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。

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。