富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)設(shè)計(jì)與變工況性能分析

梁勝瑩，高建強(qiáng)，馬明皓

（華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，河北 保定 071003）

0 引言

燃?xì)廨啓C(jī)作為燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)的頂層循環(huán)，對(duì)整個(gè)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的運(yùn)行有著至關(guān)重要的作用。富氧燃燒技術(shù)是一種高效、清潔燃燒技術(shù)，可以通過結(jié)合以上兩種技術(shù)，設(shè)計(jì)出富氧燃燒型燃?xì)廨啓C(jī)，并進(jìn)行變工況性能分析，對(duì)于機(jī)組的高效、清潔運(yùn)行具有重要意義。

目前國內(nèi)外關(guān)于富氧燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)的研究主要集中在燃燒室燃燒特性的研究，對(duì)機(jī)組整體系統(tǒng)的仿真研究以及系統(tǒng)中主要設(shè)備的數(shù)值模擬還沒有過多的涉足。

Liu CY 等人[1]主要研究了富氧燃料（CH4， O2，CO2和H2O的混合物）在無氮燃?xì)廨啓C(jī)中的基本燃燒特性，利用化學(xué)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)和熱力學(xué)計(jì)算對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)富氧燃燒的基本燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算；Kez V等人[2]根據(jù)各種非灰氣體輻射三維模型，計(jì)算了在富氧燃燒條件下燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的輻射傳熱；Krieger GC等人[3]采用數(shù)值模擬軟件對(duì)CAN型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室富氧燃燒進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，采用非預(yù)混火焰的平衡燃燒模型來模擬化學(xué)反應(yīng)，選擇RSM（雷諾應(yīng)力模型）作為湍流模型，在驗(yàn)證數(shù)值方法和湍流模型之后進(jìn)行數(shù)值預(yù)測(cè)。

對(duì)于燃?xì)廨啓C(jī)富氧燃燒的研究，國內(nèi)主要是基于微型燃?xì)廨啓C(jī)的燃燒室進(jìn)行研究，主要有對(duì)不同氛圍下燃?xì)廨啓C(jī)富氧燃燒中的NOX生成進(jìn)行的數(shù)值模擬研究[4]，在確定基本幾何尺寸下，采用煙氣循環(huán)富氧燃燒的微型燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室對(duì)燃燒室熱態(tài)流場(chǎng)、燃燒效率等進(jìn)行數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)對(duì)比，提供燃燒室的設(shè)計(jì)依據(jù)[5]，還有對(duì)CH4，O2，H2O在典型燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行條件下的燃燒特性進(jìn)行數(shù)值研究，并與傳統(tǒng)CH4/空氣燃燒特性進(jìn)行對(duì)比，為富氧燃燒室的設(shè)計(jì)提供依據(jù)[6]。

以某FA型燃?xì)廨啓C(jī)為基礎(chǔ)，為了提高計(jì)算效率，方便對(duì)其運(yùn)行特性進(jìn)行研究，采用EBSILON計(jì)算仿真軟件，搭建熱力計(jì)算模型，并在此計(jì)算模型上進(jìn)行調(diào)試，并對(duì)富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行熱力設(shè)計(jì)和變工況計(jì)算及分析。

1 富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)模型搭建

基于EBSILON軟件建立的富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)模型如圖1所示[7]，其中助燃劑為O2和CO2的混合物。O2和CO2分別從不同的管路進(jìn)入集氣聯(lián)箱，在集氣聯(lián)箱中充分混合后進(jìn)入壓氣機(jī)，助燃劑經(jīng)壓氣機(jī)壓縮后形成高壓氣體，進(jìn)入燃燒室中與燃料混合燃燒，放出大量的熱，燃燒后的高溫高壓燃?xì)膺M(jìn)入透平中膨脹做功，將化學(xué)能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能推動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電。

1.2 富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)的選取

參照GE公司的某FA型燃?xì)廨啓C(jī)的性能參數(shù)，富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)參數(shù)見表1和表2。

表1 富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)性能參數(shù)

表2 富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)性能比例系數(shù)%

圖1 燃?xì)廨啓C(jī)模型

1.3 燃?xì)廨啓C(jī)壓比的設(shè)計(jì)計(jì)算

燃?xì)廨啓C(jī)熱力設(shè)計(jì)計(jì)算，需要先確定機(jī)組的最佳壓比，壓比的選取對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)的有效效率和比功有著至關(guān)重要的影響。

首先選取一系列的壓比值，然后對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行熱力循環(huán)計(jì)算，根據(jù)得到的循環(huán)效率ηe和比功we與壓比的關(guān)系數(shù)據(jù)繪制成圖2和圖3。

圖2 壓比與效率的關(guān)系

圖3 壓比與比功的關(guān)系

由圖2和圖3可以看出，燃?xì)廨啓C(jī)的循環(huán)效率隨著選取壓比的增大而不斷增大，但是趨勢(shì)逐漸趨于平緩；燃?xì)廨啓C(jī)的比功隨著壓比的增大而出現(xiàn)一個(gè)最大值點(diǎn)，因此，此處選取比功最大處的壓比為設(shè)計(jì)壓比，設(shè)計(jì)壓比π=11.18。

1.4 設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果

運(yùn)用整體富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)仿真模型進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，使各模塊的輸入和輸出進(jìn)行多次迭代計(jì)算，并通過調(diào)節(jié)，達(dá)到整個(gè)系統(tǒng)的平衡，計(jì)算結(jié)果基本達(dá)到設(shè)計(jì)要求，富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)的熱力設(shè)計(jì)參數(shù)如表3所示。

2 富氧燃?xì)廨啓C(jī)變工況性能分析

2.1 壓氣機(jī)變工況特性

壓氣機(jī)的熱力性能對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)組的整體性能有至關(guān)重要的影響，壓氣機(jī)的變工況計(jì)算基于無量綱參數(shù)表示的通用特性曲線（如圖4所示），其可計(jì)算壓氣機(jī)的整體性能，對(duì)于壓氣機(jī)的變工況計(jì)算較為方便[8]。壓氣機(jī)的特性曲線以折合流量和折合效率的方式來表示。

2.2 燃?xì)馔钙阶児r特性

與壓氣機(jī)變工況計(jì)算類似，燃?xì)馔钙降淖児r計(jì)算同樣采用無量綱參數(shù)表示的通用特性曲線，燃?xì)馔钙降奶匦郧€同樣以折合流量和折合效率的方式來表示，如圖5所示。

圖5 燃?xì)馔钙教匦郧€

此處主要分析燃?xì)廨啓C(jī)負(fù)荷變化、助燃劑O2濃度變化、壓比改變對(duì)富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)熱力性能的影響[12]。

2.3 負(fù)荷變化對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能的影響

2.3.1 變負(fù)荷運(yùn)行控制方案

引入α（助燃劑當(dāng)量比）的概念[13]，為實(shí)際助燃劑量（mk）與理論助燃劑量（m0）之比， 即：

采用等T3（燃?xì)馔钙竭M(jìn)口溫度）控制方式-調(diào)節(jié)IGV（進(jìn)口可調(diào)靜葉）開度的方式進(jìn)行調(diào)節(jié)。調(diào)節(jié)過程分兩個(gè)階段：第一階段，在機(jī)組負(fù)荷降低時(shí)，保持透平初溫基本不變，通過關(guān)小IGV角度、降低壓氣機(jī)進(jìn)口流量的方式來降負(fù)荷，但是IGV的調(diào)節(jié)是有限的，隨著IGV開度減小，燃?xì)馔钙匠隹跓煖豑4會(huì)不斷增大，當(dāng)T4達(dá)到限制值時(shí)，不再關(guān)小IGV；然后進(jìn)入第二階段，保持IGV角度不變，通過調(diào)節(jié)T3來降負(fù)荷。采用等T3控制方式調(diào)節(jié)時(shí)，可以通過2種方案來實(shí)現(xiàn)[14-16]，現(xiàn)將2種控制方案如表4所示。

方案1：80%負(fù)荷以上時(shí)，通過調(diào)節(jié)助燃劑質(zhì)量流量和燃料質(zhì)量流量來控制機(jī)組負(fù)荷變化，變化期間維持燃?xì)馔钙饺肟跓煖乇３只竞愣ǎ?0%負(fù)荷以下時(shí)，保持助燃劑質(zhì)量流量基本不變，通過調(diào)節(jié)燃料質(zhì)量流量來改變負(fù)荷。

表4 變負(fù)荷控制方案

方案2：80%負(fù)荷以上時(shí)，保持助燃劑當(dāng)量比和燃?xì)馔钙饺肟跓煖鼗竞愣?，或通過改變助燃劑質(zhì)量流量或通過改變?nèi)剂腺|(zhì)量流量來控制負(fù)荷變化；80%負(fù)荷以下時(shí)，保持助燃劑質(zhì)量流量基本不變，通過調(diào)節(jié)燃料質(zhì)量流量來改變負(fù)荷。

分別通過方案1和方案2來改變?nèi)細(xì)廨啓C(jī)負(fù)荷（110%~20%），分析2種控制方案對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)變負(fù)荷的影響。

2.3.2 燃?xì)廨啓C(jī)變負(fù)荷性能分析

圖6—8分別表示了比功、機(jī)組效率和燃料消耗率與機(jī)組負(fù)荷變化的對(duì)應(yīng)關(guān)系，與文獻(xiàn)[17-18]中不同負(fù)荷的變工況分析結(jié)論基本一致。從圖6可以看出，以80%負(fù)荷為分界點(diǎn)，機(jī)組在80%負(fù)荷以上和80%負(fù)荷以下時(shí)比功均隨著機(jī)組負(fù)荷的增加而近似線性地增大，且方案1與方案2兩種控制方案對(duì)機(jī)組的比功與負(fù)荷的對(duì)應(yīng)關(guān)系影響近似相同。從圖7可以看出機(jī)組的效率隨著負(fù)荷的增加而增大，且80%負(fù)荷以上時(shí)近似線性增長，方案1與方案2的曲線基本重合。從圖8可以看出，機(jī)組在80%負(fù)荷時(shí)燃料消耗率達(dá)到最大值，數(shù)值為0.15 kg/kWh。在80%負(fù)荷以下時(shí)，機(jī)組的燃料消耗率隨著負(fù)荷的增大而增大，且方案2的控制方式比方案1的控制方式略高0.42%；在80%負(fù)荷以上時(shí)，機(jī)組的燃料消耗率隨著負(fù)荷的增大而減小，且方案1與方案2的變化曲線近似重合。綜上所述，機(jī)組變負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，方案1與方案2對(duì)機(jī)組的整體熱力性能影響差別不大，可近似視為一致。

2.4 助燃劑O2濃度變化對(duì)機(jī)組性能的影響

2.4.1 控制方案

圖6 負(fù)荷變化對(duì)比功的影響

圖7 負(fù)荷變化對(duì)效率的影響

圖8 負(fù)荷變化對(duì)燃料消耗率的影響

額定負(fù)荷下，改變助燃劑中O2濃度，探討機(jī)組的熱力性能變化，其他參數(shù)數(shù)值與設(shè)計(jì)值相同。變工況過程中，通過改變助燃劑質(zhì)量流量、天然氣質(zhì)量流量和機(jī)組助燃劑當(dāng)量比來完成工況變化。O2濃度選取占助燃劑質(zhì)量百分比14%~24%之間的11組數(shù)據(jù)。

2.4.2 助燃劑O2濃度變化對(duì)機(jī)組熱力性能影響的分析

圖9—11分別表示了比功、機(jī)組效率和燃料消耗率與助燃劑O2濃度變化的對(duì)應(yīng)關(guān)系，從圖9可以看出，在助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)處于22%以下時(shí)，機(jī)組比功隨著助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而增大。

圖9 O2濃度變化對(duì)機(jī)組比功的影響

在助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于22%時(shí)，機(jī)組比功基本維持恒定，其數(shù)值為595 kJ/kg。從圖10可以看出，機(jī)組效率隨著助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而增大。從圖11可以看出，燃料消耗率隨著助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而減小，得到的結(jié)果與文獻(xiàn)[18-19]中不同O2濃度的變工況結(jié)論基本一致。

圖10 O2濃度變化對(duì)機(jī)組效率的影響

圖11 O2濃度變化對(duì)燃料消耗率的影響

2.5 壓比變化對(duì)機(jī)組性能的影響

2.5.1 控制方案

探討壓比變化對(duì)機(jī)組熱力性能的影響時(shí)采用的兩種控制方案如表5所示。

表5 變壓比控制方案

方案A：可描述為定T3控制，機(jī)組變壓比過程中，通過調(diào)節(jié)助燃劑質(zhì)量流量、燃料質(zhì)量流量和助燃劑當(dāng)量比來維持機(jī)組功率和燃?xì)馔钙饺肟跍囟萒3基本恒定。

方案B：可描述為定α控制，機(jī)組變壓比過程中，維持助燃劑當(dāng)量比保持基本恒定，這樣助燃劑流量和燃料流量將成恒定比例變化，變工況過程中只需輸入其中一個(gè)參數(shù)即可。通過調(diào)節(jié)助燃劑質(zhì)量流量或者燃料質(zhì)量流量來保持機(jī)組功率基本恒定。

2.5.2 壓比變化對(duì)機(jī)組熱力性能影響的分析

圖12—14分別表示了比功、機(jī)組效率和燃料消耗率與機(jī)組壓比變化的對(duì)應(yīng)關(guān)系。從圖12可以看出，采用方案A控制時(shí)，隨著壓比的變化，機(jī)組比功在π=11.18處取得最大值，其數(shù)值為wn=593.135 kJ/kg；采用方案B可控制時(shí)，機(jī)組比功隨著壓比的增大而增大。在額定負(fù)荷下，機(jī)組變壓比運(yùn)行時(shí)，如果需要最優(yōu)比功，可在低于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案A控制，在高于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案B控制。從圖13可以看出，采用方案A或方案B控制時(shí)，機(jī)組效率均隨著壓比的增大而增大。在額定負(fù)荷下，機(jī)組變壓比運(yùn)行時(shí)，如果需要最優(yōu)效率，可在低于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案B控制，在高于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案A控制。圖14可以看出，采用方案A或方案B控制時(shí)，機(jī)組燃料消耗率均隨著壓比的增大而減小，基本符合文獻(xiàn)[20-21]的相關(guān)結(jié)論。

圖12 壓比變化對(duì)比功的影響

圖13 壓比變化對(duì)效率的影響

圖14 壓比變化對(duì)燃料消耗率的影響

3 結(jié)論

通過EBSILON仿真軟件搭建富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)，進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，并對(duì)富氧燃燒燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行了變負(fù)荷、變助燃劑O2濃度和變壓比分析，得到的主要結(jié)論：

（1）機(jī)組在變負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，方案1與方案2對(duì)機(jī)組的整體熱力性能影響差別不大，可近似視為一致。

（2）額定功率下，機(jī)組變助燃劑O2濃度運(yùn)行時(shí)，在助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于22%時(shí)，機(jī)組比功隨著助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而增大；在助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于22%時(shí)，機(jī)組比功基本維持恒定，其數(shù)值為595 kJ/kg。機(jī)組效率隨著助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而增大，燃料消耗率隨著助燃劑中O2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的提高而減小。

（3）額定負(fù)荷下，機(jī)組變壓比運(yùn)行時(shí)，如果需要最優(yōu)比功，可在低于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案A控制，在高于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案B控制；如果需要最優(yōu)效率，可在低于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案B控制，在高于設(shè)計(jì)壓比π=11.18時(shí)采用方案A控制。