王樹成，付忠廣，張高強(qiáng)，張?zhí)烨?，馮芹芹，盧 可

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基于先進(jìn)?分析方法的燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)?損分析

王樹成1，付忠廣1，張高強(qiáng)1，張?zhí)烨?，馮芹芹1，盧 可2

（1.華北電力大學(xué)電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206； 2.國網(wǎng)甘肅省電力公司電力科學(xué)研究院，甘肅 蘭州 730050）

先進(jìn)?分析方法作為傳統(tǒng)?分析方法的補(bǔ)充和拓展，可以更深入地研究系統(tǒng)各部件?損產(chǎn)生的內(nèi)在原因。利用先進(jìn)?分析方法對燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)各主要部件的?損進(jìn)行分析，并將?損分為內(nèi)部?損、外部?損、可避免?損和不可避免?損。結(jié)果表明，在設(shè)計(jì)工況下燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)整體的內(nèi)部?損為76.06%，不可避免?損為86.33%；系統(tǒng)大部分內(nèi)部?損和不可逆?損發(fā)生在燃燒室，分別為209.0、221.8 MW；燃燒室和燃?xì)馔钙揭嘤?6.8、12.8 MW的可避免?損。研究結(jié)論可為系統(tǒng)節(jié)能改造及新系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供參考。

燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)；先進(jìn)?分析；?損；可避免?損；內(nèi)部?損

燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)（聯(lián)合循環(huán)）以其環(huán)境污染少、能源轉(zhuǎn)換率高、建設(shè)周期短以及在電力調(diào)峰中的優(yōu)勢等諸多特點(diǎn)，受到越來越廣泛的關(guān)注[1-3]。目前，主要是通過提高燃?xì)廨啓C(jī)、余熱鍋爐及汽輪機(jī)的性能來提高聯(lián)合循環(huán)效率[4-7]。鄭炯智等[8]以現(xiàn)有聯(lián)合循環(huán)為基礎(chǔ)，重新劃分了頂循環(huán)和底循環(huán)的能量利用區(qū)間與比例，并將以PG9351FA燃?xì)廨啓C(jī) 為頂循環(huán)的聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的性能作為基準(zhǔn)，研究了3個機(jī)組的全工況性能，結(jié)果表明提高燃?xì)廨啓C(jī)的壓比有利于提升系統(tǒng)的性能；王巍等[9]以汽輪機(jī)功率作為底循環(huán)的目標(biāo)函數(shù)，得出設(shè)計(jì)工況下最優(yōu)的蒸汽參數(shù)匹配關(guān)系。上述基于熱力學(xué)第一定律的分析方法主要側(cè)重于能量的利用程度；而基于熱力學(xué)第一、第二定律的?分析方法不但能分析“量”的多少，更考慮“質(zhì)”的高低，因而在能量系統(tǒng)的分析中有著無可比擬的優(yōu)勢。趙寶玲等[10]利用?分析方法對150 MW聯(lián)合循環(huán)機(jī)組的熱力學(xué)性能進(jìn)行分析，結(jié)果表明當(dāng)機(jī)組負(fù)荷為96%時(shí)，?效率為53.5%，在不同運(yùn)行工況下燃燒室和余熱鍋爐均為?損的最主要部位。

雖然已經(jīng)有很多學(xué)者對燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)進(jìn)行了分析，但有些問題仍待深入研究。先進(jìn)?分析方法作為傳統(tǒng)?分析方法的補(bǔ)充和拓展，目前已廣泛應(yīng)用于各種熱力系統(tǒng)的熱力學(xué)特性分析中[10-11]。本文利用該方法對某燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)各主要部件的?損情況進(jìn)行分析，并將其分為內(nèi)部?損、外部?損、可避免?損和不可避免?損；深入研究系統(tǒng)各部件?損產(chǎn)生的內(nèi)在原因，為系統(tǒng)節(jié)能改造及新系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 系統(tǒng)介紹

某聯(lián)合循環(huán)包括M701F型燃?xì)廨啓C(jī)、三壓再熱無補(bǔ)燃余熱鍋爐及汽輪機(jī)，汽水流程如圖1所示。經(jīng)過壓縮機(jī)壓縮的高壓空氣與燃料在燃燒室內(nèi)燃燒，產(chǎn)生的高溫高壓氣體進(jìn)入燃?xì)馔钙街信蛎涀龉?，透平排氣進(jìn)入余熱鍋爐內(nèi)加熱給水；給水在凝結(jié)水預(yù)熱器內(nèi)預(yù)熱后分別進(jìn)入省煤器、蒸發(fā)器和過熱器，其中高、低壓過熱蒸汽直接進(jìn)入汽輪機(jī)的高、低壓缸做功，中壓過熱蒸汽與高壓缸的排汽混合后先在再熱器中加熱，后進(jìn)入汽輪機(jī)中壓缸做功。

LPD、IPD、HPD—余熱鍋爐的低壓、中壓和高壓汽包；LPE、IPE、HPE—低壓、中壓和高壓省煤器；LPB、IPB、HPB—低壓、中壓和高壓蒸發(fā)器；LPS、IPS、HPS—低壓、中壓和高壓過熱器；RH—再熱器；CP、IPFWP、HPFWP—凝結(jié)水泵，中壓和高壓水泵；LT、IT、HT—汽輪機(jī)的低壓、中壓和高壓缸；CC—燃燒室。

2 模型建立

2.1 數(shù)學(xué)模型

式中：LHV,f為燃料的低位發(fā)熱量，kJ/kg；為比例系數(shù)。可用式(5)表示為

式中，為燃料分子式中H原子個數(shù)，為燃料分子式中C原子個數(shù)。

?損是個絕對量，無法用其比較不同工作條件下各個過程或各類熱工設(shè)備中的?利用程度。為此在?分析中廣泛使用?效率來表示?的利用率：

對于系統(tǒng)整體，?平衡方程可以表示為

2.2 物理模型

基于Ebsilon軟件對系統(tǒng)進(jìn)行建模，采用熱平衡法進(jìn)行模擬。燃料為天然氣，其熱值為48 913.6 kJ/kg。表1為聯(lián)合循環(huán)的主要設(shè)計(jì)參數(shù)及模擬值。由表1可知，模擬值與設(shè)計(jì)值的相對誤差均小于3%（通常誤差要求在3%~5%），可以認(rèn)為此模型設(shè)計(jì)合理。通過軟件模擬可以得到設(shè)計(jì)工況下系統(tǒng)各主要節(jié)點(diǎn)的熱力參數(shù)，結(jié)果見表2。

表1 聯(lián)合循環(huán)主要參數(shù)

Tab.1 Main parameters of the combined cycle

表2 設(shè)計(jì)工況下各主要節(jié)點(diǎn)熱力參數(shù)

Tab.2 Thermodynamic parameters of the main nodes under the design conditions

3 結(jié)果分析

3.1 聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)各主要部件?損分布

表3為系統(tǒng)各主要部件的?損及相關(guān)參數(shù)（以20 ℃、0.1 MPa作為基準(zhǔn)，此時(shí)的?值設(shè)為0）。由表3可見：燃燒室?損系數(shù)最大，達(dá)到30.798%，其次是燃?xì)馔钙胶蛪嚎s機(jī)，表明這幾個部件的?損占總輸入?的比重較大；?效率最高的部件是再熱器和中壓蒸發(fā)器，最低的是凝汽器，燃燒室由于具有較大的燃料?，因而其?損也較大。

表3 系統(tǒng)各主要部件的?值

Tab.3 Exergy value of the main components of the system

圖2為聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)各主要部件?損分布。

圖2 系統(tǒng)各主要部件?損分布

從圖2可見：燃燒室的?損所占的比重最大，為69.70%，這是由于燃料在燃燒前后存在較大的溫差（燃燒前為50 ℃，燃燒后為1 200 ℃）及燃燒過程出現(xiàn)的不可逆損失造成的，可以通過提高進(jìn)入燃燒室的燃料和空氣的溫度來減少這部分?損；燃?xì)馔钙胶推啓C(jī)的?損所占的比重也較大，分別為10.22%和5.90%，這是由于這2個部件在運(yùn)行時(shí)有較大的機(jī)械損失所致。

3.2 聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)?損分析

依據(jù)先進(jìn)?分析方法將聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)?損分為內(nèi)部?損和外部?損，結(jié)果如圖3所示。由圖3可見，系統(tǒng)整體內(nèi)部?損占全部?損的76.06%，說明系統(tǒng)整體的?損主要是由系統(tǒng)自身結(jié)構(gòu)引起的內(nèi)部?損，而由系統(tǒng)拓?fù)湟蛩匾鸬耐獠?損則較小。

圖3 聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)內(nèi)部?損和外部?損

聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)整體的可避免?損和不可避免?損如圖4所示。由圖4可見：系統(tǒng)整體的?損絕大部分是不可避免?損，為86.33%，這部分?損在現(xiàn)有運(yùn)行條件下不能得到提升，這也說明聯(lián)合循環(huán)在設(shè)計(jì)工況下運(yùn)行較為合理；此外，還有13.67%的?損可以通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)或改變運(yùn)行條件而避免。

圖4 聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)可避免?損和不可避免?損

3.3 系統(tǒng)各主要部件?損分析

通過上述分析可知，系統(tǒng)整體的內(nèi)部?損和不可避免?損較大，但這并不能代表系統(tǒng)中所有部件的?損分布都是如此。因此，有必要對系統(tǒng)各個部件的?損進(jìn)行分析。

聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)主要部件的內(nèi)部?損和外部?損如圖5所示。由圖5可見：燃燒室的內(nèi)部?損較大，為209.0 MW，說明燃燒室?損主要是由其自身結(jié)構(gòu)不完善產(chǎn)生的，因而要降低其?損關(guān)鍵在于優(yōu)化其自身結(jié)構(gòu)；此外，燃?xì)馔钙胶推啓C(jī)的外部?損較大，說明這部分?損是由于其他部件運(yùn)行在非理想條件下引起的。

圖5 系統(tǒng)主要部件內(nèi)部?損和外部?損

聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)主要部件的可避免?損與不可避免?損如圖6所示。由圖6可見，大部分?損是不可避免的，且燃燒室的不可避免損失最大，為221.8 MW。對此，在燃?xì)廨啓C(jī)的設(shè)計(jì)過程中，應(yīng)當(dāng)將燃燒室的結(jié)構(gòu)及燃燒條件作為重點(diǎn)研究及優(yōu)化對象，以減少運(yùn)行過程中的不可逆損失；此外，在聯(lián)合循環(huán)運(yùn)行時(shí)，還可以通過提升進(jìn)入燃燒室的燃料及空氣的溫度的方式（進(jìn)氣加熱、燃料預(yù)熱）來降低燃燒過程的?損。同時(shí)，燃燒室和燃?xì)馔钙降目杀苊?損也相對較大，分別為16.8 MW和12.8 MW。

圖6 系統(tǒng)主要部件可避免?損和不可避免?損

4 結(jié) 論

1）聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)整體的內(nèi)部?損為76.06%，不可避免?損為86.33%，說明系統(tǒng)的?損大部分由于其自身結(jié)構(gòu)的不完善引起，并且在現(xiàn)有的運(yùn)行條件下不能避免，同時(shí)也說明聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)仍存在較大的優(yōu)化空間。

2）聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)大部分的內(nèi)部?損和不可逆?損發(fā)生在燃燒室，分別為209.0 MW和221.8 MW。因此，在燃?xì)廨啓C(jī)的設(shè)計(jì)過程中，燃燒室的結(jié)構(gòu)和燃燒條件應(yīng)當(dāng)作為重點(diǎn)的研究及優(yōu)化對象，以減少運(yùn)行過程中的不可逆損失。

3）相對于其他部件，燃燒室和燃?xì)馔钙揭啻嬖谳^大可避免?損，分別為16.8 MW和12.8 MW。

［1］ 金紅光, 林汝謀. 能的綜合梯級利用與燃?xì)廨啓C(jī)總能系統(tǒng)[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2008: 1-3.

JIN Hongguang, LIN Rumou. Comprehensive cascade utilization of energy and total energy system of gas turbine[M]. Beijing: Science Press, 2008: 1-3.

［2］ 歷劍梁. 燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組余熱鍋爐優(yōu)化研究[D]. 北京: 華北電力大學(xué), 2017: 1-6.

LI Jianliang. Study on optimization of heat recovery steam generator for gas-steam combined cycle unit[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2017: 1-6.

［3］ 劉忠樓, 楊震, 馬國棟, 等. 配PG9171E燃機(jī)余熱鍋爐主蒸汽參數(shù)的優(yōu)化計(jì)算[J]. 鍋爐技術(shù), 2002, 33(9): 12-17.

LIU Zhonglou, YANG Zhen, MA Guodong, et al. Main steam parameters optimize of HRSG for heavy oil fired PG917E-type gas turbin[J]. Boiler Technology, 2002, 33(9): 12-17.

［4］ 陳戈伐.M701F型燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)機(jī)組變工況熱力性能分析[D]. 廣州: 華南理工大學(xué), 2013: 3-7.

CHEN Gefa. Thermal analysis of the M701F gas-steam combined cycleunit under variable conditions[D]. Guangzhou: South China University of Technology, 2013: 3-7.

［5］ ADIBHATLA S, KAUSHIK S C. Energy, exergy and economic (3E) analysis of integrated solar direct steam generation combined cycle power plant[J]. Sustainable Energy Technologies and Assessments, 2017, 20: 88-97.

［6］ AL-SULAIMAN FAHAD A. Exergy analysis of parabolic trough solar collectors integrated with combined steam and organic Rankine cycles[J]. Energy Conversion and Management, 2014, 77: 441-449.

［7］ 付云鵬, 黃宜坤, 張會生, 等. 一種考慮變幾何特性的重型燃?xì)廨啓C(jī)建模方法[J]. 動力工程學(xué)報(bào), 2014, 34(3): 200-204.

FU Yunpeng, HUANG Yikun, ZHANG Huisheng, et al. A modeling method for heavy gas turbines considering variable-geometry characteristics[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering, 2014, 34(3): 200-204.

［8］ 鄭炯智, 張國強(qiáng), 許彥平, 等. 頂?shù)籽h(huán)參數(shù)對燃?xì)狻羝?lián)合循環(huán)全工況性能影響分析[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2016, 36(23): 6418-6431.

ZHENG Jiongzhi, ZHANG Guoqiang, XU Yanping, et al. Analysis of topping and bottoming cycle parameters on the performance of the combined cycle at design/off-design condition[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(23): 6418-6431.

［9］ 王巍, 李揚(yáng), 王曉放, 等. 燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)底循環(huán)全工況設(shè)計(jì)分析[J]. 燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù), 2015, 28(3): 38-43.

WANG Wei, LI Yang, WANG Xiaofang, et al. Design and performance analysis of bottom cycle system in gas-steam combined cycle at all operation condition[J]. Gas Turbine Technology, 2015, 28(3): 38-43.

［10］ 趙寶玲, 任強(qiáng), 董昌偉, 等. 150 MW燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)機(jī)組熱力學(xué)分析[J]. 節(jié)能, 2017, 36(11): 27-30.

ZHAO Baoling, REN Qiang, DONG Changwei, et al. Thermodynamic analysis of 150 MW gas-steam combined cycle units[J]. Energy Conservation, 2017, 36(11): 27-30.

［11］ 洪慧, 金紅光, 劉澤龍, 等. 給水加熱型聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)?分析研究[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2003, 23(2): 144-148.

HONG Hui, JIN Hongguang, LIU Zelong, et al. Study on exergy evaluation for feedwater heating combined cycle system[J]. Proceedings of the CSEE, 2003, 23(2): 144-148.

［12］ 朱明善. 能量系統(tǒng)?分析[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 1988: 6-7.

ZHU Mingshan. Exergy analysis of energy system[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 1988: 6-7.

［13］ GALINDO J, RUIZ S, DOLZ V, et al. Advanced exergy analysis for a bottoming organic rankine cycle coupled to an internal combustion engine[J]. Energy Conversion and Management, 2016, 126: 217-227.

［14］ ZHU Y, ZHAI R, PENG H, et al. Exergy destruction analysis of solar tower aided coal-fired power generation system using exergy and advanced exergetic methods[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 108: 339-346.

［15］ XU C, WANG Z, LI X, et al. Energy and exergy analysis of solar power tower plants[J]. Applied Thermal Engineering, 2011, 31(17/18): 3904-3913.

［16］ ZHONG W, CHEN X, ZHOU Y, et al. Optimization of a solar aided coal-fired combined heat and power plant based on changeable integrate mode under different solar irradiance[J]. Solar Energy, 2017, 150: 437-446.

［17］ WANG L, YANG Y, MOROSUK T, et al. Advanced thermodynamic analysis and evaluation of a supercritical power plant[J]. Energies, 2012, 5(6): 1850-1863.

Exergy destruction analysis of gas-steam combined cycle based on the advanced exergy analysis method

WANG Shucheng1, FU Zhongguang1, ZHANG Gaoqiang1, ZHANG Tianqing1, FENG Qinqin1, LU Ke2

(1.Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Beijing 102206, China; 2. Electric Power Research Institute of State Grid Gansu Power Company, Lanzhou 730050, China)

As the supplement and expansion of the conventional exergy analysis method, the advanced exergy analysis method can reveal the internal reason of the exergy destruction of various parts of the gas-steam combined cycle system in more depth. The main components of gas-steam combined cycle are analyzed by the advanced exergy analysis method. Additionally, the exergy destruction is classified into endogenous exergy destruction, exogenous exergy destruction, avoidable exergy destruction and unavoidable exergy destruction. The results show that the endogenous exergy destruction rate is 76.06% and the unavoidable exergy destruction rate is 86.33% in the gas-steam combined cycle system under the design conditions. Besides, most of the endogenous exergy destruction and unavoidable exergy destruction occur in the combustion chamber, which are respectively 209.0 MW and 221.8 MW. Moreover, the avoidable exergy destruction of combustion chambers and gas turbines are 16.8 MW and 12.8 MW, respectively. This research conclusions can provide reference for the transformation of system energy-saving and the design of the new system.

gas-steam combined cycle, advanced exergy analysis, exergy destruction, avoidable exergy destruction, internal exergy destruction

Natural Science Foundation of Beijing (3162030); Fundamental Research Funds for the Central Universities (2018QN035)

TK123

A

10.19666/j.rlfd.201806080

王樹成, 付忠廣, 張高強(qiáng), 等. 基于先進(jìn)?分析方法的燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)?損分析[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(3): 75-79. WANG Shucheng, FU Zhongguang, ZHANG Gaoqiang et al. Exergy destruction analysis of gas-steam combined cycle based on the advanced exergy analysis method[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(3): 75-79.

2018-06-16

北京市自然科學(xué)基金資助(3162030)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助(2018QN035)

王樹成(1988—)，男，博士研究生，主要研究方向?yàn)橄冗M(jìn)熱力系統(tǒng)的集成與優(yōu)化，wiserc@sina.cn。

（責(zé)任編輯 劉永強(qiáng)）