进气加热系统对PG9171E燃气轮机变工况性能的影响分析

时间：2022-03-11 23:17:47

关键字：燃气轮机进气加热系统变工况

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[导读]摘要:以GE公司PG9171E燃气轮机为研究对象,在了解进气加热系统（IBH）工艺特点及控制策略的前提下,对进气加热系统投入和退出两种情况下燃气轮机变工况的性能进行了对比分析。研究结果表明,进气加热系统的投入使得燃气轮机在更低的负荷工况下以牺牲热效率为代价获得了更高的透平初温和透平排气温度,拓宽了预混工况的工作范围。

引言

为了在较低负荷工况下获得更高的透平初温,使燃气轮机更早进入预混稳定模式,以稳定燃烧及获得更为宽泛的低NOx排放范围,减小IGV角度,降低压气机入口空气量是一个行之有效的手段。但是IGV角度的减小会导致较大的压降和空气流的总温下降,可能致使压气机进口结冰,同时流量的降低也会导致压气机的喘振裕度下降,从而影响机组安全。为了解决这一问题,GE公司在燃气轮机上设置了进气加热系统（IBH）,即从压气机排气抽取一部分高温高压的气体引至压气机入口,从而提高了压气机的入口温度和入口空气量,保证了在减小IGV角度的情况下提高部分负荷时的透平初温,使得机组能够更早地进入预混稳定模式。

本文为了深入研究进气加热系统对GE公司PG9171E燃气轮机变工况性能的影响,在仿真平台上以GE公司PG9171E燃气轮机为研究对象,在深度剖析进气加热系统控制策略的前提下,对IBH投入和退出两种情况下的燃气轮机变工况性能进行了对比分析。

1进气加热系统

为了防止压气机压比超限,GE公司PG9171E燃气轮机专门设置了压气机运行极限压比,其为IGV角度和折合转速TNHCOR的函数,如图1所示。

图1压气机压比极限与1GV及TNHCOR的关系

折合转速TNHCOR是经ISO大气温度和压力校正后的转速,其公式如下所示:

式中:CTIM为压气机入口温度)℃）:TNH为实际转速)r/min）。

由图1可知,在转速恒定的情况下,随着IGV角度减小,压气机的压比极限也会下降,然而IGV角度减小同时也会导致压气机入口流量降低,压气机实际压比增大,从而有可能使压气机实际压比逼近压比极限,影响设备安全。为了在IGV角度减小的同时降低压气机压比,提高压气机入口温度是一个行之有效的方法,压气机入口温度的提高,可以使压气机的流通能力增大,从而降低压气机的压比。

因此,GE公司设计了压气机进气加热系统,即从压气机排气抽取一部分高温高压的气体引至压气机入口,与吸入的空气相混合。该系统主要由进气加热隔离阀VM15-1、排污阀VA30-1、控制阀VA20-1、控制阀上下游压力变送器96BH-1及96BH-2等回路组成,如图2所示。

图2进气加热系统示意图

21BH控制策略

GE公司9E燃气轮机进气加热系统控制基准有4个,即防冰进气加热控制基准、手动设定控制基准、干法低NOx进气加热控制基准和压气机工作极限控制基准,四者取大值作为控制阀的输出指令。但绝大多数9E机组只有干法低NOx进气加热控制基准和压气机工作极限控制基准这两个基准,二者与常数0取大值作为控制阀的输出指令。

2.1干法低NoX进气加热控制基准

干法低N0x进气加热控制基准如下式所示:

式中:CSRDLN为进气加热抽气量与排气量比值百分数的设定值:C0BHP为进气加热抽气量C0BH与实测排气量wExH比值的百分数:CSrihout'为上一周期控制阀的指令。

CSRBH为进气加热抽气量与排气量比值百分数的基准值。当CSRDLNCSRBH时,CSRDLN以0.0625%/s的速率降低至CSRBH。当燃机转速低于95%额定转速或IGV角度大于62o时,CSRBH=-1,在其他情况下,CSRBH的取值如下式所示:

式中:CSGV为IGV角度反馈。

排气量wExH的计算如下式所示:

式中:K1为常数0.01494886:K2为常数89.6552509:K3为常数-0.0959261:K4为常数198.8716454:P0为大气压力:P2为压气机排气压力:74为透平排气温度。

进气加热抽气量C0BH的计算如下式所示:

式中:PI为IBH阀门上游绝对压力:CSCV为阀门流量系数:CSXT为阀门压差系数2:CTDR为阀门阻塞流压差系数CSCFF与压气机排气温度的比值。

CSCFF为阀门阻塞流压差系数,其为阀门压差系数1(CPBHPR）、阀门压差系数2(CSXT）及常数0做三取中所得。

其中,阀门压差系数1(CPBHPR）为IBH控制阀上下游压差除以阀门上游绝对压力所得。

阀门压差系数2(CSXT）为IBH控制阀指令经一阶惯性延迟(K=1,7=0.5s）后,再经过折线函数运算所得,如表1所示。

CSCV为阀门流量系数,其为IBH控制阀指令经一阶惯性延迟(K=1,7=0.5s）后,再经过折线函数运算所得,如表2所示。

2.2压气机工作极限控制基准

压气机工作极限控制基准如下式所示:

当压气机运行限制控制故障时,CSRPRx1=100:当压气机运行限制控制无故障且IBH压比限制未激活时,CSRPRx1=0:当压气机运行限制控制无故障且IBH压比限制激活时,CSRPRx1=CSRPR。当未进入预混稳定模式时,延时30s,CSRPRx2=CSRPRx1:当进入预混稳定模式时,CSRPRx2保持之前值。

其中IBH压比基准CSRPR计算如下式所示:

式中:CSrihout为IBH控制阀指令:CPRERR为压比极限与实际压气机压比的差值,并将其限定在3～100。

3燃气轮机热力性能评价指标

当假设燃气轮机工质为理想气体,即气体的热力性质不变,以及各个工作过程无损耗无泄漏时,燃气轮机工作过程就可简化为由4个可逆过程组成的定压加热理想循环,如图3所示。图中,1—2为空气在压气机中绝热压缩过程,2—3为气体在燃烧室定压加热过程,3—4为气体在涡轮中绝热膨胀做功,4—1为气体定压放热过程。

进气加热系统对PG9171E燃气轮机变工况性能的影响分析

对于定压加热理想循环,一般采用比功we与热效率nt这两个指标进行分析,由布雷顿循环可推导出定压加热理想循环的比功及热效率公式:

式中:g1为循环吸热量:g2为循环放热量:Cp为定压比热容:71174为图3中各点的温度。

由理想气体状态方程可知:

式中:p1～p4为图3中各点的压力:s为压比:k为等嫡指数。将公式(tt）代入(+）和(t0）可得:

由公式(t3）可知,定压加热理想循环的热效率取决于压气机的压比,并随着压比的增大而提高,但是该表达式忽略了定压加热理想循环的本质,即未解析热现象的本质,不足以用于分析热机过程。因此,本文为了更好地表述燃气轮机的热机本质,在此引入循环温增比r=73/7t,燃烧室温增比r～=73/72,并将比功和热效率公式改为温比形式,

可得以下公式:

将公式(t4）对r～进行求导并令其等于0,可得以下公式:

当燃烧室温增比为循环温增比的平方根且燃气轮机的比功最大时,机组热效率最佳,由此也可以得到一个最佳的压比。与此同时可以发现,比功及热效率与循环温增比及燃烧室温增比均有关系,而且最佳燃烧室温增比的存在其实是限制了压比,也就是说燃烧室温增过程其实限制了压比的选取。

4仿真试验及结果分析

为了深入研究进气加热系统对燃气轮机变工况性能的影响,本文在仿真平台上以GE公司PG+t7tE燃气轮机机组为研究对象,对IBH投入和退出两种情况下的燃气轮机变工况性能进行了对比分析。模型设定环境温度为20℃,大气压力为0.t0t4bMPa,燃气温度为20℃。

由图4和图b可知,因IBH投入,IGV最小全速角由b7●变成42●,从而导致压气机入口空气量减少,透平初温73升温过程加快,进而引起DLN模式切换点发生了变化。IBH未投入的情况下,DLN模式切换为贫贫增负荷模式时负荷约为b+Mw,进入二次切换模式时负荷约为+tMw,约2ts后,进行预混切换模式,约14s后,进入预混稳定模式,此时负荷约为+3Mw:而IBH投入的情况下,DLN模式切换为贫贫增负荷模式时负荷约为33Mw,进入二次切换模式时负荷约为60Mw,约21s后,进行预混切换模式,约12s后,进入预混稳定模式,此时负荷约为63Mw。即IBH投入时,燃气轮机在约b0%额定负荷时即可进入预混稳定模式,从而获得了更为宽泛的低Nox排放范围。

而由IBH投入和退出两种情况下的压气机压比变化曲线(图6）可以发现,IGV最小全速角为42●时,压气机压比极限虽然有明显的下降,但是由于IBH的投入提高了压气机的入口温度,压气机实际压比有了明显的降低,从而保证了压气机在正常运行时有足够的喘振裕度。

对比IBH投入和退出两种情况下的燃烧室温增比及循环温增比(图7）可知,当IBH投入时,燃烧室温增比及循环温增比均要明显高于IBH未投入时的燃烧室温增比及循环温增比,但随着负荷的增加,增温比之间的偏差越来越小,当IBH退出控制后,两种状态下的燃烧室温增比及循环温增比逐渐趋于一致。此外,当负荷稳定在额定负荷附近时,燃烧室温增比的平方与循环温增比近似相等,结合公式(17）,可以证明GE公司PG9171E燃气轮机是以比功最大为原则进行设计的。

由图8可知,在低负荷阶段,由于压气机进气量要少于IBH未投入时的进气量,所以单位工质的做功能力相较于IBH未投入时要高。另外,结合热效率计算公式(13）或(15）可以发现,在低负荷段由于燃烧室温增比增长较快,其热效率要明显低于IBH未投入时的热效率,即燃气轮机在中低负荷段是以牺牲热效率为代价来换取更高的循环温增比及燃烧室温增比,以使燃机更早地进入预混稳定模式,从而获得更为宽泛的低NOx排放范围。