混合太阳能微型燃气轮机性能限制分析与优化

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-0822 文章编号：0254-0096（2023）01-0101-08

摘 要：为研究混合太阳能燃气轮机系统的现实应用需构建实验系统，通常的思路是采用目前性能较好的型号燃气轮机与太阳能集热加热组件耦合，但耦合后的系统性能指标相对型号燃气轮机受到限制。对此限制的原因进行热力学性能原理分析，并利用EBSILON软件建立型号燃气轮机仿真模型和混合太阳能微型燃气轮机实验系统计算模型，通过计算验证热力学性能原理分析结果，发现燃烧室通流能力是系统性能指标的主要限制因素，并提出增加压气机压比和提高燃烧室通流能力、更好地组织燃烧可作为系统优化方向。

关键词：性能指标；优化；混合太阳能燃气轮机；限制因素；压力保持系数

中图分类号：TK513.5 " "文献标志码：A

0 引 言

作为一种利用太阳能的方法，由太阳能集热装置与燃气轮机耦合得到的混合太阳能微型燃气轮机具有一定研究价值，受各国学者广泛关注。Buck等［1］指出混合太阳能微型燃气轮机的太阳能组件会提高系统压损，降低系统效率；Cameretti等［2］和Abagnale等［3］借助Thermoflex软件建模分析混合太阳能微型燃气轮机系统。Semprini等［4］则研究了蝶式太阳能聚光器微型燃气轮机系统。在国内，黄德中等［5-6］以热力学方法分析了塔式太阳能燃气轮机性能；王诚［7］借助Aspen Plus软件模拟分析了太阳能-微型燃气轮机联合发电系统性能。但上述研究侧重建模仿真和性能分析，采用的燃气轮机默认其工作特性已与太阳能组件匹配，并未研究实际情况中采用型号燃气轮机和太阳能组件构建实验系统时各部件工作特性互不匹配的情况。

本文以由意大利Ansaldo Energia公司AE-T100NG微型燃气轮机与太阳能集热加热组件耦合构建的混合太阳能微型燃气轮机实验系统为研究对象，对其性能指标限制因素做热力学性能原理分析，使用EBSILON软件建模计算验证分析结果，研究燃气轮机和太阳能组件工作特性匹配问题。燃烧室通流能力是限制系统性能的主要因素，增加压气机压比和提高燃烧室通流能力可更好地组织燃烧能优化系统性能，可为完善混合太阳能微型燃气轮机系统提供参考。

1 性能指标限制因素的热力学性能原理分析

根据相关文献［8-10］，混合太阳能微型燃气轮机实验系统构建的思路通常是：采用目前性能较好的商用微型燃气轮机（称之为“型号燃气轮机”）与太阳能集热加热组件耦合，得到混合太阳能微型燃气轮机。直接采用型号燃气轮机而非专门研制新的与太阳能集热加热组件性能、参数匹配的燃气轮机，不但可降低实验系统构建的成本，还能节约研制新燃气轮机的时间。

在采用的型号燃气轮机中，压气机、燃烧室、燃气透平等关键部件的工作特性参数之间存在按照单循环工作方式精心设计的匹配关系，可使性能指标最佳。以此型号燃气轮机与太阳能集热加热组件耦合构建混合太阳能的微型燃气轮机发电实验系统后，由于工质空气在太阳能集热加热组件中吸热，温度大幅上升，经过太阳能组件又会产生额外的压力损失，这两个因素使燃烧室入口空气体积流量大大增加，与原型号燃气轮机中燃烧室前空气的状态参数大不相同，偏离了原型号燃气轮机系统运行参数匹配的状态，各部件的通流能力、参数之间不匹配等使得系统无法在设计的最佳条件下运行，导致输出功率和热效率降低，性能受到限制，达不到预期。

在现有文献中，鲜少提及或涉及燃气轮机部件究竟是采用全新设计并与太阳能组件工作特性参数相互匹配，还是直接采用已有型号燃气轮机这个问题。实际上大部分文献默认燃气轮机已与太阳能组件性能和参数呈相互匹配的状态，并在此基础上进行研究。在实际情况中，往往采取把型号燃气轮机与太阳能集热加热组件耦合的方式构建混合太阳能微型燃气轮机实验系统。但此时系统各部件之间性能和参数不匹配，导致系统性能受限制。而若想定量描述系统性能受限制程度，从而提出改善系统部件匹配关系、提高性能的优化方向就需要首先对采用型号燃气轮机方式构建的混合太阳能微型燃气轮机的性能指标进行计算，并对性能及相关指标限制因素进行热力学性能原理分析。

1.1 系统性能指标计算

如前文所述，在型号燃气轮机系统的基础上耦合太阳能集热加热组件可得混合太阳能微型燃气轮机发电实验系统，其系统结构及后续计算涉及的部分参数如图1所示。

1.1.1 系统压力损失的计算

根据文献［11-12］，对于混合太阳能微型燃气轮机系统，与型号微型燃气轮机系统相比，其额外压力损失的主要来源是燃烧室。燃烧室的绝对压力损失可借助流阻系数定义和理想气体状态方程推导得出，其表达式为：

式中：[ΔpB]——燃烧室绝对压力损失，Pa；[p3]——燃烧室入口空气压力，Pa；[p4]——燃烧室出口燃气压力，Pa；[φb]——流阻系数，与燃烧室结构有关的参数，结构不变时可近似为定值，（Pa·s2·m）/kg；[ρ3]——燃烧室入口空气密度，kg/m3；[c]——燃烧室空气参考流速，反映燃烧室内空气流动特性的参数，m/s；[Qν]——燃烧室入口空气体积流量，m3/s；[Qm]——压气机入口空气（即流经系统工质空气）的质量流量，kg/s；[A]——燃烧室参考截面积，m2。

引入无量纲的燃烧室压损率εB，其定义为燃烧室中绝对压力损失与燃烧室入口空气压力的比值。

式中：[εB]——燃烧室压损率，%；[Rg]——气体常数，J/（kg·K）；[T3]——燃烧室入口空气温度，K。

引入无量纲的总压保持系数[σ]，即燃气透平入口压力与压气机出口压力之比，其表达式为：

式中：[σ]——总压保持系数；[φ]——压气机压缩比；[p0]——压气机入口空气压力，Pa；[p1]——压气机出口空气压力，Pa；[p2]——空气预热器出口空气压力，Pa；[σ12]——空气预热器压力保持系数，即空气预热器出口压力与压气机出口压力的比值；[σ23]——太阳能集热加热组件压力保持系数，即燃烧室入口压力与空气预热器出口压力的比值，对无该组件的型号燃气轮机而言，[σ23=1]。

1.1.2 系统输出比功、输出功率计算

结合有关文献［13］可计算系统额外压损对混合太阳能微型燃气轮机系统输出功和热效率的影响。在考虑压损时，压气机消耗比功和燃气透平输出比功的表达式为：

式中：[WC]——压气机消耗比功，kW/kg；[T0]——压气机进口空气温度，K；[m]——与燃气轮机压缩和膨胀平均绝热指数有关的系数，此处为定值；[ηC]——压气机等熵效率，%；[WT]——燃气透平输出比功，kW/kg；[τ]——燃气轮机系统温度比，即燃气透平进口燃气温度和压气机进口空气温度的比值；[ηT]——燃气透平等熵效率，%。

故考虑压损时系统输出比功，即燃气透平输出比功减去压气机消耗比功的表达式为：

式中：[WS]——系统输出比功，kW/kg。

考虑压损时系统的输出功率可由系统输出比功与流经系统工质空气质量流量相乘得到，具体表达式为：

式中：[PS]——系统输出功率，kW。

1.1.3 系统热效率计算

考虑压损时系统热效率表达式为：

式中：[ηS]——系统热效率，%；[ηB]——燃烧室热效率，%；[θ]——系统增温比，即燃烧室入口温度与压气机出口温度之间的比值。

在压气机和燃烧室之间，型号燃气轮机的工质空气需要经过空气预热器加热，而混合太阳能微型燃气轮机在此基础上还经过太阳能集热加热组件，所以二者增温比[θgt;1]，且后者增温比更大。

1.2 性能及相关指标限制因素的热力学性能原理分析

分析混合太阳能微型燃气轮机实验系统热力学性能原理发现，为构建合适的实验系统应使其达到型号燃气轮机的输出功率，而后者与流经系统工质空气的质量流量[Qm]关系密切。同时，加入的太阳能集热加热组件会改变燃烧室入口空气状态参数，与[Qm]共同作用，使燃烧室入口空气体积流量[Qv]提高，超过燃烧室机械定容系统按照型号燃气轮机单循环运行方式（此处称为“型号”）设计的通流能力，使燃烧室偏离最佳运行状态，限制系统性能。可认为，[Qv]与燃烧室通流能力的匹配情况直接影响系统性能；[Qm]与燃烧室入口空气状态参数共同作用，借助[Qv]间接影响系统性能，且燃烧室通流能力是系统性能主要限制因素。考虑到太阳能组件对燃烧室入口空气状态参数的影响，为分析系统性能限制因素，需以控制变量法分析[Qm]和[Qv]对其影响。

为方便分析，把控制[Qm]相对“型号”情况不变的运行方式称为“定M混”情况，此时[Qv]随[ρ3]的降低而提高；把控制[Qv]相对“型号”情况不变的运行方式称为“定V混”情况，此时[Qm]随ρ3的降低而降低。相比于“型号”情况，“定M混”和“定V混”情况只改变对[Qm]和[Qv]的控制，其他硬件设备（包括燃烧室）均保持原有状态，结构不变。对“型号”、“定M混”、“定V混”3种情况下系统性能及相关指标进行比较，便能从系统热力学性能原理角度分析限制系统性能指标的因素。

1.2.1 对压力损失的影响

相比“型号”情况，“定M混”情况[Qm]不变，分析式（2）发现：因燃烧室入口温度[T3]升高，入口压力[p3]降低，“定M混”情况燃烧室压损率[εB]高于“型号”情况。相比“型号”情况，“定V混”情况[Qv]大小不变，分析式（3）可知因燃烧室入口温度T3提高，“定V混”情况[εB]低于“型号”情况。

为比较“型号”、“定M混”、“定V混”3种情况下总压保持系数[σ]大小关系，需结合式（4）比较并得到各项参数之间的大小关系：

1）对[εB]，根据前文分析可得关系：“定M混”＞“型号”＞“定V混”；

2）对[σ12]，可认为“型号”和“定M混”情况相比，二者空气预热器运行情况不变，[σ12]不变；相对于“定M混”情况，“定V混”情况下空气预热器入口空气压力不变，通过质量流量降低，使该部件压损减少，[σ12]降低；最终可得关系：“定V混”＞“定M混”=“型号”；

3）对[σ23]，相比“型号”情况，加入太阳能集热加热组件后产生的额外压损使[σ23lt;1]；而“定M混”与“定V混”比较与[σ12]同理，可得关系：“型号”=1＞“定V混”＞“定M混”。

综上，认为对总压保持系数[σ]有关系：“型号”＞“定M混”；“定V混”＞“定M混”，其中“定V混”和“型号”之间无法直接比较[σ]，需后续研究。

1.2.2 对输出比功、输出功率的影响

相比“型号”情况，“定M混”情况[Qm]大小不变，分析式（7）和式（8）发现[σ]与[WS]和[PS]均有正相关关系，所以“型号”情况系统输出比功[WS]、系统输出功率[PS]均高于“定M混”情况。

1）比较“定M混”和“定V混”情况的[WS]：根据式（7），因“定V混”情况[σ]高于“定M混”情况，可知“定V混”情况WS也高于“定M混”情况，此时“定V混”和“型号”之间[WS]大小无法直接比较。

2）比较“定M混”和“定V混”情况的[PS]，因二者[Qm]不一致，无法直接比较，需另外分析。对式（9）做变换，其结果如式（11）所示：

将式（11）中的参数[1T3σm]与式（4）和式（3）联立，得到：

考虑到[εB]、[1-σ12]、[1-σ23]均远小于1，此时可近似认为其不小于二次的幂为0。所以通过麦克劳林公式展开[εBσ12mσ23m1-εBm]后，可略去其高次项实现化简，可得：

将式（11）～式（14）联立，得到：

可定义[X=T0mτηT-φm-1ηC]而[Y=T0τηTmφm]，因[X]和[Y]在“型号”、“定M混”、“定V混”3种情况下大小相同，可得：

相比“定M混”情况，“定V混”情况[σ12]和σ23提高，[Qm]降低，分析式（16）可得：[PS]的变化情况取决于[Qm]和[σ12]、[σ23]两方面对[PS]的综合作用，其影响相反。究竟[Qm]降低的影响大，还是[σ12]和[σ23]提高（即系统压损减少）的影响大，取决于[X、Y]等参数的实际取值，需利用建模仿真进行后续分析。

1.2.3 对热效率的影响

相比“型号”情况，“定M混”和“定V混”情况因增设太阳能集热加热组件，燃烧室入口温度[T3]提高，同时压气机入口空气边界条件和压比不变，其运行情况和出口空气温度均不变，所以“定M混”和“定V混”情况系统增温比[θ]均高于“型号”情况。

1） 对“型号”和“定M混”情况，无法借助式（10）直接比较其系统热效率[ηS]，需后续研究。

2） 对“型号”和“定V混”情况同理，无法借助公式比较。但考虑到“定V混”情况[Qm]偏离了“型号”情况的设计值，系统热效率降低，可定性认为“定V混”情况[ηS]低于“型号”情况。

3） 对“定V混”和“定M混”情况，二者[θ]相同。基于式（10）分析发现[σ]与[ηS]有正相关关系。因“定V混”情况[σ]高于“定M混”情况，所以“定V混”情况[ηS]高于“定M混”情况。

1.3 热力学性能原理分析结果归纳

经过分析，可将“型号”、“定M混”、“定V混”3种情况系统性能及相关指标之间的比较结果归纳，结果如表1所示。

可发现，无论“定M混”还是“定V混”情况，其系统输出功率[PS]和系统热效率[ηS]均受限制，并低于“型号”情况，且“定M混”情况[ηS]受限制程度更高，而“定V混”情况[PS]受限制程度取决于系统参数实际取值，无法直接比较，需后续分析。

2 性能指标限制建模计算分析

为比较型号燃气轮机和混合太阳能微型燃气轮机实验系统的运行特性，分析加入太阳能组件后机组不同运行方式对其性能指标的影响，需要采用EBSILON软件建立“型号”、“定M混”、“定V混”3种情况的模型，分析性能指标限制因素，从而验证系统热力学性能原理分析结果。

2.1 型号燃气轮机模型

根据意大利Ansaldo Energia公司提供的AE-T100NG微型燃气轮机机组技术描述和性能报告等随机文件，型号燃气轮机在环境温度12.9 ℃、环境压力101.79 kPa、环境湿度90.3%时输出功率为106.3 kW，热效率为28.5%，系统参数之间处于相互匹配的状态，压比为设计最佳压比，而燃烧室通流能力亦是依据系统满负荷输出时燃烧室入口空气体积流量情况设计的。可根据型号燃气轮机随机文件，结合有关文献［12，14-16］得到型号燃气轮机核心参数表，并进行EBSILON建模。建模过程包括：

1）通过“空气入口边界条件”、“空气湿度设置”设置压气机入口空气温度、压力、湿度；通过“燃料入口边界条件”设置燃料温度、质量流量，通过改变燃料成分构成设置其低位热值；

2）通过“燃气透平出口压力设置”、“燃气透平出口温度设置”，确定此处燃气物性，通过“燃烧室出口压力设置”维持核心参数表中的燃烧室总压保持系数；

3）直接在发电机组件中设置发电机频率，在“空气入口边界条件”中选取合适的压气机入口空气质量流量，使系统输出功率和热效率相对随机文件设计值的差异尽可能小，得到最终模型。

建模后，模型的输出功率和热效率相对随机文件中设计值的偏离幅度分别为1.693‰与0.281‰，可认为“型号”情况模型满足准确性要求，可得各部件特性准确的型号燃气轮机模型。所得模型及其核心参数分别如图2和表2所示。

2.2 混合太阳能微型燃气轮机实验系统模型

选择典型的太阳能集热加热组件，参考相关文献［17-18］确定其核心参数，将其与已有的型号燃气轮机模型耦合，可得混合太阳能微型燃气轮机实验系统模型。为保证模型准确性，在加入太阳能集热加热组件的同时，要确保燃气轮机其他硬件设备的结构和固有特性（如空气预热器换热面积、发电机频率等）不变，并通过EBSILON测点和部件设置模拟其运行状态的变化。

建模过程包括：

1）通过“燃气透平入口温度控制器”改变燃烧室入口燃料量，使燃气透平入口燃气温度与型号燃气轮机的数值相同；

2）通过“燃烧室出口压力设置”，模拟燃烧室绝对压损的变化特性。其数值可根据型号燃气轮机燃烧室总压保持系数结合式（1）计算得到；

3）通过“燃气透平出口温度设置”模拟燃气透平温度比随压比变化的运行特性，根据参考文献［13］，其数值可由“型号”情况模型中燃气透平运行压比和温度比按照一定比例换算得到；

4）通过“太阳能组件控制器”改变太阳能组件给工质提供的能量，结合相关文献［19］，使“定M混”、“定V混”情况下太阳能能量占比均为54.800%；

5）通过“燃烧室入口空气体积流量控制器”改变压气机入口空气质量流量，此组件在“定M混”情况模型中关闭，在“定V混”情况模型中开启，以保证特定的燃烧室入口空气体积流量。

根据上述描述，最终模型结构如图3所示，太阳能组件有关的核心参数为：太阳直接辐照度为850 W/m2，接收器等效温度为350 ℃，太阳能能量占比为54.8%。

2.3 性能指标限制分析与热力学性能原理分析结果验证

建模后可比较“型号”、“定M混”、“定V混”3种情况下系统运行差异，以探究限制系统性能指标的因素。不同情况下系统性能及相关指标如表3所示。

如果把“型号”指标作为基准值，可分别计算“定M混”和“定V混”各指标偏离基准值的相对变化幅度，结果如表4所示。相比“型号”情况，“定M混”情况[Qv、][εB]提高，“定V混”情况[Qm、][εB]降低，且二者[σ]、[WS]、[PS]、[ηS]均降低，符合热力学性能原理分析，均需要优化。相比“定M混”情况，“定V混”情况[εB]更低，[σ、WS、ηS]更高，符合热力学性能原理分析，系统部分性能指标有改善。结合式（16）可认为：“定V混”情况[PS]比“定M混”情况低，意味着输出功率受[Qm]影响大于其受总压保持系数影响。所以若想让实验系统输出功率达到“型号”水平，尽可能使[Qm]与“型号”情况基本相当更重要。

结合表4分析“定V混”情况部分性能改善原因如下：一方面，相比于“定M混”情况，“定V混”情况[σ]更高，[p4]更高，降低了燃气透平脱离最佳运行状态的程度。从[σ]定义出发变换式（4），结果如式（17）所示，分析式（17）发现，压气机压比[φ]和系统压力损失会影响燃气透平工况，是限制系统性能的因素。另一方面，相比于[Qv]高于燃烧室设计通流能力的“定M混”情况，在[Qv]不偏离的“定V混”情况下，部分系统性能改善，说明[Qv]过大和燃烧室通流能力不匹配会导致燃烧室阻力增加，使系统性能劣化，燃烧室通流能力也是限制系统性能的因素。

此外，由表4发现，在排除[Qm]对输出功率影响的“定M混”下，其[Qv]相对设计通流能力的偏离幅度高于[σ]偏离幅度，说明当性能受到限制时，燃烧室偏离最佳运行状态的程度更高，对输出功率的负面影响更大，燃烧室通流能力是系统性能指标的主要限制因素，符合热力学性能原理分析结论。

3 系统性能优化方向

参考前文经模型计算验证的热力学性能原理分析结果，集成太阳能集热加热组件后，混合太阳能微型燃气轮机实验系统性能受限的实质是：型号燃气轮机原来精心设计的各部件工作情况相互匹配、工作参数优化的关系由于加入太阳能集热加热组件被打破。为了使构建的混合太阳能微型燃气轮机实验系统获得好的性能指标（[PS]、[ηS]），需进行系统优化，使系统在加入太阳能集热加热组件后，各部件也处在工作情况相互匹配、工作参数优化的状态。

结合热力学性能原理分析，加入太阳能组件的影响包括：1）组件本身增加了工质的流动阻力；2）工质吸收太阳能升温，燃烧室入口空气状态参数变化，[T3]提高，[ρ3]减小，燃烧室偏离最佳工作状态，产生额外的流动阻力，燃气透平入口燃气压力[p4]降低，系统输出功率[PS]降低。由此可从以下两条思路出发探究优化方向。

1） 适应阻力增加提高压比改善性能

加入太阳能组件后，由于太阳能组件的本身的阻力和数值更大的燃烧室流动阻力的增加，系统中工质流动阻力增加，总压保持系数降低，使[p4]降低，系统输出功率降低，其本质上说明压气机的压比不适应阻力增加后的工作情况。

综上可得一个优化方向为：改造压气机，使其压缩比[φ]高于“型号”的情况，以适应阻力增加的工作情况，即系统工作时，尽管因加入太阳能组件产生额外压损，仍能保持[p4]和[PS]相对“型号”情况基本不变，改善系统性能，但其具体提高幅度需综合系统其他部件的工作特性、参数进行匹配。

2） 降低阻力增加对性能影响及更好地组织燃烧

由前文知，[T3]提高且[ρ3]减小时，如保持[Qm]与“型号”情况基本相当，系统[Qv]会增加。若不改造燃烧室的结构，则燃烧室流通能力与[Qv]不再匹配，燃烧室流动阻力增加，会限制系统性能。

考虑到燃烧室通流能力是系统性能指标主要限制因素，如燃烧室流通能力与[Qv]不匹配，会额外增加燃烧室流动阻力，使系统性能明显降低。因此必须对型号燃气轮机的燃烧室进行结构改造，提高燃烧室通流能力，使[Qv]增大时与燃烧室通流能力仍相互匹配，此优化方向对构建实验系统指导意义更大。此外，除了流动阻力，加入太阳能组件也会改变燃烧室的空燃比，并降低燃烧室入口燃料量，所以为了使燃烧效率相对“型号”情况不降低，也需要改造燃烧室的结构以适应新的空燃比情况下的流场组织，避免燃烧效率劣化。

综上可得另一个优化方向为：通过结构改造，提高燃烧室通流能力，更好地组织燃烧，避免因燃烧室脱离最佳运行状态对系统性能的限制。

4 结 论

本文对基于AE-T100NG型号燃气轮机集成太阳能集热加热装置得到的混合太阳能微型燃气轮机系统进行研究，通过热力学性能原理分析和建模计算，探究不同运行方式下，加入太阳能集热加热部件对性能指标的影响和限制，进而探究可行的性能优化方向。

1）研究发现：相较于型号燃气轮机，加入太阳能集热加热组件后，无论控制压气机进口空气质量流量还是燃烧室入口空气体积流量不变，系统的总压保持系数、输出比功、输出功率、热效率均下降，系统性能指标劣化，需进行设备改造和参数优化。产生此情况的原因：在加入太阳能集热加热组件后，如不改造型号燃气轮机各部件硬件设备的结构，太阳能组件的加入会打破原来精心设计的各部件相互匹配、工作参数优化的关系，使系统脱离最佳运行状态，限制系统性能，而燃烧室通流能力则是限制系统性能的主要因素。

2）从构建性能优良的实验系统角度出发，结合热力学性能原理分析，提出系统性能优化方向为：改造压气机，提高压气机压比；通过结构改造的方式提高燃烧室的通流能力，更好地组织燃烧，这样可实现各部件、参数的优化匹配，且后者的意义更大。

但是，考虑到以减少系统性能所受限制为目标的优化改造，本质上是一个对混合太阳能微型燃气轮机各部件参数进行优化匹配的系统工程问题，涉及的影响因素较多，包括太阳能份额、太阳能集热加热组件特性、燃烧室部件特性等，具体的参数优化方法较为复杂，有待后续深入研究。

［参考文献］

［1］ BUCK R， FRIEDMANN S. Solar-assisted small solar tower" trigeneration" systems［J］. Journal" of" solar" energy engineering， 2007， 129（4）： 349-354.

［2］ CAMERETTI M C， DE ROBBIO R， PIRONE E， et al. Thermo-economic analysis of a hybrid solar micro gas turbine power plant［J］. Energy procedia， 2017， 126： 667-674.

［3］ ABAGNALE C， CAMERETTI M C， DE ROBBIO R， et al. Thermal cycle and combustion analysis of a solar-assisted micro gas turbine［J］. Energies， 2017， 10（6）： 773.

［4］ SEMPRINI S， SÁNCHEZ D， DE PASCALE A. Performance analysis of a micro gas turbine and solar dish integrated system under different solar-only and hybrid operating conditions［J］. Solar energy， 2016， 132： 279-293.

［5］ 黄德中， 方栋华， 许沧粟. 塔式太阳能热发电中冷回热再热燃气轮机循环研究——功率与效率［J］. 绍兴文理学院学报（自然科学）， 2012， 32（3）： 21-24.

HUANG D Z， FANG D H， XU C S. Power and efficiency of an irreversible closed intercooling reheating and regenerated Brayton cycle coupler in tower-typed solar energy thermal power generation［J］. Journal of Shaoxing University （natural science）， 2012， 32（3）： 21-24.

［6］ 黄德中. 塔式太阳能燃气轮机循环热发电技术研究［J］. 绍兴文理学院学报（自然科学）， 2011， 31（1）： 38-41.

HUANG D Z. Study of closed Brayton cycle in tower solar thermal" " power" "generation［J］." "Journal" " of" " Shaoxing University （natural science） ， 2011， 31（1）： 38-41.

［7］ 王诚. 太阳能空气高温集热与陶瓷蓄热的数值模拟和试验研究［D］. 杭州： 浙江大学， 2015.

WANG C. Simulation and experimental study of high-temperature air solar collector and ceramic thermal storage［D］. Hangzhou： Zhejiang University， 2015.

［8］ WANG W， MALMQUIST A， AICHMAYER L， et al. Transient performance of an impinging receiver： an indoor experimental study［J］. Energy conversion and management， 2018， 158： 193-200.

［9］ AL-ATTAB" K" A， ZAINAL" Z" A. Externally" fired" gas turbine technology： a review［J］. Applied energy， 2015， 138： 474-487.

［10］ KAUTZ M， HANSEN U. The externally-fired gas-turbine （EFGT-cycle）" "for" decentralized" "use" "of" "biomass［J］. Applied energy， 2007， 84（7）： 795-805.

［11］ 翁史烈， 王永泓， 宋华芬， 等. 现代燃气轮机装置［M］. 上海： 上海交通大学出版社， 2015： 19-21.

WENG S L， WANG Y H， SONG H F， et al. Advanced gas" turbine" engines［M］. Shanghai：" Shanghai" Jiao" Tong University Press， 2015： 19-21.

［12］ LEFEBVRE A H， BALLAL D R. Gas turbine combustion： alternative fuels and emissions［M］. 3rd ed. Boca Raton： CRC Press， 2010： 113-117.

［13］ 潘颢丹， 贾冯睿. 工程热力学［M］. 北京： 化学工业出版社， 2020： 66-71， 156-162.

PAN H D， JIA F R. Engineering thermodynamics［M］. Beijing： Chemical Industry Press， 2020： 66-71， 156-162.

［14］ 林宇震， 许全宏， 刘高恩. 燃气轮机燃烧室［M］. 北京： 国防工业出版， 2008： 9-11.

LIN Y Z， XU Q H， LIU G E. Gas turbine combustor［M］. Beijing： National Defense Industry Press， 2008： 9-11.

［15］ ISO 13443—1996， 天然气标准参比条件［S］.

ISO 13443—1996， Natural gas standard reference conditions［S］.

［16］ MESSINA G， BO A， NOBILI M， et al. Aergia number： a new" "non-dimensional" "group" "for" "gas" turbine" "power estimation［J］. International journal of energy research， 2020， 45（2）： 3200-3213.

［17］ KHUSNIDDIN A， TRAN D X， OSAMU H， et al. Analysis of environmental effect of hybrid solar-assisted desalination cycle in Sirdarya thermal power plant， Uzbekistan［J］. Applied thermal engineering， 2017， 111： 894-902.

［18］ EDUARDO K B， TOBIAS V， SVEN M， et al. Thermodynamic and economic evaluation of a solar aided sugarcane bagasse cogeneration power plant［J］. Energy， 2016， 117（2）： 416-428.

［19］ PIERRE G， ALAIN F， GILLES F， et al. Solar field efficiency and electricity generation estimations for a hybrid solar gas turbine project in France［J］. Journal of solar energy engineering， 2008， 130（1）： 014502.

PERFORMANCE LIMITATION ANALYSIS AND OPTIMIZATION OF

SOLAR-HYBRID MICRO GAS TURBINE SYSTEM

Chen Jianhong，Zhang Jinzhuo，Li Wei，Wang Guangzhu

（Institute of Thermal Science and Power System， Zhejiang University， Hangzhou 310027， China）

Abstract：In order to study the practical utilization of the solar-hybrid gas turbine system， constructing an experimental system is necessary. The usual idea to do so is to couple the current well-performed model gas turbine with the solar collection and heating component. However， the performance indicators of the coupled system are limited compared to those of the model gas turbine. In this paper， the thermodynamic performance principle analysis for the reasons of performance limitation is carried out. The EBSILON software is used to establish the simulation model of the model gas turbine and the calculation model of the solar-hybrid micro gas turbine experimental system. The thermodynamic performance principle analysis result is verified by calculation. The flow capacity of the combustion chamber is found to be the main factor limiting the system performance. Increasing the compression ratio of the compressor and the flowing capacity of the combustion chamber， organizing better combustion are given as system optimization directions.

Keywords：performance indicators； optimization； solar hybrid gas turbine； limiting factors； pressure maintenance factors