基于AE64.3A型燃氣輪機的聯(lián)合循環(huán)性能影響因素分析

熊 偉

上海電氣電站集團 上海 201199

使用天然氣進行發(fā)電，具有能源利用率高、排放污染物少的優(yōu)點，因此，這一方式在一次能源利用方式中是所占比例較高的一種利用方式。目前，比較成熟的是以燃氣輪機為核心的燃氣蒸汽聯(lián)合循環(huán)發(fā)電技術(shù)，發(fā)電效率大于50%，性能優(yōu)越的F級和H級燃氣蒸汽聯(lián)合循環(huán)效率甚至已經(jīng)超過60%，明顯高于燃煤電站，且具有良好的調(diào)峰能力。投資費用低、建設(shè)周期短、供電效率高的燃氣蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組，可以替代污染排放嚴(yán)重、環(huán)保成本高、供電效率低的燃煤機組，成為近年來發(fā)電行業(yè)的發(fā)展趨勢。

隨著國內(nèi)燃煤發(fā)電市場的逐漸萎縮，能源裝備制造的各龍頭企業(yè)不得不向新能源裝備制造及其工程產(chǎn)業(yè)轉(zhuǎn)型發(fā)展。作為國內(nèi)三大發(fā)電設(shè)備制造巨頭之一的上海電氣，在完成對意大利安薩爾多能源股權(quán)收購以后，率先踏上了轉(zhuǎn)型發(fā)展之路。在擁有安薩爾多旗下三款高性能重型燃氣輪機后，上海電氣已經(jīng)通過單機、設(shè)備成套、工程承包等模式向客戶成功推出了E和F級燃氣輪機，也正在積極著力進入南美和東歐市場，推廣以AE64.3A型燃氣輪機為核心機的聯(lián)合循環(huán)和熱電聯(lián)產(chǎn)項目，但在此過程中遭遇了來自通用電氣6F.03型燃氣輪機強有力的挑戰(zhàn)。AE64.3A型燃氣輪機具有較為卓越的單機性能，但受限于熱部件研發(fā)[1]和余熱蒸汽系統(tǒng)的配置優(yōu)化[2,3]，其聯(lián)合循環(huán)出力和效率卻略處于下風(fēng)。因此，探究影響聯(lián)合循環(huán)性能的影響因素及其變化趨勢，對于提高不同品位能源的利用程度[4]、提高聯(lián)合循環(huán)性能、優(yōu)化配置應(yīng)對國際市場的競爭有著至關(guān)重要的作用。

針對安薩爾多AE64.3A型小F級二拖一聯(lián)合循環(huán)機組，使用目前流行的專業(yè)燃氣輪機建模及性能計算軟件GTPRO和GTMASTER對包括空氣溫度、燃料溫度、給水與凝結(jié)水回?zé)釡囟取⒅髡羝麉?shù)、余熱鍋爐配置等在內(nèi)的因素對聯(lián)合循環(huán)性能的影響進行了大量模擬，為聯(lián)合循環(huán)性能的提高提供參考。

1 聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)熱力性能理論基礎(chǔ)

燃氣輪機聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)發(fā)電效率的貢獻來自兩個部分： 燃氣輪機單循環(huán)和余熱鍋爐-汽輪機蒸汽循環(huán)，而余熱鍋爐-汽輪機蒸汽循環(huán)效率一方面反映了余熱鍋爐對燃氣輪機余熱的利用程度，另一方面還表征了汽輪機效率。對于非補燃式余熱鍋爐型聯(lián)合循環(huán)而言，其供電效率可表示為[5]：

(1)

式中：ηgt為燃氣輪機單循環(huán)有效效率；ηr1為燃氣輪機燃燒室效率；ηmgt為燃氣輪機機械傳動效率；ηGgt為燃氣輪機發(fā)電機效率；ηh為余熱鍋爐當(dāng)量效率；ηst為汽輪機有效效率；ηe為聯(lián)合循環(huán)廠用電耗率。

2 模型配置及設(shè)計條件

由于目標(biāo)市場多以200MW出力機組為基本建設(shè)單位，考慮到以AE64.3A型燃氣輪機為核心的二拖一聯(lián)合循環(huán)出力正好略大于200MW，且相比兩套一拖一聯(lián)合循環(huán)機組，當(dāng)供電負荷在50%以上時效率更高，同時可以采用更少的蒸汽循環(huán)輔助設(shè)備和控制系統(tǒng)，以及更少的運維人員配置和費用[8-9]，因此在此選擇二拖一系統(tǒng)作為基本研究對象更具有參考價值。

2.1 模型設(shè)備信息

模型設(shè)備信息見表1。余熱鍋爐為雙壓無再熱、無補燃、自然循環(huán)鍋爐，汽輪機為高中壓合缸，冷卻方式為一次直流，電網(wǎng)頻率為60Hz。

表1 模型設(shè)備信息

2.2 設(shè)計條件

設(shè)計條件見表2，其中1bar=0.1MPa，蒸汽管道壓損與焓降按軟件默認(rèn)值設(shè)置。

表2 設(shè)計條件

3 各因素對聯(lián)合循環(huán)性能的影響及分析

3.1 進氣溫度變化

在保持聯(lián)合循環(huán)基本配置和其它設(shè)計條件不變的情況下，為了快速得出結(jié)果，在GTPRO或GTMASTER中Main Inputs(主輸入)界面的Inlet Heating & Cooling(進口加熱與冷卻)選項卡中選擇相對簡單的External chilled water(外置冷凍水)，這一模塊專用于壓氣機進氣溫度冷卻，如圖1所示。

圖1 Main Inputs設(shè)置屏幕截圖

在經(jīng)過軟件初步計算后，進入Multiple Runs(多重運行)界面，選擇需要變化的輸入，此外選擇Inlet chiller air temperature drop(經(jīng)冷卻

后的空氣溫降)作為輸入變化因素，并按圖2所示設(shè)置壓氣機入口空氣溫度降低的范圍為2～30℃。

圖2 Multiple Runs設(shè)置屏幕截圖

經(jīng)過多次計算，得出變工況的計算結(jié)果。再經(jīng)過數(shù)據(jù)整理，繪制如圖3～圖5所示曲線圖。由圖3可知，隨著空氣溫度的降低，燃氣輪機出力、蒸汽循環(huán)出力和全廠出力均呈現(xiàn)不斷增大的趨勢，燃氣輪機出力受空氣溫度影響最大，增幅達到25%，汽輪機出力也有5%的增幅，全廠出力增幅達到17%。如圖4所示，相對于大幅增加的出力，全廠效率的增幅卻十分有限，在空氣溫度達到20℃、效率增幅達到峰值時，最大相對增幅也僅僅為0.5%。由圖5可知，壓氣機入口空氣溫度的降低對燃氣輪機側(cè)效率的提振作用非常明顯，相對增幅隨著溫度的降低不斷增大，在溫度低于15℃以后，增幅趨于平緩，空氣溫度為10℃時，燃氣輪機效率相對增加7%。另一方面，蒸汽循環(huán)側(cè)效率隨空氣溫度的降低而不斷下降。經(jīng)過分析，可以認(rèn)為燃氣輪機本體出力和效率增加的主要原因是空氣溫度降低后，單位時間內(nèi)被壓縮空氣質(zhì)量流量增大，壓氣機效率提高，從而使燃氣輪機效率提高；而增大的空氣質(zhì)量流量在經(jīng)過燃料加熱后，形成高溫高壓的做功氣體，會增大燃氣輪機出力。另一方面，由于入口空氣溫度降低會導(dǎo)致燃氣輪機排煙溫度降低和乏汽流量增加，因此蒸汽循環(huán)側(cè)出力隨入口空氣溫度的降低而增大，但由于產(chǎn)生主蒸汽焓值的降低導(dǎo)致余熱鍋爐當(dāng)量效率和汽輪機側(cè)效率降低，進而使蒸汽循環(huán)側(cè)效率降低。由圖4可知，全廠效率隨空氣溫度的降低會出現(xiàn)極值，建議每次進行聯(lián)合循環(huán)性能計算時，都應(yīng)根據(jù)設(shè)定的相對濕度和空氣溫度對溫度變量進行變工況計算，以期得到最佳入口空氣溫度，并根據(jù)最佳溫度與實際溫度的相對值及經(jīng)濟性條件給出是否配置冷卻器或加熱器的指導(dǎo)性意見。

圖3 大氣溫度變化時出力曲線圖

圖4 大氣溫度變化時全廠效率曲線圖

圖5 大氣溫度變化時效率曲線圖

3.2 凝結(jié)水回?zé)釡囟茸兓?/h3>

常規(guī)的燃煤發(fā)電廠在配置了凝結(jié)水和給水抽汽回?zé)嵯到y(tǒng)后，給水溫度大幅提高，鍋爐排煙溫度小幅提高，機組整體效率能得到較大提升。所以，有必要在燃氣輪機聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)中的凝結(jié)水管道上增加回?zé)峒訜崞鞑⒅饾u提高水溫，以探究是否能提高聯(lián)合循環(huán)性能。

GTPRO在Water circuits(水回路)選項卡中提供了設(shè)置兩級凝結(jié)水回?zé)峒訜崞鞯墓δ埽瑸榱吮阌谘芯?，按圖6僅設(shè)置一級回?zé)峒訜崞鳎⒃谙鄳?yīng)的空白框內(nèi)設(shè)置需要將凝結(jié)水加熱到的目標(biāo)溫度值，選擇加熱源來自汽輪機抽汽，如圖7所示。

圖6 設(shè)置一級回?zé)峒訜崞魇疽鈭D

圖7 設(shè)置汽輪機抽汽示意圖

在GTPRO中設(shè)置凝結(jié)水回?zé)釡囟葟?0℃到80℃不斷變化，其它條件和配置保持不變，計算后得出結(jié)果，繪制如圖8～圖10所示曲線圖。由圖8～圖 10可知，凝結(jié)水溫度經(jīng)抽汽加熱提高后，全廠出力和全廠效率逐漸下降，相對變化率相同，此外，燃氣輪機低位效率不變，余熱鍋爐當(dāng)量效率下降，汽輪機效率增加，汽輪機出力下降，燃氣輪機出力不變。

圖8 加熱后全廠出力及全廠效率曲線圖

圖9 加熱后燃氣輪機、余熱鍋爐、汽輪機效率曲線圖

圖10 加熱后燃氣輪機、汽輪機出力曲線圖

經(jīng)過分析，認(rèn)為全廠出力下降是由于汽輪機出力降低導(dǎo)致的，全廠效率下降則是由于余熱鍋爐效率下降引起的。在燃氣輪機排氣溫度和流量不變的情況下，提高凝結(jié)水與給水溫度導(dǎo)致余熱鍋爐排煙溫度上升(圖11)，使余熱鍋爐當(dāng)量效率下降。由于采用了抽汽回?zé)嵯到y(tǒng)，通過汽輪機低壓抽汽加熱給水，有效減少了在汽輪機機內(nèi)做功后剩余熱量進入凝汽器而產(chǎn)生的冷源損失，因此汽輪機循環(huán)熱效率得到提高。以上分析和燃煤機組采用大量回?zé)岢槠訜崞?，不斷提高給水溫度原理相同，不同的是燃煤鍋爐可以通過空氣預(yù)熱器加熱進入鍋爐的一二次風(fēng)，從而有效降低排煙溫度；而余熱鍋爐沒有燃燒系統(tǒng)，不需要加熱空氣，因此排煙溫度無法降低，所以余熱鍋爐效率隨凝結(jié)水與給水溫度的提高而大幅降低。當(dāng)凝結(jié)水與給水溫度從40℃加熱到80℃時，余熱鍋爐的相對效率下降了約6個百分點,全廠效率和出力均下降了約0.6個百分點，對性能優(yōu)化起反向作用，因此在燃氣輪機聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)中，一般不配置凝結(jié)水與給水回?zé)嵯到y(tǒng)。

3.3 入口燃料溫度變化

利用聯(lián)合循環(huán)中蒸汽循環(huán)的熱水來加熱燃氣輪機燃燒室進口前的燃料，可有效提高全廠效率[10]。以聯(lián)合循環(huán)模型和設(shè)計條件為基礎(chǔ)，利用GTPRO軟件在模型中加入燃料預(yù)熱模塊(圖12)，

利用聯(lián)合循環(huán)余熱鍋爐中壓省煤器和高壓省煤器出口熱水來加熱燃氣輪機燃燒室進口前的燃料。在保持其它參數(shù)不變的情況下，在GTMASTER中用Multiple Runs選項卡對燃料溫度進行多次增量計算，得到預(yù)熱溫度與全廠效率、出力的關(guān)系，繪制如圖13～圖15所示曲線圖。

圖11 加熱后余熱鍋爐排煙溫度曲線圖

圖12 燃料預(yù)熱模塊設(shè)置屏幕截圖

由圖13、圖15可知，隨著燃料溫度的上升，全廠效率逐漸提高，出力則逐漸減小。圖13顯示，單位燃料的熱值不變時，燃料低位輸入熱量相對變化率降低，投入的燃料減少了，而燃氣輪機的出力基本不變，全廠出力的減小主要是受蒸汽循環(huán)側(cè)出力大幅降低的影響。蒸汽循環(huán)側(cè)出力大幅降低與進入汽輪機的高壓蒸汽流量減小有直接關(guān)系，如圖14所示。隨著燃料溫度的升高，全廠效率增大，燃氣輪機效率提高，而蒸汽循環(huán)的效率卻大幅降低，但由于根據(jù)式(1)計算結(jié)果，蒸汽循環(huán)在全廠出力和效率上的貢獻份額遠沒有燃氣輪機高，因此加熱燃料所得到的最終全廠效率仍然隨燃氣輪機效率的提高而提高，在燃料溫度加熱到250℃左右時，全廠效率提高約0.5%，如圖15所示。

筆者所研究二拖一燃氣輪機聯(lián)合循環(huán)模型中，中壓省煤器出口水溫約180℃，高壓省煤器出口水溫約300℃，均可用于提高燃料溫度，但熱源參數(shù)越高，不可逆損失也越大。研究表明，將燃料加熱到相同溫度時，參數(shù)較低的水源所帶來的效率提高較大，如圖16所示。因此建議根據(jù)入口燃料溫升目標(biāo)確定蒸汽循環(huán)側(cè)熱水抽取點，當(dāng)燃料溫度低于150℃ 時選取中壓省煤器出口熱水作為熱源，當(dāng)燃料溫度高于150℃時選取高壓省煤器出口熱水作為熱源。同時應(yīng)注意到，雖然燃料溫度越高，效率提高越明顯，但由于抽取的高壓熱水越多使進入汽輪機的蒸汽量越少，出力下降也越快，因此對于出力有嚴(yán)格要求的工程項目，應(yīng)綜合考慮燃料加熱對出力的負面影響。

圖13 燃料溫度變化時出力曲線圖

圖14 燃料溫度變化時蒸汽循環(huán)出力與高壓蒸汽流量曲線圖

圖15 燃料溫度變化時效率曲線圖

圖16 中壓、高壓省煤器出口凈電效率曲線圖

3.4 余熱鍋爐壓力型式變化

通過GTPRO軟件可以對余熱鍋爐壓力型式進行調(diào)整，并模擬出相應(yīng)的計算結(jié)果。對于小F級燃氣輪機而言，出于技術(shù)性與經(jīng)濟性考慮，通常選擇雙壓余熱鍋爐，但當(dāng)采用小F級燃氣輪機配置二拖一甚至三拖一聯(lián)合循環(huán)配置型式時，匹配雙壓等級的余熱鍋爐，性能表現(xiàn)卻不佳。在保持其它條件不變的情況下，對雙壓無再熱循環(huán)、雙壓再熱循環(huán)、三壓無再熱循環(huán)、三壓再熱循環(huán)這4種二拖一聯(lián)合循環(huán)的性能影響進行模擬研究。以上4種聯(lián)合循環(huán)性能數(shù)據(jù)見表3。

以下對表3數(shù)據(jù)進行分析。

(2) 在采用再熱循環(huán)以后，蒸汽輪機循環(huán)效率ηst得到大幅度提高，這是由于采用再熱循環(huán)時，循環(huán)的平均初溫有所升高，且乏汽的濕度又明顯減小，致使蒸汽輪機的內(nèi)效率和循環(huán)效率ηst能夠同步提高。

3.5 蒸汽參數(shù)變化

由于二拖一配置下三壓再熱系統(tǒng)聯(lián)合循環(huán)的性能最為優(yōu)越，因此研究該系統(tǒng)的高壓蒸汽參數(shù)、再熱蒸汽參數(shù)、低壓蒸汽參數(shù)變化對聯(lián)合循環(huán)性能的影響，可以明確優(yōu)化方向，增強工程投標(biāo)競爭力。當(dāng)然，應(yīng)注意理論與實際的差別，汽輪機允許的各級進汽參數(shù)最終會受設(shè)備制造實際情況，如末級葉片長度、材料強度、通流大小等限制。

圖17～圖22所示為各蒸汽參數(shù)對汽輪機出力的影響，可以看到，隨著蒸汽溫度的上升，汽輪機出力不斷增大，蒸汽溫度等級越高，對出力的影響越大。這可以用蘭金循環(huán)原理解釋，也就是初溫越高，做功能力越強。然而隨著蒸汽壓力的升高，汽輪機出力表現(xiàn)卻各有不同，有隨高壓蒸汽壓力升高而升高，有隨再熱壓力升高而降低，也有隨低壓蒸

表3 4種聯(lián)合循環(huán)性能數(shù)據(jù)

汽壓力升高而先升高后降低。因此，在汽輪機選型時，應(yīng)要求汽輪機供應(yīng)商盡量提高各級蒸汽的溫度，減小再熱蒸汽的壓力，將低壓蒸汽壓力設(shè)計在0.3～0.4MPa之間，以謀求性能提升最大化。當(dāng)然，低壓蒸汽壓力和溫度對性能的影響相對較小，在選取該級蒸汽參數(shù)時應(yīng)綜合考慮技術(shù)經(jīng)濟性，不必為提高性能大幅提高低壓蒸汽溫度，避免材料升檔而大幅增加造價。

圖17 高壓蒸汽溫度變化時汽輪機出力曲線圖

圖18 高壓蒸汽壓力變化時汽輪機出力曲線圖

圖19 再熱蒸汽溫度變化時汽輪機出力曲線圖

圖20 再熱蒸汽壓力變化時汽輪機出力曲線圖

圖21 低壓蒸汽溫度變化時汽輪機出力曲線圖

圖22 低壓蒸汽壓力變化時汽輪機出力曲線圖

4 結(jié)論

經(jīng)過對空氣溫度、燃料溫度、給水與凝結(jié)水回?zé)釡囟取⒅髡羝麉?shù)和余熱鍋爐壓力等級等因素對聯(lián)合循環(huán)性能影響的研究，得出結(jié)論。

(1) 當(dāng)環(huán)境條件不變時，增加空氣加熱器或冷卻器改變壓氣機進氣溫度，對全廠出力影響較大，對全廠效率影響較小。隨著空氣溫度的降低，燃氣輪機效率提高，出力增大，蒸汽循環(huán)出力增大，效率降低。全廠效率在20℃左右達到最大值。

(2) 增加給水與凝結(jié)水回?zé)嵯到y(tǒng)提高水溫會降低蒸汽循環(huán)側(cè)出力和效率，進而降低全廠出力和效率。

(3) 提高燃氣輪機入口燃料溫度，會大幅提高燃氣輪機效率，降低蒸汽循環(huán)效率，全廠效率仍隨燃料溫度的升高而提高。從蒸汽循環(huán)側(cè)何處抽取加熱熱水應(yīng)取決于燃料加熱的目標(biāo)溫度，模擬結(jié)果顯示加熱源應(yīng)與被加熱燃料的目標(biāo)值越接近越好。另外，燃料溫度越高，抽取的加熱熱水越多，出力下降也越快，對于全廠出力有限制時，應(yīng)酌情考慮燃料加熱的目標(biāo)溫度。

(4) 二拖一配置的燃氣輪機聯(lián)合循環(huán)采用三壓再熱系統(tǒng)能取得較大的全廠性能提升。

(5) 隨著主蒸汽溫度的升高，全廠熱力性能逐步提升，但對于壓力的設(shè)定，應(yīng)在汽輪機設(shè)計實際允許的范圍內(nèi)調(diào)整為盡量提高高壓蒸汽壓力、降低再熱蒸汽壓力，低壓蒸汽壓力盡量控制在0.3～0.4MPa之間。

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