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[導(dǎo)讀]摘要:以GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)為研究對象,在了解進(jìn)氣加熱系統(tǒng)(IBH)工藝特點及控制策略的前提下,對進(jìn)氣加熱系統(tǒng)投入和退出兩種情況下燃?xì)廨啓C(jī)變工況的性能進(jìn)行了對比分析。研究結(jié)果表明,進(jìn)氣加熱系統(tǒng)的投入使得燃?xì)廨啓C(jī)在更低的負(fù)荷工況下以犧牲熱效率為代價獲得了更高的透平初溫和透平排氣溫度,拓寬了預(yù)混工況的工作范圍。

引言

為了在較低負(fù)荷工況下獲得更高的透平初溫,使燃?xì)廨啓C(jī)更早進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式,以穩(wěn)定燃燒及獲得更為寬泛的低NOx排放范圍,減小IGV角度,降低壓氣機(jī)入口空氣量是一個行之有效的手段。但是IGV角度的減小會導(dǎo)致較大的壓降和空氣流的總溫下降,可能致使壓氣機(jī)進(jìn)口結(jié)冰,同時流量的降低也會導(dǎo)致壓氣機(jī)的喘振裕度下降,從而影響機(jī)組安全。為了解決這一問題,GE公司在燃?xì)廨啓C(jī)上設(shè)置了進(jìn)氣加熱系統(tǒng)(IBH),即從壓氣機(jī)排氣抽取一部分高溫高壓的氣體引至壓氣機(jī)入口,從而提高了壓氣機(jī)的入口溫度和入口空氣量,保證了在減小IGV角度的情況下提高部分負(fù)荷時的透平初溫,使得機(jī)組能夠更早地進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式。

本文為了深入研究進(jìn)氣加熱系統(tǒng)對GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能的影響,在仿真平臺上以GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)為研究對象,在深度剖析進(jìn)氣加熱系統(tǒng)控制策略的前提下,對IBH投入和退出兩種情況下的燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能進(jìn)行了對比分析。

1進(jìn)氣加熱系統(tǒng)

為了防止壓氣機(jī)壓比超限,GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)專門設(shè)置了壓氣機(jī)運行極限壓比,其為IGV角度和折合轉(zhuǎn)速TNHCOR的函數(shù),如圖1所示。

圖1壓氣機(jī)壓比極限與1GV及TNHCOR的關(guān)系

折合轉(zhuǎn)速TNHCOR是經(jīng)ISO大氣溫度和壓力校正后的轉(zhuǎn)速,其公式如下所示:

式中:CTIM為壓氣機(jī)入口溫度)℃):TNH為實際轉(zhuǎn)速)r/min)。

由圖1可知,在轉(zhuǎn)速恒定的情況下,隨著IGV角度減小,壓氣機(jī)的壓比極限也會下降,然而IGV角度減小同時也會導(dǎo)致壓氣機(jī)入口流量降低,壓氣機(jī)實際壓比增大,從而有可能使壓氣機(jī)實際壓比逼近壓比極限,影響設(shè)備安全。為了在IGV角度減小的同時降低壓氣機(jī)壓比,提高壓氣機(jī)入口溫度是一個行之有效的方法,壓氣機(jī)入口溫度的提高,可以使壓氣機(jī)的流通能力增大,從而降低壓氣機(jī)的壓比。

因此,GE公司設(shè)計了壓氣機(jī)進(jìn)氣加熱系統(tǒng),即從壓氣機(jī)排氣抽取一部分高溫高壓的氣體引至壓氣機(jī)入口,與吸入的空氣相混合。該系統(tǒng)主要由進(jìn)氣加熱隔離閥VM15-1、排污閥VA30-1、控制閥VA20-1、控制閥上下游壓力變送器96BH-1及96BH-2等回路組成,如圖2所示。

圖2進(jìn)氣加熱系統(tǒng)示意圖

21BH控制策略

GE公司9E燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)氣加熱系統(tǒng)控制基準(zhǔn)有4個,即防冰進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)、手動設(shè)定控制基準(zhǔn)、干法低NOx進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)和壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn),四者取大值作為控制閥的輸出指令。但絕大多數(shù)9E機(jī)組只有干法低NOx進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)和壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)這兩個基準(zhǔn),二者與常數(shù)0取大值作為控制閥的輸出指令。

2.1干法低NoX進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)

干法低N0x進(jìn)氣加熱控制基準(zhǔn)如下式所示:

式中:CSRDLN為進(jìn)氣加熱抽氣量與排氣量比值百分?jǐn)?shù)的設(shè)定值:C0BHP為進(jìn)氣加熱抽氣量C0BH與實測排氣量wExH比值的百分?jǐn)?shù):CSrihout'為上一周期控制閥的指令。

CSRBH為進(jìn)氣加熱抽氣量與排氣量比值百分?jǐn)?shù)的基準(zhǔn)值。當(dāng)CSRDLNCSRBH時,CSRDLN以0.0625%/s的速率降低至CSRBH。當(dāng)燃機(jī)轉(zhuǎn)速低于95%額定轉(zhuǎn)速或IGV角度大于62o時,CSRBH=-1,在其他情況下,CSRBH的取值如下式所示:

式中:CSGV為IGV角度反饋。

排氣量wExH的計算如下式所示:

式中:K1為常數(shù)0.01494886:K2為常數(shù)89.6552509:K3為常數(shù)-0.0959261:K4為常數(shù)198.8716454:P0為大氣壓力:P2為壓氣機(jī)排氣壓力:74為透平排氣溫度。

進(jìn)氣加熱抽氣量C0BH的計算如下式所示:

式中:PI為IBH閥門上游絕對壓力:CSCV為閥門流量系數(shù):CSXT為閥門壓差系數(shù)2:CTDR為閥門阻塞流壓差系數(shù)CSCFF與壓氣機(jī)排氣溫度的比值。

CSCFF為閥門阻塞流壓差系數(shù),其為閥門壓差系數(shù)1(CPBHPR)、閥門壓差系數(shù)2(CSXT)及常數(shù)0做三取中所得。

其中,閥門壓差系數(shù)1(CPBHPR)為IBH控制閥上下游壓差除以閥門上游絕對壓力所得。

閥門壓差系數(shù)2(CSXT)為IBH控制閥指令經(jīng)一階慣性延遲(K=1,7=0.5s)后,再經(jīng)過折線函數(shù)運算所得,如表1所示。

CSCV為閥門流量系數(shù),其為IBH控制閥指令經(jīng)一階慣性延遲(K=1,7=0.5s)后,再經(jīng)過折線函數(shù)運算所得,如表2所示。

2.2壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)

壓氣機(jī)工作極限控制基準(zhǔn)如下式所示:

當(dāng)壓氣機(jī)運行限制控制故障時,CSRPRx1=100:當(dāng)壓氣機(jī)運行限制控制無故障且IBH壓比限制未激活時,CSRPRx1=0:當(dāng)壓氣機(jī)運行限制控制無故障且IBH壓比限制激活時,CSRPRx1=CSRPR。當(dāng)未進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式時,延時30s,CSRPRx2=CSRPRx1:當(dāng)進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式時,CSRPRx2保持之前值。

其中IBH壓比基準(zhǔn)CSRPR計算如下式所示:

式中:CSrihout為IBH控制閥指令:CPRERR為壓比極限與實際壓氣機(jī)壓比的差值,并將其限定在3~100。

3燃?xì)廨啓C(jī)熱力性能評價指標(biāo)

當(dāng)假設(shè)燃?xì)廨啓C(jī)工質(zhì)為理想氣體,即氣體的熱力性質(zhì)不變,以及各個工作過程無損耗無泄漏時,燃?xì)廨啓C(jī)工作過程就可簡化為由4個可逆過程組成的定壓加熱理想循環(huán),如圖3所示。圖中,1—2為空氣在壓氣機(jī)中絕熱壓縮過程,2—3為氣體在燃燒室定壓加熱過程,3—4為氣體在渦輪中絕熱膨脹做功,4—1為氣體定壓放熱過程。

進(jìn)氣加熱系統(tǒng)對PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能的影響分析

對于定壓加熱理想循環(huán),一般采用比功we與熱效率nt這兩個指標(biāo)進(jìn)行分析,由布雷頓循環(huán)可推導(dǎo)出定壓加熱理想循環(huán)的比功及熱效率公式:

式中:g1為循環(huán)吸熱量:g2為循環(huán)放熱量:Cp為定壓比熱容:71174為圖3中各點的溫度。

由理想氣體狀態(tài)方程可知:

式中:p1~p4為圖3中各點的壓力:s為壓比:k為等嫡指數(shù)。將公式(tt)代入(+)和(t0)可得:

由公式(t3)可知,定壓加熱理想循環(huán)的熱效率取決于壓氣機(jī)的壓比,并隨著壓比的增大而提高,但是該表達(dá)式忽略了定壓加熱理想循環(huán)的本質(zhì),即未解析熱現(xiàn)象的本質(zhì),不足以用于分析熱機(jī)過程。因此,本文為了更好地表述燃?xì)廨啓C(jī)的熱機(jī)本質(zhì),在此引入循環(huán)溫增比r=73/7t,燃燒室溫增比r~=73/72,并將比功和熱效率公式改為溫比形式,

可得以下公式:

將公式(t4)對r~進(jìn)行求導(dǎo)并令其等于0,可得以下公式:

當(dāng)燃燒室溫增比為循環(huán)溫增比的平方根且燃?xì)廨啓C(jī)的比功最大時,機(jī)組熱效率最佳,由此也可以得到一個最佳的壓比。與此同時可以發(fā)現(xiàn),比功及熱效率與循環(huán)溫增比及燃燒室溫增比均有關(guān)系,而且最佳燃燒室溫增比的存在其實是限制了壓比,也就是說燃燒室溫增過程其實限制了壓比的選取。

4仿真試驗及結(jié)果分析

為了深入研究進(jìn)氣加熱系統(tǒng)對燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能的影響,本文在仿真平臺上以GE公司PG+t7tE燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組為研究對象,對IBH投入和退出兩種情況下的燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能進(jìn)行了對比分析。模型設(shè)定環(huán)境溫度為20℃,大氣壓力為0.t0t4bMPa,燃?xì)鉁囟葹?0℃。

由圖4和圖b可知,因IBH投入,IGV最小全速角由b7●變成42●,從而導(dǎo)致壓氣機(jī)入口空氣量減少,透平初溫73升溫過程加快,進(jìn)而引起DLN模式切換點發(fā)生了變化。IBH未投入的情況下,DLN模式切換為貧貧增負(fù)荷模式時負(fù)荷約為b+Mw,進(jìn)入二次切換模式時負(fù)荷約為+tMw,約2ts后,進(jìn)行預(yù)混切換模式,約14s后,進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式,此時負(fù)荷約為+3Mw:而IBH投入的情況下,DLN模式切換為貧貧增負(fù)荷模式時負(fù)荷約為33Mw,進(jìn)入二次切換模式時負(fù)荷約為60Mw,約21s后,進(jìn)行預(yù)混切換模式,約12s后,進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式,此時負(fù)荷約為63Mw。即IBH投入時,燃?xì)廨啓C(jī)在約b0%額定負(fù)荷時即可進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式,從而獲得了更為寬泛的低Nox排放范圍。

而由IBH投入和退出兩種情況下的壓氣機(jī)壓比變化曲線(圖6)可以發(fā)現(xiàn),IGV最小全速角為42●時,壓氣機(jī)壓比極限雖然有明顯的下降,但是由于IBH的投入提高了壓氣機(jī)的入口溫度,壓氣機(jī)實際壓比有了明顯的降低,從而保證了壓氣機(jī)在正常運行時有足夠的喘振裕度。

對比IBH投入和退出兩種情況下的燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比(圖7)可知,當(dāng)IBH投入時,燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比均要明顯高于IBH未投入時的燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比,但隨著負(fù)荷的增加,增溫比之間的偏差越來越小,當(dāng)IBH退出控制后,兩種狀態(tài)下的燃燒室溫增比及循環(huán)溫增比逐漸趨于一致。此外,當(dāng)負(fù)荷穩(wěn)定在額定負(fù)荷附近時,燃燒室溫增比的平方與循環(huán)溫增比近似相等,結(jié)合公式(17),可以證明GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)是以比功最大為原則進(jìn)行設(shè)計的。

由圖8可知,在低負(fù)荷階段,由于壓氣機(jī)進(jìn)氣量要少于IBH未投入時的進(jìn)氣量,所以單位工質(zhì)的做功能力相較于IBH未投入時要高。另外,結(jié)合熱效率計算公式(13)或(15)可以發(fā)現(xiàn),在低負(fù)荷段由于燃燒室溫增比增長較快,其熱效率要明顯低于IBH未投入時的熱效率,即燃?xì)廨啓C(jī)在中低負(fù)荷段是以犧牲熱效率為代價來換取更高的循環(huán)溫增比及燃燒室溫增比,以使燃機(jī)更早地進(jìn)入預(yù)混穩(wěn)定模式,從而獲得更為寬泛的低NOx排放范圍。

5結(jié)論

本文基于仿真模型對IBH投入和退出兩種情況下的燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能進(jìn)行了對比分析,可以得出以下結(jié)論:

(1)在中低負(fù)荷段通過減小IGV角度可以提高透平初溫,使DLN模式更早切換至預(yù)混穩(wěn)定模式,從而獲得更為寬泛的低NOx排放范圍。

(2)IGV角度的減小也會導(dǎo)致壓氣機(jī)的運行極限壓比減小,因而通過投入IBH系統(tǒng)提高壓氣機(jī)入口溫度的方法降低了壓氣機(jī)的實際壓比,增加了壓氣機(jī)運行時的喘振裕度,從而保證了壓氣機(jī)的安全運行。

圖8比功、熱效率變化曲線

(3)IBH的投入降低了燃?xì)廨啓C(jī)在中低負(fù)荷段的熱效率,因此當(dāng)IGV進(jìn)入溫控模式,IGV角度逐漸增大時,需要減小IBH的開度,直至IBH系統(tǒng)退出。

(4)當(dāng)負(fù)荷穩(wěn)定在額定負(fù)荷附近時,燃燒室溫增比的平方與循環(huán)溫增比近似相等,由此可以證明GE公司PG9171E燃?xì)廨啓C(jī)是以比功最大為原則進(jìn)行設(shè)計的。

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