考慮透平冷卻的再熱燃氣輪機聯合循環熱力性能參數影響

賈晨曦,王 波,2,趙麗鳳,2,張士杰,2

(1.中國科學院大學,北京 100190;2.中國科學院先進能源動力重點實驗室(工程熱物理研究所),北京 100190)

提高透平進口的燃氣溫度和增大壓氣機壓比是提高燃氣輪機效率和比功的主要方法,但透平進口燃氣溫度的提高受到材料的限制。燃氣輪機再熱循環可以在不改變透平進口燃氣溫度的條件下,實現平均熱端溫度的提高,從而提高效率和比功[1]。

再熱循環的可行性已在GT-26燃氣輪機上得到驗證,該燃氣輪機于1993年首次發布,當時其聯合循環效率達到58%[2]。國內外許多學者對再熱循環展開了相關的研究。Guethe等[3]指出再熱燃氣輪機具備高度靈活性、低污染物排放和高部分負載能力等優點。Alves等[4]的研究顯示渦輪級間再熱更適合于聯合循環。Sahu等[5]對帶有氣膜冷卻的再熱循環進行了經濟分析,其研究表明在同等工作參數下,再熱循環所需的燃料和冷卻空氣量更大,但能夠使得比功增加36%。Gamannossi等[6]以GT-26燃氣輪機為基礎,針對不同的主燃燒室燃料量、再熱燃燒室燃料量進行了參數敏感性分析。Kayadelen等[7]分析了再熱壓力對循環所需熱量、凈功、熱效率的影響。也有學者將再熱循環與其他循環或者系統相結合,Tyagi等[8]建立了不可逆間冷-再熱-回熱循環的模型,研究了再熱壓力、部件效率、換熱器效率等參數對輸出功率和熱效率的影響。Huang等[9]提出將再熱燃氣輪機和超臨界蒸汽底循環組成新型聯合循環,研究了底循環參數的影響。由此可見渦輪級間再熱適用于聯合循環,且考慮透平冷卻對于再熱循環的研究是非常有必要的,但是目前對于詳細考慮透平冷卻的再熱燃氣輪機聯合循環的參數影響研究較少。

本文以Ansaldo Energia公司GT-26再熱燃氣輪機聯合循環機組為基準,采用準一維透平連續膨脹冷卻模型,在gPROMS軟件中建立了再熱聯合循環的計算模型,分析了再熱燃氣輪機循環燃燒室出口溫度、壓比等參數對聯合循環熱力性能的影響規律,并與無再熱的聯合循環進行了比較。

1 熱力學模型介紹

本文研究的對象為再熱燃氣輪機聯合循環,圖1為該循環的流程簡圖。

圖1 再熱燃氣輪機聯合循環系統簡圖

燃氣輪機部分的建?；谖墨I[10-13]中采用的綜合考慮對流冷卻、氣膜冷卻、熱障涂層技術的準一維透平連續膨脹冷卻模型,分別對再熱燃氣輪機中高、低壓冷卻透平進行模擬。底循環熱力性能的計算采用文獻[14]的簡明估算模型。

1.1 壓氣機

壓氣機按照壓比和級數進行計算,各級按等焓升進行分配。壓氣機效率表示為局部尺寸參數A的函數:

(1)

式中:ηc,∞為壓氣機的參考效率;ac和bc為常數;A用下式進行計算,為當地的體積流量,m3/s。

(2)

式中:Δhis為當前級的等熵焓降,J/kg;變量下標“in”“out”分別代表進口和出口。

1.2 主燃燒室/再熱燃燒室

燃燒室的壓力損失和能量損失用壓損系數和燃燒室效率ηcomb反映。燃燒室的能量守恒方程為:

qinhin+qfuelhfuel+qfuelLfuelηcomb=qouthout

(3)

式中:qin、qfuel、qout依次為燃燒室入口氣體流量、燃料流量和出口氣體流量,kg/s;hin、hfuel、hout依次為入口氣體比焓、燃料比焓和出口氣體比焓,J/kg;Lfuel為燃料的低位熱值,本文取值為50 100 000 J/kg。

1.3 透平

高壓透平按照高壓首級噴嘴段和高壓冷卻透平段2個部分建模,低壓透平分為低壓首級噴嘴段、低壓冷卻透平段、低壓非冷卻透平段和擴壓管段共4個部分。各段的條件設置見表1。

表1 透平各段條件設置

在本模型中,高、低壓透平中需冷卻的部分按照等膨脹比劃分為若干個膨脹步,在各膨脹步內高溫燃氣依次經歷膨脹(n1—n2)、冷卻空氣注入(n2)及與冷卻空氣摻混(n2—n3)過程,完成摻混過程的燃氣作為下一個膨脹步的起點繼續進行膨脹,如圖2所示。圖中n表示膨脹步數,下標“1”“2”“3”分別表示同一膨脹步內的第1、第2和第3個節點。

圖2 冷卻段各膨脹步示意圖

本模型以透平參考效率、對流水平參數、氣膜冷卻系數、熱障涂層畢渥數和葉片耐溫5個參數來表征燃氣輪機透平的氣動性能和冷卻水平。其中對流水平參數反映的是透平葉片上對流冷卻的水平,數值越大,對流冷卻水平越高。氣膜冷卻系數是用于氣膜冷卻的冷卻工質流量與總冷卻流量的比值,一定程度上反映了氣膜冷卻的技術水平。表2是本文各參數的取值。

表2 模型關鍵參數取值

1.4 底循環簡明估算模型

該估算模型由黃超群在文獻[14]給出,主要是根據燃氣輪機的排氣溫度對蒸汽底循環的功率、效率進行計算。

2 GT-26燃氣輪機模型參數設置

GT-26燃氣輪機由22級壓氣機、2個環形燃燒室、1級高壓透平(HPT)和4級低壓透平(LPT)組成,采用單軸布置,再熱燃燒室出口溫度與主燃燒室出口溫度相同[6]。1級高壓透平的膨脹比約為2,由壓氣機出口空氣進行冷卻;低壓透平除末級外均進行冷卻,冷卻空氣來源為壓氣機的第5級、11級和16級出口,但各級空氣對應的冷卻位置未公開[15]。本文基于冷卻空氣和燃氣壓力相匹配的原則對冷卻空氣進行了分配,見圖3。

圖3 GT-26燃氣輪機冷卻空氣分配示意圖

采用本文模型的校核結果如表3所示,可以看出燃氣輪機總體性能指標、燃燒室出口溫度及冷卻空氣比例均在合理范圍內。與廠家提供數據[16]相比,燃氣輪機排氣溫度偏差為10.9 K,聯合循環效率偏差約1個百分點,聯合循環凈功偏差約3.8%,認為本文模型參數設置是合理的。

表3 GT-26燃氣輪機模型校核結果

3 結果及分析

如無特別說明,循環總壓比取值33,再熱燃燒室出口溫度與主燃燒室出口溫度相等,取值為1 683 K。

3.1 燃燒室出口溫度及循環總壓比影響分析

在本部分的分析中,低壓透平壓比保持不變。

圖4(a)為不同燃燒室出口溫度下透平冷卻空氣總量隨循環總壓比的變化情況,用冷卻空氣總量與進氣量的比值表示?？梢钥闯隼鋮s空氣總量隨著循環總壓比和燃燒室出口溫度的增加均增加,且當燃燒室出口溫度大于1 983 K時,透平冷卻空氣總量占比超過30%,冷氣與燃氣摻混帶來的損失更大。圖4(b)給出的是冷卻空氣的分配情況,用低壓透平冷卻空氣總量與透平冷卻空氣總量的比值表示?？梢钥闯鲭S著循環總壓比的增大,低壓透平冷氣需求占比明顯下降,例如燃燒室出口溫度為1 683 K時,循環總壓比從27增加到73,低壓透平冷氣占比下降了0.06。這是由于高壓透平膨脹比與循環總壓比的變化保持一致,循環總壓比越大,意味著高壓透平膨脹越充分,從而需要更多的冷卻空氣。

(a) 透平冷卻空氣總量

從圖5可以看出簡單循環比功和聯合循環比功均隨著燃燒室出口溫度的增加而增大,且聯合循環比功的增幅更大,這是由于燃燒室出口溫度增加使得排氣溫度和排氣流量同時增加,進而蒸汽底循環功率與簡單循環比功同時增加。此外,在計算的壓比范圍內,簡單循環比功和聯合循環比功隨循環總壓比的變化均存在一個最大值,對應的循環總壓比稱之為最佳壓比,且兩個最佳壓比隨燃燒室出口溫度的變化都不大,基本在45左右。

(a) 簡單循環比功

由圖6(a)可以看出在計算的循環總壓比范圍內,隨著燃燒室出口溫度的升高,簡單循環效率呈現出逐漸下降的趨勢,且燃燒室出口溫度越高,提升燃燒室出口溫度帶來的效率損失越大。當壓比為34時,燃燒室出口溫度在1 683 K的基礎上增加100 K,簡單循環效率損失僅為0.04個百分點;而當燃燒室出口溫度從1 883 K增加到1 983 K,簡單循環效率損失則達到了0.23個百分點。這是因為隨著燃燒室出口溫度的升高,冷卻空氣量和燃料量的增加更顯著,帶來的損失抵消掉了輸出功率的增加,故整體上呈現出簡單循環效率隨著燃燒室出口溫度的增加而降低的趨勢。從圖6(b)可以看出隨著燃燒室出口溫度的升高,聯合循環效率有所提高,但提高燃燒室出口溫度帶來的效率增益不斷下降。當壓比為34時,燃燒室出口溫度在1 683 K的基礎上增加100 K,聯合循環效率增幅為0.58個百分點;而當燃燒室出口溫度從1 883 K增加到1 983 K,聯合循環效率增幅僅為0.20個百分點。故在當前的冷卻水平下,提高燃燒室出口溫度對于效率提升的作用不大。

(a) 簡單循環效率

此外可以看出在計算壓比范圍內,簡單循環效率和聯合循環效率均隨著循環總壓比的增大呈現出先增大后減小的趨勢,即在一個燃燒室出口溫度下,存在2個最佳壓比分別使得簡單循環效率和聯合循環效率最大。表4列出了聯合循環效率最大值變化小于0.1%時對應的循環總壓比范圍,可以看出燃燒室出口溫度為1 683 K時,聯合循環效率極限值為62.46%,僅比表3中驗證的GT-26機組效率高出0.34個百分點,但此時的循環總壓比已經達到了47。

表4 不同燃燒室出口溫度下的聯合循環效率最大值

3.2 再熱壓力對聯合循環性能的影響

在該部分的分析中,調節參數僅為再熱燃燒室的壓力,用高壓透平的膨脹比的變化表示高壓透平與低壓透平膨脹比分配的變化。

由圖7可以看出:在其他參數不變的情況下,存在一個最佳高壓透平膨脹比使得聯合循環效率達到最大。由圖8和圖9可以看出高壓透平膨脹比升高會導致燃氣輪機排氣溫度升高以及冷卻空氣總量減少,排氣溫度升高會使底循環做功能力增強,冷卻空氣總量減少會使燃氣輪機循環做功能力增強,但也會導致燃料消耗量有所增加,從而使得效率有所下降。當高壓透平膨脹比較大時,效率的下降占據主導地位,故而呈現出聯合循環效率隨高壓透平膨脹比升高而降低的現象。當高壓透平膨脹比為2.22時,聯合循環效率達到最大值62.15%,與表3中校核的數據相比高出了0.03個百分點,聯合循環比功提高了3.1%,冷卻空氣量占比下降了2個百分點。

圖7 聯合循環效率隨高壓透平膨脹比的變化關系

圖8 燃氣輪機排氣溫度隨高壓透平膨脹比的變化關系

圖9 冷卻空氣總量、燃料消耗量隨高壓透平膨脹比的變化關系

3.3 燃燒室出口溫度、循環總壓比對最佳高壓透平膨脹比的影響

由3.2部分的分析中我們可以看出,在機組性能水平不變的情況下,存在一個最佳高壓透平膨脹比使得聯合循環效率最大。而在燃氣輪機循環中,燃燒室出口溫度和循環總壓比是兩個非常重要的參數,本小節將分析這兩個參數對最佳高壓透平膨脹比的影響規律。

首先是燃燒室出口溫度的影響分析,在本部分的分析中循環總壓比保持不變。表5給出了不同燃燒室出口溫度下的聯合循環效率最大值以及對應的最佳高壓透平膨脹比?？梢缘玫?隨著燃燒室出口溫度的升高,最佳高壓透平膨脹比呈現出減小的趨勢,即主燃燒室出口溫度越高,聯合循環效率最大值對應的再熱燃燒室的壓力越高。

表5 不同燃燒室出口溫度下最大聯合循環效率及對應的高壓透平膨脹比

然后是循環總壓比的影響分析,在本部分的分析中燃燒室出口溫度保持不變。表6給出了不同循環總壓比下的最大聯合循環效率以及對應的最佳高壓透平膨脹比?？梢钥闯?隨著循環總壓比的增加,最佳高壓透平膨脹比有所增大。但整體來看聯合循環效率最大值對應的再熱燃燒室壓力仍隨著循環總壓比的增大而增大。

表6 不同循環總壓比下的聯合循環效率最大值及對應的高壓透平膨脹比

3.4 再熱燃氣輪機與無再熱燃氣輪機的比較

本小節將分析在當前的燃燒室出口溫度(1 683 K)、冷卻-材料水平和部件性能水平下,優化再熱壓力后的再熱燃氣輪機聯合循環與無再熱的常規聯合循環相比熱力性能上的差異。

作為比較基準的常規聯合循環共有以下3種:

基準循環1:壓氣機出口壓力與再熱聯合循環中再熱燃燒室進口壓力一致,相當于常規的F級機組。

基準循環2:壓氣機出口壓力與再熱聯合循環中主燃燒室進口壓力一致。

基準循環3:壓氣機出口壓力取該燃燒室出口溫度下聯合循環效率最大值所對應的壓力,即該水平下的常規聯合循環機組的性能極限值。

不同循環的性能參數見表7。由表8可以看出:當部件性能、燃燒室出口溫度、冷卻-材料水平均相同的情況下,采取再熱后,雖然冷卻空氣消耗量有所增加,但綜合來看聯合循環機組的效率和比功均有所增加。其中再熱后的聯合循環效率比常規的F級聯合循環機組高出2.21個百分點,比相同壓比下的無再熱聯合循環機組高出1.35個百分點,比無再熱聯合循環機組的聯合循環效率極限值仍高出1.34個百分點。再熱后的聯合循環比功與基準循環1相比增幅為14.9%,與基準循環2相比增幅為35.7%,與基準循環3相比增幅為33.2%。

表7 不同基準下的再熱聯合循環與無再熱聯合循環性能

表8 不同基準下的再熱聯合循環與無再熱聯合循環的性能比較

4 結論

1) 當燃燒室出口溫度和低壓透平膨脹比不變時,再熱燃氣輪機的聯合循環效率和比功隨循環總壓比的增大均呈現出先上升后下降的趨勢,聯合循環效率最大值對應的最佳壓比略高于聯合循環比功對應的最佳壓比,均在40以上。當循環總壓比不變時,再熱燃氣輪機聯合循環效率隨燃燒室出口溫度的升高而升高,但增幅逐漸減小。

2) 當燃氣輪機循環總壓比和燃燒室出口溫度保持不變時,存在一個最佳再熱壓力使得聯合循環效率達到最大。當燃燒室出口溫度為1 683 K、循環總壓比為33時,從聯合循環效率角度評價,GT-26機組的高壓透平膨脹比是合適的,與最佳膨脹比下的效率僅相差0.03個百分點。

3) 不同燃燒室出口溫度和循環總壓比下,聯合循環效率最大值對應的高壓透平膨脹比不同。當循環總壓比不變時,燃燒室出口溫度越高,最佳高壓透平膨脹比越小。當燃燒室出口溫度不變時,循環總壓比越高,最佳高壓透平膨脹比有所升高。

4) 燃氣輪機再熱能夠提高聯合循環比功和效率。當燃燒室出口溫度為1 683 K時,在各自的效率最佳壓比下,再熱燃氣輪機聯合循環比無再熱燃氣輪機的聯合循環效率提高了1.34個百分點,同時比功提高了33.2%。