基于AE64.3A型燃气轮机的联合循环性能影响因素分析

熊 伟

上海电气电站集团 上海 201199

使用天然气进行发电，具有能源利用率高、排放污染物少的优点，因此，这一方式在一次能源利用方式中是所占比例较高的一种利用方式。目前，比较成熟的是以燃气轮机为核心的燃气蒸汽联合循环发电技术，发电效率大于50%，性能优越的F级和H级燃气蒸汽联合循环效率甚至已经超过60%，明显高于燃煤电站，且具有良好的调峰能力。投资费用低、建设周期短、供电效率高的燃气蒸汽联合循环机组，可以替代污染排放严重、环保成本高、供电效率低的燃煤机组，成为近年来发电行业的发展趋势。

随着国内燃煤发电市场的逐渐萎缩，能源装备制造的各龙头企业不得不向新能源装备制造及其工程产业转型发展。作为国内三大发电设备制造巨头之一的上海电气，在完成对意大利安萨尔多能源股权收购以后，率先踏上了转型发展之路。在拥有安萨尔多旗下三款高性能重型燃气轮机后，上海电气已经通过单机、设备成套、工程承包等模式向客户成功推出了E和F级燃气轮机，也正在积极着力进入南美和东欧市场，推广以AE64.3A型燃气轮机为核心机的联合循环和热电联产项目，但在此过程中遭遇了来自通用电气6F.03型燃气轮机强有力的挑战。AE64.3A型燃气轮机具有较为卓越的单机性能，但受限于热部件研发[1]和余热蒸汽系统的配置优化[2,3]，其联合循环出力和效率却略处于下风。因此，探究影响联合循环性能的影响因素及其变化趋势，对于提高不同品位能源的利用程度[4]、提高联合循环性能、优化配置应对国际市场的竞争有着至关重要的作用。

针对安萨尔多AE64.3A型小F级二拖一联合循环机组，使用目前流行的专业燃气轮机建模及性能计算软件GTPRO和GTMASTER对包括空气温度、燃料温度、给水与凝结水回热温度、主蒸汽参数、余热锅炉配置等在内的因素对联合循环性能的影响进行了大量模拟，为联合循环性能的提高提供参考。

1 联合循环系统热力性能理论基础

燃气轮机联合循环系统发电效率的贡献来自两个部分： 燃气轮机单循环和余热锅炉-汽轮机蒸汽循环，而余热锅炉-汽轮机蒸汽循环效率一方面反映了余热锅炉对燃气轮机余热的利用程度，另一方面还表征了汽轮机效率。对于非补燃式余热锅炉型联合循环而言，其供电效率可表示为[5]：

(1)

式中：ηgt为燃气轮机单循环有效效率；ηr1为燃气轮机燃烧室效率；ηmgt为燃气轮机机械传动效率；ηGgt为燃气轮机发电机效率；ηh为余热锅炉当量效率；ηst为汽轮机有效效率；ηe为联合循环厂用电耗率。

2 模型配置及设计条件

由于目标市场多以200MW出力机组为基本建设单位，考虑到以AE64.3A型燃气轮机为核心的二拖一联合循环出力正好略大于200MW，且相比两套一拖一联合循环机组，当供电负荷在50%以上时效率更高，同时可以采用更少的蒸汽循环辅助设备和控制系统，以及更少的运维人员配置和费用[8-9]，因此在此选择二拖一系统作为基本研究对象更具有参考价值。

2.1 模型设备信息

模型设备信息见表1。余热锅炉为双压无再热、无补燃、自然循环锅炉，汽轮机为高中压合缸，冷却方式为一次直流，电网频率为60Hz。

表1 模型设备信息

2.2 设计条件

设计条件见表2，其中1bar=0.1MPa，蒸汽管道压损与焓降按软件默认值设置。

表2 设计条件

3 各因素对联合循环性能的影响及分析

3.1 进气温度变化

在保持联合循环基本配置和其它设计条件不变的情况下，为了快速得出结果，在GTPRO或GTMASTER中Main Inputs(主输入)界面的Inlet Heating & Cooling(进口加热与冷却)选项卡中选择相对简单的External chilled water(外置冷冻水)，这一模块专用于压气机进气温度冷却，如图1所示。

图1 Main Inputs设置屏幕截图

在经过软件初步计算后，进入Multiple Runs(多重运行)界面，选择需要变化的输入，此外选择Inlet chiller air temperature drop(经冷却

后的空气温降)作为输入变化因素，并按图2所示设置压气机入口空气温度降低的范围为2～30℃。

图2 Multiple Runs设置屏幕截图

经过多次计算，得出变工况的计算结果。再经过数据整理，绘制如图3～图5所示曲线图。由图3可知，随着空气温度的降低，燃气轮机出力、蒸汽循环出力和全厂出力均呈现不断增大的趋势，燃气轮机出力受空气温度影响最大，增幅达到25%，汽轮机出力也有5%的增幅，全厂出力增幅达到17%。如图4所示，相对于大幅增加的出力，全厂效率的增幅却十分有限，在空气温度达到20℃、效率增幅达到峰值时，最大相对增幅也仅仅为0.5%。由图5可知，压气机入口空气温度的降低对燃气轮机侧效率的提振作用非常明显，相对增幅随着温度的降低不断增大，在温度低于15℃以后，增幅趋于平缓，空气温度为10℃时，燃气轮机效率相对增加7%。另一方面，蒸汽循环侧效率随空气温度的降低而不断下降。经过分析，可以认为燃气轮机本体出力和效率增加的主要原因是空气温度降低后，单位时间内被压缩空气质量流量增大，压气机效率提高，从而使燃气轮机效率提高；而增大的空气质量流量在经过燃料加热后，形成高温高压的做功气体，会增大燃气轮机出力。另一方面，由于入口空气温度降低会导致燃气轮机排烟温度降低和乏汽流量增加，因此蒸汽循环侧出力随入口空气温度的降低而增大，但由于产生主蒸汽焓值的降低导致余热锅炉当量效率和汽轮机侧效率降低，进而使蒸汽循环侧效率降低。由图4可知，全厂效率随空气温度的降低会出现极值，建议每次进行联合循环性能计算时，都应根据设定的相对湿度和空气温度对温度变量进行变工况计算，以期得到最佳入口空气温度，并根据最佳温度与实际温度的相对值及经济性条件给出是否配置冷却器或加热器的指导性意见。

图3 大气温度变化时出力曲线图

图4 大气温度变化时全厂效率曲线图

图5 大气温度变化时效率曲线图

3.2 凝结水回热温度变化

常规的燃煤发电厂在配置了凝结水和给水抽汽回热系统后，给水温度大幅提高，锅炉排烟温度小幅提高，机组整体效率能得到较大提升。所以，有必要在燃气轮机联合循环系统中的凝结水管道上增加回热加热器并逐渐提高水温，以探究是否能提高联合循环性能。

GTPRO在Water circuits(水回路)选项卡中提供了设置两级凝结水回热加热器的功能，为了便于研究，按图6仅设置一级回热加热器，并在相应的空白框内设置需要将凝结水加热到的目标温度值，选择加热源来自汽轮机抽汽，如图7所示。

图6 设置一级回热加热器示意图

图7 设置汽轮机抽汽示意图

在GTPRO中设置凝结水回热温度从40℃到80℃不断变化，其它条件和配置保持不变，计算后得出结果，绘制如图8～图10所示曲线图。由图8～图 10可知，凝结水温度经抽汽加热提高后，全厂出力和全厂效率逐渐下降，相对变化率相同，此外，燃气轮机低位效率不变，余热锅炉当量效率下降，汽轮机效率增加，汽轮机出力下降，燃气轮机出力不变。

图8 加热后全厂出力及全厂效率曲线图

图9 加热后燃气轮机、余热锅炉、汽轮机效率曲线图

图10 加热后燃气轮机、汽轮机出力曲线图

经过分析，认为全厂出力下降是由于汽轮机出力降低导致的，全厂效率下降则是由于余热锅炉效率下降引起的。在燃气轮机排气温度和流量不变的情况下，提高凝结水与给水温度导致余热锅炉排烟温度上升(图11)，使余热锅炉当量效率下降。由于采用了抽汽回热系统，通过汽轮机低压抽汽加热给水，有效减少了在汽轮机机内做功后剩余热量进入凝汽器而产生的冷源损失，因此汽轮机循环热效率得到提高。以上分析和燃煤机组采用大量回热抽汽加热器，不断提高给水温度原理相同，不同的是燃煤锅炉可以通过空气预热器加热进入锅炉的一二次风，从而有效降低排烟温度；而余热锅炉没有燃烧系统，不需要加热空气，因此排烟温度无法降低，所以余热锅炉效率随凝结水与给水温度的提高而大幅降低。当凝结水与给水温度从40℃加热到80℃时，余热锅炉的相对效率下降了约6个百分点,全厂效率和出力均下降了约0.6个百分点，对性能优化起反向作用，因此在燃气轮机联合循环系统中，一般不配置凝结水与给水回热系统。

3.3 入口燃料温度变化

利用联合循环中蒸汽循环的热水来加热燃气轮机燃烧室进口前的燃料，可有效提高全厂效率[10]。以联合循环模型和设计条件为基础，利用GTPRO软件在模型中加入燃料预热模块(图12)，

利用联合循环余热锅炉中压省煤器和高压省煤器出口热水来加热燃气轮机燃烧室进口前的燃料。在保持其它参数不变的情况下，在GTMASTER中用Multiple Runs选项卡对燃料温度进行多次增量计算，得到预热温度与全厂效率、出力的关系，绘制如图13～图15所示曲线图。

图11 加热后余热锅炉排烟温度曲线图

图12 燃料预热模块设置屏幕截图

由图13、图15可知，随着燃料温度的上升，全厂效率逐渐提高，出力则逐渐减小。图13显示，单位燃料的热值不变时，燃料低位输入热量相对变化率降低，投入的燃料减少了，而燃气轮机的出力基本不变，全厂出力的减小主要是受蒸汽循环侧出力大幅降低的影响。蒸汽循环侧出力大幅降低与进入汽轮机的高压蒸汽流量减小有直接关系，如图14所示。随着燃料温度的升高，全厂效率增大，燃气轮机效率提高，而蒸汽循环的效率却大幅降低，但由于根据式(1)计算结果，蒸汽循环在全厂出力和效率上的贡献份额远没有燃气轮机高，因此加热燃料所得到的最终全厂效率仍然随燃气轮机效率的提高而提高，在燃料温度加热到250℃左右时，全厂效率提高约0.5%，如图15所示。

笔者所研究二拖一燃气轮机联合循环模型中，中压省煤器出口水温约180℃，高压省煤器出口水温约300℃，均可用于提高燃料温度，但热源参数越高，不可逆损失也越大。研究表明，将燃料加热到相同温度时，参数较低的水源所带来的效率提高较大，如图16所示。因此建议根据入口燃料温升目标确定蒸汽循环侧热水抽取点，当燃料温度低于150℃ 时选取中压省煤器出口热水作为热源，当燃料温度高于150℃时选取高压省煤器出口热水作为热源。同时应注意到，虽然燃料温度越高，效率提高越明显，但由于抽取的高压热水越多使进入汽轮机的蒸汽量越少，出力下降也越快，因此对于出力有严格要求的工程项目，应综合考虑燃料加热对出力的负面影响。

图13 燃料温度变化时出力曲线图

图14 燃料温度变化时蒸汽循环出力与高压蒸汽流量曲线图

图15 燃料温度变化时效率曲线图

图16 中压、高压省煤器出口净电效率曲线图

3.4 余热锅炉压力型式变化

通过GTPRO软件可以对余热锅炉压力型式进行调整，并模拟出相应的计算结果。对于小F级燃气轮机而言，出于技术性与经济性考虑，通常选择双压余热锅炉，但当采用小F级燃气轮机配置二拖一甚至三拖一联合循环配置型式时，匹配双压等级的余热锅炉，性能表现却不佳。在保持其它条件不变的情况下，对双压无再热循环、双压再热循环、三压无再热循环、三压再热循环这4种二拖一联合循环的性能影响进行模拟研究。以上4种联合循环性能数据见表3。

以下对表3数据进行分析。

(2) 在采用再热循环以后，蒸汽轮机循环效率ηst得到大幅度提高，这是由于采用再热循环时，循环的平均初温有所升高，且乏汽的湿度又明显减小，致使蒸汽轮机的内效率和循环效率ηst能够同步提高。

3.5 蒸汽参数变化

由于二拖一配置下三压再热系统联合循环的性能最为优越，因此研究该系统的高压蒸汽参数、再热蒸汽参数、低压蒸汽参数变化对联合循环性能的影响，可以明确优化方向，增强工程投标竞争力。当然，应注意理论与实际的差别，汽轮机允许的各级进汽参数最终会受设备制造实际情况，如末级叶片长度、材料强度、通流大小等限制。

图17～图22所示为各蒸汽参数对汽轮机出力的影响，可以看到，随着蒸汽温度的上升，汽轮机出力不断增大，蒸汽温度等级越高，对出力的影响越大。这可以用兰金循环原理解释，也就是初温越高，做功能力越强。然而随着蒸汽压力的升高，汽轮机出力表现却各有不同，有随高压蒸汽压力升高而升高，有随再热压力升高而降低，也有随低压蒸

表3 4种联合循环性能数据

汽压力升高而先升高后降低。因此，在汽轮机选型时，应要求汽轮机供应商尽量提高各级蒸汽的温度，减小再热蒸汽的压力，将低压蒸汽压力设计在0.3～0.4MPa之间，以谋求性能提升最大化。当然，低压蒸汽压力和温度对性能的影响相对较小，在选取该级蒸汽参数时应综合考虑技术经济性，不必为提高性能大幅提高低压蒸汽温度，避免材料升档而大幅增加造价。

图17 高压蒸汽温度变化时汽轮机出力曲线图

图18 高压蒸汽压力变化时汽轮机出力曲线图

图19 再热蒸汽温度变化时汽轮机出力曲线图

图20 再热蒸汽压力变化时汽轮机出力曲线图

图21 低压蒸汽温度变化时汽轮机出力曲线图

图22 低压蒸汽压力变化时汽轮机出力曲线图

4 结论

经过对空气温度、燃料温度、给水与凝结水回热温度、主蒸汽参数和余热锅炉压力等级等因素对联合循环性能影响的研究，得出结论。

(1) 当环境条件不变时，增加空气加热器或冷却器改变压气机进气温度，对全厂出力影响较大，对全厂效率影响较小。随着空气温度的降低，燃气轮机效率提高，出力增大，蒸汽循环出力增大，效率降低。全厂效率在20℃左右达到最大值。

(2) 增加给水与凝结水回热系统提高水温会降低蒸汽循环侧出力和效率，进而降低全厂出力和效率。

(3) 提高燃气轮机入口燃料温度，会大幅提高燃气轮机效率，降低蒸汽循环效率，全厂效率仍随燃料温度的升高而提高。从蒸汽循环侧何处抽取加热热水应取决于燃料加热的目标温度，模拟结果显示加热源应与被加热燃料的目标值越接近越好。另外，燃料温度越高，抽取的加热热水越多，出力下降也越快，对于全厂出力有限制时，应酌情考虑燃料加热的目标温度。

(4) 二拖一配置的燃气轮机联合循环采用三压再热系统能取得较大的全厂性能提升。

(5) 随着主蒸汽温度的升高，全厂热力性能逐步提升，但对于压力的设定，应在汽轮机设计实际允许的范围内调整为尽量提高高压蒸汽压力、降低再热蒸汽压力，低压蒸汽压力尽量控制在0.3～0.4MPa之间。

[1] 付超,孔维凯，廖文俊，等.应用于燃气轮机的热障涂层技术的研究现状[J].装备机械,2014(3)： 12-18.

[2] 张士杰,李宇红，刘祥源，等.燃气-蒸汽联合循环系统设计与蒸汽系统参数分析研究[J].燃气轮机技术,2002,15(3)： 44-48.

[3] 曾祥耙.燃气-蒸汽联合循环汽轮机参数的匹配[J].热能动力工程，1998,13(6)： 462-464.

[4] 林汝谋，金红光，蔡睿贤.燃气轮机总能系统及其能的梯级利用原理[J].燃气轮机技术,2008,21(1)： 1-12.

[5] 清华大学热能工程系动力机械与工程研究所，深圳南山热电股份有限公司.燃气轮机与燃气—蒸汽联合循环装置 [M].北京： 中国电力出版社，2007.

[6] 徐强，孙博，计京津，等.提高燃气轮机联合循环电站性能的优化方法[J].热力透平,2013,42(4)： 229-235.

[7] 何宏，于兰兰，张栋芳.联合循环热力系统优化研究[J].热力透平,2013,42(4)： 236-239,301.

[8] 黄瓯.联合循环蒸汽系统配置和参数匹配的分析研究[J].上海汽轮机,2003(1)： 20-24，31.

[9] 李文娜，蒋东方，王海宁，等.燃气-蒸汽联合循环蒸汽系统节能优化分析[J].陕西电力，2011(7)： 13-16.

[10] YADAV J, SINGH O. Study of Influence of Different Types of Cooling, Fuel Heating and Steam Generation States on Performance of Simple Gas/Steam Combined Cycle[C]. ASME Turbo Expo 2007： Power for Land， Sea and Air， Montreal,2007.