燃氣_蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組熱力性能驗收試驗計算方法

1、專 論 燃氣 蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組熱力性能 驗收試驗計算方法Co mputi ng M ethod of Ther m al Perf or m ance Checkup T est f or G as -Stea m Co mb i ned Cycle U n its張 敏 1, 天 罡 2, 薛永鋒 1(1. 東北電力科學研究院有限公司 , 遼寧 沈陽 110006;2. 中國電力投 資集團公司東北分公司 , 遼寧 沈陽 110179摘要 :以鞍山鋼鐵集團公司 300MW 燃氣 蒸汽 聯(lián)合循 環(huán)機組 為例 , 闡述 了性能 驗收試驗 的標準、 試驗方 法和 測量儀 表 , 重點介紹了計算過程

2、, 并給出 了試驗結果 , 指出了試驗中需重點注意的問題。關鍵詞 :聯(lián)合循環(huán) ; 熱力性能 ; 驗收試驗 ; 計算方法Abstrac t :T his paper discusses the standard , soluti on and m easuri ng i nstru m ents , tak i ng 300MW gas -stea m co m b i ned cycle un i t in A nshan S teel Co rpo ra ti on as an examp l e . It focuses on the computi ng process and t he

3、 resu lts , po i n ti ng out t he cauti ons i n t he test . K eywords :Co m bined Cyc l e ; T he r m al pe rf o r m ance ; Checkup test ; Compu ting m ethod中圖分類號 TM 61113文獻標識碼 A 文章編號 1004-7913(2008 12-0001-05鞍山鋼鐵集團公司 GTCC 工程 300MW 燃氣 蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組由燃氣輪機、蒸汽輪機、燃氣壓 縮機、發(fā)電機組成 , 整套機組由日本三菱公司生產(chǎn) 制造 , 型號為 M 701S (F

4、 。余熱鍋 爐為杭州鍋爐 集團公司生產(chǎn)的三壓、再熱、臥式、無補燃、自然 循環(huán)燃機余熱鍋爐 , 型號為 NG -701S (F -R 。 機組控制系統(tǒng)為分散控制系統(tǒng) (DCS, 其它輔機 由國內(nèi)配套生產(chǎn) , 燃氣為高爐煤氣和焦爐煤氣的混 合物。根據(jù)計劃 , 在機組 168h 試運行期間開展熱力 性能驗收試驗工作。試驗由東北電力科學研究院有 限公司 (NEPRI 、鞍山鋼鐵集團公司 (O WNER 和日本三菱公司 (MHI 共同完成。1保證值與基準條件300MW 熱耗和出力保證值試驗其保證值 :機 組出力為 300MW, 熱耗率為 7420kJ/kW #h 。測 量值按以下基準參考條件修正。環(huán)境溫

5、度 (干球 :15e大氣壓力 :101109kPa (a相對濕度 :70%蒸汽輪機背壓 :5107kPa (a燃氣輪機排放燃氣總壓力 :317kPa (g:z發(fā)電機端功率因數(shù) :019(滯后 發(fā)電機氫氣壓力 :0135MPa (g余熱鍋爐轉(zhuǎn)鼓停止補充水流量 :0到機組加熱系統(tǒng) LP 蒸汽流量 :0燃氣輪機入口空氣加熱系統(tǒng) :關防結冰系統(tǒng) :關系統(tǒng)條件 :干凈清潔設計燃氣特性見表 1。2試驗方法和過程試驗前 , 雙方按相關標準制定試驗方案 , 成立 試驗組織機構 , 并確定試驗程序 , 安裝測試儀表 , 明確計算方法。為保證機組干凈清潔 , 對空氣過濾 器、空氣壓縮機、燃氣壓縮機等進行必要清洗。

6、檢 查燃氣輪機、余熱鍋爐和蒸汽輪機穩(wěn)定運行 , 燃氣 和蒸汽未發(fā)生泄漏 , 按照系統(tǒng)隔離清單對旁路門、 疏水門等進行隔離操作 , 要求運行人員按照標準要 求保持參數(shù)穩(wěn)定。在記錄前 , 發(fā)電機組在額定負荷 下穩(wěn)定運行約 2h , 試驗持續(xù)時間 2h 。 DCS 采集數(shù) 據(jù)間隔為每 m i n 1次 , 手工記錄 15m in1次 , 燃料 采樣 15m in1次。試驗結束后 , 三方對數(shù)據(jù)進行確 認并在試驗記 錄上簽字。為 保證試驗結果 的復現(xiàn) 12008年第 12期 東北電力技術表 1 設計燃氣特性項目高爐煤氣 焦爐煤氣 混合 N 2(干煤氣體積流量 /%56195189353111H 2(干

7、煤氣體積流量 /%118561025183CO 2(干煤氣體積流量 /%16162183315158CO (干煤氣體積流量 /%24176128723133C H 4(干煤氣體積流量 /%02615771197C 2H 6(干煤氣體積流量 /%021390118低位發(fā)熱量 (干煤氣 /(k J #m -33312179034396發(fā)電島邊界終端壓力 /kPa(g 8101810810發(fā)電島邊界終端溫度 /e 35e 飽和 干25e 飽和 干35e 飽和 干總硫 /(mg #m -323017電功 率 由臨 時 安裝 的 日本 橫 河公 司 生 產(chǎn)的 1010功率表測量 ; 由安裝在燃氣輪機入口

8、的孔板 及運行流量儀表測量差壓來計算燃氣流量 ; 燃氣采 樣在流量表上游 (除塵器后 人工采 集 , 并由專 用煤氣組分化驗裝置 S H I M ADZU GC14B 進行化驗 分析。大氣溫度由安裝在空氣過濾器入口的 4只專 用鉑電阻溫度計測量 , 大氣壓力由安裝在空氣過濾 器入口的專用絕對壓力變送器測量。相對濕度由安 裝在空氣過濾器入口的專用相對濕度表測量 ; 蒸汽 輪機背壓由安裝在蒸汽輪機排汽處的 2臺專用絕對 壓力變送器測量 ; 頻率測量是由安裝在機組轉(zhuǎn)軸上 的運行測速儀表測量 ; 補水流量由運行的熱井水位 表測量 ; 功率因數(shù)由專用的功率因數(shù)儀表測量 ; 燃 料供應壓力由運行壓力變送器

9、測量。燃料供應溫度 由 4只運行熱電偶測量。燃燒室壓力由安裝在燃燒 室的 3臺運行壓力變送器測量。燃氣輪機排氣溫度 由安裝在燃氣輪機排氣室的 6只運行熱電偶測量。3 計算方法311 燃氣密度計算a .混合氣體壓縮因子Z m ix (t , p =E Nj =1x j #Z j式中 x j 干混合氣體中組分 j 的摩爾分數(shù) ;Z j 組分 j 在 計 量參 比 條件 下的 壓 縮因子 ;N 混合氣體的組分數(shù)量 ;計量參比條件 1011325kPa , 0e 。 b.干混合氣體中組分 j 的體積分數(shù)U j(d =x j #Z jZ mix (t , p . U j(w =U j(d (1-V H

10、2O 式中 V H 2O 水蒸氣體積分數(shù)。d .濕混合氣體各組分摩爾分數(shù) x j(w =U j(wZ j E Nj =1j(wZ je .理想氣體密度Q 0(t , p =(pR #T E Nj =1x j(w #M j式中 Q 0(t , p 理想氣體密度 , kg /m3;R 摩 爾 氣 體 常 數(shù) ,R =81314510J/(mo l #K ; T 絕對溫度 , 273115K;x j(w 組分 j 的摩爾分數(shù) ;M j 組分 j 的摩爾質(zhì)量 , kg /kmol 。 .f 真實氣體密度Q (t , p =Q 0(t , p Z mix (t , p 312 燃氣粘度計算試驗過程中燃氣

11、粘度的計算 :L 1=E Ni =1L i1+x i E ni =1i X jx j 5ij5ij =1+L ij015M jM i01221+M i M 15式中 L 1 燃氣混合氣體動力粘度 ,Pa #s ; x 各組分摩爾分數(shù) ;L i 各組分氣體動力粘度 , Pa #s ; M j 各組分摩爾質(zhì)量 , kg /kmo; ln 2東北電力技術2008年第 12期313 燃氣流量計算a . 工作狀態(tài)下孔板內(nèi)徑的計算d =d r (1+A 1(t 1-t r 式中 d r 在參 考溫 度 (t r 下 設計 的孔 板內(nèi)徑 , m;A 1 孔板材料線膨脹系數(shù) ; t r 孔板設計參考溫度 ,

12、為 20e ; t 1 工作溫度 , e 。 b. 工作狀態(tài)下管道內(nèi)徑的計算 D =D r (1+A 2(t 1-t r 式中 D r 在參考溫度 (t r 下設計的孔板上游管道內(nèi)徑 , m; A 2 管道材料線膨脹系數(shù)。 c .直徑比 B =D d .流出系數(shù)C =015959+010321B 211-011840B 8+010029B21510R e D0175+01090L 1B 41-B4-010337L c 2B 3式中 R e D 雷諾數(shù) ;L 1 孔板上游端面到上游取壓口的距離除以管道直徑得出的商 ;L c 2 孔板下 游端面到下游 取壓口的距離除以管道直徑得出的商。 e .膨脹

13、系數(shù)E 1=1-(0141+0135B 4$P J P 1式中 P 1 孔板上游流體絕對靜壓 ; J 等熵指數(shù)。. f工作條件下流體密度Q 1(w =Q N (wP 1101t 1+2731式中 t 1 孔板上游流體溫度 , e ;Q N (w 標 準 條 件 下 流 體 密 度(濕 度 基 準 , kg /m3。g .燃料水蒸氣含量 V H 2O =P vap p in =P sat (t in p in式中 p in 壓氣機入口壓力 , Pa ;P va p 對應 /t in 0的飽和蒸汽壓力 , Pa ; t in 壓氣機入口溫度 , e 。 h. 燃氣流量計算 V(d w #(V H

14、2O =Q m (wN (w #(1-V H 2O =C 1-BE 14d 22$1Q 1(w #Q N (w#(1-V H 2O 式中 Q V(d 燃氣容積流量 (干度基準 , m 3/s;Q V(w 燃氣容積流量 (濕度基準 , m 3/s ;Q m(w 燃氣質(zhì)量流量 (濕度基準 , kg /s; $P 孔板差壓 , Pa 。314 燃氣熱值計算試驗過程中燃氣低位發(fā)熱量的計算將按以下計 算公式確定 , 燃氣發(fā)熱量應進行干度基準校正。a . 理想氣體的摩爾發(fā)熱量已知組成的混合氣體在溫度 t 1下的理想氣體 摩爾發(fā)熱量 :H 0(t 1 =E nj =1x j H 0j (t 1 式中 x j

15、 混合氣體中組分 j 的摩爾分數(shù) ;H 0j (t 1 混合氣體中組分 j 的理想摩爾發(fā)熱量 , kJ/mo l 。b . 理想氣體的體積發(fā)熱量已知 組 成 的 混 合 氣 體 , 在 燃 燒 溫 度 t 1(15e 、計量溫度 t 2(0e 下和壓力 P 2(1011325kPa 時的理想氣體體積低位發(fā)熱量 :H 0t 1, V(t 2, p 2 =H 0(t 1 p 2R #T 2 (kJ/m3式中 T 2 絕對溫度 , T 2=t 2+273115。c .混合氣體壓縮因子的計算Z mix (t 2, p 2 =1-E Nj =1x j #2式中 b j 為求和因子。d .真實氣體的體積發(fā)

16、熱量H t 1, V(t 2, p 2 =H 0t 1, V(t 2, p 2 Z m ix (t 2, p 2 (kJ/m3315 熱耗率計算與修正方法在試驗條件下測量得到的熱耗率結果應按給出 的基準條件及修正曲線進行修正 , 計算和修正方法 如下。a .試驗條件下的輸出功率W t =W m -W d式中 W t 試驗條件下的輸出功率 , k W;W m 機組測量的發(fā)電機功率 , k W;W d 勵磁機功率 , k W 。 b .試驗條件下的機組熱耗率 HR t =Q v(d LH V(kJ/kW #h32008年第 12期東北電力技術式中 HR t 試驗條件下計算熱耗 , kJ/kW #h

17、 。LH V 燃氣的低位發(fā)熱量 , kJ /m3。 c .基準參考條件下熱耗率修正H R c =H R tC 1C 2C 3C 4C 5C 6C 7C 8C 9C 10C 11C 12C 13式中 C 1 大氣溫度對熱耗率的修正系數(shù) ;C 2 大氣壓力對熱耗率的修正系數(shù) ; C 3 大氣相對濕度對熱耗率的修正系數(shù) ; C 4 蒸汽輪機背壓對熱耗率的修正系數(shù) ; C 5 燃氣低 位發(fā)熱 量對熱 耗率的 修正系數(shù) ;C 6 補水率對熱耗率的修正系數(shù) ; C 7 頻率對熱耗率的修正系數(shù) ; C 8 燃氣供給溫度對熱耗率的修正系數(shù) ; C 9 燃氣供給壓力對熱耗率的修正系數(shù) ; C 10 燃氣透平入口

18、溫差對 熱耗率的修正系數(shù) ; C 11 功率因數(shù)對熱耗率的修正系數(shù) ; C 12 氫氣壓力對熱耗的修正系數(shù) ; C 13 機組老化對熱耗率的修正系數(shù)。 316 等效老化時間的確定a .永久老化等效時間EDH 1=HB +SO ASO =NB +E Bj =1(LRj +E Cj =1(Tj +E Dj =1(LC j b.可修復老化等效時間EDH 2=(HB+SO A 115式中 EDH 1 永久老化等效時間 ;HB 機組從第一次點火到 200h 后實際運行時間 ;SO 等效啟動次數(shù) ;A 永久老化、可修復老化等效啟動次數(shù) 的修正因子 ;NB 機組從第一次點火到 200h 后實際啟動次數(shù) ;B

19、 機組從第一次點火到 200h 后甩負荷次數(shù) ;LR j 甩負荷次數(shù)的修正因子 ;C 機組從第一次點火到 200h 后跳閘次數(shù) ; T j 跳閘次數(shù)的修正因子 ;D 機組第一次點火到 200h 快速變負荷次數(shù) ;j 317 測量不確定度的評價計算總結果的不確定度取決于各試驗數(shù)據(jù)分不確定 度的共同影響。首先確定單個測量不確定度。一般 來說 , 測量不確定度由三部分組成 :測量裝置本身 儀表不確定度 ; 由隨時間變化的測量參數(shù)而引入的 采樣不確定度 ; 由于采用有限個讀數(shù)和采樣點而引 起的空間不確定度。a . 測量裝置不確定度U I =U c I /式中 U I 由每個所用儀表的不確定度引起的測量

20、平均值不確定度 ; U c I 儀表的基本不確定度 ;M 為獲得平均值所用相同儀表數(shù)目。 b . 試驗參數(shù)的量值隨時間變化的不確定度 S =E i =1(Xi -X 2/(N-1 式中 S 標準偏差估計值 ;X i 單個讀數(shù) ;X 所有讀數(shù)平均值 ;N 讀數(shù)的次數(shù)。如果取幾個儀表的多重讀數(shù)的平均值 , 其不確 定度為U t =t v S /S =E i =1S 2i /M 式中 S 為由每個儀表讀數(shù)計算出的 S 值平均值。c . 計算變量的不確定度 通過幾個參數(shù)的測量計算得到 的變量 (如燃 氣流量 , 是通過影響變量的各個參數(shù)的不確定度 來計算。U R =i =1(1U P 1 式中 U R

21、 計算變量 R 的不確定度 ;5R1R 隨 P 變化的靈敏度 ; U P 1 由儀表、空間 和時間變化引 起的測量參數(shù)的總不確定度。4 試驗結果通過測試并按設計參考條件 修正后的熱耗為 703719kJ/kW #h , 比 設 計 熱 耗 值 低38211kJ/kW #h, 熱耗試驗結果優(yōu)于保證值。發(fā)電機凈功 率按設計參考條件經(jīng)參數(shù)修正后的功率為 313893k W, 比設計值高 13893k W, 功率試驗結果優(yōu)于保 4東北電力技術2008年第 12期表 2 300MW 燃氣 蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組性能試驗計算結果序號 項目設計值第一工況 第二工況 300MW300MW 300MW 1試驗發(fā)電機功

22、率 /kW 3000002992872993342試驗熱耗率 /(kJ #(k W #h-174207290197206153試驗絕對熱效率 /%4815249138491964修正后發(fā)電機功率 /kW3000003138933124535修正后機組熱耗率 /(kJ #(k W #h -1 74207037196970156修正后機組熱效率 /%4815251115511655 結論a .保持運行工況和參數(shù)的穩(wěn)定 , 性能驗收試驗時的所有參數(shù)都必須在機組已達到穩(wěn)態(tài)運行條件 后才能進行測量。b.試驗中幾個對結 果影響重 大的測點 (環(huán)境溫度、燃氣供氣溫度、燃氣組分分析、燃燒室殼 壓力 , 要多布

23、置測點。c . 環(huán)境溫度測點應布置在空氣過濾室內(nèi) , 測 點布局要經(jīng)過仔細選擇 , 以消除溫度分布不均勻性 的影響 , 力求將空間分布誤差減至最小 , 并避免太 陽和雨滴對溫度測量值的影響。d .燃氣供氣溫度試驗測點一般設在燃氣除塵器后、燃氣壓縮機前。e . 燃氣透平入口溫差對試驗結果影響最大 , 溫差每變化 1e , 影響熱耗 111j 。燃氣透平入口 溫差 =透平理論入口溫度 -實際入口溫度。燃氣透 平入口溫差并非通過現(xiàn)場測量得出 , 而是通過測量 燃燒室殼壓力推算出燃氣透平入口理論溫度 , 再由 燃氣輪機效率計算出燃氣透平實際溫度 , 最后得出 燃氣透平入口溫差。因燃氣透平入口溫差一般變化 為幾十 e , 所以控制燃氣透平的溫差對試驗結果很 重要。. f燃氣低位發(fā)熱量、燃氣密度和燃氣流量都和燃氣組分有密切關系 , 在盡可能接近燃氣輪機的供氣母管上 , 每 15m in 抽取煤氣試樣 , 以便測定 煤氣混合氣樣成分 , 借以消除試驗過程中煤氣成分 不穩(wěn)定所導致的誤差。另外在計算時應注意燃氣的 組分是干氣還是濕氣 , 一般儀器所化驗出來的燃氣 組分通常是干氣 , 所以在計算燃氣密度和粘度時要 將干氣組分換算成濕氣組分。參考文獻 :1 焦樹建 . 淺論聯(lián) 合循環(huán)熱 力性能的 驗收試驗 J .燃氣輪機技術 , 2004(01.2 湯 蘊琳 . 燃 氣輪 機聯(lián) 合循環(huán) GTCC