基于模型仿真的燃气蒸汽联合循环机组一次调频特性分析

2023-11-18党少佳傅子隽杨彦平戴义平

发电设备 2023年6期

党少佳, 傅子隽, 杨彦平, 贾斌, 戴义平

(1. 内蒙古电力科学研究院,呼和浩特 010020;2. 西安交通大学能源与动力工程学院,西安 710049)

化石能源的大量使用导致了一系列的环境问题,为了抑制环境恶化,我国制定了“双碳”目标。燃气-蒸汽联合循环机组相比于传统火力发电机组具有高效低耗、启动快速、调节灵活、建设周期短和环境污染小等优点,是应对“双碳”目标的一种途径。在电网容量逐渐增大和太阳能、风力发电等新能源机组大规模发展的现况下,燃气-蒸汽联合循环机组投入一次调频可以增强整个电网的稳定性,确保高质量的电力供应。因此,开展燃气-蒸汽联合循环机组的一次调频特性研究具有重要意义。

近年来,已有不少学者针对燃气-蒸汽联合循环机组的一次调频策略与方法进行了研究。部分学者[1-3]通过优化控制系统逻辑指令,改善联合循环机组的一次调频能力。孙鹏等[4]提出2种补偿方法以优化不同发电负荷下的联合循环机组一次调频能力。杨涛[5]根据机理分析与电网要求提出了3种优化燃气发电机组一次调频能力的方法。

精确建立燃气-蒸汽联合循环机组的数学模型是准确描述联合循环机组调频特性的关键,数学模型最早由ROWEN W I[6-7]提出。IEEE[8]基于ROWEN W I的模型提出了一种用于电网稳定性分析的联合循环机组的数学模型。此后,不少学者[9-12]对IEEE提出的模型进行了改进,并倾向于将余热锅炉与汽轮机以惯性环节进行简化。近年来,为了应对发电机组形式的改变,任昱宁等[13]对以高炉煤气为燃料的联合循环系统的动态特性进行了研究,结果表明燃料热值对系统各热力参数有所影响。JIANG S Y等[14]对电网中存在大量光伏发电机组下的联合循环机组建立了模型,并且根据实测数据验证了模型的准确性。PONDINI M等[15]对联合循环机组汽轮机调速器模型进行改进,TSOUTSANIS E等[16]对混合风机发电的联合循环电站进行研究,还有不少学者[17-20]使用新型算法对联合循环机组的控制系统进行了研究。

多数数学模型将余热锅炉与汽轮机用简单的惯性环节表示,未根据余热锅炉与汽轮机各部件实际特性建立详细的蒸汽动力循环部分模型。笔者以典型的燃气-蒸汽联合循环机组为对象,建立机组及系统的数学模型,对其蒸汽动力循环模型进行改进,通过实测数据验证模型的准确性;同时,采用仿真分析方法,对模型改进前后机组受到负荷扰动时的一次调频特性进行对比分析。

1 机组的数学模型

1.1 燃气-蒸汽联合循环机组

燃气-蒸汽联合循环机组配置见图1,其分为燃气轮机循环与蒸汽动力循环2个部分,分别为开式循环与闭式循环,蒸汽动力循环利用燃气轮机循环排气余热以增加机组效率。典型燃气-蒸汽联合循环机组配置包括1台燃气轮机、1台汽轮机、1台余热锅炉、2台发电机;机组为双轴布置;额定转速为3 000 r/min;采用自然循环无补燃余热锅炉;汽轮机为双缸设置,高压蒸汽和低压蒸汽分流进入汽轮机做功。机组正常运行时,汽轮机的调节阀全开,采用滑压运行,汽轮机不参与机组负荷的调节,机组负荷主要由燃气轮机进行调节。

图1 燃气-蒸汽联合循环机组配置

1.2 系统的数学模型

根据BABA K等[12]的研究建立如图2所示的传统燃气-蒸汽联合循环机组数学模型。模型对系统进行了较多的简化,降低了模型的复杂度。模型的主要模块包括:燃料供给模块、压气机进口导叶(IGV)模块、排气温度模块、燃气轮机输出模块、余热锅炉与汽轮机模块、转速负荷控制模块等。燃气轮机空气流量(W)、燃气轮机燃料流量(WF)、燃气轮机热功率(QGT)、燃气轮机排气热量(QE)、燃气轮机输出功率(PGT)和汽轮机输出功率(PST)等参数以额定工况进行归一化处理。

n—机组转速信号;kNL—空载燃料常数;s—复变量;TVP—燃料阀门时间常数;TF—燃料系统时间常数;TW—空气控制系数;KRS—辐射罩比例系数;TRS—辐射罩时间常数;TTC—耦合换热时间常数;KP—温度控制器比例系数;TT—温度控制器时间常数;W—燃气轮机空气流量;WF—燃气轮机燃料流量;Ti—环境温度;Te—透平排气温度;QGT—燃气轮机热功率;QE—燃气轮机排气热量;TCD—空气容积时间常数;PGT—燃气轮机输出功率;THR—余热锅炉时间常数;TM—汽轮机时间常数;PST—汽轮机输出功率;TI—转子转动惯量时间常数;KI—频率调节效应系数;Y—转速控制器时间常数;R—功率转速偏差系数。

模型主控制方式为转速信号与排气温度信号经过低值选择器后输出至燃料供给模块。燃料供给模块为燃气轮机输出模块提供燃料流量信号,其中包含燃料调节系数、阀门与燃料系统等环节。进口导叶模块为燃气轮机输出模块提供空气流量信号,其中包含空气控制系数、空气偏差上下限与进口导叶开度等环节。排气温度模块包含辐射罩与耦合换热环节,为进口导叶模块提供排气温度偏差信号并通过排气温度控制环节输出排气温度信号至低值选择器。燃气轮机输出模块包括燃气轮机内部计算模块F和空气容积环节。模块F中有3个输入量分别来自进口导叶模块、燃料供给模块及给定环境温度,经过内部计算后,3个输出量分别输出至排气温度模块、空气容积环节、余热锅炉与汽轮机模块。燃气轮机热功率通过空气容积环节后,得到燃气轮机输出功率;排气热量通过余热锅炉与汽轮机模块后,得到汽轮机输出功率。转速负荷模块接收燃气轮机与汽轮机输出功率的汇合信号,向低值选择器输出转速信号。

模块F内的计算公式为:

(1)

式中:Td为压气机出口温度,K;x为压气机进出口温度之比;ηc为压气机效率,一般取0.85～0.9。

(2)

式中:π为压气机压比;γ为比定压热容与比定容热容之比。

(3)

式中:Tf为透平入口温度,K;Tf0为额定透平入口温度,K;Td0为额定压气机出口温度,K。

(4)

式中:Te为透平排气温度,K;Tf为透平入口温度,K;ηt为燃气轮机透平效率,取值区间一般与压气机效率相同。

QGT=K0[(Tf-Te)-(Td-Ti)]W

(5)

式中:K0为燃气轮机输出系数;Td为压气机出口温度,K;Ti为环境温度,K。

QE=K1TeW

(6)

式中:K1为蒸汽动力循环输出系数。

模型将蒸汽动力循环中的余热锅炉和汽轮机简化为惯性环节,未考虑余热锅炉与汽轮机各部件的实际响应特性,导致模型的准确性有所降低。

2 模型改进与验证

2.1 模型改进

为了体现余热锅炉和汽轮机在实际动态过程中的特性,增加模型精确度,根据典型的锅炉与汽轮机结构构建了其数学模型,改进后蒸汽动力循环部分的模型见图3。

ε—主蒸汽压力与汽包压力之比;TWW—水冷壁时间常数;TB—过热器时间常数;KB—过热器比例系数;pT—主蒸汽压力信号;PGV—调节阀开度信号;gs—汽轮机流量信号;KD—汽包比例系数;TH—高压容积时间常数;KH—高压缸功率比例系数;TL—低压容积时间常数;KL—低压缸功率比例系数。

余热锅炉水冷壁环节接收燃气轮机排气热量信号输入后,与汽包环节输出信号汇合后输入至过热器环节。经过热器环节输出的主蒸汽压力信号与调节阀开度信号的乘积为汽轮机流量信号,分别输入至汽轮机高压容积环节和汽包环节。汽轮机流量信号通过高压容积环节后,分别进入高压缸功率比例环节和低压容积环节,进入低压容积环节的信号通过低压缸功率比例环节后与高压缸功率比例环节输出的信号求和,得到汽轮机输出功率。

2.2 模型验证

模型的部分公式、参数的选取参照BABA K等[12]的研究,对模型中的未知参数采用最小二乘法参数辨识方式进行辨识,分别根据燃料供给模块、进口导叶模块、排气温度模块、燃气轮机整体及蒸汽动力循环部分的输入与输出信号进行辨识,所使用的参数见表1和表2。

表1 模型参数

表2 改进模型参数

为了验证模型的准确性,通过对机组进行负荷扰动试验获得机组功率输出实测数据,将试验数据与模型仿真数据进行对比,其中包括2组不同扰动条件下的燃料阀开度与1组机组输出功率对比,结果见图4。由图4可知,模型仿真结果与试验数据的动态趋势基本吻合,表明所建模型及其参数可以比较准确地描述机组的动态特性。

图4 机组试验数据与模型仿真输出参数对比

3 结果与分析

以某燃气-蒸汽联合循环机组的参数为依据,在MATLAB/Simulink平台构建数学模型并进行仿真试验,对比蒸汽动力循环部分模型改进前后机组在不同电网负荷扰动之下的一次调频特性。

3.1 燃气轮机部分

燃气-蒸汽联合循环机组在80%负荷下运行,分别受到5%和10%负荷上升扰动,仿真分析模型改进前后机组的动态响应特性。不同电网负荷扰动下燃气轮机输出功率响应曲线见图5。在归一化输出功率为0.773 4时开始扰动。从图5中可以看出,模型改进前后燃气轮机的响应曲线几乎没有改变,这表示模型改进对燃气轮机的输出响应特性几乎没有影响,只改变蒸汽动力循环部分的响应特性。燃气-蒸汽联合循环机组一次调频以燃气轮机为对象进行调整,受到电网负荷扰动后,燃气轮机迅速动作完成调频,蒸汽动力循环部分仅进行负荷跟随动作而未影响燃气轮机的功率输出。因此,模型改进并未影响燃气轮机输出特性。

图5 燃气轮机输出功率响应曲线对比

增加负荷扰动后,机组负荷与实际负荷信号产生差值,该差值导致了燃料信号数值的增加,使机组燃料控制系统增加燃料量的输入,最终使燃气轮机输出功率增加。从图5中可见,机组受到负荷扰动后,在一次调频动作中有超调过程的存在。随着燃料输入量增加,燃烧反应增强,燃烧室的温度上升,导致透平排气温度上升,而由于热惯性的存在,排气温度会高于控制系统的给定值。燃气轮机输出功率在10 s内即可基本达到稳定。

一般来说,电网要求一次调频动作时,机组在15 s之内的功率响应达到理论计算最大负荷调整幅度的90%,稳定时间小于1 min。从图5中可见,机组在受到电网不同负荷扰动后皆能达到飞升时间与稳定时间的要求,满足电网要求的一次调频能力。

不同电网负荷扰动下改进模型燃气轮机频率的响应特性曲线见图6。从图6中可以看到,燃气轮机一次调频动作后,机组频率从50 Hz开始先下降而后回升。一次调频为有差调节,故调节完成后仍无法回到扰动前的频率。机组在受到不同电网负荷扰动时,完成调频动作后的频率变化皆小于±0.2Hz,满足电网要求。

图6 燃气轮机频率响应曲线对比

3.2 蒸汽动力循环部分

模型在5%和10%电网负荷扰动下的汽轮机输出功率响应曲线见图7。在归一化输出功率为0.853 7时开始扰动。从图7中可以看到,蒸汽动力循环部分模型的改进对汽轮机的输出响应特性有较大的影响。改进模型对余热锅炉与汽轮机各部件进行细化,改善了系统动态响应的速度和精度,机组输出功率更快地达到稳定值,可以更好地反映汽轮机输出功率变化的实际情况。在燃气-蒸汽联合循环机组模型中细化余热锅炉与汽轮机环节,可以提高机组动态响应的精确性,因此对模型改进具有必要性。

图7 汽轮机输出功率响应曲线对比

机组蒸汽动力循环部分受到电网负荷扰动后,余热锅炉给热量受燃气轮机排气温度影响,在电网负荷产生上升扰动,以及燃气轮机进行一次调频动作后,燃料输入量的增加导致排气温度上升,故汽轮机输出功率也相应地增加。余热锅炉与汽轮机中各部件的金属管道热容及容积在系统中有较大的迟滞作用。为了降低蒸汽动力循环调节系统的复杂程度并提高机组的效率,将汽轮机调节阀全开,采用滑压运行,汽轮机不参与一次调频的调节,仅进行负荷跟随动作。由图7中可见,蒸汽动力循环部分受到扰动后经历了较长的惯性时间才达到了输出功率的稳定,并且输出功率的变化量比燃气轮机小。

3.3 机组整体

模型在5%和10%电网负荷扰动下的机组整体输出功率响应曲线见图8。在归一化输出功率为0.80时开始扰动。从图8中可以看到,模型改进后由于蒸汽动力循环部分各部件得到细化,改进模型相比于原模型具有输出功率响应更快的特性,符合机组的实际运行状态。在机组受到较大负荷扰动时,模型改进前后机组输出功率的动态特性差异会增大。因此,模型改进可以提升机组动态响应精度。

图8 机组整体输出功率响应曲线对比

从图8中可以明显观察到:燃气轮机在受到扰动后迅速动作,完成一次调频动作;由于汽轮机输出功率仅是负荷跟随并未进行调频动作,并且蒸汽动力循环部分中各环节存在迟滞现象,因此历经了较长时间机组整体功率才缓慢上升。结合图7可知,在受到较大电网负荷上升扰动时,蒸汽动力循环部分达到功率稳定需要更长时间,这是由于较大的负荷扰动使蒸汽动力循环部分中各部件具有更大的迟滞作用。

模型改进后,机组受到10%电网负荷扰动时,各部件输出功率的响应曲线见图9。分别在燃气轮机、汽轮机和机组整体的归一化输出功率为0.515 6、0.284 4、0.80时开始扰动。一般燃气-蒸汽联合循环机组的负荷分配方式为:燃气轮机输出功率占机组整体输出功率的约2/3,蒸汽动力循环输出功率占机组整体输出功率的约1/3。从图9中可以看出,该燃气-蒸汽联合循环机组基本符合典型机组负荷分配特性。此外,从图9中明显可见,燃气轮机迅速完成了一次调频动作,汽轮机在负荷跟随下,输出功率缓慢上升且变化量较小,体现了燃气轮机在燃气-蒸汽联合循环机组一次调频中作为调节对象的运行特点。