孫文嘉，張海磊，高 闖

(1.上海和蘭透平動力技術有限公司，上海 201800；2.中國石油物資上海有限公司，上海 200050；3.中國科學院 上海高等研究院，上海 201210)

近年來，分布式供能系統(tǒng)因其污染物排放少[1-2]、能源利用率高[3-4]、靠近負荷中心更安全[5]的優(yōu)勢，逐步得到重視并快速發(fā)展。同時，分布式供能系統(tǒng)的經(jīng)濟性分析也逐漸成為當前研究的熱點。由于原動機承擔著分布式供能系統(tǒng)的所有能量來源的角色，所以經(jīng)濟性分析以及供能系統(tǒng)建設初期的可行性研究，均離不開原動機。然而由于我國在這方面的技術差距，已建設的分布式供能系統(tǒng)，均采用國外進口機組，原動機廠商不提供運行中各部件特性曲線，無法真實模擬原動機在偏離設計工況等條件下的實際狀況，燃氣輪機尤其如此。

ZK1200為中國科學院上海高等研究院研發(fā)設計、上海和蘭透平動力技術有限公司制造并成套的機組。機組研制成功后，經(jīng)過了短期的廠內(nèi)測試。但由于無法解決余電利用的問題無法進行長期考核，因而無法獲得機組長期運行的穩(wěn)定性情況以及機組與余熱利用設備配套后的綜合運行情況。

蘇州工業(yè)園區(qū)金雞湖某分布式能源站作為該機組的首個示范用戶，經(jīng)過1年的調(diào)試和1年的實際運行，現(xiàn)對機組實際運行過程的經(jīng)濟性進行分析，供業(yè)內(nèi)了解國產(chǎn)燃氣輪機的實際情況。

本文在分析了分布式供能系統(tǒng)原動機選型的基礎上，以蘇州工業(yè)園區(qū)金雞湖某分布式能源站供能系統(tǒng)為研究對象，考慮經(jīng)濟性計算影響因素，基于機組實際運行數(shù)據(jù)建立并修正計算模型，計算分析了2017年蘇州工業(yè)園區(qū)金雞湖某分布式能源站(以下簡稱“分布式能源站”)的經(jīng)濟性，并基于現(xiàn)有運行模式最終確定機組運行優(yōu)化方案。

1 工業(yè)分布式供能系統(tǒng)

1.1 工業(yè)分布式供能系統(tǒng)概述

分布式供能系統(tǒng)按照系統(tǒng)規(guī)模和應用對象可以分為工業(yè)型和商業(yè)型。由于工業(yè)分布式供能系統(tǒng)的負荷主要取決于生產(chǎn)的工藝需求，不存在商業(yè)分布式明顯的潮汐性。如果進一步對區(qū)域內(nèi)多個用戶集中供能，不同用戶間的負荷可互補分配，使得負荷特性更加平穩(wěn)。如果分布式供能系統(tǒng)配置合理，則可使機組全年高負荷運行，產(chǎn)生更高的收益，同時滿足多類型的需求[6]。商業(yè)分布式供能系統(tǒng)則適用于能源需求性質(zhì)相同或相近且分布集中的建筑群，如酒店、商場、醫(yī)院、辦公樓等，系統(tǒng)規(guī)模較小，運行靈活[7]。本文研究對象分布式能源站供能系統(tǒng)即為工業(yè)分布式供能系統(tǒng)。

1.2 工業(yè)分布式供能系統(tǒng)原動機選型

分布式供能系統(tǒng)常使用的原動機有燃氣輪機、內(nèi)燃機(通常指往復式內(nèi)燃機，燃氣輪機與往復式內(nèi)燃機同屬內(nèi)燃機，由于國內(nèi)長期稱呼的習慣，在此尊重習慣，不再修改)、斯特林發(fā)動機、燃料電池等。由于斯特林發(fā)動機和燃料電池的技術尚不成熟，且成本較高，目前在世界范圍內(nèi)還未得到廣泛應用[8]。現(xiàn)有的分布式供能系統(tǒng)基本以燃氣輪機和內(nèi)燃機為主[9]。

小型機組相比于大型機組具有裝置容量小、占地面積小、啟停快捷、初投資少、自動化程度高、維修簡單、污染物排放低等優(yōu)勢。因此，分布式供能系統(tǒng)多選用微型燃氣輪機、小型燃氣輪機和內(nèi)燃機。表1對比了微型燃氣輪機、小型燃氣輪機和燃氣內(nèi)燃機的特點。相比之下，盡管小型燃氣輪機的發(fā)電效率較低，但其具備低排放、余熱利用效率高的優(yōu)勢，特別適用于對于余熱品質(zhì)要求較高的場合，這也是分布式能源站選擇ZK1200型燃氣輪機作為原動機的原因。

表1 三種原動機特點比較[8]

2 分布式能源站的經(jīng)濟性計算

2.1 分布式能源站結構

分布式能源站現(xiàn)場各設備的組成結構如圖1所示，其中燃氣輪機的設計點參數(shù)見表2。該燃氣輪機發(fā)電為分布式能源站提供電力，多余電力上網(wǎng)，不足電負荷由電網(wǎng)補充，燃氣輪機的高溫煙氣經(jīng)余熱鍋爐(設計點參數(shù)見表3)產(chǎn)生1.65 MPa的高壓蒸汽供給工業(yè)園區(qū)若干特殊用戶。其中部分高溫蒸汽經(jīng)板式換熱器加熱冷水，為鍋爐及116 kW熱水型溴化鋰吸收式制冷機組提供熱水。另有兩臺20 t/h燃氣鍋爐根據(jù)需要輪流開啟為用戶補足高溫蒸汽。系統(tǒng)采用以熱定電的控制方式，依據(jù)用戶及分布式能源站的冷熱負荷決定機器的啟停與運行工況，從而實現(xiàn)冷熱電三聯(lián)供。

圖1 分布式能源站運行結構圖

表2 ZK1200型燃氣輪機設計參數(shù)

表3 余熱鍋爐設計參數(shù)

2.2 系統(tǒng)經(jīng)濟性計算流程圖

在1年的試運行期間，僅10月份因為工藝需求的原因，整月連續(xù)運行，而其余各月份屬于間斷運行，為此擬利用10月份燃氣輪機運行數(shù)據(jù)驗證NPSS(Numerical Propulsion System Simulation,即推進系統(tǒng)數(shù)值仿真)模型，然后結合其余月份計算得到的蒸汽產(chǎn)量、發(fā)電量和燃料消耗量、水消耗量的逐時數(shù)據(jù)，在以燃氣輪機作為主供蒸汽的情況下，計算得到全年經(jīng)濟性，流程見圖2。

圖2 系統(tǒng)經(jīng)濟性計算流程圖

2.3 技術經(jīng)濟指標分析

該能源站的收益包含蒸汽收益和發(fā)電收益，而其主要支出包含：

(1)燃料天然氣消耗；

(2)水消耗，其中包含14 %的汽包排污水；

(3)氣體污染物NOx排放費用；

(4)分布式能源機組附屬設備電耗、分布式能源站公用系統(tǒng)電耗；

(5)蒸汽損耗，有6%的蒸汽用于加熱供水。

上述各項價格指標見表4，為分布式能源站實際使用的價格體系。燃料組分及參數(shù)分別見表5和表6，取自中石油東橋分輸站提供的2017年11月5日至6日的實測數(shù)據(jù)。本文中天然氣體積均為標準工況。由于分布式能源站的設備實際運行的耗電量不會超過其額定功率，保守計算，采用分布式能源站提供的站內(nèi)設備額定功率作為設備耗電量計算指標，詳細數(shù)據(jù)見表7。

表4 價格指標表

表5 天然氣組分

表6 天然氣參數(shù)

表7 分布式能源站設備額定功率匯總表

2.4 經(jīng)濟性影響因素分析

實際運行中，眾多因素會對機組運行工況產(chǎn)生影響，使其低于設計值，降低經(jīng)濟性。因素考慮如下：

(1)用戶蒸汽需求量。系統(tǒng)采用以熱定電的控制方式，下游用戶熱負荷需求的不穩(wěn)定使得機組常運行于較低工況，在熱負荷需求為0時，機組的啟停會進一步降低經(jīng)濟性。

(2)用戶蒸汽需求壓力。

(3)渦輪前溫限值，最大不可以超過1 055 K。考慮熱平衡，渦輪前溫的提升可以極大提高蒸汽產(chǎn)量、熱效率及經(jīng)濟性，但由于燃氣輪機結構和材料的限制，即使在熱天經(jīng)濟性降低，也不能通過提高渦輪前溫來保持較高工況點。

(4)排氣溫度限值，最大不超過560 ℃。余熱鍋爐的設計限制使得燃氣輪機排煙溫度不能超過560 ℃，燃氣輪機在熱天排煙溫度會升高，為適應余熱鍋爐溫度要求，燃氣輪機須降低運行工況。

(5)發(fā)電功率限值，最大不可以超過1 150 kW。冷天燃氣輪機的輸出功率大幅度增大，但由于軸、齒輪箱等配套機械的設計限制，燃氣輪機最高電功率不得超過額定發(fā)電功率，考慮到發(fā)電機效率，發(fā)電功率不得高于1 150 kW。

(6)實時變化的大氣溫度、壓力、相對濕度。

(7)年運行小時數(shù)。在項目上報江蘇省發(fā)展和改革委員會立項時，基于分布式能源站目前已運行的大型燃氣輪機調(diào)峰機組年運行4 000～4 500 h，保守估算了3 000 h，這其中也含有了對首臺國產(chǎn)機組的信心不足的因素。當然，機組在合理工況點連續(xù)運行的時間越長，收益越高。

2.5 模型建立與修正

2.5.1 NPSS軟件

NPSS軟件由美國NASA Glenn研究中心聯(lián)合國防部、軍方、研究機構等組織實施并發(fā)展而來。NPSS是一款基于組件的面向?qū)ο?、多學科結合的商業(yè)軟件，提供用于系統(tǒng)模型的開發(fā)、合作及無縫集成的工程設計和模擬環(huán)境，可以用于演示循環(huán)設計工況、預測穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)非設計工況的性能等。因此，本文選用NPSS軟件作為建模工具。

2.5.2 ZK1200型燃氣輪機計算模型修正

任何機組的實際運行工況與設計工況都會存在一定差異。使用NPSS建立如圖3所示的ZK1200聯(lián)合循環(huán)模型，計算設計值并同實際運行數(shù)據(jù)對比，發(fā)現(xiàn)分布式能源站的ZK1200實測壓氣機壓比較設計值偏低，燃氣輪機排氣溫度較設計值偏高。這是由于上海高等研究院與上海和蘭透平動力技術有限公司首次研制與成套的自主燃氣輪機缺乏冷態(tài)與熱態(tài)折合過程的實際經(jīng)驗，擔心長期運行中出現(xiàn)刮蹭，在前期調(diào)試階段有意識地增加了渦輪與壓氣機側的轉靜子間隙，而壓氣機、渦輪的轉靜子間隙對效率的影響見式(1)和式(2)。

圖3 ZK1200聯(lián)合循環(huán)計算模型

Δηc=0.2×(Gc/hc-0.02)

(1)

Δηt=0.1×Ct/ht

(2)

式中：Δηc和Δηt分別為壓氣機和渦輪等熵效率變化量；Gc和Gt分別為壓氣機和渦輪轉靜子間隙，mm；hc和ht分別為壓氣機和渦輪轉靜子葉片出口高度，mm。

當壓氣機、渦輪的轉靜子間隙增大，葉片出口高度不變時，壓氣機、渦輪的效率均降低，導致機組效率也低于設計值。后期在產(chǎn)品大修檢查時將進行處理，并在完成出廠試驗后交付。

為實現(xiàn)非設計工況的性能計算，NPSS建模需輸入部件特性曲線，而上述分析可知轉靜子間隙增大的壓氣機和渦輪效率均低于設計值，因此需要修正壓氣機和渦輪的部件特性曲線以使模型貼合實際性能。這里使用GasTurb軟件中特性線的傳統(tǒng)修正方法[11]：以壓氣機為例，將壓氣機按幾何縮放(所有尺寸縮放系數(shù)相同)時，其流場也被幾何縮放，在忽略雷諾數(shù)的影響下，縮放后的壓氣機特性線上指定參考點的效率和壓比將與縮放前壓氣機相同，針對縮放前壓氣機的折合流量和折合轉速應用修正系數(shù)，即保證縮放前后壓氣機特性線的一致性。壓比的縮放需以恒定壓升的形式表示，引入修正系數(shù)fW、fEff、fπ、fspeed。同時流體的可壓縮性導致雷諾數(shù)對部件性能的影響，引入雷諾修正系數(shù)fW,RNI和fη，RNI。修正公式見式(3)～式(7)[12]。

(3)

(4)

(5)

(6)

δ=p/101.325，θ=T/288.15

(7)

式中：fW為折合流量修正系數(shù)；fEff為等熵效率修正系數(shù)；fπ為壓比修正系數(shù)；fspeed為折合轉速修正系數(shù)；fW，RNI為雷諾數(shù)影響流量因子；fη，RNI為雷諾數(shù)影響效率因子；W為流量，kg/s；η為等熵效率；π為壓比；N為轉速，r/min；p為壓力，kPa；T為溫度，K；des代表設計點；ref代表參考點。

修正系數(shù)是針對特性線上所有點的修正，渦輪特性線修正同壓氣機特性線類似，不再贅述。

利用10月份連續(xù)運行段的運行數(shù)據(jù)推算得到性能曲線修正系數(shù)，經(jīng)修正的模型計算所得壓氣機參數(shù)與實測值完全一致，同時保證模型中余熱鍋爐各處溫度、蒸汽條件與實測數(shù)據(jù)相同。在實測數(shù)據(jù)中，天然氣流量采用燃氣輪機用燃料控制閥的反饋流量數(shù)據(jù)，而非專用的流量測量儀表的測量數(shù)據(jù)(后期在計算機組特性時發(fā)現(xiàn)燃料控制閥的流量反饋存在偏差，并與能源站的天然氣計量表進行比對，確定了燃料控制閥的流量反饋較實際流量偏高，實際流量約為反饋流量的92.5 %)；而燃氣輪機的發(fā)電功率實時變化且報表間隔周期長，因此功率實測值采用每小時平均值，僅可用作趨勢分析。從圖4和圖5可見，模擬值與實測值趨勢均相同，且圖5中燃氣輪機發(fā)電功率模擬值低于實測值，保證了依此所得收益數(shù)據(jù)的保守性。從上述兩種趨勢的比較看，修正的ZK1200燃氣輪機計算模型與實際運行情況吻合。

圖4 天然氣流量實測值與模擬值對比

圖5 燃氣輪機發(fā)電功率實測值與模擬值對比

2.5.3 余熱鍋爐計算模型修正

余熱鍋爐性能基于ε-NTU傳熱單元數(shù)法計算，余熱鍋爐的非設計工況主要由換熱系數(shù)和冷熱側壓損決定。根據(jù)換熱系數(shù)、換熱面積以及工質(zhì)流量、定壓比容計算得到傳熱單元數(shù)NTU，繼而得到效率值，最后通過壓力損失計算得換熱器出口參數(shù)。

壓力損失采用如下修正公式[13]計算，見式(8)、式(9)。換熱系數(shù)主要受入口煙氣流量影響，修正公式[13]見式(10)。

熱端：dp=dpdes×(W/Wdes)1.84×(T/Tdes)×(pdes/p)

(8)

冷端：dp=dpdes×(W/Wdes)1.98×(υ/υdes)

(9)

U=Udes×(W/Wdes)β

(10)

式中：υ為比體積，m3/kg；U為換熱系數(shù)，kJ/(s·m2·K)；β為換熱系數(shù)修正系數(shù)。

由于余熱鍋爐性能受入口煙氣的影響較大，且報表數(shù)據(jù)間隔時間較長，導致由實測值計算得到的余熱鍋爐修正系數(shù)在小范圍內(nèi)波動，取平均值為：過熱器換熱系數(shù)的修正系數(shù)為2.47，蒸發(fā)器換熱系數(shù)的修正系數(shù)為2.605，省煤器換熱系數(shù)的修正系數(shù)為4.845。

燃氣輪機和余熱鍋爐計算模型均由實際運行數(shù)據(jù)修正得到，符合分布式能源站聯(lián)合循環(huán)機組實際性能。圖6給出了根據(jù)10月份連續(xù)運行段的實際運行數(shù)據(jù)計算所得的小時凈收益與NPSS模型計算所得的小時凈收益的對比，其中已考慮燃料控制閥的反饋偏差。由于除10月份以外的其余各月份均屬于間斷運行(運行1 d或運行2 d，且燃氣輪機負荷不到額定值一半，蒸汽產(chǎn)量很小)，無法作為對比參考依據(jù)。由圖6可見，小時凈收益趨勢基本一致，且模擬所得凈收益小于實際凈收益，保證了模擬數(shù)據(jù)的保守性，個別數(shù)據(jù)偏差較大是由于發(fā)電功率的數(shù)據(jù)影響，已在第2.5.2節(jié)說明。

圖6 10月份連續(xù)運行段的實際收益與模擬收益對比

2.6 機組全年經(jīng)濟性計算

2.6.1 全年客觀參數(shù)數(shù)據(jù)來源

(1)氣象條件

分布式能源站所在地蘇州的2017年實時溫度數(shù)據(jù)通過查詢江蘇省氣象局官網(wǎng)獲得，月平均溫度、大氣壓力及大氣濕度數(shù)據(jù)取自權威軟件RETScreen軟件。RETScreen由加拿大自然資源部開發(fā)，可根據(jù)地點獲得全球范圍內(nèi)的氣候數(shù)據(jù)，詳細數(shù)據(jù)見表8。

表8 RETScreen軟件2017年各月蘇州氣候數(shù)據(jù)

(2)用戶蒸汽需求條件

以分布式能源站2017年逐時燃氣鍋爐的蒸汽產(chǎn)量和蒸汽壓力作為蒸汽條件。

2.6.2 經(jīng)濟性計算公式

(1)凈收益

分析系統(tǒng)收益與支出，凈收益計算公式見式(11)，其中污染物排放當量數(shù)按式(12)計算。

R=(P-Pi)×Ce-Wn×Cn+Ws×Cs-Ww×Cw-P×Cr-Mi×Cm

(11)

Mi=Mj/Mk

(12)

式中：P為發(fā)電功率，kW；Pi為分布式能源站設備總額定功率，kW；Ce為上網(wǎng)電價，元/(kW·h)；Cn為天然氣價格，元/m3；Cs為蒸汽價格，元/t；Cw為供水價格，元/t；Cr為燃氣輪機維護價格，元/(kW·h)；Cm為NOx排放費用，元/當量；Wn為天然氣流量，kg/s；Ws為蒸汽產(chǎn)量，kg/s；Ww為水耗量，kg/s；Mi為NOx排放當量數(shù)；Mj為NOx排放量，kg，由表9計算；Mk為NOx的污染當量值，為0.95 kg。

表9 分布式能源站機組NOx排放監(jiān)測數(shù)據(jù)表

(2)投資回收期

考慮ZK1200型燃氣輪機投資費用為720 萬元，余熱鍋爐投資費用為180 萬元，故項目總造價900 萬元。采用全額投資，無貸款。

采用直線法計算折舊額，見式(13)，折舊年限為15 a。靜態(tài)回收期可由式(15)計算。

DC=V×(1-σ)/15

(13)

A=Rannual×(1-ε)+DC×ε

(14)

Yt=V/A

(15)

式中：DC為折舊費，萬元；V為總投資，萬元；σ為殘值率，為5%；A為凈現(xiàn)金流量，萬元；Rannual為年運行費用，萬元；ε為所得稅率，為25%；Yt為靜態(tài)回收期，a。

2.6.3 算例

以1月1日0時為例，利用修正的NPSS模型，輸入環(huán)境條件和蒸汽條件，此時系統(tǒng)最大蒸汽產(chǎn)量低于用戶需求量，受2.4節(jié)所述(2)～(6)因素的限制。模擬計算結果見表10。計算式(11)、式(12)得凈收益為241 元/h。其余月份凈收益均按上述過程進行判定和計算，最后匯總得到全年收益。

表10 2017年1月1日0時機組性能參數(shù)計算值

3 三種運行模式下的經(jīng)濟性對比

燃氣輪機機組的實際運行受到諸多條件的限制，影響分布式供能系統(tǒng)經(jīng)濟性，而分布式能源站機組因下游用戶蒸汽需求量和自身性能的影響，經(jīng)濟性受限，因此下面將針對實際運行條件與排除受限影響因素的三種模式下的經(jīng)濟性作出對比，以獲得機組的優(yōu)化運行方案。

3.1 模式一：實際運行條件

此模式按照機組實際運行條件，以熱定電，工況受下游用戶逐時蒸汽需求量限制。經(jīng)計算得2017年各月平均每小時凈收益，見表11所示，變化趨勢如圖7所示，其中R為每小時凈收益，元/h。分析發(fā)現(xiàn)，冬季由于同時受燃氣輪機最大發(fā)電功率1 150 kW的限制和天然氣價格的影響，凈收益偏低；而夏季受排煙溫度560 ℃的限制，凈收益也降低。

根據(jù)表11得全年12個月的凈收益平均值為295 元/h，估算全年運行3 000 h的總收益為88.6 萬元，靜態(tài)回收期為11.2 a。

3.2 模式二：下游蒸汽需求量始終超出系統(tǒng)產(chǎn)量

此模式假設下游蒸汽需求量提高，不再限制燃氣輪機工況。采用月為單位進行平均值估算。月平均每小時產(chǎn)物及收益見表11所示。全年12個月的凈收益平均值為313 元/h，全年運行3 000 h的總收益為93.8 萬元，靜態(tài)回收期為10.6 a。分析圖7發(fā)現(xiàn)，去除蒸汽產(chǎn)量限制，模式二較模式一經(jīng)濟性略有提高。

表11 三種模式下的經(jīng)濟性對比

圖7 三種運行模式的各月平均凈收益對比圖

3.3 模式三：燃氣輪機改造至設計性能

2.5.2節(jié)中提到ZK1200型燃氣輪機為防止熱態(tài)剮蹭，適當調(diào)大了一些部件間隙，從而降低了機組的性能。經(jīng)過后期的大量試驗及在公司研發(fā)新型ZK2000型燃氣輪機的過程中積累的大量經(jīng)驗，可以將ZK1200改造達到前期設計的性能，系統(tǒng)經(jīng)濟性將有所提升。此模式即在燃氣輪機模型中去除修正系數(shù)，同時去除下游蒸汽需求量的限制。采用月為單位進行平均值估算。產(chǎn)物及收益見表11所示。燃氣輪機改進優(yōu)化后全年12個月的凈收益平均值為371 元/h，全年運行3 000 h的總收益為111.2 萬元，靜態(tài)回收期為9.2 a，與現(xiàn)有模式一相比提前了2 a。

圖8給出了模式二、三各月平均蒸汽產(chǎn)量對比圖。燃氣輪機改造后，壓氣機壓比和渦輪前溫的提升使得夏季的運行工況大幅提高，蒸汽產(chǎn)量和凈收益隨之提升。十一月至三月對比并不明顯是由于最大發(fā)電功率的限制。

圖8 運行模式二、三各月平均蒸汽產(chǎn)量對比圖

4 運營建議

目前分布式能源站以兩臺20 t/h燃氣鍋爐作為提供蒸汽的主體，表12給出了全年各月的月平均實際蒸汽需求量(因全年數(shù)據(jù)量過大，以月均值代表整體變化趨勢，全年實際蒸汽需求量最大值為17 t/h，最小值為3 t/h)，分析發(fā)現(xiàn)月平均實際蒸汽需求量僅為燃氣鍋爐額定產(chǎn)量的一半左右，燃氣鍋爐經(jīng)常處于低效率運行，經(jīng)濟性降低。

如表12所示，實際蒸汽需求量幾乎始終超過ZK1200的最大供汽能力，因此ZK1200機組在大多數(shù)情況能夠以模式二中的較高工況運行，經(jīng)濟性較好。蒸汽缺口量見表12，為1～4 t/h，考慮全年實際蒸汽需求量最大值為17 t/h，建議分布式能源站使用2臺5 t/h小鍋爐填補蒸汽空缺。

表12 全年月平均實際蒸汽需求量與模式二、三蒸汽產(chǎn)量對比

5 結論

(1)使用商業(yè)軟件NPSS建立了ZK1200聯(lián)合循環(huán)的計算模型，并運用能源站2017年10月的連續(xù)運行數(shù)據(jù)對模型進行修正，模型計算結果與實際運行結果趨勢一致，且能夠保證凈收益的保守性。結合選取的氣象條件和蒸汽需求條件對2017年實時凈收益進行了推算。

(2)針對三種運行模式下的經(jīng)濟性作出了對比，發(fā)現(xiàn)去除下游蒸汽產(chǎn)量限制，經(jīng)濟性較實際運行條件略有提升，能源站后期可擴大供熱范圍，提高蒸汽需求；通過后期對燃氣輪機進行改造，調(diào)整部件間隙至設計性能可以有效地提高系統(tǒng)經(jīng)濟性，可提前兩年回收投資。在當前價格體系下，估算凈收益為88.6 萬元/3 000 h～111.2 萬元/3 000 h。

(3)當前下游蒸汽需求量條件下，能源站內(nèi)燃氣鍋爐常運行于低效率工況，下游用戶的平均月蒸汽需求量始終超過ZK1200機組的最大產(chǎn)汽能力，可以保證機組在大部分時段以較高工況運行，經(jīng)濟性較高，因此建議以ZK1200機組為主力，購置2臺5 t/h小型燃氣鍋爐填補蒸汽缺口，原20 t/h的燃氣鍋爐中1臺作為備用，另1臺可作為二手鍋爐回收，補貼小型燃氣鍋爐購置費。