥閥控方式[1]；帶過載補汽功能的節(jié)流配汽機組則采用“主調閥→補汽閥”兩步序順序閥閥控方式[2]。對于采用多步序閥控方式的汽輪機組而言，調節(jié)閥重疊度對于汽輪機組配汽端特性的影響較為復雜。當前業(yè)內對于DEH系統(tǒng)調節(jié)閥重疊度特性的數(shù)值辨析仍缺失有效手段，尚延續(xù)使用液壓調速系統(tǒng)的相關指標；同時，在汽輪機組配汽函數(shù)整定以及運行方式設定等工作中對待調節(jié)閥重疊度也缺失有關的技術規(guī)范或作業(yè)標準。

在火力機組調峰調頻任務日益嚴峻以及電站節(jié)能降耗越發(fā)迫切的雙重前景之下，獲取完備的調節(jié)閥重疊度特性對于提升汽輪機組運行經濟性與靈活性有著深遠意義[3-5]。

1 重疊度量化指標及唯一性約束條件

由于快開型調節(jié)閥流量特性為非線性，設定調節(jié)閥重疊度本質上為“合理”交疊調節(jié)閥間的流量管轄范圍，避免無效空行程工作失穩(wěn)并改善控制系統(tǒng)的調節(jié)特性。對于重疊度特性的研究首先需建立在重疊度設定較為合理的基礎之上；而此“合理性”又需體現(xiàn)在較為客觀且全面的具體量化指標體系之下。

DEH系統(tǒng)采用數(shù)字化配汽且油動機和調節(jié)閥一一對應，其調節(jié)閥閥序、單個調節(jié)閥閥位和調節(jié)閥重疊度均可以實現(xiàn)在線修改[6-7]，這與液壓調速系統(tǒng)存在較大差異。對于DEH系統(tǒng)而言，設定調節(jié)閥重疊度的主要目的是解決調節(jié)閥重疊區(qū)域進汽流量是否滿足必要的線性度、重疊度是否過小造成調節(jié)閥空行程工作失穩(wěn)以及重疊度是否過大惡化閥點運行經濟性這三個問題。由此，重疊度量化指標應包括流量線性度、重疊度本底節(jié)流損失[8]、閥位步進增幅以及安全限幅[9-10]。其中，流量線性度指總閥位指令增幅1%時所對應的汽輪機實際流量增幅大?。恢丿B度本底節(jié)流損失指在設定調節(jié)閥重疊度后，汽輪機實際閥點位置的熱耗相比理想“零重疊度”閥門全開位置的增幅。閥位步進增幅指總閥位指令增幅1%時所對應的調節(jié)閥閥位指令的增幅大??；安全限幅是總閥位指令增幅1%時所對應的調節(jié)閥閥位指令的增長限幅。

調節(jié)閥空行程運行穩(wěn)定性與調節(jié)閥固有節(jié)流特性（指調節(jié)閥流量特性和節(jié)流損失特性）密切相關，亦是DEH系統(tǒng)面對的實質性安全隱患。依據(jù)汽輪機原理，對于部套結構和安裝行程均已確定的進汽調節(jié)閥而言，調節(jié)閥閥位作為現(xiàn)場所有汽輪機組調節(jié)閥必備的狀態(tài)參數(shù)，其幾何意義具有熱力學映射屬性。因此，閥位步進安全限幅在以上量化指標體系中最是適宜作為評價及設定調節(jié)閥重疊度的唯一性約束條件；并由此，通過現(xiàn)場實踐，形成一種較為合理的重疊度設定方法（見文中“2.2節(jié)中）有重疊度工況調節(jié)閥閥位指令的產生”）。

2 重疊度仿真計算模型

依據(jù)制造廠熱平衡數(shù)據(jù)，借助德國STEAG電站能源公司Ebsilon Professional電站系統(tǒng)設計軟件開展調節(jié)閥重疊度仿真計算。由于缺失調節(jié)閥特性曲線，在研究過程中，針對重疊度特性研究及仿真軟件各自的特點，提出一種基于現(xiàn)場試驗提取部件特征曲線的仿真建模方法。

2.1 重疊度特性研究的特點

如果將調節(jié)閥和下游調節(jié)級弧段視為二級組，那么，重疊度特性包含重疊區(qū)域的調節(jié)閥節(jié)流特性（如調節(jié)閥閥位的重疊變化對汽輪機各二級組進汽流量的影響）和調節(jié)級弧段變工況特性（如進汽流量重新分配引起的調節(jié)級弧段壓比的變化對調節(jié)級弧段效率的影響）兩部分。對于所有二級組而言，在設定重疊度前后，其進口壓力/溫度為額定值且始終不變；其出口參數(shù)（即調節(jié)級壓力）由下游通流部分所確定且變化很小。此時，無論對于通過各二級組的流量還是對于各二級組的效率，調節(jié)閥節(jié)流特性的影響大于調節(jié)級弧段變工況特性，甚至起著決定性作用。同時，重疊度特性研究是調節(jié)閥有/無重疊度工況之間特性參數(shù)的相對比較過程，這使得汽輪機變工況計算存在的基準偏差會在此過程中得到有效抵充。

綜上所述，調節(jié)閥特性仿真是重疊度特性研究的關鍵。依據(jù)汽輪機原理，噴嘴、動葉的熱力特性方程同樣適用于全開和部分開啟調節(jié)閥的汽流[11-12]，因此，在缺失制造廠資料的情況下，可以通過人為定制調節(jié)閥特性曲線來開展重疊度特性研究。

2.2 調節(jié)閥閥位計算模型

調節(jié)閥閥位指令是無重疊度工況和有重疊度工況仿真計算的核心環(huán)節(jié)，其不僅是重疊度特性研究的前提，而且也關系著仿真計算的準確性。為盡可能遵循調節(jié)閥實際節(jié)流特性，計算模型做如下設定：

調節(jié)閥流量系數(shù)Kv的計算：調節(jié)閥的流量系數(shù)Kv依據(jù)式（1）進行計算。

式中：Kv為調節(jié)閥流量系數(shù)，m3/h；G為通過調節(jié)閥的蒸汽流量，t/h；Y為膨脹系數(shù)；Δp0為調節(jié)閥基準壓差，取值0.1 MPa；Δp為調節(jié)閥壓差，MPa；ρ0為調節(jié)閥前基準進汽密度，kg/m3；ρ為調節(jié)閥前進汽密度，kg/m3。

調節(jié)閥流量特性的獲?。阂罁?jù)現(xiàn)場順序閥無重疊度流量特性試驗數(shù)據(jù)，擬合出單個調節(jié)閥在既定閥序下的“閥位指令—實際流量增益百分比”特性曲線。此處的既定閥序是指單個調節(jié)閥在順序閥閥控方式下的實際開啟步序。通常，單個調節(jié)閥流量特性曲線是在其他調節(jié)閥全開工況下進行測試[10]；顯然，調節(jié)閥所處閥序并未遵循其既定閥序，所得結果自然也偏離于其實際流量特性[9]。

調節(jié)閥特性曲線的建立：將調節(jié)閥實際流量增益特性曲線與Ebsilon軟件的仿真計算相結合，即可得到各調節(jié)閥的“行程L—流量系數(shù)Kv”特性曲線。將這些特性曲線依次代入仿真模型，無重疊度工況各調節(jié)閥閥位指令的變工況計算便可付諸實施；

有重疊度工況調節(jié)閥閥位指令的產生：

對于有重疊度工況，當前序調節(jié)閥遵照安全限幅確定出重疊起始閥位及步進增幅后，后序調節(jié)閥能否有效補償因前序調節(jié)閥延遲開啟所形成的進汽流量缺額便成為影響重疊度是否合理的關鍵因素，這也是文中研究的重點。由于此時通過調節(jié)閥的蒸汽流量工況極為復雜，目前尚無遵循現(xiàn)場實際情況的理想解決方法。誠然，對于純理論計算，完全可以令重疊度工況相應的進汽流量不變，迭代計算出后序調節(jié)閥的閥位開度。但如此處理實踐意義不大，現(xiàn)實中較為可行的方法是依照無重疊度工況下單個調節(jié)閥在既定閥序下的“閥位指令—實際流量增益百分比”特性曲線以及前序調節(jié)閥延遲開啟所形成的流量增益缺額，反向映射出令后序調節(jié)閥的閥位指令[9]。圖1為不同調節(jié)閥閥位步進安全限幅下按此方法得到的配汽曲線。文中對于重疊度特性的研究便是基于此條件下而開展的。

圖1 調節(jié)閥1不同安全限幅配汽曲線

3 重疊度特性

汽輪機組配汽端運行特性內容豐富，其中對生產運行具備較大指導價值的主要有汽輪機組額定參數(shù)變負荷熱經濟特性、定功率變壓熱經濟特性以及定壓流量特性（定壓負荷特性）。多步序閥控方式對于汽輪機組配汽端運行特性產生了廣泛影響，其重疊度特性是指按前文方法設定調節(jié)閥重疊度前后，汽輪機組額定參數(shù)變負荷熱經濟特性、定功率變壓熱經濟特性以及定壓流量特性（定壓負荷特性）的異變特性。

由于無法完全通過現(xiàn)場試驗來測取重疊度對于配汽端運行特性的影響[13-14]，因此，基于仿真計算與部分現(xiàn)場試驗驗證，以某660 MW等級超臨界四閥三步序噴嘴配汽機組和某660 MW等級超臨界過載補汽機組（進汽參數(shù)與前者相同）為研究對象，通過不同機型（不同配汽方式）、不同工況、不同安全限幅以及不同調節(jié)閥流量特性的對比，剖析重疊度對于汽輪機組配汽端運行特性的具體影響。

3.1 定壓變負荷熱經濟特性

凝汽式汽輪機的熱經濟特性隨其調節(jié)方式不同而有不同的特點[12]。為比較噴嘴配汽機組和過載補汽機組的重疊度特性，兩臺機組的最大進汽流量均設定為2 000 t/h，同時，二者額定參數(shù)和THA工況高、中、低壓缸效率基本一致；其中，噴嘴配汽機組THA工況為三閥全開，過載補汽機組THA工況為主調閥全開且補汽閥全關。

通常，汽輪機組定壓變負荷熱經濟特性又稱為閥回路特性；閥點被定義為后序調節(jié)閥將要開啟時，前序調節(jié)閥對應的閥門位置，相應于閥回路特性曲線低點處的閥門位置[15]。顯然，該閥點也相當于配汽曲線中前序調節(jié)閥的重疊起始閥門位置。圖2和圖3分別給出了在8%安全限幅配汽曲線下兩類機組的額定參數(shù)變負荷熱經濟特性。從圖中無重疊度熱耗特性曲線來看，噴嘴配汽機組的熱耗分別在兩閥全開和三閥全開處存在明顯的局部低點；過載補汽機組的熱耗則在主調閥全開且補汽閥全關位置出現(xiàn)局部低點。反觀圖中有重疊度熱耗特性曲線，重疊度模糊了閥點位置，熱耗低點并非如ASME PTC6定義的那么直觀。但也可以看到在8%安全限幅下，兩類機組的重疊度本底節(jié)流損失大致為5～8 kJ/（kW·h）且與節(jié)流調節(jié)閥數(shù)量密切相關。

圖2 噴嘴配汽機組定壓變負荷熱經濟特性

圖3 過載補汽機組定壓變負荷熱經濟特性

3.2 定功率變壓熱經濟特性

當汽輪機組定功率運行時，其在既定配汽方式和閥序下進汽壓力與機組熱耗之間的數(shù)值對應關系，可稱為汽輪機組變壓熱經濟特性[8]。為實現(xiàn)電力生產供需平衡，汽輪發(fā)電機的輸出功率需實時響應并密切跟蹤調度的負荷指令。這種以功率為跟蹤目標的運營方式令定功率變壓運行熱經濟特性成為研究及決策煤電機組寬負荷調峰經濟性與靈活性運行方式極為重要的基礎信息之一。

圖5 噴嘴配汽機組480 MW工況變壓熱經濟特性

對于多步序汽輪機組，存在閥點運行和非閥點定壓運行兩種熱經濟性優(yōu)勢工況。由于非閥點工況與重疊度特性關系不大，圖4-7僅給出了在8%安全限幅配汽曲線下兩類機組600 MW和480 MW的定功率變壓運行熱經濟特性曲線。由于不同負荷對應的可行滑壓區(qū)間不同[16]，對應的可行閥位區(qū)間自然也有不同[8]，使得不同負荷之間的重疊度特性外在表現(xiàn)差異較大。

圖4 噴嘴配汽機組600 MW工況變壓熱經濟特性

圖6 過載補汽機組600 MW工況變壓熱經濟特性

圖7 過載補汽機組480 MW工況變壓熱經濟特性

但若以單個閥點為研究對象，重疊度特性有其相似的內在規(guī)律。其一、對應無重疊度調節(jié)閥全開位置的重疊度本底節(jié)流損失最大，且負荷不同數(shù)值不同，但均低于文中3.1節(jié)中定壓變負荷熱經濟特性的差幅；其二、前序調節(jié)閥重疊結束位置的熱耗相較該閥重疊起始位置的熱耗高出20～35 kJ/（kW·h）；其三、前序調節(jié)閥重疊起始位置（即閥點位置）附近的熱耗相對最優(yōu)，這與傳統(tǒng)觀點是一致的；不同之處在于熱耗低谷相比無重疊度工況更顯平緩，這有利于抵充運行中進汽壓力波動造成的非穩(wěn)態(tài)節(jié)流能損。

3.3 定壓流量特性（定壓功率特性）

在2.2節(jié)中，忽略各調節(jié)閥流量特性間的相互耦合，將無重疊度工況下單個調節(jié)閥流量增益特性直接套用于重疊度工況，各調節(jié)閥的實際流量貢獻盈缺將無法完全互補，這就使得設定重疊度前后的實際流量出現(xiàn)異變。圖8和圖9分別給出了在8%安全限幅下兩類機組進汽流量的異變特性。由圖可知，在設定重疊度前后，汽輪機進汽流量總偏差不足實際流量的0.1%，遠在現(xiàn)今汽輪機流量特性試驗的辨析精度之下。圖10給出了現(xiàn)場流量特性試驗的驗證結果，設定重疊度后實際流量與參照流量偏差甚微，可滿足工程要求。

圖8 噴嘴配汽機組流量特性

圖9 過載補汽機組流量特性

圖10 現(xiàn)場流量特性試驗驗證

眾所周知，汽輪機組進汽流量與發(fā)電機功率近似呈線性關系；通常，其流量特性越是線性化，越是有利于功率調節(jié)。圖11-13分別給出了在8%安全限幅下的噴嘴配汽機組（兩閥點和三閥點）以及過載補汽機組的發(fā)電機功率特性。如圖所示，設定重疊度后，發(fā)電機功率均呈下降趨勢；聯(lián)系上文圖2-3以及圖8-9可知，這主要是由于調節(jié)閥節(jié)流損失增加引起機組效率下降所致；同時，最大發(fā)電機功率偏差和最大重疊度本底節(jié)流損失呈對應關系，均出現(xiàn)在無重疊度調節(jié)閥全開位置，這與最大進汽流量總偏差出現(xiàn)的位置有所不同。

圖11 噴嘴配汽機組功率特性（兩閥點）

圖12 噴嘴配汽機組功率特性（三閥點）

以過載補汽機組為例，在無重疊度主調閥全開且補汽閥全關下的進汽流量、機組熱耗率和發(fā)電機功 率分 別為1 734.45 t/h、7 562.58 kJ（/kW·h）和610 425.06 kW；在設定調節(jié)閥重疊度后，進汽流量總偏差、熱耗偏差和發(fā)電機功率偏差分別為0.23 t/h、7.75 kJ/（kW·h）和-1 141.38 kW。如圖13所示，由于無重疊度工況下機組效率較高，這使得進汽流量與發(fā)電機功率在閥點處呈折線關系；設定重疊度后，發(fā)電機功率有所下降，更有利于機組功率的調節(jié)（噴嘴配汽機組在兩閥點和三閥點區(qū)域也存在類似現(xiàn)象），這點在重疊度設定過程中需要注意。

圖13 過載配汽機組功率特性

3.4 不同閥位步進安全限幅

以噴嘴配汽機組為例，零重疊度兩閥全開和三閥全開下進汽流量分別為1 396.96 t/h和1 775.40 t/h；發(fā)電機功率分別為506 069.95 kW和620 900.06 kW；機組熱耗分別為7 636.54 kJ/（kW·h）和7 569.09 kJ/（kW·h）；調節(jié)閥全開壓差比分別為1.40%和1.95%。不同閥位步進安全限幅下額定參數(shù)變負荷熱經濟特性的仿真結果匯總見表1。

表1 不同安全限幅下調節(jié)閥1數(shù)據(jù)匯總

由表1可知，隨安全限幅升高，最大流量偏差、最大功率偏差、最大重疊度本底節(jié)流損失以及閥點位置壓力重疊度均呈減小趨勢。顯然，零重疊度相當于安全限幅最大，其經濟性無疑最優(yōu)。同時，6%～10%安全限幅對應的調節(jié)閥壓力重疊度均低于液壓調速系統(tǒng)的經驗值（10%～15%）[17-20]。其中，8%安全限幅與10%壓力重疊度相比，兩閥點和三閥點分別可減少節(jié)流損失72.64 kJ/（kW·h）和20.05 kJ/（kW·h）。

3.5 不同調節(jié)閥

調節(jié)閥“行程L—流量系數(shù)Kv”曲線是快開型調節(jié)閥節(jié)流特性的具體表現(xiàn)。以噴嘴配汽機組為例，在維持閥門全開通流能力和壓差比均不變的前提下，通過改變調節(jié)閥的“行程L—流量系數(shù)Kv”曲線，求解不同流量特性調節(jié)閥的重疊度特性，以觀測安全限幅的適應性。如圖14所示，調節(jié)閥2相比調節(jié)閥1而言，其無效空行程占比更小。

圖14 調節(jié)閥1和調節(jié)閥2配汽曲線對比

由于調節(jié)閥流量特性與汽輪機組變工況特性無關，因此，當調節(jié)閥1更換為調節(jié)閥2后，無重疊度工況除二者調節(jié)閥閥位不同之外，其他熱力參數(shù)均維持不變。對比表1和表2可知，在不同安全限幅下，調節(jié)閥2與調節(jié)閥1的重疊度特性不僅具有相似規(guī)律，且各量化指標基本均略優(yōu)于前者，并滿足工程應用要求。

表2 不同安全限幅下調節(jié)閥2數(shù)據(jù)匯總

4 結語

1）根據(jù)DEH系統(tǒng)閥門控制特點，提出重疊度合理性的三個判定依據(jù)，確立重疊度的量化指標體系；從中確定并驗證了閥位步進安全限幅最適宜作為評價及設定調節(jié)閥重疊度的唯一性約束條件（這樣的好處還在于調節(jié)閥閥位是現(xiàn)場所有汽輪機組必備的運行參數(shù)）。

2）以前序調節(jié)閥步進安全限幅為參照基準，基于理論仿真計算與部分現(xiàn)場試驗驗證，通過不同機型、不同工況、不同安全限幅以及不同調節(jié)閥特性的對比，剖析基于閥位步進安全限幅生成的調節(jié)閥重疊度對于汽輪機組額定參數(shù)變負荷熱經濟特性、定功率變壓熱經濟特性以及定壓流量特性（定壓負荷特性）的具體影響和特征規(guī)律。

3）對于同一調節(jié)閥而言，隨閥位步進安全限幅升高，最大流量偏差、最大功率偏差、最大重疊度本底節(jié)流損失以及閥點位置壓力重疊度均呈減小趨勢。對于不同調節(jié)閥，隨閥位步進安全限幅升高，亦呈現(xiàn)出相似規(guī)律?？傮w而言，各量化指標均滿足工程應用要求，可為汽輪機組運行方式調整和配汽函數(shù)整定等工作提供參考。