本發(fā)明屬于燃氣發(fā)電技術領域，特別是一種燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組供熱性能計算方法。

背景技術：

大量聯(lián)合循環(huán)機組的接入，影響了區(qū)域性熱網和電網的穩(wěn)定運行。一方面，有的聯(lián)合循環(huán)機組設置自動同步換擋(synchro-self-shifting,sss)離合器，在熱負荷較高時將低壓缸退出，汽輪機以背壓模式進行供熱，而這種設備配置和運行模式在國內沒有成熟的經驗；另一方面，區(qū)域性電網負荷是以居民、商業(yè)負荷為主，電網用電負荷越來越呈現(xiàn)出峰谷差大的特征，給電網調峰帶來巨大的困難，因此掌握聯(lián)合循環(huán)機組供熱對其調峰性能的影響尤為關鍵。

技術實現(xiàn)要素：

本發(fā)明的目的是針對現(xiàn)有技術的不足，而提出一種燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組供熱性能計算方法。

本發(fā)明解決其技術問題是采取以下技術方案實現(xiàn)的：

一種燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組供熱性能計算方法，包括步驟如下：

(1)通過背壓模式下供熱性能試驗，得到背壓模式下聯(lián)合循環(huán)機組的供熱量；

①二拖一運行

試驗時通過改變燃氣輪機負荷調整供熱量，每個工況點穩(wěn)定運行10min～15min，記錄高壓、中壓、低壓情況下的蒸汽量(kg/s)，記錄燃氣輪機、蒸汽輪機的負荷(mw)，并記錄3組數(shù)據取平均值，數(shù)據列表，

將供熱蒸汽量和供熱量分別擬和為燃氣輪機功率的函數(shù)，如式(1)和式(2)所示，

gdh＝322.19+0.683pgt+1.909×10^-4(pgt)²(1)

qdh＝931.12+1.973pgt+5.516×10^-4(pgt)²(2)

式中，gdh為供熱蒸汽量，t/h；qdh為供熱量，gj/h；pgt為機組群中燃氣輪機的功率，mw；

根據式(1)、(2)式得到，在確定的環(huán)境溫度下聯(lián)合循環(huán)機組背壓運行時，供熱量和機組群負荷存在一一對應的關系，即當供熱量一定時，背壓運行的聯(lián)合循環(huán)機組不具備調峰能力；

②一拖一運行

一拖一背壓模式試驗時，首先將一臺燃氣輪機進行解汽，其余熱鍋爐產生的高、中、低壓蒸汽走旁路，由另一臺燃氣輪機拖動蒸汽輪機運行，試驗過程中按照上述步驟①的方式記錄原始數(shù)據，數(shù)據列表，

將供熱蒸汽量和供熱量分別擬和為燃氣輪機功率的函數(shù)，如式(3)和式(4)所示，

gdh＝41.67+2.02pgt-0.00311(pgt)²(3)

qdh＝124.18+6.03pgt-0.00926(pgt)²(4)

同理可知,一拖一機組在確定的環(huán)境溫度下聯(lián)合循環(huán)機組背壓運行時，供熱量和機組群負荷存在一一對應的關系，即當供熱量一定時，背壓運行的聯(lián)合循環(huán)機組也不具備調峰能力；

(2)抽凝模式下供熱性能，建立抽凝模式下機組群負荷、供熱量的數(shù)學模型；

①數(shù)學模型

根據廠家提供的各工況機組的熱力性能參數(shù)，然后將不同工況下聯(lián)合循環(huán)參數(shù)列表，通過相同邊界條件下的參數(shù)比對，得到背壓工況和純凝工況汽輪機功率、供熱蒸汽量與燃氣輪機負荷率的關系，通過比對純凝工況和背壓工況下蒸汽輪機的功率，計算得到蒸汽在低壓缸中的焓降，將蒸汽在低壓缸中的焓降擬合成燃氣輪機負荷率的函數(shù)，即

δhlp＝0.651-0.345xgt+1.360(xgt)²-0.924(xgt)³(5)

式中，xgt為燃氣輪機的負荷率；δhlp為蒸汽在低壓缸中的焓降，mj/kg。

以背壓試驗工況下汽輪機的負荷為基礎，得到抽凝工況下汽輪機的負荷為:

式中，分別為抽凝模式、背壓模式下汽輪機的功率，mw；分別為抽凝模式、背壓模式下的供熱蒸汽量，t/h；ηm、ηg分別為機械效率和發(fā)電機效率，

②抽凝模式下機組群的負荷為:

式中，pgtcc為機組群功率，mw；

(3)模型得到聯(lián)合循環(huán)機組的供熱性能和調峰性能

通過上述模型可以計算得到二拖一和一拖一抽凝模式下，機組群負荷與供熱量的關系曲線，由關系曲線圖可得:當供熱量一定時，隨著燃氣輪機負荷率的下降，機組群負荷也是逐漸降低的，機組群存在最大功率和最小功率，隨著供熱量的增大，機組群的最大功率與最小功率之差越來越小，說明在較高供熱量的情況下，聯(lián)合循環(huán)機組的調峰性能變差。

而且，所述步驟(1)的背壓模式下計算供熱量時按每公斤供熱蒸汽放出2980kw熱量計算,供熱蒸汽量等于余熱鍋爐產生的高、中、低壓蒸汽之。

而且，在所述步驟(1)得到背壓模式下聯(lián)合循環(huán)機組的供熱量過程中，不考慮環(huán)境溫度變化及設備老化情況。

本發(fā)明的優(yōu)點和積極效果是：

本發(fā)明以某地區(qū)某f級燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組為例，通過運行試驗和數(shù)學建模等方法得到了聯(lián)合循環(huán)機組在各種運行模式下的供熱能力及調峰性能，為電網和熱網更好的協(xié)調調控提供了數(shù)據支撐。

附圖說明

圖1是二拖一抽凝模式機組群負荷與供熱量的關系曲線圖；

圖2是一拖一抽凝模式機組群負荷與供熱量的關系曲線圖。

具體實施方式

以下結合附圖對本發(fā)明實施例做進一步詳述：需要強調的是，本發(fā)明所述的實施例是說明性的，而不是限定性的，因此本發(fā)明并不限于具體實施方式中所述的實施例，凡是由本領域技術人員根據本發(fā)明的技術方案得出的其它實施方式，同樣屬于本發(fā)明保護的范圍。

首先簡單介紹燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組的運行模式：如典型的燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組由兩臺燃氣輪機、一臺蒸汽輪機和兩臺余熱鍋爐組成，燃氣輪機燃料采用天然氣，余熱鍋爐為無補燃、臥式、再熱、自然循環(huán)鍋爐，具有高、中、低3個壓力系統(tǒng)，余熱鍋爐不設置旁通煙道。蒸汽輪機高中壓轉子和低壓轉子采用sss離合器聯(lián)接。該蒸汽輪機能以3種模式運行，在背壓模式下，通過sss離合器，蒸汽輪機低壓缸與燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組脫離，中壓缸排汽及低壓蒸汽全部送至熱網加熱器；在純凝模式下，低壓轉子通過sss離合器連接到高中壓轉子，中壓缸排汽及低壓蒸汽全部送至低壓缸做功；在抽凝模式下，供熱蒸汽從中低壓連通管抽出，通過熱網抽汽調節(jié)閥控制熱電負荷的比例。

一種燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組供熱性能計算方法，包括具體步驟如下：

(1)通過背壓模式下供熱性能試驗，得到背壓模式下聯(lián)合循環(huán)機組的供熱量；

①二拖一運行

試驗時通過改變燃氣輪機負荷調整供熱量，每個工況點穩(wěn)定運行10min～15min，記錄高壓、中壓、低壓情況下的蒸汽量,(kg/s)，記錄燃氣輪機、蒸汽輪機的負荷(mw)，并記錄3組數(shù)據取平均值，試驗過程中的原始數(shù)據如表1所示。

表1二拖一背壓模式實驗數(shù)據

在背壓模式下，計算供熱量時按每公斤供熱蒸汽放出2980kw熱量計算,供熱蒸汽量等于余熱鍋爐產生的高、中、低壓蒸汽之和(見表1數(shù)據)，在不考慮環(huán)境溫度、設備老化等情況下，余熱鍋爐的產汽量與燃氣輪機負荷存在一定的對應關系，為了確定燃氣輪機最大、最小出力對應的最大、最小供熱量，將供熱蒸汽量和供熱量分別擬和為燃氣輪機功率的函數(shù)，如式(1)和式(2)所示，

gdh＝322.19+0.683pgt+1.909×10^-4(pgt)²(1)

qdh＝931.12+1.973pgt+5.516×10^-4(pgt)²(2)

式中，gdh為供熱蒸汽量，t/h；qdh為供熱量，gj/h；pgt為機組群中燃氣輪機的功率，mw。

根據式(1)、(2)式，燃氣輪機最大出力時所對應的最大供熱蒸汽量為837t/h，最大供熱量為2417gj/h；燃氣輪機最小出力(負荷率為30％)時所對應的最小供熱蒸汽量為460t/h，最小供熱量為1330gj/h，在確定的環(huán)境溫度下聯(lián)合循環(huán)機組背壓運行時，供熱量和機組群負荷存在一一對應的關系，即當供熱量一定時，背壓運行的聯(lián)合循環(huán)機組不具備調峰能力；

②一拖一運行

一拖一背壓模式試驗時，首先將一臺燃氣輪機進行解汽，其余熱鍋爐產生的高、中、低壓蒸汽走旁路，由另一臺燃氣輪機拖動蒸汽輪機運行，試驗過程中記錄原始數(shù)據如下表2

表2一拖一背壓模式試驗數(shù)據

將供熱蒸汽量和供熱量分別擬和為燃氣輪機功率的函數(shù)，如式(3)和式(4)所示。

gdh＝41.67+2.02pgt-0.00311(pgt)²(3)

qdh＝124.18+6.03pgt-0.00926(pgt)²(4)

同理可知,一拖一機組在確定的環(huán)境溫度下聯(lián)合循環(huán)機組背壓運行時，供熱量和機組群負荷存在一一對應的關系，即當供熱量一定時，背壓運行的聯(lián)合循環(huán)機組也不具備調峰能力。

(3)抽凝模式下供熱性能，建立抽凝模式下機組群負荷、供熱量的數(shù)學模型；

①數(shù)學模型

根據廠家提供的各工況機組的熱力性能參數(shù)，通過相同邊界條件下的參數(shù)比對，得到了背壓工況和純凝工況汽輪機功率、供熱蒸汽量與燃氣輪機負荷率的關系，如表3所示，

表3不同工況下聯(lián)合循環(huán)參數(shù)

通過比對純凝工況和背壓工況下蒸汽輪機的功率，計算得到蒸汽在低壓缸中的焓降，如表3所示，將蒸汽在低壓缸中的焓降擬合成燃氣輪機負荷率的函數(shù)，即

δhlp＝0.651-0.345xgt+1.360(xgt)²-0.924(xgt)³(5)

式中，xgt為燃氣輪機的負荷率；δhlp為蒸汽在低壓缸中的焓降，mj/kg。

以背壓試驗工況下汽輪機的負荷為基礎，得到抽凝工況下汽輪機的負荷為:

式中，分別為抽凝模式、背壓模式下汽輪機的功率，mw；分別為抽凝模式、背壓模式下的供熱蒸汽量，t/h；ηm、ηg分別為機械效率和發(fā)電機效率。

則，抽凝模式下機組群的負荷為:

式中，pgtcc為機組群功率，mw；

②模型得到聯(lián)合循環(huán)機組的供熱性能和調峰性能

通過上述模型可以計算得到二拖一和一拖一抽凝模式下，機組群負荷與供熱量的關系曲線，如圖1或2所示，由關系曲線圖可得:當供熱量一定時，隨著燃氣輪機負荷率的下降，機組群負荷也是逐漸降低的，機組群存在最大功率和最小功率，隨著供熱量的增大，機組群的最大功率與最小功率之差越來越小，說明在較高供熱量的情況下，聯(lián)合循環(huán)機組的調峰性能變差。