6F.01联合循环机组朗肯循环热力性能浅析

王 晓

(山东电力工程咨询院有限公司，济南 250013)

《能源发展“十三五”规划》指出：“加快建设天然气分布式能源项目和天然气调峰电站，2020 年气电装机规模达到1.1 亿kW。”截至2018年底我国气电总装机容量8330万kW，占电源总装机容量的4.4%,年气电发电量2 236亿kW·h，占总发电量的3.2%[1]。

气电承担着电网调峰功能，但相应的调峰和环保价值却并未体现。我国气电发展受气源条件、天然气价格、电价承受能力等因素制约，目前气电相对集中在经济较发达地区。随着清洁取暖政策的日趋完善和天然气供应能力的稳步提升，起到保障气电协调发展作用的气源市场得到改善。预计未来3年中，广东、江苏、浙江3省新增气电分别约500万kW、500万kW和250万kW[1]。

现阶段，大量工业园区的工业热负荷由分散的工业燃煤和燃气小锅炉提供。小容量F级燃气蒸汽联合循环机组具有对气源供应要求较低、调峰能力强、清洁高效等优势。随着企业对电价和汽价承受能力的日益提高，该型联合循环机组有着广阔的应用空间。

目前主流燃气轮机为F级和H级，各厂家的燃气轮机型号和出力有所不同。50 MW级燃气轮机中最有代表性的是GE公司的6F.01型燃气轮机和SIEMENS公司的SGT-800型燃气轮机。

在工程应用中，F级燃气蒸汽联合循环机组由于容量小，朗肯循环效率较低，且不被重视，在性能提升上还有潜力可挖。本文结合某工业园区燃气蒸汽联合循环工程实践，以6F.01联合循环机组为例，将其与9F.05大型联合循环机组热力性能相比较，对6F.01机组朗肯循环热力性能进行简要分析，并对循环效率提升进行相关分析，旨在为类似容量机组主蒸汽参数优化提供参考。

1 6F.01机组热力性能

1.1 6F.01机组联合循环热力性能

为探讨6F.01联合循环机组性能，以GE公司当前主流大型燃气轮机9F.05机型为参考，对联合循环热力性能进行简单比较。9F.05和6F.01一拖一联合循环热力性能比较见表1。

表1 两种机型联合循环热力性能(ISO工况)

注： ISO工况指大气温度15 ℃，大气相对湿度60%，大气压力101 325 Pa.a；以上数据分别取自两个工程投标文件，其中天然气热值和汽轮机背压略有不同

6F.01和9F.05机组热力性能比较如下：

1)6F.01和9F.05两种机型燃气轮机布雷顿循环发电效率分别为38.41%和38.94%，9F.05性能略高，差值为0.53%；

2)6F.01机组朗肯循环出力占机组总热能的17.82%，9F.05机组为20.88%，后者朗肯循环出力占比更高，差值为3.06个百分点；

3)6F.01机组联合循环发电效率为56.23%，比9F.05机组的59.82%低3.59个百分点，差值主要来自朗肯循环。

1.2 6F.01机组朗肯循环热力性能

6F.01和9F.05两型机组朗肯循环热力性能差异主要有以下三个方面：

1)主蒸汽压力不同。6F.01机组主蒸汽压力为8.24 MPa.a，配套汽轮机为高压参数。9F.05机组主蒸汽压力16.992 MPa.a，配套汽轮机为亚临界参数。后者主蒸汽参数高，朗肯循环的平均温差更大，循环热效率更高[2]。

2)蒸汽侧系统设置不同。6F.01机组蒸汽系统为双压无再热，9F.05机组蒸汽系统为三压一次中间再热。后者通过再热系统提高了朗肯循环平均吸热温度，效率更高。

9F.05和6F.01朗肯循环吸热端参数见表2。

表2 两种机型朗肯循环吸热端主要参数(ISO工况)

注：以上数据由两个工程投标文件计算而来

表2中，“主蒸汽过热段和再热蒸汽吸热之和与总吸热比例”一项，9F.05机组为27.98%，6F.01机组为21.46%，相差6.52%。9F.05机组通过提升主蒸汽压力和设置一次再热系统，大大提高了过热蒸汽段吸热在总吸热中的占比，进而提高了朗肯循环平均吸热温度，有效提升了发电效率。9F.05机组朗肯循环发电效率(38.46%)比6F.01机组(32.358%)高6.102%。

3)汽轮机效率不同。9F.05机组配套汽轮机单机容量大,汽轮机效率高于6F.01机组配套的小容量汽轮机。9F.05机组朗肯循环做功端主要参数见表3。

表3 9F.05朗肯循环做功端参数(ISO工况)

(续表3)

注：汽轮机总效率为各缸效率的加权平均值

6F.01机组朗肯循环做功端主要参数见表4。

表4 6F.01朗肯循环做功端参数(ISO工况)

9F.05配套汽轮机效率为89.98%，6F.01配套汽轮机效率为87.5%，汽轮机效率差值为2.48个百分点。

若6F.01机组配套汽轮机效率提升至89.98%，机组出力增加约0.72 MW,朗肯循环效率为33.303%，提升0.944%。由汽轮机效率不同造成的朗肯循环效率差值约为0.944%。

2 6F.01机组朗肯循环性能提升

考虑到 6F级机组单机容量小，不宜设置再热系统，提升朗肯循环效率主要考虑提升主蒸汽压力和温度。

2.1 计算边界条件及相关假定

计算边界条件及相关假定如下：

1)汽轮机效率87.5%不变；

2)低压缸排汽温度35.54 ℃；

3)计算工况的实际排汽焓由汽轮机效率和理想焓降反推；

4)主蒸汽质量流量不变；

5)计算工况不考虑低压蒸汽；

6)给水泵泵效率71%；

7)给水泵电动机效率90%。

2.2 主蒸汽压力提升

保持6F.01机组朗肯循环其他参数不变，仅将汽轮机入口处主蒸汽压力提升至超高压参数13.2 MPa.a和亚临界参数16.2 MPa.a。

2.2.1 几种工况下的效率提升

几种工况下的效率提升情况如下:

1)工况1(主蒸汽压力13.2 MPa.a)。汽轮机出力增加0.622 MW，给水泵电动机功率增加0.21 MW，机组净出力增加0.412 MW,朗肯循环效率为32.899%，提升0.541%。

2)工况2(主蒸汽压力16.2 MPa.a)。汽轮机出力增加0.761 MW，给水泵电动机功率增加0.31 MW，机组净出力增加0.451 MW，朗肯循环效率为32.95%，提升0.592%。

3)其他压力工况点。主蒸汽压力另取几个工况点，计算数据汇总见表5。

表5 主蒸汽压力与朗肯循环效率(主蒸汽565 ℃)

根据上表数据绘制主蒸汽压力提升值与朗肯循环效率增加值关系图，见图1。

图1 压力提升与循环效率增加关系(主蒸汽565 ℃)

2.2.2 小结

对主蒸汽压力提升与朗肯循环效率之间的关系总结如下：

1)主蒸汽温度为565 ℃时，朗肯循环效率随主蒸汽压力提高而提高，从32.358%提高至亚临界参数(16.2 MPa.a)的32.950%，提升0.592%。

2)主蒸汽压力的提高对朗肯循环效率的提升随压力升高呈下降趋势。

3)主蒸汽温度为565 ℃时，主蒸汽压力提升至11.5 MPa.a的过程中，朗肯循环效率随压力升高而有较为明显的提升，从32.358%提高至32.861%，提升0.503%。

4)当主蒸汽温度为565℃且主蒸汽压力超过11.5 MPa.a时，朗肯循环效率随压力升高而提升的幅度非常有限，从11.5 MPa.a提升至16.2 MPa.a，朗肯循环效率仅提升0.089%，提升主蒸汽压力对朗肯循环效率提升意义不大。

2.3 主蒸汽温度提升

不补燃的联合循环机组中，余热锅炉高压蒸汽温度受到燃气轮机排烟温度限制。考虑到变工况下汽轮机运行的安全性，主蒸汽温度与燃气轮机排烟温度的温差一般不小于30 ℃，通过优化进行主蒸汽温度的选取[3]。

2.4 主蒸汽压力和温度都提升

2.4.1 几种工况下的效率提升

几种工况下的效率提升情况如下:

1)主蒸汽参数10.0 MPa.a、585 ℃。汽轮机出力增加0.868 MW，给水泵电动机功率增加0.1 MW，机组净出力增加0.768 MW，朗肯循环效率33.366%，提升1.01%。

2)主蒸汽参数11.5 MPa.a、585 ℃。汽轮机出力增加1.05 MW，给水泵电动机功率增加0.15 MW，机组净出力增加0.9 MW，朗肯循环效率33.539%，提升1.18%。

3)工况4(主蒸汽参数13.2 MPa.a、585 ℃)。汽轮机出力增加1.202 MW，给水泵电动机功率增加0.21 MW，机组净出力增加0.992 MW。朗肯循环效率33.659%，提升1.30%。

4)工况5(主蒸汽参数16.2MPa.a、585 ℃)。汽轮机出力增加1.367 MW，给水泵电动机功率增加0.31 MW，机组净出力增加1.057 MW。朗肯循环效率33.745%，提升1.39%。

主蒸汽585 ℃时，以上工况点数据见表6。

表6 主蒸汽压力与朗肯循环效率(主蒸汽585 ℃)

根据上表数据绘制主蒸汽压力提升值与朗肯循环效率增加值关系图，见图2。

图2 压力提升与循环效率增加关系(主蒸汽585 ℃)

2.4.2 小结

对主蒸汽压力提升与朗肯循环效率之间的关系总结如下：

1)主蒸汽温度585 ℃时，朗肯循环效率随主蒸汽压力提高而提高，从33.077%提升至亚临界参数的33.745%，提高0.668个百分点，比主蒸汽565 ℃的0.592个百分点提升幅度更大。

2)主蒸汽温度585 ℃时，主蒸汽压力的提高对朗肯循环效率的提升随压力升高呈下降趋势，但下降趋势相比于主蒸汽温度565 ℃时较为缓和。从11.5 MPa.a提升至16.2 MPa.a，朗肯循环效率提升0.206个百分点，比主蒸汽565 ℃的0.089个百分点提升幅度更大。

2.5 典型工况朗肯循环效率

主蒸汽参数提升典型工况6F.01机组朗肯循环效率见表7。

表7 几个典型工况6F.01机组朗肯循环效率

由表7可见，对于6F.01机组而言，提高主蒸汽压力和温度都可以提升朗肯循环效率。当主蒸汽参数提升至16.2 MPa.a、585 ℃时，朗肯循环效率提升至33.745%，提升1.39个百分点。

2.6 主蒸汽参数提升对汽轮机和余热锅炉影响

2.6.1 主蒸汽参数提升对汽轮机影响

6F.01机组配套汽轮机容量小，主蒸汽质量流量小(ISO 工况72.46 t/h左右), 提升主蒸汽压力后，蒸汽质量体积减小，容积流量减少，汽轮机宜设计为高转速机。

主蒸汽温度由565 ℃提升至585 ℃后，汽轮机叶片材质需相应提升等级，这提高了汽轮机本体造价。

2.6.2 主蒸汽参数提升对余热锅炉影响

主蒸汽压力和温度提升都会影响余热锅炉受热面，尤其是高温受热面材质和用量的要求，进而提高余热锅炉造价。

3 结 论

针对6F.01机组朗肯循环效率较低问题，本文将其与9F.05大型联合循环机组热力性能相比较，对6F.01机组朗肯循环热力性能进行简要分析。现阶段提高6F.01机组主蒸汽压力和温度都是提升朗肯循环效率的有效手段，结论如下：

1)6F.01机型ISO纯凝工况下一拖一联合循环机组发电效率比9F.05机型低约3.59%，差值主要来源于朗肯循环。

2)9F.05机组通过提升主蒸汽压力和设置一次再热系统，大大提高了过热蒸汽段吸热在总吸热中的占比。ISO纯凝工况下,“主蒸汽过热段和再热蒸汽吸热之和与总吸热比例”一项，9F.05机组为27.98%，6F.01机组为21.46%，相差约6.52个百分点。

3) ISO纯凝工况下, 6F.01朗肯循环发电效率为32.358%，比9F.05的38.46%低约6.1%。

4)ISO纯凝工况下，6F.01机组配套汽轮机效率为87.5%，9F.05机组配套汽轮机效率为89.98%，差值约2.48个百分点，由汽轮机效率造成的朗肯循环效率差值约0.944个百分点。

5)主蒸汽温度为565 ℃时，主蒸汽压力提升至11.5 MPa.a阶段，朗肯循环效率随压力升高而提升的幅度较为明显；主蒸汽压力超过11.5 MPa.a时，朗肯循环效率随压力升高而提升的幅度非常有限。

6)主蒸汽温度为585 ℃时，主蒸汽压力的提高对朗肯循环效率的提升随压力升高呈下降趋势，下降趋势比主蒸汽温度565 ℃时缓和。

7)ISO纯凝工况下，若将6F.01机组主蒸汽参数由8.086 MPa.a、565 ℃提高至16.2 MPa.a、585 ℃，朗肯循环效率可由32.358%提升至33.745%，提升约1.39个百分点。

在工程实践中，需结合机组运行边界条件(机组年利用小时数、天然气价格和上网电价等)，对朗肯循环效率提升带来的发电端正收益和设备系统造价提高带来的投资端负收益进行综合计算，寻求兼顾机组效率和经济性的最优蒸汽参数设置。