曹煉博，王凱，嚴(yán)志遠，張濤

(國家能源集團科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，江蘇 南京 210023)

燃氣發(fā)電具備能源利用率高、運行靈活、安全可靠、環(huán)境污染低、社會效益好等優(yōu)點，近年來得到了廣泛關(guān)注和大力發(fā)展。2021年初，我國氣電裝機容量已突破1.0×108kW[1]。然而，受天然氣價格、發(fā)電成本及電網(wǎng)深度調(diào)峰政策等因素影響，我國多數(shù)燃氣機組長期運行于部分負荷工況，燃氣發(fā)電效率降低，能源浪費現(xiàn)象突出[2]。為有效解決燃氣發(fā)電當(dāng)前面臨的問題，本文基于相關(guān)理論和經(jīng)驗[3-4]，從進氣溫控方面開展研究，分析進氣加熱對燃氣機組運行效率的影響，對采用低品位廢熱對燃氣輪機進氣進行加熱的提效技術(shù)進行評估。

針對燃氣輪機部分負荷工況運行過程中普遍存在的效率下降、機組穩(wěn)定性降低的問題，目前最廣泛的解決方案是優(yōu)化負荷調(diào)節(jié)策略，且以提升頂循環(huán)效率為主要目標(biāo)[5-6]。李永毅[7]指出降低燃氣輪機透平背壓有利于穩(wěn)定部分負荷工況下燃氣輪機的透平膨脹比，雖然底循環(huán)的性能會有所降低，但頂循環(huán)的效率提升幅度更大。衛(wèi)明等[8]提出可以通過優(yōu)化排氣溫度控制策略，適度提升透平排煙溫度的方式來提升燃氣機組部分負荷下的聯(lián)合循環(huán)效率。Zuming等[9]提出了一種針對燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組的煙氣再循環(huán)運行策略，該方法可提高聯(lián)合循環(huán)部分負荷效率，同時增強機組運行靈活性。以上研究雖然提供了提升聯(lián)合循環(huán)機組部分負荷運行效率的一些方法，但考慮的因素尚不全面，主要不足在于以被動接受環(huán)境條件為前提，未開展進氣溫度控制策略和方案的研究。為完善燃氣機組部分負荷性能優(yōu)化的研究體系，本文充分結(jié)合燃氣輪機進氣系統(tǒng)改造成本低、性能效果顯著、系統(tǒng)整體簡潔、適用范圍廣的特點[10-12]，對采用鍋爐余熱加熱燃氣輪機進氣的聯(lián)合循環(huán)部分負荷工況提效技術(shù)進行分析，并通過定量方法評估提效能力，相關(guān)研究填補了進氣加熱技術(shù)領(lǐng)域的空白。

本文重點對利用低品位熱能的進氣加熱技術(shù)進行提效能力評估，首先開展機理研究，建立燃氣輪機一維熱力循環(huán)仿真模型和聯(lián)合循環(huán)熱力性能仿真模型，分析進氣溫度與壓氣機、透平、燃氣輪機和電廠性能之間的影響規(guī)律，隨后通過現(xiàn)場試驗量化分析進氣加熱前后的性能指標(biāo)，揭示進氣加熱提效能力與聯(lián)合循環(huán)負荷率之間的密切關(guān)系，為制訂進氣溫控策略、優(yōu)化聯(lián)合循環(huán)機組運行方案提供參考。

1 燃氣輪機和聯(lián)合循環(huán)熱力性能仿真

1.1 壓氣機和透平特性分析

1.1.1 燃氣輪機共同工作點計算

根據(jù)能量守恒原理及共同工作線理論，建立燃氣輪機一維熱力系統(tǒng)仿真模型。燃氣輪機建模所采用的原型機為美國通用公司生產(chǎn)的PG9171E型燃氣輪機，額定輸出功率128.5 MW，設(shè)計工況燃氣輪機熱效率34.08%，燃氣輪機所采用燃料為天然氣，燃料低位熱值47 233 kJ/kg。

確定燃氣輪機共同工作點是該一維模型建模的基礎(chǔ)。共同工作點反映燃氣輪機各部件之間的匹配運行模式，根據(jù)功率匹配、轉(zhuǎn)速匹配、流量匹配和壓力匹配原則，燃氣輪機各部件及負載形成了一個在各種工況下按照一定規(guī)律運行的完整系統(tǒng)。燃氣輪機共同工作點計算流程如圖1所示。

圖1 燃氣輪機熱力循環(huán)共同工作點計算流程

已知的壓氣機特性曲線中包括折合流量MC、折合轉(zhuǎn)速NC、壓比πC和等熵效率ηC等相似參數(shù)，采用壓氣機折合流量MC、折合轉(zhuǎn)速NC計算共同工作點：

(1)

(2)

透平特性曲線與壓氣機特性曲線相似，采用透平折合流量MT、折合轉(zhuǎn)速NT計算其共同工作點：

(3)

(4)

1.1.2 進氣溫度對壓氣機的影響

燃氣輪機進氣系統(tǒng)是燃氣電廠最主要的輔助系統(tǒng)之一，通過過濾、除濕等方式為燃氣輪機提供清潔空氣，對燃氣輪機及電廠的安全、經(jīng)濟、可靠運行起著至關(guān)重要的作用[14-15]。進氣系統(tǒng)投入的成本比例很低，但其發(fā)生故障后對電廠所造成的損失卻十分重大[16]。此外，燃氣輪機對環(huán)境因素十分敏感，季節(jié)性的進氣溫度變化對燃氣輪機功率和效率有顯著影響[17]，因此有效控制進氣溫度有利于提高燃氣機組的運行穩(wěn)定性和經(jīng)濟性。

選取-15～62 ℃范圍內(nèi)的7個進氣溫度點，分析進氣溫度對燃氣輪機壓氣機性能的影響。利用已知的壓氣機特性曲線，可得到各進氣溫度對應(yīng)的折合轉(zhuǎn)速線和壓氣機效率線，即仿真計算所需的7條進氣溫度工況線。

分別在燃氣輪機90%、70%、50%負荷率3個部分負荷穩(wěn)定工況點上，計算壓氣機不同進氣溫度下的共同工作點，并繪制在壓氣機特性線中，如圖2所示。其中，相對壓比為壓氣機實際壓比與額定壓比的比值，相對換算流量為壓氣機實際流量與額定流量的比值。從圖2可知，隨著進氣溫度升高，壓氣機共同工作點位置向左移動，壓氣機進氣流量減小，壓氣機壓比先降后升，壓氣機效率先升后降，壓氣機工況點向喘振線靠近。

圖2 變負荷工況壓氣機特性曲線

1.1.3 進氣溫度對透平的影響

采用與壓氣機相同的共同工作線方法計算燃氣輪機透平變工況性能，所獲取的變工況透平特性曲線如圖3所示。其中，相對膨脹比為透平實際膨脹比與額定膨脹比的比值。隨著進氣溫度升高，共同工作點向左移動，透平折合轉(zhuǎn)速逐漸降低，透平前進口溫度升高，透平膨脹比先降后升，透平效率逐漸增加，但隨著負荷的提高，透平效率增加的趨勢逐漸放緩。整體來看，進氣溫度升高對各負荷工況透平前進口溫度影響很大，透平效率也隨透平前溫度發(fā)生較大變化。

圖3 變負荷工況透平特性曲線

1.2 燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)熱力性能仿真

1.2.1 聯(lián)合循環(huán)基本性能指標(biāo)

燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)是以燃氣為高溫工質(zhì)、蒸汽為低溫工質(zhì)，由燃氣輪機排氣作為汽輪機進熱加熱源的熱力循環(huán)系統(tǒng)，系統(tǒng)中所采用的余熱鍋爐主要承擔(dān)換熱作用。為全面分析進氣溫度對電廠聯(lián)合循環(huán)性能的影響，本文以1套9E級的燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組為對象開展相關(guān)研究，主要設(shè)備包括1臺GE公司生產(chǎn)的PG9171E型燃氣輪機、1套杭州鍋爐廠生產(chǎn)的雙壓無補燃自然循環(huán)余熱鍋爐、1臺雙壓無再熱抽凝式汽輪機，聯(lián)合循環(huán)機組基本負荷純凝工況下的基本性能指標(biāo)見表1。

表1 聯(lián)合循環(huán)機組基本性能指標(biāo)

1.2.2 聯(lián)合循環(huán)進氣加熱性能仿真

進氣溫度控制技術(shù)包括進氣冷卻和進氣加熱。其中，進氣冷卻技術(shù)重點致力于提高燃氣機組滿負荷運行工況下的最大負荷，這方面的研究成果已較為廣泛和深入[18-20]，在此不再展開論述。以往的進氣加熱技術(shù)通常指燃氣輪機本體配置的壓氣機抽氣加熱裝置，如美國通用公司的進氣抽氣加熱系統(tǒng)(inlet bleed heating，IBH)，該系統(tǒng)的熱源來自壓氣機出口，加熱通道為燃氣輪機進氣喉部，主要目的是防止進口可調(diào)導(dǎo)葉(inlet guide vane，IGV)結(jié)冰、增加壓氣機喘振裕度[21]。壓氣機抽氣加熱技術(shù)能一定程度調(diào)節(jié)燃氣輪機進氣溫度，但是由于消耗了高品位熱能，不可避免地降低了機組總體運行效率。此外，由于加熱部位靠后，加熱過程并不惠及進氣過濾單元，燃氣輪機進氣過濾器的冰堵和濕堵問題仍然存在[22-23]，我國北方諸多燃氣機組都出現(xiàn)過極端天氣下被動降負荷或跳機的情況。

本文研究的進氣加熱系統(tǒng)與傳統(tǒng)進氣加熱系統(tǒng)主要在2個方面存在差異：一是加熱熱源，本研究采用的熱源為余熱鍋爐；二是受熱單元，本研究所指的受熱位置處于燃氣輪機進氣過濾器前端。進氣加熱系統(tǒng)主要包括余熱鍋爐尾部換熱器換熱單元和燃氣輪機進氣系統(tǒng)入口空氣換熱單元，進氣加熱系統(tǒng)熱力循環(huán)模式如圖4所示。

圖4 進氣加熱系統(tǒng)熱力循環(huán)模式

本研究項目的進氣加熱系統(tǒng)所用換熱器為鋼鋁翅片管式換熱器，主要由基管(鋼管)和散熱鋁管組成，可根據(jù)冷、熱流體條件參數(shù)以及換熱器結(jié)構(gòu)類型自由選擇基管材料和翅片材料，具備使用壽命長、傳熱效率高等特點。以燃氣輪機基本負荷性能保證純凝工況作為換熱器參數(shù)的計算依據(jù)，根據(jù)能量守恒原理計算得到換熱器的邊界參數(shù)，見表2。

表2 性能保證工況換熱器參數(shù)

為分析進氣溫度對電廠機組整體性能的影響，以燃氣輪機、余熱鍋爐、汽輪機及換熱器等相關(guān)輔助設(shè)備性能參數(shù)作為聯(lián)合循環(huán)主要邊界條件，采用Thermoflex軟件建立聯(lián)合循環(huán)熱力模型(如圖5所示)，對聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)進行熱平衡分析，并將分析結(jié)果與機組設(shè)計指標(biāo)和運行數(shù)據(jù)進行對比，以確保仿真的準(zhǔn)確性和可靠性。Thermoflex軟件是美國Thermoflow公司開發(fā)的一款電力熱平衡計算軟件，其燃氣輪機數(shù)據(jù)庫十分準(zhǔn)確和齊全，而且有豐富的熱力模塊，可以模擬電廠熱力系統(tǒng)的各個部件，尤其適用于燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)電廠的熱力系統(tǒng)性能仿真。

圖5 聯(lián)合循環(huán)熱力仿真模型

1.2.3 進氣溫度對燃氣輪機效率的影響

燃氣輪機進氣溫度對燃氣輪機效率的影響如圖6所示?？傮w而言，部分負荷工況燃氣輪機進氣溫度升高，燃氣輪機效率升高，且在進氣溫度較低時燃氣輪機進氣溫度與燃氣輪機效率呈近似線性關(guān)系，而在進氣溫度較高時呈非線性關(guān)系。

圖6 燃氣輪機進氣溫度對燃氣輪機效率的影響

1.2.4 進氣溫度對電廠效率的影響

燃氣輪機進氣溫度對電廠效率的影響如圖7所示。在部分負荷的穩(wěn)定負荷工況下，電廠效率隨燃氣輪機入口空氣溫度的升高而逐漸提升。以聯(lián)合循環(huán)負荷130 MW工況為例，燃氣輪機入口空氣溫度為45 ℃時，電廠效率為49.47%，比設(shè)計點的電廠效率提高1.71%，即熱耗率降低181 kJ/kWh。一定運行負荷下，電廠效率和燃氣輪機入口空氣溫度的關(guān)系近似線性關(guān)系，如運行負荷130 MW時，進氣溫度從12.5 ℃提高到20 ℃，電廠效率提高約0.28%，熱耗率降低43 kJ/kWh，即在130 MW負荷工況，進氣溫度每升高1 ℃，電廠效率提高0.037%，電廠熱耗率降低5.7 kJ/kWh。

圖7 燃氣輪機進氣溫度對電廠效率的影響

2 進氣加熱系統(tǒng)性能試驗

2.1 性能保證指標(biāo)及試驗工況

2.1.1 進氣加熱系統(tǒng)性能保證指標(biāo)

性能保證指標(biāo)用于考察進氣加熱系統(tǒng)運行的穩(wěn)定性和高效性，主要包括3個指標(biāo)：進氣溫度提升值、聯(lián)合循環(huán)熱耗率下降值、進氣壓損升高值。主要的性能保證指標(biāo)及保證工況見表3。

表3 主要的性能保證指標(biāo)

2.1.2 試驗工況的要求

采用前后對比分析方法，分別對進氣加熱系統(tǒng)投入前后的燃氣輪機及聯(lián)合循環(huán)的發(fā)電功率和熱耗率各項性能指標(biāo)進行比較。主要試驗工況為聯(lián)合循環(huán)60%、65%、70%、80%負荷率純凝工況。

為減少試驗過程中熱慣性及負荷波動等原因引起的測量誤差，在負荷變動或進氣加熱系統(tǒng)投/切操作后，須待系統(tǒng)穩(wěn)定運行1 h再開始數(shù)據(jù)采集，試驗工況下測量值的最大允許偏差按照表4執(zhí)行。此外，對試驗各工況數(shù)據(jù)取平均值代入計算。

表4 試驗工況下測量值的最大允許偏差

2.2 測點布置

試驗測量的項目包括：燃氣輪機和汽輪機電功率，燃料流量，燃氣特性，環(huán)境條件，電網(wǎng)頻率，凝結(jié)水流量，發(fā)電機功率因數(shù)，燃氣供應(yīng)壓力、溫度，燃氣輪機排氣總壓、溫度，汽輪機蒸汽流量、溫度和壓力，主凝結(jié)水流量，高、中壓給水流量，余熱鍋爐出口煙氣溫度，排放物含量，燃氣輪機進氣加熱器前后溫度、濕度。其中，進氣溫度測點采用立體空間布局形式，以便更全面地掌握進氣模塊各單元受熱情況。在空氣加熱器前后步道內(nèi)共安裝24個溫度熱電偶(如圖8所示)，即在初濾前和初濾后的不同層級間分別布置12個相互對應(yīng)的溫度測點。

圖8 空氣加熱器位置及溫度測點布置

2.3 聯(lián)合循環(huán)機組性能的計算與修正

參考ASME PTC46—2015《電廠整體性能試驗標(biāo)準(zhǔn)》，對聯(lián)合循環(huán)機組性能進行計算和修正[24]。

2.3.1 聯(lián)合循環(huán)機組凈輸出功率的計算

試驗條件下的聯(lián)合循環(huán)機組凈輸出功率

Pgross=P′gross-P′L,Exc.

(5)

式中：P′gross為發(fā)電機出口測試功率；P′L,Exc為勵磁消耗功率。

2.3.2 天然氣帶入聯(lián)合循環(huán)熱量的計算

單位時間天然氣帶入聯(lián)合循環(huán)熱量(kJ/h)

(6)

式中：Lfuel為天然氣低位熱值，kJ/kg；mfuel,meas為天然氣流量，kg/h；S為天然氣顯熱，kJ/h；ht為運行溫度下天然氣的比焓，kJ/kg；href為基準(zhǔn)溫度下天然氣的比焓。

2.3.3 聯(lián)合循環(huán)熱耗修正計算

聯(lián)合循環(huán)熱耗修正后熱耗(kJ/kWh)

(7)

式中：Rgross為聯(lián)合循環(huán)試驗熱耗，kJ/kWh；β1為環(huán)境溫度對聯(lián)合循環(huán)熱耗的修正因子；β2為大氣壓力對聯(lián)合循環(huán)熱耗的修正因子；β3為相對濕度對聯(lián)合循環(huán)熱耗的修正因子；β4為排氣壓損對聯(lián)合循環(huán)熱耗的修正因子；β5為燃料溫度對聯(lián)合循環(huán)熱耗的修正因子，β6為燃氣輪機入口壓力對聯(lián)合循環(huán)熱耗的修正因子。修正因子表示相關(guān)參數(shù)從試驗工況到基準(zhǔn)工況對熱耗率的影響程度，量綱為1，其值可通過在不同參數(shù)性能修正曲線中對試驗值進行插值的方法得到。

3 進氣加熱效果評估

根據(jù)試驗結(jié)果分析120 MW、130 MW、140 MW、160 MW負荷階段聯(lián)合循環(huán)熱耗變化情況，如圖9所示。各聯(lián)合循環(huán)負荷工況下，進氣加熱系統(tǒng)的升溫能力和提效能力均滿足性能保證值要求。

圖9 投用進氣加熱系統(tǒng)前后機組聯(lián)合循環(huán)熱耗變化

投用進氣加熱系統(tǒng)前后機組聯(lián)合循環(huán)效率變化情況如圖10所示。在機組120～160 MW部分負荷工況，投用進氣加熱系統(tǒng)均能實現(xiàn)聯(lián)合循環(huán)熱效率的提升。但隨著負荷增加，聯(lián)合循環(huán)效率的提升效果減弱，在120 MW負荷時能提升聯(lián)合循環(huán)效率0.75%，而在160 MW負荷時僅能提升0.38%。

圖10 投用進氣加熱系統(tǒng)前后聯(lián)合循環(huán)效率變化

投用進氣加熱系統(tǒng)對燃氣輪機效率的影響如圖11所示。聯(lián)合循環(huán)負荷達到140 MW時，投用進氣加熱系統(tǒng)對燃氣輪機效率提高幅度最大，但此負荷并不對應(yīng)聯(lián)合循環(huán)效率提升效果最優(yōu)工況點。聯(lián)合循環(huán)負荷160 MW時，投用進氣加熱系統(tǒng)雖能使聯(lián)合循環(huán)效率提升0.38%，但是燃氣輪機效率已開始下降，下降幅度為0.1%。

圖11 投用進氣加熱系統(tǒng)前后燃氣輪機效率變化

綜上，進氣加熱提效與聯(lián)合循環(huán)負荷率密切相關(guān)。部分負荷工況的負荷率越低，進氣加熱對聯(lián)合循環(huán)效率的提升越明顯，而進氣加熱對燃氣輪機效率的提升存在拐點，拐點大致對應(yīng)聯(lián)合循環(huán)72%負荷率工況，即在該工況下燃氣輪機效率提升比例達到最大值。

4 結(jié)束語

本文采用仿真方法對燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)變工況下的燃氣輪機性能和聯(lián)合循環(huán)機組性能進行理論研究，設(shè)計和實施了部分負荷工況下燃氣輪機進氣加熱提效性能試驗，分析不同負荷工況下燃氣輪機進氣溫度對燃氣輪機效率和聯(lián)合循環(huán)效率的影響規(guī)律，證實部分負荷進氣加熱提效技術(shù)具有巨大的發(fā)展?jié)摿蛷V闊的應(yīng)用前景。但是，目前燃氣輪機進氣加熱系統(tǒng)投用案例尚少，且存在進氣加熱驗收評價體系不完善、燃氣機組部分負荷工況設(shè)計指標(biāo)不公開、燃氣輪機燃燒和控制核心技術(shù)未掌握等問題，因此后期還需深入開展相關(guān)領(lǐng)域?qū)ｍ椦芯?，全面厘清進氣加熱提效原理的實質(zhì)，以便更充分地發(fā)揮該技術(shù)優(yōu)勢。