李 濤，杜曉東，黃漢林

(中國航發(fā)燃氣輪機有限公司，沈陽 110179)

某聯(lián)合循環(huán)電廠三號機組的主發(fā)電裝置為1臺25 MW國產(chǎn)燃氣輪機，以天然氣為燃料，運行穩(wěn)定，性能良好。由于天然氣為優(yōu)質(zhì)燃料，價格較高，導致度電成本高，經(jīng)濟性不好。如果能夠改用企業(yè)內(nèi)部廉價的工業(yè)副產(chǎn)品焦爐氣為燃料，可以大幅降低運行成本，增加經(jīng)濟收益。

燃料按熱值分為高、中、低熱值燃料。高熱值燃料熱值在標準狀況下大于15.07 MJ/m3，中熱值燃料熱值為6.28～15.07 MJ/m3，低熱值燃料熱值小于6.28 MJ/m3[1]。焦爐氣是煉焦工業(yè)的副產(chǎn)品，熱值一般為12～17 MJ/m3，屬于中高熱值燃料氣，在工藝流程利用之余，采用傳統(tǒng)鍋爐燃燒甚至直接燃燒后排空等方式，這種利用方式環(huán)保性較差，同時能量利用率也不高。隨著環(huán)保要求、能量梯級利用的要求越來越高，國內(nèi)有些企業(yè)選擇采用合適的燃氣輪機使用焦爐氣進行發(fā)電[2]。

目前，國外機組具備以焦爐氣為燃料發(fā)電運行的能力，但是價格較高，特別是后續(xù)運維費用和檢修費用很高，增加了機組的運行成本和不固定支出，嚴重困擾發(fā)電企業(yè)用戶的發(fā)展。為了突破技術(shù)封鎖，實現(xiàn)裝備國產(chǎn)化，迫切需要技術(shù)改造，使國產(chǎn)燃氣輪機實現(xiàn)以焦爐氣為燃料的發(fā)電運行。

1 經(jīng)濟性對比

某聯(lián)合循環(huán)電廠三號機組燃氣輪機以天然氣為燃料，在ISO工況下的額定功率為27 400 kW，簡單循環(huán)熱效率不低于36.5%，相應(yīng)熱耗率為9 863 kJ/(kW·h)，聯(lián)合循環(huán)熱效率不低于42.5%，相應(yīng)熱耗率為8 470 kJ/(kW·h)；以焦爐氣為燃料，在ISO工況下的額定功率為22 900 kW，簡單循環(huán)熱效率不低于33.5%，相應(yīng)熱耗率為10 746 kJ/(kW·h)，聯(lián)合循環(huán)熱效率不低于38.5%，相應(yīng)熱耗率為9 351 kJ/(kW·h)。發(fā)電機效率為97.6%，分別以天然氣和焦爐氣為燃料，對用戶關(guān)心的氣耗率和度電成本進行計算。

1.1 以天然氣為燃料

(1)

式中：ACNG為燃氣輪機額定功率下的天然氣氣耗率，m3/(kW·h)；QCNG為燃氣輪機額定功率下的熱耗率，8 470 kJ/(kW·h)；qCNG為天然氣低熱值；ηG為發(fā)電機效率97.6%。

BCNG=ACNGPCNG

(2)

式中：BCNG為燃氣輪機額定功率下的天然氣度電成本，元/(kW·h)；PCNG為天然氣價格。

采用西氣東輸中天然氣的數(shù)據(jù)，低熱值為33 812 kJ/m3，價格為2.8 元/m3，得到燃氣輪機額定功率下天然氣氣耗率為0.257 m3/(kW·h)，度電成本為0.720 元/(kW·h)。

1.2 以焦爐氣為燃料

(3)

式中：ACOV燃氣輪機額定功率下的焦爐氣氣耗率，m3/(kW·h)；QCOV為燃氣輪機額定功率下的熱耗率9 351 kJ/(kW·h)；qCOV為焦爐氣低熱值；ηG為發(fā)電機效率97.6%。

BCOV=ACOVPCOV

(4)

式中：BCOV為燃氣輪機額定功率下的焦爐氣度電成本，元/(kW·h)；PCOV為焦爐氣價格。

采用焦爐氣3次抽樣檢測數(shù)據(jù)平均值，低熱值為16 413 kJ/m3，價格取0.6 元/m3，得到燃氣輪機額定功率下焦爐氣氣耗率為0.584 m3/(kW·h)，度電成本為0.350 元/(kW·h)。

2 燃料

2.1 天然氣

天然氣是以石蠟族低分子飽和烴為主的烴類氣體和少量非烴類氣體組成的混合氣體，是一種一次性、不可再生的礦物能源。在組成天然氣的組分中，甲烷占絕大部分，乙烷、丙烷、丁烷和戊烷的含量不多。戊烷以上組分基本不含，或含量很少。另外，天然氣中還含有少量的非烴類氣體，如H2S、CO2等。天然氣是多種氣體組成的混合氣體，其組分和組成無定值。本文使用西氣東輸?shù)奶烊粴鈹?shù)據(jù)，質(zhì)量指標和組分見表1和表2。

表1 天然氣質(zhì)量指標

表2 天然氣組分的摩爾百分數(shù)

2.2 焦爐氣

焦爐氣是指用幾種煙煤配制成的煉焦用煤在煉焦爐中經(jīng)過高溫干餾產(chǎn)出焦炭和焦油產(chǎn)品的同時所產(chǎn)生的一種可燃性氣體，是煉焦工業(yè)的副產(chǎn)品。焦爐氣是混合物，其產(chǎn)率和組成因煉焦用煤質(zhì)量和焦化過程條件不同而有所差別，其主要成分為氫氣和甲烷。本文使用焦爐氣的3次抽樣檢測數(shù)據(jù)，熱值及組分抽樣檢測結(jié)果見表3。

表3 焦爐氣組分體積百分比及低熱值

3 噴嘴

3.1 天然氣噴嘴

天然氣噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1所示，具有一個中心噴孔和12個沿外環(huán)均布的噴孔，孔直徑均為2.65 mm。

圖1 天然氣噴嘴

3.2 華白數(shù)

華白數(shù)定義為燃料低熱值與相對密度的平方根之比，即：

(5)

式中：V為燃料低熱值，kJ/m3；S為燃料密度與空氣密度的比值。

空氣密度為1.29 kg/m3。天然氣低熱值為33 812 kJ/m3，密度為0.698 2 kg/m3，按式(5)計算華白數(shù)為10 995；焦爐氣低熱值為16 413 kJ/m3，密度為0.515 kg/m3，按式(5)計算華白數(shù)為6 214。

3.3 焦爐氣噴嘴設(shè)計方案

天然氣與焦爐氣的華白數(shù)相差較大，表明在相同的噴嘴與供氣壓力條件下，焦爐氣的熱負荷小，可以適度增加噴嘴的燃料孔徑，使其適應(yīng)焦爐氣，同時接近天然氣的熱負荷。據(jù)此提出了四種噴嘴結(jié)構(gòu)，通過對比燃燒性能確定最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

噴嘴A結(jié)構(gòu)如圖2所示，在頭部中心位置開有一燃料孔，燃料孔徑為 3.9 mm，以防止近噴嘴處的回流和燒蝕；噴嘴B結(jié)構(gòu)如圖3所示，在頭部噴嘴中心位置無燃料孔，僅保留了周向均布的 12 個燃料孔；噴嘴 C在噴嘴 A 基礎(chǔ)上，減小10%燃料孔徑，燃料孔徑為 3.5 mm ；噴嘴D在噴嘴 A 基礎(chǔ)上，增大10%燃料孔徑，燃料孔徑為4.3 mm。

圖2 噴嘴A結(jié)構(gòu)圖

圖3 噴嘴B結(jié)構(gòu)圖

4 燃燒特性的評價方法

4.1 出口溫度場均勻性

燃燒室出口溫度分布對渦輪葉片的壽命具有很大的影響。

燃燒室出口溫度周向分布系數(shù)定義為燃燒室出口截面內(nèi)的最高燃氣總溫與燃氣平均總溫之差與燃燒室溫升的比值，即：

(6)

式中：OTDF為燃燒室出口溫度周向分布系數(shù)；Tt4,max為燃燒室出口截面內(nèi)的最高燃氣總溫；Tt4為燃燒室出口截面內(nèi)燃氣平均總溫；Tt3為燃燒室進口空氣平均總溫。

燃燒室出口溫度徑向分布系數(shù)定義為燃燒室出口截面同一半徑上各點總溫按周向取算術(shù)平均值后求得的最高平均徑向總溫與出口平均總溫之差與燃燒室溫升的比值，即：

(7)

式中：RTDF為燃燒室出口溫度徑向分布系數(shù)；Tt4,max-R為燃燒室出口截面同一半徑上各點總溫按周向取算術(shù)平均值后求得的最高平均徑向總溫。

4.2 總壓損失系數(shù)

燃燒室總壓損失大小會影響燃料消耗率，每增加1%的總壓損失會引起單位燃料消耗率提高0.5%，但隨著燃燒室性能的提升，擴壓器進口的空氣流速不斷增大，總壓損失也會相應(yīng)提高。此外，總壓損失過低可能會導致燃燒不穩(wěn)定。燃燒室總壓損失在6%以內(nèi)是可以接受的。

總壓損失系數(shù)定義為進口總壓和出口總壓差值與進口總壓的比值，即：

(8)

式中：TPL為總壓損失系數(shù)；Ptotal,3為燃燒室進口的總壓；Ptotal,4為燃燒室出口的總壓。

5 模型搭建

5.1 燃燒系統(tǒng)的實際結(jié)構(gòu)

燃燒系統(tǒng)為環(huán)管型燃燒室，共16個周向均勻分布的火焰筒，總長約760 mm，外徑約1 255 mm。16個火焰筒的環(huán)形分布見圖4，單個火焰筒在燃氣輪機上安裝結(jié)構(gòu)見圖5，火焰筒的實物照片見圖6。

圖4 16個火焰筒的環(huán)形布局

圖5 單個火焰筒的安裝結(jié)構(gòu)

圖6 火焰筒實物照片

5.2 燃燒系統(tǒng)的計算模型

考慮到16個火焰筒具有明顯的周期性特征，為簡化結(jié)構(gòu)，取其1/16建立計算模型。

在數(shù)值計算中，數(shù)值計算準確度很大程度上依賴于物理模型的網(wǎng)格精度，網(wǎng)格劃分是數(shù)值計算的關(guān)鍵環(huán)節(jié)[3]。文獻針對燃燒室進行了網(wǎng)格劃分對計算結(jié)果影響的研究，發(fā)現(xiàn)在相同網(wǎng)格下采用準結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格和完全非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格時結(jié)果存在差異[4]。研究表明，仿真計算中采用的網(wǎng)格形式對燃燒室內(nèi)的流形影響不大，但對速度、壓力、湍流量、各組分濃度分布和溫度場分布有明顯影響，特別是燃燒室出口的溫度分布水平和高溫區(qū)分布輪廓受網(wǎng)格形式影響較大，采用準結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格時獲得的燃燒室出口溫度分布系數(shù)與實際較為接近。

如圖7所示，計算模型采用6面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對尺寸較小的幾何型面、頭部旋流器附近以及大梯度變化區(qū)域進行加密，以充分反映固體邊界并滿足壁面處理要求，最后確定網(wǎng)格數(shù)約為2 300 萬。

圖7 用于計算的網(wǎng)格分布

6 計算分析

6.1 計算方法

使用Fluent 軟件進行數(shù)值模擬計算。所有三維數(shù)值模擬研究均采用穩(wěn)態(tài)、基于壓力的SIMPLE算法，近壁面采用標準壁面函數(shù)，離散格式均為二階迎風，燃燒模型選用FGM模型，化學組分機理選用GRI3.0機理。

6.2 邊界條件

在數(shù)值模型中，空氣和焦爐氣的入口均采用質(zhì)量入口邊界條件，出口采用壓力出口邊界條件，固體壁面采用無滑移絕熱壁面，忽略輻射換熱的影響。燃氣輪機輸出功率為22 900 kW時，燃燒室入口的空氣參數(shù)及相應(yīng)的焦爐氣流量見表4。

表4 模擬計算的邊界條件

6.3 計算結(jié)果

對噴嘴結(jié)構(gòu)A、B、C、D進行模擬計算，對稱面溫度分布云圖見圖8(a)～8(d)，出口溫度分布見圖9(a)～9(d)，燃燒性能見表5。

(a) 噴嘴結(jié)構(gòu)A的出口溫度分布

(a) 噴嘴結(jié)構(gòu)A的對稱面溫度分布云圖

表5 燃燒性能

7 結(jié)論

(1) 對稱面溫度分布云圖表明，噴嘴A、B的高溫區(qū)相對靠前，并且貼近壁面，有燒蝕噴嘴和火焰筒前壁的風險，而噴嘴C、D的高溫區(qū)相對靠后，并且遠離壁面。

(2) 將噴嘴A 即燃料孔徑為 3.9 mm的中心噴孔堵住，得到噴嘴B，具有更好的OTDF和RTDF。

(3) 噴嘴C、A、D的燃料孔徑從 3.5 mm 增大到 4.3 mm，OTDF和RTDF有減小的趨勢。

(4) 噴嘴D的各項計算結(jié)果除OTDF外，基本接近原天然氣噴嘴的燃燒性能試驗結(jié)果(見表5)。

(5) 經(jīng)過綜合對比分析，燃氣輪機以焦爐氣為燃料時，使用噴嘴D要好一些。