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?xì)廨啓C為核心的燃?xì)庹羝?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?xì)庹羝?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?xì)庹羝?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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C，也正在積極著力進入南美和東歐市場，推廣以AE64.3A型燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C強有力的挑戰(zhàn)。AE64.3A型燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?、主蒸汽參?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?xì)廨啓C聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)發(fā)電效率的貢獻來自兩個部分： 燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C單循環(huán)有效效率；ηr1為燃?xì)廨啓C燃燒室效率；ηmgt為燃?xì)廨啓C機械傳動效率；ηGgt為燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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(fù)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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C出力。另一方面，由于入口空氣溫度降低會導(dǎo)致燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?，為了便于研究，按圖6僅設(shè)置一級回?zé)峒訜崞?，并在相?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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C、余熱鍋爐、汽輪機效率曲線圖

圖10 加熱后燃?xì)廨啓C、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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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(yuǎn)沒有燃?xì)廨啓C高，因此加熱燃料所得到的最終全廠效率仍然隨燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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(fù)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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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?xì)廨啓C入口燃料溫度，會大幅提高燃?xì)廨啓C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?xì)廨啓C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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