燃气轮机排气温度监视和保护功能分析.docx
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燃气轮机排气温度监视和保护功能分析
燃气轮机排气温度监视和保护功能分析
第31卷第8期
2009年8月
华电技术
HuadianTechnology
Vo1.3lNo.8
Aug.2009
燃气轮机排气温度监视和保护功能分析
毛华军
（望亭发电厂,江苏苏州215155）
摘要:
介绍了燃气轮机排气温度分散度监控的基本功能.以某厂的DLN2.0+燃烧室为例,说明了燃气轮机排气温度
分散监视和保护功能的重要性.分析了火焰筒鼓包和破裂的形成机制对燃气轮机排气温度分散度的影响,提出了相应
措施,以防止因燃烧恶化对热通道部件的伤害.
关键词:
燃气轮机;排气温度分散度;火焰筒;鼓包;温度场;燃烧方式
中图分类号:
TP277:
TK411.5文献标志码:
B文章编号:
1674—1951（2009）08—0011—05
1燃气轮机排气温度分散度监控的基本功能
作为燃气轮机最为重要的保护功能,排气温度
分散度保护程序时刻监视着燃机的热通道设备的工
作状况.一旦高温部件出现异常,必然会导致排气
温度分散度增大,最终达到保护定值触发遮断模块
动作之目的.下面以某电厂燃气轮机为例分析排气
温度分散度对热通道部件异常的监视保护功能.由
GE公司生产的S109FA燃气轮机配备了18个燃烧
室,周向的布置在压气机出口和燃气轮机喷嘴之间,
通过燃烧将天然气的化学能量转为热能,燃尽气体
经过渡段送入到燃气轮机本体,通过3级喷嘴和动
叶将热能转换为旋转机械能.
由于燃烧室火焰筒等部件长期工作在1600cc
的高温区域,工作环境恶劣,设备一旦出现缺陷将可
能会对下游的喷嘴和动叶部件安全构成威胁.因
此,有必要对燃烧室的工作状况进行监控.但是,常
规的温度测量元件无法在如此高温的区域长期工
作,因此,制造厂往往通过监视燃气轮机的排气温度
来间接监视燃烧室内的工作状况.
2排气温度分散度与燃烧室燃烧的关系
S109FA级燃气轮机设置了31个热电偶元件用
于监视燃气轮机的排气温度,通过对排气温度数据
计算出排气温度的分散度.分散度的大小代表了
18个独立的燃烧室内天然气燃烧的均匀状况,燃烧
状况越均匀,分散度越小,反之则越大,如图1所示.
在正常情况下,机组满负荷时排气温度分散度在
25℃左右,当出现下列缺陷时,则可能导致排气温度
分散度增大.
（1）个别燃烧室内狭窄的天然气分配孔道堵
收稿日期:
2009—04—14
图1排气温度与燃烧室的布置
塞,如PM1,PM4或D5燃料供应管道内的法兰缠绕
垫片破损随气流进入燃料分配孑L道,从而堵塞燃料
供应通道,造成该燃烧室火焰温度偏低甚至熄火;
（2）火焰筒破裂,冷却空气进入燃烧室,导致该
火焰筒内燃烧温度偏低甚至熄火;
（3）过渡段产生裂纹,或者过渡段与火焰筒和
第1级喷嘴连接处的密封面受损,将导致冷却空气
进入热通道,造成该区域对应的排气温度偏低;
（4）导流套壳体产生裂纹或破裂,将增加进入
导流套和火焰筒之间的冷却空气量,从而导致该区
域对应的排气温度偏低;
（5）由于联焰管密封面安装不当或密封不良,
造成火焰逃逸甚至烧损联焰管,导致相邻火焰筒内
的压力不均衡,从而产生各筒之间燃烧不均匀,并体
现为排气温度分散度大;
（6）18个燃烧室内燃料流量孔板部分安装错误
或者机组运行一段时间后孔板磨损不一,导致环管
燃料分配不均匀,也会引起排气温度分散度增大.
因此,为了监视燃烧室部件的工作状况,控制系
统采用了监视燃气轮机排气温度分散度的方法以保
护价格昂贵的热通道部件.
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12?
华电技术第31卷
3排气温度分散度保护功能的逻辑计算方法
为了尽量避免机组工况变化或个别温度元件出
现故障而导致燃气轮机温度控制和保护的误动作,
排气温度分散度保护功能采用了比较复杂的逻辑计
算方法,下面将对该算法进行简单介绍.
首先需要说明的是,排气温度分散度允许值
tyrxsPL并不是一个固定的保护定值,而是一个随燃气
轮机排气温度平均值trrxM和压气机出15I温度tCTD变
化的动态定值,其简化计算公式为
tTTxsPI=（60+f1IrxMX0.145—0.08×
.750,.170,.,
l300）I50.（1
考虑到机组加减负荷时工况的不稳定性,因此,
在加减负荷过程中,控制程序会在计算出来的排气
温度分散度允许值￡的基础上按照制造厂的设
计规范再增加55.6℃作为变负荷阶段的允许值.
为了提高保护动作的可靠性,31个排气温度测
量数据送人控制系统以后,控制算法将会根据温度
的高低顺序将31个温度进行排列组合.并得到如
下3个分散度数据:
分散度1=最高温度一最低温度,
（2）
分散度2=最高温度一次低温度,（3）
分散度3=最高温度一次次低温度.（4）
然后控制系统将按照如下逻辑执行保护功能,
如图2所示.
分散唐1>允许值
图2排气温度分散度保护简化逻辑
上述逻辑表明,当单个温度元件出现故障,温度
下降到最低值,导致分散度1超标,并不会引起排气
温度分散度保护动作.而是要在相邻位置再出现温
度低,引发分散度2或者分散度3超标,保护程序才
会认为热通道部件出现故障导致某一区域的温度都
偏低,从而触发保护功能动作.
在通常情况下,除了燃料分配孔道突然被异物
堵塞,热通道部件出现故障是一个缓慢发展的过程,
在这个过程中,排气温度分散度会呈现出逐步上升
的趋势,等到缺陷发展到一定程度发生质变时,排气
温度分散度才会出现跳变性增长.
在日常的燃气轮机运行过程中,应不断跟踪,记
录,分析排气温度分散度的变化和发展情况,及时发
现设备异常情况的产生和恶化,以便在排气温度分
散度保护动作之前就及时停机进行必要的检查,以
防止非计划停运的发生以及燃烧恶化对热通道部件
造成的伤害.
4排气温度分散度监视功能的重要性
下面以某电厂发生的一个案例来表明分散度监
视功能的重要性.
某电厂1机组从2008年5月开始,排气温度分
散度呈现出逐步增大的趋势,尤其是从7月中旬开
始到7月下旬的2周内,排气温度分散度迅速增大,
在基本负荷时分散度温差达到56℃,且发展趋势还
在不断加快和增大,威胁到了该机组的安全稳定运
行,如图3所示.
求0
图3某机组排气温度分散度的发展趋势
5火焰简鼓包和破裂的形成机制对燃气轮
机排气温度分散的影响
通过对数据的采集和分析,认为7,8,9,10
燃烧室排气温度明显偏低,且最低点随机组负荷加
减而旋转变化,符合燃烧气流旋转规律,因此,基本
排除温度测量问题导致的假象.
根据2008年7月28日该机组在329MW负荷
时的排气温度测量信号,得到排气温度周向的分布
形状.为了便于分析,再将这些温度求平均值,然
后,将31个排气温度分别与平均值比较就得到如图
4所示的图形,其中内圆为平均温度,大于内圆代表
温度偏高,反之为偏低.
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图4该机组排气温度周向图
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第8期毛华军:
燃气轮机排气温度监视和保护功能分析'l3?
由此可以发现,在7,8,9,10排气温度附近
区域出现明显的低温区,根据排气温度与燃烧筒的
对应旋转关系,认为低温区应在1燃烧室附近.因
此,安排机务专业对I燃烧室以及其周边的2,3
和l8燃烧室进行检查.
首先对这4个燃烧室的天然气分配孔道进行了
内窥镜检查,没有发现异常现象.随后拆除了安装
在4个燃烧室火焰筒上的动压测量管,随后从该孔
洞伸人内窥镜,结果发现I,2火焰筒内壁的热障涂
层部分脱落,在I火焰筒内有一处阴影区,且在阴
影区中央有疑似穿孔.因此,怀疑1火焰筒已经烧
穿,为确认该缺陷,安排将I火焰筒拆除以便进一
步检查.
火焰筒取出以后,发现有明显的鼓包,靠近
PM1燃料喷嘴的火焰筒壳体向内凹陷,凹陷深度达
到58mm左右,在凹陷区域处有大面积（490mm×
140mm）的热障涂层已经脱落,中央地区火焰筒已
经因高温燃烧而变成深色并有一个长度为20mm左
右的贯穿裂纹,如图5和图6所示.
图51火焰简图片
图6.1火焰简壁的裂纹
在火焰筒出口与过渡段连接的区域（呼啦圈式
密封弹簧片）产生了一条长约50mm的裂纹,火焰
筒外壁被此裂纹分割向内翻边,产生较大的漏气量.
另外,还有4片密封弹簧片断裂缺失,如图7和图8
所示.因此,可以得出如下的推理:
燃气轮机经过一
段时间运行以后,各个火焰筒开始出现向内鼓包的
图71火焰筒出口的翻边裂纹
图81火焰筒缺失的密封片
现象,此时燃气轮机的排气温度分散度并没有呈现
出明显的变化,但是随着鼓包程度的逐渐加剧,1
火焰筒鼓包中心区域涂层脱落,金属筒壁直接受到
火焰高温氧化,渐渐在这个区域产生了裂纹并发展
为穿孔.穿孔一旦形成,火焰筒外的空气就渗入火
焰筒内,从而降低了火焰筒内的燃烧温度,造成了排
气温度分散度的逐步增大.同时,进入火焰筒的冷
空气被高温的燃气气流带向火焰筒的出口,造成了
弹簧密封片区域蒙受了冷热气流混杂导致的热应
力.在热应力的作用下,弹簧密封片的焊接点渐渐
开裂并随气流方向发展成轴向的裂纹,同时部分弹
簧密封片脱落,当裂纹最终发展到火焰筒的末端,就
形成一个开口的裂纹.由于火焰筒外侧的空气压力
略高于内部的燃气压力,在差压的作用下,火焰筒与
过渡段连接的部分就沿着裂纹慢慢向内翻边,同时
裂纹也不断扩大,翻边与裂纹相互作用不断扩张,造
成向火焰筒内泄漏的空气量不断的上升,且恶化速
度不断加快.因此,从2008年7月中旬开始,排气
温度分散度呈现出迅速上升的趋势.基本上每启动
一
次机组,排气温度分散度就上升2～3Cc.到2008
年7月28Et,排气温度分散度已经上升到55c【=
以上.
为了进一步分析火焰筒产生鼓包和裂纹的机
制,首先需要了解DLN2.0+燃烧室的工作原理和
切换方式.
-
14?
华电技术第31卷
DLN2.0+燃烧室是一种干式低氮氧化物
（NO）燃烧室,通过燃烧方式的切换来降低燃烧室
内的火焰温度.由于空气中的氮气与氧气在
1650~C以上的温度环境内反应加剧,NO生成量大
大增加,而低于此温度,则化学反应迟缓,NO生成
量明显减少.
对于预混燃烧方式而言,只要控制好空气与天
然气的比例（过剩空气比例）,就可以有效地将火焰
温度控制在16500（3以下,从而实现NO的微量排
放.对于采用DLN2.0+燃烧室的S109FA级燃气
轮机,在投用预混燃烧方式以后,NO的质量分数可
以控制在0.025%以下.
需要说明的是,当机组负荷还比较低的时候,火
焰温度较低,如果此时投入预混燃烧方式的话,容易
因为过剩空气比例偏高而导致贫燃气熄火的现象.
因此,在燃气轮机启动初期应采用扩散燃烧方式
（DiffusionMode）;而在中间负荷时逐步向预混燃烧
方式过渡,但为了防止发生贫燃气熄火,此时应包含
部分扩散火焰作为值班火焰来保证燃烧的稳定性;
当机组负荷比较高时,可以退出NO排放较高的扩
散燃烧方式,而采用单一的预混燃烧方式,来实现低
NO的环保燃烧方式.
在机组启,停过程中,燃烧方式是按照燃烧温度
参考值t耵n来进行切换的,而t啊.与机组的负荷有
一
个比较粗略的大致对应关系.因此,为了便于理
解各个切换点的时机,下述的燃烧方式切换分析就
以机组的负荷来作为切换点进行说明,以便理解各
个负荷阶段燃烧方式的投用情况以及火焰筒内温度
场分布的均匀性.DLN2.0+燃烧室燃烧方式切换
情况如图9所示.
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图9DLN2.0+燃烧室燃烧方式切换
（1）420r/min点火到2850r/min,扩散燃烧方
式（Diffusion）,每个火焰筒内5个燃料喷嘴都是D5
火焰,火焰筒内温度场均匀.
（2）2850r/min到7MW负荷左右,次先导预混
燃烧方式（SubPilotedPremix,简称PPM）,每个火焰
筒内5个燃料喷嘴都是D5火焰,但是其中靠燃气
轮机圆心侧的喷嘴外多了1个PM1火焰,火焰筒内
温度场不均匀.
（3）7MW到220MW负荷左右,先导预混燃烧
方式（PilotedPremix,简称PPM）,每个火焰筒内5个
燃料喷嘴都是D5火焰,但是其中靠燃气轮机圆心
侧的喷嘴外多了1个PM1火焰,另外4个喷嘴外多
了PM4火焰,但此时PM4与PM1的燃料并不均衡,
火焰筒内温度场不均匀.
（4）220MW负荷以上,预混燃烧方式（Premix,
简称PM）,火焰筒内的D5燃料喷嘴停止供应天然
气,改为吹扫空气,PM1与PM4的燃料分配比接近
1:
4,火焰筒内温度场基本均匀.
由此可见,机组启,停越多,火焰筒工作在温度
场不均匀的累计时间越长.中间负荷时火焰筒靠近
燃气轮机圆心处的一面由于得到比较多的燃料,因
此,温度比火焰筒内的其他区域温度高.在燃烧筒
内温度越高的区域,燃烧气体的膨胀越大,流速增
高,动压的增长导致此区域静压的降低,因此,在这
个区域火焰筒受到外部压气机出口空气的挤压而产
生向内凹陷的作用力.
常此以往,必然导致火焰筒内靠近PM1喷嘴的
区域向内鼓包.当鼓包发展到一定的程度,该区域
的热障涂层就会逐渐脱落.随着缺少热障涂层保护
的区域继续向内鼓包发展,就必定会出现火焰筒烧
穿的情况.
由于DLN2.0+燃烧室的这种结构特点,燃气
轮机经过一定时间的运行以后火焰筒出现鼓包和涂
层脱落均为必然现象.这种现象对单轴布置的
S109FA级机组就更为明显,因为对于单轴机组而
言,燃气轮机加负荷的速率受到汽轮机进汽温度匹
配和应力计算的牵制,所以,单轴机组从启动到基本
负荷的时间会比多轴的机组长,势必导致机组在燃
烧不均匀的SPPM和PPM燃烧模式停留更多的时
间.图10为2007年11月某电厂2机组做第1次
CI小修（燃烧室检查）时火焰筒的鼓包和涂层脱落
照片.
为了尽量减缓火焰筒鼓包现象的产生和由此带
来的热障涂层脱落甚至火焰筒壁烧穿,应尽量减少
S109FA级机组的启,停次数,并将机组负荷控制在
250MW以上,以保证火焰筒内的温度场基本均匀.
第8期毛华军:
燃气轮机排气温度监视和保护功能分析'15?
图lO某厂检修时火焰筒涂层脱落照片
6结论
运行人员在日常监盘过程中应监视和记录好各
个负荷点,尤其是基本负荷时的排气温度分散度,一
旦排气温度分散度在短期内出现明显变化,应及时
分析,并适时对火焰筒等燃烧室部件进行内窥镜检
查.笔者认为,火焰筒内的鼓包现象并不会对排气
温度分散度造成较大影响,只有等到鼓包导致与过
渡段连接的密封面变形泄漏或者鼓包发展成裂缝甚
（上接第10页）
（5）化学监督人员在试验结果出来后及时通知
发电部,发电部应严格依照规程操作,该步骤的水质
没达到标准,绝不允许进行下一步的操作.
5运行效果
在查阅了2006和2007年的启机水质报表及
2008年执行以上措施的启机水质报表后发现:
启机
期间凝结水和给水的铁含量较往年有明显减小,
2006,2007年凝结水中铁的质量分数基本上在并网
4h之前都在0.08%以上,而2008年执行措施后在
点火至并网8h期间基本都在0.02%以下,有时在
并网8h之内就能达到正常运行时的水质.启机期
间的水,汽合格率也从2008年之前的50%以下增
长至85%以上,效果十分明显.
至穿孔时,分散度才会逐渐增大.因此,根据温度分
布来推算各个火焰筒的鼓包程度或者是涂层脱落面
积意义不大.
（编辑:
王书平）
作者简介:
毛华军（1975一）,男,江苏苏州人,热控专工,技师,从
事燃气一蒸汽联合循环发电机组技术管理方面的工作
6结论
为了做到尽量降低铜的腐蚀,关键是要做到严
格控制给水循环系统氨的量,提高低压加热器等设
备的气密性,保证蒸汽品质,使铜设备的腐蚀情况控
制在最小范围内,确保机组安全稳定运行.
参考文献:
[1]龚洵洁.热力设备的腐蚀与防护[M].北京:
中国电力出
版社,1998:
205—207.
[2]肖作善,施燮钧,王蒙聚.热力发电厂水处理[M].3版.
北京:
中国电力出版社,1996:
517—537.
（编辑:
刘芳）
作者简介:
刘字峰（1982一）,男,湖南岳阳人,助理工程师,从事电
厂化学管理与监督方面的工作
升级会员 