考慮透平冷卻的再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)熱力性能參數(shù)影響

賈晨曦,王 波,2,趙麗鳳,2,張士杰,2

(1.中國(guó)科學(xué)院大學(xué),北京 100190;2.中國(guó)科學(xué)院先進(jìn)能源動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(工程熱物理研究所),北京 100190)

提高透平進(jìn)口的燃?xì)鉁囟群驮龃髩簹鈾C(jī)壓比是提高燃?xì)廨啓C(jī)效率和比功的主要方法,但透平進(jìn)口燃?xì)鉁囟鹊奶岣呤艿讲牧系南拗啤Ｈ細(xì)廨啓C(jī)再熱循環(huán)可以在不改變透平進(jìn)口燃?xì)鉁囟鹊臈l件下,實(shí)現(xiàn)平均熱端溫度的提高,從而提高效率和比功[1]。

再熱循環(huán)的可行性已在GT-26燃?xì)廨啓C(jī)上得到驗(yàn)證,該燃?xì)廨啓C(jī)于1993年首次發(fā)布,當(dāng)時(shí)其聯(lián)合循環(huán)效率達(dá)到58%[2]。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者對(duì)再熱循環(huán)展開(kāi)了相關(guān)的研究。Guethe等[3]指出再熱燃?xì)廨啓C(jī)具備高度靈活性、低污染物排放和高部分負(fù)載能力等優(yōu)點(diǎn)。Alves等[4]的研究顯示渦輪級(jí)間再熱更適合于聯(lián)合循環(huán)。Sahu等[5]對(duì)帶有氣膜冷卻的再熱循環(huán)進(jìn)行了經(jīng)濟(jì)分析,其研究表明在同等工作參數(shù)下,再熱循環(huán)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?xì)廨啓C(jī)為基礎(chǔ),針對(duì)不同的主燃燒室燃料量、再熱燃燒室燃料量進(jìn)行了參數(shù)敏感性分析。Kayadelen等[7]分析了再熱壓力對(duì)循環(huán)所需熱量、凈功、熱效率的影響。也有學(xué)者將再熱循環(huán)與其他循環(huán)或者系統(tǒng)相結(jié)合,Tyagi等[8]建立了不可逆間冷-再熱-回?zé)嵫h(huán)的模型,研究了再熱壓力、部件效率、換熱器效率等參數(shù)對(duì)輸出功率和熱效率的影響。Huang等[9]提出將再熱燃?xì)廨啓C(jī)和超臨界蒸汽底循環(huán)組成新型聯(lián)合循環(huán),研究了底循環(huán)參數(shù)的影響。由此可見(jiàn)渦輪級(jí)間再熱適用于聯(lián)合循環(huán),且考慮透平冷卻對(duì)于再熱循環(huán)的研究是非常有必要的,但是目前對(duì)于詳細(xì)考慮透平冷卻的再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)的參數(shù)影響研究較少。

本文以Ansaldo Energia公司GT-26再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組為基準(zhǔn),采用準(zhǔn)一維透平連續(xù)膨脹冷卻模型,在gPROMS軟件中建立了再熱聯(lián)合循環(huán)的計(jì)算模型,分析了再熱燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)燃燒室出口溫度、壓比等參數(shù)對(duì)聯(lián)合循環(huán)熱力性能的影響規(guī)律,并與無(wú)再熱的聯(lián)合循環(huán)進(jìn)行了比較。

1 熱力學(xué)模型介紹

本文研究的對(duì)象為再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán),圖1為該循環(huán)的流程簡(jiǎn)圖。

圖1 再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)簡(jiǎn)圖

燃?xì)廨啓C(jī)部分的建?；谖墨I(xiàn)[10-13]中采用的綜合考慮對(duì)流冷卻、氣膜冷卻、熱障涂層技術(shù)的準(zhǔn)一維透平連續(xù)膨脹冷卻模型,分別對(duì)再熱燃?xì)廨啓C(jī)中高、低壓冷卻透平進(jìn)行模擬。底循環(huán)熱力性能的計(jì)算采用文獻(xiàn)[14]的簡(jiǎn)明估算模型。

1.1 壓氣機(jī)

壓氣機(jī)按照壓比和級(jí)數(shù)進(jìn)行計(jì)算,各級(jí)按等焓升進(jìn)行分配。壓氣機(jī)效率表示為局部尺寸參數(shù)A的函數(shù):

(1)

式中:ηc,∞為壓氣機(jī)的參考效率;ac和bc為常數(shù);A用下式進(jìn)行計(jì)算,為當(dāng)?shù)氐捏w積流量,m3/s。

(2)

式中:Δhis為當(dāng)前級(jí)的等熵焓降,J/kg;變量下標(biāo)“in”“out”分別代表進(jìn)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(shù)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(jí)噴嘴段和高壓冷卻透平段2個(gè)部分建模,低壓透平分為低壓首級(jí)噴嘴段、低壓冷卻透平段、低壓非冷卻透平段和擴(kuò)壓管段共4個(gè)部分。各段的條件設(shè)置見(jiàn)表1。

表1 透平各段條件設(shè)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(gè)膨脹步,在各膨脹步內(nèi)高溫燃?xì)庖来谓?jīng)歷膨脹(n1—n2)、冷卻空氣注入(n2)及與冷卻空氣摻混(n2—n3)過(guò)程,完成摻混過(guò)程的燃?xì)庾鳛橄乱粋€(gè)膨脹步的起點(diǎn)繼續(xù)進(jìn)行膨脹,如圖2所示。圖中n表示膨脹步數(shù),下標(biāo)“1”“2”“3”分別表示同一膨脹步內(nèi)的第1、第2和第3個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖2 冷卻段各膨脹步示意圖

本模型以透平參考效率、對(duì)流水平參數(shù)、氣膜冷卻系數(shù)、熱障涂層畢渥數(shù)和葉片耐溫5個(gè)參數(shù)來(lái)表征燃?xì)廨啓C(jī)透平的氣動(dòng)性能和冷卻水平。其中對(duì)流水平參數(shù)反映的是透平葉片上對(duì)流冷卻的水平,數(shù)值越大,對(duì)流冷卻水平越高。氣膜冷卻系數(shù)是用于氣膜冷卻的冷卻工質(zhì)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(shù)水平。表2是本文各參數(shù)的取值。

表2 模型關(guān)鍵參數(shù)取值

1.4 底循環(huán)簡(jiǎn)明估算模型

該估算模型由黃超群在文獻(xiàn)[14]給出,主要是根據(jù)燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度對(duì)蒸汽底循環(huán)的功率、效率進(jìn)行計(jì)算。

2 GT-26燃?xì)廨啓C(jī)模型參數(shù)設(shè)置

GT-26燃?xì)廨啓C(jī)由22級(jí)壓氣機(jī)、2個(gè)環(huán)形燃燒室、1級(jí)高壓透平(HPT)和4級(jí)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(jí)高壓透平的膨脹比約為2,由壓氣機(jī)出口空氣進(jìn)行冷卻;低壓透平除末級(jí)外均進(jìn)行冷卻,冷卻空氣來(lái)源為壓氣機(jī)的第5級(jí)、11級(jí)和16級(jí)出口,但各級(jí)空氣對(duì)應(yīng)的冷卻位置未公開(kāi)[15]。本文基于冷卻空氣和燃?xì)鈮毫ο嗥ヅ涞脑瓌t對(duì)冷卻空氣進(jìn)行了分配,見(jiàn)圖3。

圖3 GT-26燃?xì)廨啓C(jī)冷卻空氣分配示意圖

采用本文模型的校核結(jié)果如表3所示,可以看出燃?xì)廨啓C(jī)總體性能指標(biāo)、燃燒室出口溫度及冷卻空氣比例均在合理范圍內(nèi)。與廠家提供數(shù)據(jù)[16]相比,燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度偏差為10.9 K,聯(lián)合循環(huán)效率偏差約1個(gè)百分點(diǎn),聯(lián)合循環(huán)凈功偏差約3.8%,認(rèn)為本文模型參數(shù)設(shè)置是合理的。

表3 GT-26燃?xì)廨啓C(jī)模型校核結(jié)果

3 結(jié)果及分析

如無(wú)特別說(shuō)明,循環(huán)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(huán)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(huán)總壓比的變化情況,用冷卻空氣總量與進(jìn)氣量的比值表示?？梢钥闯隼鋮s空氣總量隨著循環(huán)總壓比和燃燒室出口溫度的增加均增加,且當(dāng)燃燒室出口溫度大于1 983 K時(shí),透平冷卻空氣總量占比超過(guò)30%,冷氣與燃?xì)鈸交鞄?lái)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(huán)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(shí),循環(huán)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(huán)總壓比的變化保持一致,循環(huán)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(jiǎn)單循環(huán)比功和聯(lián)合循環(huán)比功均隨著燃燒室出口溫度的增加而增大,且聯(lián)合循環(huán)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(shí)增加,進(jìn)而蒸汽底循環(huán)功率與簡(jiǎn)單循環(huán)比功同時(shí)增加。此外,在計(jì)算的壓比范圍內(nèi),簡(jiǎn)單循環(huán)比功和聯(lián)合循環(huán)比功隨循環(huán)總壓比的變化均存在一個(gè)最大值,對(duì)應(yīng)的循環(huán)總壓比稱(chēng)之為最佳壓比,且兩個(gè)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(jiǎn)單循環(huán)比功

由圖6(a)可以看出在計(jì)算的循環(huán)總壓比范圍內(nèi),隨著燃燒室出口溫度的升高,簡(jiǎn)單循環(huán)效率呈現(xiàn)出逐漸下降的趨勢(shì),且燃燒室出口溫度越高,提升燃燒室出口溫度帶來(lái)的效率損失越大。當(dāng)壓比為34時(shí),燃燒室出口溫度在1 683 K的基礎(chǔ)上增加100 K,簡(jiǎn)單循環(huán)效率損失僅為0.04個(gè)百分點(diǎn);而當(dāng)燃燒室出口溫度從1 883 K增加到1 983 K,簡(jiǎn)單循環(huán)效率損失則達(dá)到了0.23個(gè)百分點(diǎn)。這是因?yàn)殡S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(lái)的損失抵消掉了輸出功率的增加,故整體上呈現(xiàn)出簡(jiǎn)單循環(huán)效率隨著燃燒室出口溫度的增加而降低的趨勢(shì)。從圖6(b)可以看出隨著燃燒室出口溫度的升高,聯(lián)合循環(huán)效率有所提高,但提高燃燒室出口溫度帶來(lái)的效率增益不斷下降。當(dāng)壓比為34時(shí),燃燒室出口溫度在1 683 K的基礎(chǔ)上增加100 K,聯(lián)合循環(huán)效率增幅為0.58個(gè)百分點(diǎn);而當(dāng)燃燒室出口溫度從1 883 K增加到1 983 K,聯(lián)合循環(huán)效率增幅僅為0.20個(gè)百分點(diǎn)。故在當(dāng)前的冷卻水平下,提高燃燒室出口溫度對(duì)于效率提升的作用不大。

(a) 簡(jiǎn)單循環(huán)效率

此外可以看出在計(jì)算壓比范圍內(nèi),簡(jiǎn)單循環(huán)效率和聯(lián)合循環(huán)效率均隨著循環(huán)總壓比的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì),即在一個(gè)燃燒室出口溫度下,存在2個(gè)最佳壓比分別使得簡(jiǎn)單循環(huán)效率和聯(lián)合循環(huán)效率最大。表4列出了聯(lián)合循環(huán)效率最大值變化小于0.1%時(shí)對(duì)應(yīng)的循環(huán)總壓比范圍,可以看出燃燒室出口溫度為1 683 K時(shí),聯(lián)合循環(huán)效率極限值為62.46%,僅比表3中驗(yàn)證的GT-26機(jī)組效率高出0.34個(gè)百分點(diǎn),但此時(shí)的循環(huán)總壓比已經(jīng)達(dá)到了47。

表4 不同燃燒室出口溫度下的聯(lián)合循環(huán)效率最大值

3.2 再熱壓力對(duì)聯(lián)合循環(huán)性能的影響

在該部分的分析中,調(diào)節(jié)參數(shù)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(shù)不變的情況下,存在一個(gè)最佳高壓透平膨脹比使得聯(lián)合循環(huán)效率達(dá)到最大。由圖8和圖9可以看出高壓透平膨脹比升高會(huì)導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度升高以及冷卻空氣總量減少,排氣溫度升高會(huì)使底循環(huán)做功能力增強(qiáng),冷卻空氣總量減少會(huì)使燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)做功能力增強(qiáng),但也會(huì)導(dǎo)致燃料消耗量有所增加,從而使得效率有所下降。當(dāng)高壓透平膨脹比較大時(shí),效率的下降占據(jù)主導(dǎo)地位,故而呈現(xiàn)出聯(lián)合循環(huán)效率隨高壓透平膨脹比升高而降低的現(xiàn)象。當(dāng)高壓透平膨脹比為2.22時(shí),聯(lián)合循環(huán)效率達(dá)到最大值62.15%,與表3中校核的數(shù)據(jù)相比高出了0.03個(gè)百分點(diǎn),聯(lián)合循環(huán)比功提高了3.1%,冷卻空氣量占比下降了2個(gè)百分點(diǎn)。

圖7 聯(lián)合循環(huán)效率隨高壓透平膨脹比的變化關(guān)系

圖8 燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度隨高壓透平膨脹比的變化關(guān)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(guān)系

3.3 燃燒室出口溫度、循環(huán)總壓比對(duì)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(jī)組性能水平不變的情況下,存在一個(gè)最佳高壓透平膨脹比使得聯(lián)合循環(huán)效率最大。而在燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)中,燃燒室出口溫度和循環(huán)總壓比是兩個(gè)非常重要的參數(shù),本小節(jié)將分析這兩個(gè)參數(shù)對(duì)最佳高壓透平膨脹比的影響規(guī)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(huán)總壓比保持不變。表5給出了不同燃燒室出口溫度下的聯(lián)合循環(huán)效率最大值以及對(duì)應(yīng)的最佳高壓透平膨脹比。可以得到:隨著燃燒室出口溫度的升高,最佳高壓透平膨脹比呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì),即主燃燒室出口溫度越高,聯(lián)合循環(huán)效率最大值對(duì)應(yīng)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(lián)合循環(huán)效率及對(duì)應(yīng)的高壓透平膨脹比

然后是循環(huán)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(huán)總壓比下的最大聯(lián)合循環(huán)效率以及對(duì)應(yīng)的最佳高壓透平膨脹比?？梢钥闯?隨著循環(huán)總壓比的增加,最佳高壓透平膨脹比有所增大。但整體來(lái)看聯(lián)合循環(huán)效率最大值對(duì)應(yīng)的再熱燃燒室壓力仍隨著循環(huán)總壓比的增大而增大。

表6 不同循環(huán)總壓比下的聯(lián)合循環(huán)效率最大值及對(duì)應(yīng)的高壓透平膨脹比

3.4 再熱燃?xì)廨啓C(jī)與無(wú)再熱燃?xì)廨啓C(jī)的比較

本小節(jié)將分析在當(dāng)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(yōu)化再熱壓力后的再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)與無(wú)再熱的常規(guī)聯(lián)合循環(huán)相比熱力性能上的差異。

作為比較基準(zhǔn)的常規(guī)聯(lián)合循環(huán)共有以下3種:

基準(zhǔn)循環(huán)1:壓氣機(jī)出口壓力與再熱聯(lián)合循環(huán)中再熱燃燒室進(jìn)口壓力一致,相當(dāng)于常規(guī)的F級(jí)機(jī)組。

基準(zhǔn)循環(huán)2:壓氣機(jī)出口壓力與再熱聯(lián)合循環(huán)中主燃燒室進(jìn)口壓力一致。

基準(zhǔn)循環(huán)3:壓氣機(jī)出口壓力取該燃燒室出口溫度下聯(lián)合循環(huán)效率最大值所對(duì)應(yīng)的壓力,即該水平下的常規(guī)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的性能極限值。

不同循環(huán)的性能參數(shù)見(jiàn)表7。由表8可以看出:當(dāng)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(lái)看聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的效率和比功均有所增加。其中再熱后的聯(lián)合循環(huán)效率比常規(guī)的F級(jí)聯(lián)合循環(huán)機(jī)組高出2.21個(gè)百分點(diǎn),比相同壓比下的無(wú)再熱聯(lián)合循環(huán)機(jī)組高出1.35個(gè)百分點(diǎn),比無(wú)再熱聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的聯(lián)合循環(huán)效率極限值仍高出1.34個(gè)百分點(diǎn)。再熱后的聯(lián)合循環(huán)比功與基準(zhǔn)循環(huán)1相比增幅為14.9%,與基準(zhǔn)循環(huán)2相比增幅為35.7%,與基準(zhǔn)循環(huán)3相比增幅為33.2%。

表7 不同基準(zhǔn)下的再熱聯(lián)合循環(huán)與無(wú)再熱聯(lián)合循環(huán)性能

表8 不同基準(zhǔn)下的再熱聯(lián)合循環(huán)與無(wú)再熱聯(lián)合循環(huán)的性能比較

4 結(jié)論

1) 當(dāng)燃燒室出口溫度和低壓透平膨脹比不變時(shí),再熱燃?xì)廨啓C(jī)的聯(lián)合循環(huán)效率和比功隨循環(huán)總壓比的增大均呈現(xiàn)出先上升后下降的趨勢(shì),聯(lián)合循環(huán)效率最大值對(duì)應(yīng)的最佳壓比略高于聯(lián)合循環(huán)比功對(duì)應(yīng)的最佳壓比,均在40以上。當(dāng)循環(huán)總壓比不變時(shí),再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)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(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)總壓比和燃燒室出口溫度保持不變時(shí),存在一個(gè)最佳再熱壓力使得聯(lián)合循環(huán)效率達(dá)到最大。當(dāng)燃燒室出口溫度為1 683 K、循環(huán)總壓比為33時(shí),從聯(lián)合循環(huán)效率角度評(píng)價(jià),GT-26機(jī)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(gè)百分點(diǎn)。

3) 不同燃燒室出口溫度和循環(huán)總壓比下,聯(lián)合循環(huán)效率最大值對(duì)應(yīng)的高壓透平膨脹比不同。當(dāng)循環(huán)總壓比不變時(shí),燃燒室出口溫度越高,最佳高壓透平膨脹比越小。當(dāng)燃燒室出口溫度不變時(shí),循環(huán)總壓比越高,最佳高壓透平膨脹比有所升高。

4) 燃?xì)廨啓C(jī)再熱能夠提高聯(lián)合循環(huán)比功和效率。當(dāng)燃燒室出口溫度為1 683 K時(shí),在各自的效率最佳壓比下,再熱燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)比無(wú)再熱燃?xì)廨啓C(jī)的聯(lián)合循環(huán)效率提高了1.34個(gè)百分點(diǎn),同時(shí)比功提高了33.2%。