電站燃氣輪機熱力循環(huán)的理論分析

電站燃氣輪機熱力循環(huán)的理論分析燃氣輪機的熱力性能指標燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)主要是由燃氣輪機、余熱鍋爐和蒸汽輪機及其系統(tǒng)這三大部套組成的，其中燃氣輪機更為重要，而且它是決定整臺聯(lián)合循環(huán)供電效率的關(guān)鍵因素，因而從整體角度來研究聯(lián)合循環(huán)時，有必要首先從研究燃氣輪機及其性能開始。衡量一臺燃氣輪機設(shè)計好壞的技術(shù)指標是很多的，例如：機組的效率、尺寸、壽命、制造和運行費用、起動和攜帶負荷的速度以及使用的可靠性等等，本節(jié)中我們只擬從熱力循環(huán)的角度，討論兩個反映機組效率高低和尺寸大小的熱力性能指標——熱效率和比功的問題。熱效率它的含義是指：當工質(zhì)完成一個循環(huán)時，把外界加給工質(zhì)的熱能q，轉(zhuǎn)化成為機械功(或電功)lc、ls或le的百分數(shù)。熱效率有以下幾種表示形式，即：⑴循環(huán)效率(2-1)⑵裝置效率(發(fā)電效率)(2-2)⑶凈效率(供電效率)(2-3)式中:q——相對于1kg空氣來說的加給燃氣輪機的熱能(kJ/kg)；lC——相對于1kg空氣來說的燃氣輪機的循環(huán)功(kJ/kg)；lt——相對于1kg空氣來說的燃氣透平的膨脹功(kJ/kg)；ly——相對于1kg空氣來說的壓氣機的壓縮功(kJ/kg)；ls——相對于1kg空氣來說的扣除了燃氣輪機的機械傳動效率ηmgt和發(fā)電效率ηGgt后，在發(fā)電機軸端的凈功(kJ/kg)；le——相對于1kg空氣來說的，在ls基礎(chǔ)上扣除了機組(電站)廠用電耗率ηe后所得的凈功(KJ/kg)；Qnet，v，ar——燃料的低位發(fā)熱量熱值(kJ/kg)；f——加給1kg空氣的燃料量[kJ(燃料)/kg(空氣)]。由于機組的供電效率最容易測量，因而，一般常用作為衡量燃氣輪機熱經(jīng)濟性的一項指標。顯然，熱效率越高，燃氣輪機發(fā)出同樣功率所需消耗的燃料量就越少。此外，在工程上還有用熱耗率qe[kJ/(kW·h)]來衡量燃氣輪機熱經(jīng)濟性的，它的含義是指：每產(chǎn)生1kW·h的電功所需消耗的燃料的熱能，即(2-4)比功它的含義是指：進入燃氣輪機壓氣機的1kg空氣，在燃氣輪機中完成一個循環(huán)后所能對外輸出的機械功(或電功)ls(kJ/kg)，或凈功le(KJ/kg)，即(2-5)(2-6)由于(2-7)所以(2-8)式中:——每秒鐘流進燃氣輪機壓氣機的空氣流量(kg/s)；Pgt——燃氣輪機的凈功率(kW)。顯然，比功的大小，在一定程度上反映了機組尺寸的大小。因為比功越大，正意味著1kg空氣能夠在完成循環(huán)后對外輸出更多的機械功(或電功；因而，為了輸出相同數(shù)量的功，流經(jīng)燃氣輪機的空氣流量可以減少，整臺機組的尺寸也就可以設(shè)計得比較小。燃氣輪機的熱力循環(huán)在壓容圖和溫熵圖上的表示方法燃氣輪機的循環(huán)是一種所謂的“白雷登循環(huán)”，在可逆的理想條件下，它是由以下四個過程組成的，即：①理想的絕熱壓縮過程；②等壓燃燒過程；③理想的絕熱膨脹過程；④等壓放熱過程。這些過程在壓力與比體積(p-v)圖和溫熵(T-s)圖上的表示方法，如圖2-1所示。a)p-v圖b)T-s圖圖2-1在可逆的理想條件下，燃氣輪機循環(huán)的p-v圖和T-s圖從圖2-1中可以看到：在理想絕熱的壓縮過程中，空氣的狀態(tài)參數(shù)應(yīng)按pv1.4=常數(shù)這個規(guī)律進行變化。壓縮過程的效果是使空氣的壓力p增高而比體積v縮小。因而在p-v圖上，壓縮過程線1→2s必然是一條朝著壓力逐漸增高，而比體積逐漸減小的方向發(fā)展的曲線。面積12sp2*p1*1就是理想絕熱壓縮功lys。鑒于在理想的絕熱壓縮過程中，空氣的熵值是恒定不表的，因而，這個過程又稱為等熵壓縮過程。在T-s圖上，等熵壓縮過程線1-2s必然是一條與T軸平行的直線，見圖2-1b。在等壓燃燒過程中，空氣的壓力是恒定不變的，因而，在p-v圖上燃燒過程線2s→3是一條與v軸平行的直線，鑒于燃燒過程的結(jié)果是使空氣從外界吸入熱能q1，并增高燃氣的溫度，因而在T-s圖上，燃燒過程線2s→3必然是一條朝著溫度T和熵值同時增長的方向發(fā)展的曲線。而面積2s3s3s12s就是空氣在此過程中從外界吸入的熱能q1。在理想絕熱的膨脹過程中，燃氣的狀態(tài)參數(shù)應(yīng)按pv1.4=常數(shù)這個規(guī)律進行變化。膨脹過程的結(jié)果是使燃氣的壓力降低而比體積增大，因而，在p-v圖上膨脹過程線3-4s必然是一條朝著壓力逐漸降低，而比體積逐漸增大的方向發(fā)展的曲線。面積34sp*1p*23就是理想絕熱膨脹功lts。在此過程中燃氣的熵值也是恒定不變的，它又可以稱為等熵膨脹過程。當然，在T-s圖上膨脹過程線3-4s必然也是一條與T軸平行的直線。在等壓放熱過程中，燃氣的壓力也是恒定不變，即p4s=p1，因而，在p-v圖上放熱過程線4s→1也是一條與v軸平行的直線。鑒于放熱過程是使燃氣對外界放出熱能q2，并使燃氣的溫度逐漸降低到壓氣機入口的初始狀態(tài)，因而，在T-s圖上放熱過程線4s→1必然是一條朝著溫度T和熵值s同時遞降的方向發(fā)展的曲線。而面積4s1s1s34s則是燃氣在此過程中釋放給外界的熱能q2。從p-v圖中不難看清：面積34s12s3=面積34sp1*p2*3-面積12sp2*p1*1=lts-lys=lcs。因而，當1kg空氣在燃氣輪機中完成一個循環(huán)后能夠?qū)巛敵龅睦硐胙h(huán)功lcs，可以用面積34s12s3來表示。從T-s圖上不難看清：由于q1-q2=lcs，因而面積2s34s12s就是1kg空氣在燃氣輪機中完成一個循環(huán)后，能夠?qū)ν饨巛敵龅睦硐胙h(huán)功lcs。當然，這個面積越大，意味著循環(huán)的比功越大。在T-s圖上，面積2s34s12與面積2s3s3s12s的比值就是機組的循環(huán)效率ηcs。顯然，當面積2s3s3s12s一定時，假如面積2s3s3s12s越大，就意味著機組的熱效率越高。因而，利用T-s圖，很容易定性的分析出各種因素對機組熱效率和比功這兩個指標的影響關(guān)系。實際上，當空氣和燃氣在燃氣輪機中完成一個循環(huán)時，總是會受到摩擦等許多不可逆因素的影響，因而循環(huán)過程在p-v圖和T-s圖上的表示方法將有所改變，如圖2-2所示。它們的變化情況是：(1)由于在壓氣機的入口前，氣流的流動有摩擦阻力損失，因而壓氣機的入口總壓p1*＜pa(可用系數(shù)來表示入口總壓損失)，而滯止溫度T1*仍然維持為大氣溫度Ta。當空氣經(jīng)壓氣機壓縮時，由于不可逆因素的影響，空氣的狀態(tài)參數(shù)按多變過程的規(guī)律pvn=常數(shù)變化，其結(jié)果將使壓氣機出口處空氣的溫度T2*，要比按等熵壓縮過程所能達到的溫度T2s*高，相應(yīng)的出口比體積v2也要有所增大。因而，在p-v圖和T-s圖上，實際壓縮過程線1→2，都要比等熵壓縮過程線O→2s，向右偏斜一定距離。在壓縮比不變的前提下，壓氣機的出口總壓p2*將有所降低。但施加給1kg空氣的實際壓縮功ly卻有所增加。a)p-v圖b)T-s圖圖2-2在實際情況下燃氣輪機循環(huán)的p-v圖和T-s圖(2)在燃燒過程中由于摩擦等不可逆因素的影響，燃燒室的出口總壓p3*，一定要比入口總壓p2*降低一些，它可以用燃燒室的總壓保持系數(shù)來衡量。在燃氣初溫T3*不變的前提下，燃燒室出口的比體積v3相應(yīng)地也有所增大。因而，在p-v圖和T-s圖上，實際燃燒過程線2→3都應(yīng)比等壓線向右下方偏斜一定距離。由于T2*>T2s*，而T3*維持不變，由此可見，外界加給1kg空氣的熱能q1必然有所減少。(3)在燃氣透平中由于摩擦等不可逆因素的影響，燃氣的狀態(tài)參數(shù)也將按多變過程的規(guī)律pvn=常數(shù)變化。而且膨脹過程的終壓p4*必然要比大氣壓力pa高(可以用系數(shù)εt=pa/p4*<1來衡量其損失)。也就是說，透平的實際膨脹比降低了。其結(jié)果將使透平的出口溫度T4*，要比按等熵膨脹過程所能達到的溫度T4s*高。因而，在p-v圖和T-s圖上，實際膨脹過程線3→4，都要比等熵膨脹過程線3s→4s，向右偏斜一定距離。在燃氣初溫T3*不變的前提下，由于實際膨脹比δ*降低，必然會導(dǎo)致透平的實際膨脹功lt有所減少。(4)由于透平的排氣總壓p4*要比大氣壓pa略高一些，才能把燃氣排到大氣中去，高溫燃氣在大氣中進行自然放熱時，燃氣的總壓將逐漸有所降低，這就使得在p-v圖和T-s圖上，實際放熱過程線4-0都要比等壓線p4*向左下方偏斜一定距離。由于T4*>T4s*，而Ta維持不變，由此可見，燃氣釋放給外界的熱量q2，必然要比理想等壓放熱過程者大。(5)既然在實際循環(huán)中，透平的膨脹功lt減少了，而壓氣機的壓縮功ly增大了，因而，當1kg空氣在完成一個循環(huán)后，能夠?qū)ν饨巛敵龅膶嶋H循環(huán)凈功lc=lt-ly，必然要比理想過程者lcs=lts-lys小，也就是說，機組的比功減小了。(6)既然在實際循環(huán)中，1kg空氣從外界吸入的熱能q1減少了，而對外界釋放的熱能q2卻有所增大，因而根據(jù)式(2-9)，即(2-9)不難看出：相對與理想循環(huán)來說，機組的循環(huán)熱效率必然有所降低。總之，在燃氣輪機的實際循環(huán)中，由于各種不可逆因素的影響，就會導(dǎo)致機組熱效率和比功都有所降低，也就是說，機組的經(jīng)濟性惡化了，而結(jié)構(gòu)尺寸卻要設(shè)計得更大一些。最后應(yīng)該指出：在燃氣輪機的實際循環(huán)中，空氣和燃氣與外界交換的機械功量(ly、lt、le、)和熱量(q1、q2)，也可以在p-v圖和T-s圖上用相當?shù)拿娣e來表示。但是，它們并不簡單地等于過程線v=v(p)和T=T(s)與p軸和s軸之間所包圍的面積，有關(guān)這個問題，本節(jié)中就不細述了。簡單循環(huán)燃氣輪機的性能分析在空氣和燃氣的主要流程中，只有壓氣機、燃燒室和燃氣透平這三大部件組成的燃氣輪機循環(huán)，通稱為簡單循環(huán)，如圖2-3所示，目前，大多數(shù)燃氣輪機均采用簡單循環(huán)方案。因為，它的結(jié)構(gòu)最簡單，而且最能體現(xiàn)出燃氣輪機特有的體積小、重量輕、起動快、少用或不用冷卻水等一系列優(yōu)點。1-壓氣機2-燃燒室3-燃氣透平4-發(fā)電機圖2-3某臺單軸燃氣輪機的簡單循環(huán)方案分析燃氣輪機熱力循環(huán)的目的在于：研究各種因素對于燃氣輪機熱效率和比功的影響，以便從中找出提高機組熱經(jīng)濟性和比功的途徑。實際上，影響機組性能指標的因素是很多的。首先是燃氣透平的初溫T3*、進入壓氣機的空氣溫度T1*=Ta、空氣在壓氣機中的壓縮比ε*；其次是影響壓縮過程、燃燒過程、膨脹過程以及氣流流動過程的一系列不可逆因素，諸如：壓氣機的等熵壓縮效率ηy、燃燒室的燃燒效率ηr、燃氣透平的等熵膨脹效率ηt，以及前面所述的反映流動過程壓力損失的總壓保持系數(shù)ξy、ξr和ξt等。如圖2-2所示，在有不可逆因素影響的實際絕熱壓縮過程中，即使保持壓縮比ε*和空氣的進口溫度T1*=Ta恒定不變，壓氣機出口處空氣的溫度T2*將會比理想的等熵壓縮過程者T2s*高，這就是說，對于1kg同樣初溫度T1*的空氣來說，為了壓縮達到同樣大小的壓縮比ε*，所需施加的實際壓縮功ly將比等熵壓縮功lys大，人們可以用壓氣機的等熵壓縮效率ηy*，即(2-10)來表示壓縮過程中不可逆因素的影響。ηy*越大，正意味著不可逆因素的影響越小，壓縮過程越益趨近于等熵的壓縮過程。式(2-10)中的hi*值相應(yīng)為T2s*、T1*和T2*狀態(tài)下空氣的焓值。相仿的是，如圖2-2所示，在有不可逆因素影響的實際絕熱的膨脹過程中，當透平前燃氣的初溫T3*和膨脹比δ*保持恒定不變，透平出口處燃氣的溫度T4*將要比理想的等熵膨脹過程者T4s*高。這就是說：對于1kg同樣初溫度T3*的燃氣來說，為了實現(xiàn)同樣的膨脹比δ*；燃氣對外輸出的實際膨脹功lt將比等熵膨脹功lts小。人們則用透平的等熵膨脹效率ηt*，即(2-11)來表示膨脹過程中不可逆因素的影響。ηn*越大，不可逆因素的影響越小，膨脹過程越趨近等熵的膨脹過程。式(2-11)中的hi*值相應(yīng)為T3*、T4*和T4s*狀態(tài)下燃氣的焓值。此外，燃料在燃燒室中燃燒時必然會發(fā)生不完全燃燒損失和散熱損失，它可以用一個小于1的參數(shù)---燃燒效率ηt，來描寫燃燒過程中燃料能量的實際利用程度。理論循環(huán)的熱效率假定燃氣輪機裝置中工質(zhì)的化學成分在整個循環(huán)期間保持不變并并近似地把它看作定比熱容理想氣體，那么定壓加熱循環(huán)的理論效率為式中所以化簡后得(2-12)從式(2-12)可以看出：按定壓加熱循環(huán)工作的燃氣輪機裝置的理論熱效率僅僅取決于增壓比，而和升溫比無關(guān)：增壓比愈高，理論熱效率也愈高。實際循環(huán)的熱效率在熱力循環(huán)分析時，為了簡化而又使所得的結(jié)論不失其一般的意義，我們先不考慮總壓損失和機械損失。換言之，先只考慮三個損失，它們是：壓縮過程中的損失，以壓縮過程的等熵效率ηy來考慮。膨脹過程中的損失，以膨脹過程的等熵效率ηt來考慮。燃燒不完全損失，以燃燒效率ηr來考慮。此外，在循環(huán)分析時忽略工質(zhì)流量的不大變化。現(xiàn)在進一步分析實際簡單循環(huán)的性能指標。根據(jù)發(fā)動機比功和內(nèi)效率的定義式(2-1)、(2-8)：簡單循環(huán)的比功和內(nèi)效率的解析式為：(2-13)(2-14)如果近似地認為所有過程平均等壓比熱容相等，即：和此外，由于不考慮壓損，所以，這樣解析式又可以進一步簡化：(2-15)(2-16)式(2-13)~式(2-16)中引入了新的符號，(2-17)它是循環(huán)的最高溫度與最低溫度之比，簡稱循環(huán)的溫度比。由式(2-15)和式(2-16)可見，發(fā)動機的比功和內(nèi)效率是部件效率()、循環(huán)壓比、循環(huán)溫度比的函數(shù)。這里著重分析循環(huán)的兩個重要參數(shù)——壓比、溫度比對發(fā)動機性能的影響。由式(2-15)和式(2-16)可見當壓比=1時，比功和效率都為零。當壓比提高時，比功和效率都提高，但當提高到所謂極限壓比(2-18)時，壓氣機耗功等于渦輪膨脹功，比功和效率又等于零，這兩極端情況之間存在使比功達極大值的壓比和使效率達極大值的壓比。它們可由式(2-15)和式(2-16)對求一階偏導(dǎo)，并置零后解出。令求得(2-19)由此可見，與簡單理想循環(huán)一樣，相對于最大比功存在著一個最佳壓比，從它的公式(2-19)可見：當=1時就變成工程熱力學導(dǎo)出的理想循環(huán)公式；又可見，剛好是極限壓比的平方根。由式(2-16)可求相對于效率的最佳壓比如下：令得(2-20)式中當時，取“－”號；時，取“+”號。令式(2-16)寫成，再對偏導(dǎo)后置零可得：這時因此(2-21)下面給出由式(2-20)求得的最佳壓比值：=0.88，=0.85表2-1溫度比與最佳壓比的關(guān)系τ*=2.462.833.203.564.315.40ε*ηmax=3.395.508.7110.015.925.2由表2-1可以看出溫度比愈高則最佳壓比也愈大，在計算時，我們?nèi)u輪效率和壓氣機效率為常數(shù)，顯然，我們回避了這樣一個問題：當壓比變化時，把這些效率取為常數(shù)是否合理？這問題留待部件詳述時再行解決。比較相同溫度比下的和值，可發(fā)現(xiàn)在簡單循環(huán)中相對于最大比功的最佳壓比總是小于相對于最大效率的最佳壓比，即當一定時，現(xiàn)轉(zhuǎn)到分析溫度比的影響。從式(2-15)明顯地看出，比功隨溫度比單調(diào)增長，為了研究溫度比對內(nèi)效率的影響，把式(2-16)對求偏導(dǎo)，得式內(nèi)分子可改寫為：所以，內(nèi)效率也隨溫度比單調(diào)增長。以上的分析可以在圖2-4中充分地表示出來，該圖實線是按式(2-15)和式(2-16)繪制。它們代表效率、比功隨循環(huán)的主要熱力參數(shù)(壓比和溫度比)變化的規(guī)律，圖中虛線則是按式(2-19)和式(2-20)繪制。它們表示了最佳壓比(和)隨溫度比變化的規(guī)律。圖2-4效率、比功溫度比、壓比變化曲線從圖2-4可以得到如下的結(jié)論：當溫度比給定時，比功和內(nèi)效率隨壓比而變化，當時，內(nèi)效率達最大值；當時，比功達最大值，本結(jié)論要求我們慎重地選擇發(fā)動機的壓力比，通常當發(fā)動機的重量尺寸是主要矛盾時，應(yīng)該把壓比取在附近，以使比功達到最大值，從而降低耗氣率以及與之有關(guān)的機組重量尺寸；如果發(fā)動機的經(jīng)濟性是主要矛盾時，應(yīng)該把壓比取在附近，從而使發(fā)動機有最高的效率，把耗油率降低到最大程度，由于效率和比功曲線極值點附近往往有一段平坦區(qū)，所以有時也可能把壓比取在和之間，使經(jīng)濟性和重量、尺寸都能得到一定的照顧。當壓比給定時，比功和內(nèi)效率都隨溫度比單調(diào)遞增，某些文獻上所論述的：效率先隨溫度比增加而增加，然后隨溫度比增加而降低的觀點是錯誤的。但必須指出，在一定壓比下，溫度比提高時，起初內(nèi)效率升高很快，但以后升高的速度就慢下來了。例如取壓比=16，從873K提升到973K時，內(nèi)效率升高10%；而從1373K提高到1473K時，內(nèi)效率僅升高1.5%，有趣的是，如把式(2-16)取極限上式括弧中是給定壓比下的理想循環(huán)的效率，所以由此可見，給定壓比時，溫度比無限提高，發(fā)動機的內(nèi)效率還是低于同壓比下的理想效率。溫度比提高時，最佳壓比也提高，這條結(jié)論啟示我們，為了改善發(fā)動機的經(jīng)濟性或降低發(fā)動機的重量尺寸，在提高溫度的同時，必須提高壓比，這樣才能充分發(fā)揮高溫的效果。由于材料科學的發(fā)展，使燃氣輪機的燃氣溫度可以從第一代機組的750℃提高到第三代機組的1200℃。與此同時，我們注意到壓比也從第一代4~6提高到第三代的20以上。下面，讓我們在假定ηy*、ηr、ηt*、ξt、ξr和ξt這些反映不可逆因素影響程度的參數(shù)恒定不變的前提下，首先著重來討論T3*、Ta和ε*這幾個參數(shù)對于燃氣輪機的熱效率和比功的影響問題。溫度T3*和Ta對機組比功和熱效率的影響從圖2-1a中可以看出：當空氣在壓氣機中完成壓縮過程后，若在燃燒室中噴入一定數(shù)量的燃料，使空氣的溫度由T2s*逐漸向T3*方向過渡，那么，燃氣透平的膨脹功34sp1*p2*3將逐漸超過壓氣機的壓縮功12sp*2p*11，這樣，機組就會轉(zhuǎn)動起來，并對外界輸出一定數(shù)量的凈功。由此可見，在燃氣輪機的循環(huán)中，燃燒過程所能達到的溫度T3*越高，機組的比功就越大。在有摩擦等不可逆現(xiàn)象存在時，這個規(guī)律仍然適用。除此而外，隨T3*值的增高，機組的熱效率還能不斷地提高。從圖2-1a中還可以看出：當大氣溫度Ta下降時，假如進氣壓力p1*不變，空氣的比體積會減小，即壓縮過程的初始點1將沿著等壓線向左移動。當它經(jīng)歷等熵壓縮過程而達到同一個壓力p2*時，空氣的溫度和比體積都較小。這就意味著壓縮過程所需消耗的壓縮功將隨大氣溫度的下降而不斷地減小。因而，當燃氣初溫T3*一定時，機組的比功就會增大。這個規(guī)律對于有不可逆現(xiàn)象的實際循環(huán)來說也是適用的。由此可見，降低大氣溫度Ta對機組比功和熱效率的影響，正好與提高燃氣初溫T3*的效果相仿，雖然它們的影響程度有所差異。經(jīng)理論分析發(fā)現(xiàn)：這兩個溫度的影響關(guān)系可以綜合地用一個參數(shù)——溫度比τ來表示，即(2-22)不論是增高T3*或是降低Ta只要是溫度比τ增大，機組的比功和熱效率都能提高。理論分析進一步證明：在ε*、ηy*、ηr、ηt*、ξy、ξr和ξt這些參數(shù)恒定不變的前提下，不論T3*和Ta的絕對值如何變化，只要使溫度比τ相同，機組的熱效率和參量le/cpTa就會相等。例如：在T3*=1173K，Ta=288K，即τ=4.073時，燃氣輪機的熱效率和lc/CpTa值，與T3*=1030.5K，Ta=253K時的數(shù)值是完全一樣的。但是，Ta和T3*對于機組熱量效率和le/cpTa的影響程度卻不同。因為Ta每下降1K所引起的τ的變化，比T3*每升高1K所致的變化要來得大，譬如：在T3*=1173K，Ta=288K，即τ=4.073的情況下，Ta若降低1K，工值將變?yōu)?.087，假如Ta維持不變，要使工值同樣增加到4.087，溫度T3*就需提高4K。由此可見，大氣溫度每變化1K對機組熱效率和le/cpTa的影響程度，將會比燃氣初溫T3*每變化1K時來得大。通過實例計算，我們可以獲得在ta=15℃，ηy*=0.84，ηt*=0.87，ηr=1.00，ξy=ξr=ξt=1.00的特定情況下，機組的循環(huán)熱效率ηc和比功lc，隨溫度比τ和壓縮比ε*的變化關(guān)系曲線，如圖2-5和圖2-6所示。圖2-5實際循環(huán)中l(wèi)c/cpTa與τ和ε*的變化關(guān)系圖2-6實際循環(huán)中循環(huán)熱效率ηc與τ和ε*的變化關(guān)系由上兩圖可知：當壓縮比ε*一定時，T3*(或τ)值越大，機組的le/cpTa和循環(huán)熱效率ηc就越高。事實上，燃氣初溫T3*往往要受燃氣透平葉片和葉輪材料的限制，否則它們的機械強度和使用壽命通不過，機組就會發(fā)生故障。因而，若能研制出耐熱性能更好的材料，或者找到效果更好的冷卻方法，以求提高燃氣的初溫T3*，那么，就能使燃氣輪機的比功和熱效率向更高的方向發(fā)展。壓縮比ε*對機組比功和熱效率的影響圖2-7燃氣輪機理想循環(huán)的溫熵圖下面，讓我們研究一下，當Ta和T3*已經(jīng)選定時，壓縮比ε*對機組比功和熱效率的影響。圖2-7燃氣輪機理想循環(huán)的溫熵圖這個問題可以從圖2-7中看得很清楚。如果空氣根本不經(jīng)壓氣機增壓，即ε*=1，那么不管T3*取得多高，它就是一個向大氣中的空氣噴油燃燒的過程。當然，這是不可能有任何機械功輸出的。從圖2-7上看，這種極限情況可以用一條1→4s→4s′→3″等壓燃燒過程線來表示，它并不構(gòu)成一塊代表q1-q2=lcs的面積，因而機組的循環(huán)凈功lcs=0。機組的比功和熱效率也必然等于零。然而，當空氣在壓氣機中稍微增壓后，即ε*>1時，從圖2-7中可以看出：機組就可以輸出一個相當于面積12s′3′4s′1那么大小的循環(huán)凈功。在一定的壓比范圍內(nèi)，lcs將隨ε*的逐漸增大而不斷地加大。但是，能不能簡單地武斷得認為：ε*越大越好呢？顯然，不能!因為當壓縮比取得太高，如ε*=ε*max，而使壓氣機出口的空氣溫度T2*達到了循環(huán)所規(guī)定的燃氣初溫T3*時，那么，就無需再向機組噴油燃燒。當把這股壓縮空氣引到透平中去膨脹時，在理想的情況下，也只能使其膨脹功lts剛好與壓氣機所消耗的壓縮功lys相互抵消而已。因而，機組的比功再次降為零。這種極限情況就是圖2-7中的一條2′′s→2s→2′s→1等熵過程線，它同樣不能構(gòu)成任何面積。鑒于在ε*=1和ε*=ε*max時，機組的比功都等于零，因而不難推斷：在這兩個極限壓縮比范圍內(nèi)，必然可以找到一個比功為最大的最佳情況，它所對應(yīng)的壓縮比稱為最佳壓縮比ε*opt，1。在有不可逆現(xiàn)象的實際循環(huán)中，機組的比功隨壓縮比ε*而變化的關(guān)系是與上述理想循環(huán)相似的，即：它也有一個能使機組的比功達到最大值的最佳壓縮比ε*opt，1。所不同的只是這兩個最佳值的具體數(shù)據(jù)彼此不相等而已。圖2-5上已經(jīng)給出了機組的比功隨壓縮比而變化的示例。從圖中可知；當τ=2.86、3.20和3.56時ε*opt，1分別等于3.7、4.5和5.4左右。由此可見，隨著機組溫度比τ值的增高，最佳壓縮比ε*opt，1是會逐漸增大的。對于有不可逆現(xiàn)象的實際循環(huán)來說，隨壓縮比ε*的變化，機組的熱效率也會有一個最大值，與之相對應(yīng)的壓縮比也稱為最佳壓縮比，但以ε*opt，η記之。圖2-6中也已給出了機組的熱效率隨壓縮比而變化的示例，從圖中可知：當τ=2.86、3.20和3.56時ε*opt，1分別等于5.5、7.0和9.2左右。由此可見，隨著機組溫度比τ的增高，最佳壓縮比ε*opt，η也將逐漸增大，但是，在同一個τ值下，ε*opt，η卻要比ε*opt，1大一些。ε*opt，η>ε*opt，1的原因是：當ε*超過ε*opt，1后，機組的比功雖然有所減小，但是壓氣機出口的空氣溫度T2*卻會隨ε*的提高而繼續(xù)增高。當T3*已定時，這就意味著加給燃燒室的熱能q1，可以隨ε*的提高而不斷地減少。由于當ε*比ε*opt，1偏高一些時，q1的減少程度要比le的減小程度來得大，這樣就會使機組的熱效率隨ε*的提高而繼續(xù)增高。只是當ε*>ε*opt，η后，由于比功的減少程度超過了q1的減小程度，機組的效率才會隨ε*的進一步提高而逐漸降低下去。圖2-8在不同的ηt*值下，ηc與ε*的變化關(guān)系(計算中取ηy*=0.84，τ=2.86，ξ=1)圖2-9在不同的ηy*值下，ηc與ε*的變化關(guān)系(計算中取ηt*=0.85，τ=2.86，ξ=1)實際上，機組的部件效率ηy*、ηt*和流阻損失參數(shù)ξy、ξr、ξt對最佳壓縮比ε*opt，1和ε*opt，η也都有影響。從理論上可以證明，ηy*和ηt*的增高，或是ξy、ξr、ξt的減小(即流阻損失加大)，都會使最佳壓縮比ε*opt，1和ε*opt，η朝著增大的方向發(fā)展。圖2-8、圖2-9和圖2-10中分別給出了ηt*、ηy*和ξ=ξyξrξt對機組循環(huán)效率和ε*opt，η的影響關(guān)系，可以說明問題。那么，在τ值已定的情況下，究竟應(yīng)該選ε*opt，1還是ε*opt，η來設(shè)計機組呢？這要看具體情況而定。如果是航空燃氣輪機或機車燃氣輪機，為了力求機組輕而小，可以選用ε*opt，1，以提高機組的比功。對于承擔基本負荷的發(fā)電用燃氣輪機來說，由于提高經(jīng)濟性是設(shè)計的關(guān)鍵，因而，力爭使ε*接近于ε*opt，η，將有利于減小油耗。但是，通常由于ε*opt，η較大，要設(shè)計制造高壓縮比的壓氣機是有一定困難的，因而，實際選取的壓縮比否要比ε*opt，η低一些。這既能使機組的效率維持在較高的水平上，同時有能兼顧比功，使機組的尺寸減小。圖2-11給出了實際的簡單循環(huán)燃氣輪機的熱效率ηc、比功le，與壓縮比ε*和溫度比τ的變化關(guān)系。圖中，燃氣輪機的燃氣初溫t*3介于1149-1371℃范圍內(nèi)變化，而壓縮比ε*在10~16之間。由圖中可以明顯地看到：當ε*恒定時，隨著t*3值的增高，比功總是隨之增大的。當t*3恒定時，隨著ε*的變化，比功則有一個最佳的壓縮比ε*opt，1。但是，當ε*恒定時，隨著t*3值的增高，機組的熱效率ηc反而略有下降的趨勢。只有在比較高的壓縮比ε*條件下，才有可能獲得較高的熱效率ηc。從圖上看不到當τ恒定時，使ηc達到最高值時所對應(yīng)的ε*opt，η。這是由于目前的壓氣機尚未能夠設(shè)計達到相當高的壓縮比的緣故。也就是說：目前的工業(yè)型燃機輪機根本上是按ε*opt，1的條件來設(shè)計的。因而在現(xiàn)有已達到的t*3條件下，繼續(xù)改進壓氣機的設(shè)計，使其壓縮比進一步提高，則仍有增大機組熱效率的潛力。圖2-10在不同的ξ值下，ηc與ε*的變化關(guān)系(計算中取ηy*=0.84，ηt*=0.87，τ=2.86)圖2-11實際的簡單循環(huán)燃氣輪機的ηc、le=f(ε*，t3*)關(guān)系對于聯(lián)合循環(huán)來說，ε*opt，η值非常接近于簡單循環(huán)燃氣輪機中的ε*opt，1。渦輪和壓氣機效率為了分析渦輪效率的影響，把式(2-16)寫成(2-23)式中如渦輪效率有一小變化，則內(nèi)效率的變化可由下式表示(2-24)式(2-23)和式(2-24)相除，即化為相對變化(2-25)式中忽略比熱容的變化則(2-26)所以(2-27)系數(shù)是功比的倒數(shù)，它表示內(nèi)效率相對變化大于渦輪效率相對變化的倍數(shù)。在常用的和范圍中，=2~3這意味著變化1%，發(fā)動機內(nèi)效率將變化2%~3%。進一步考慮壓氣機效率變化的影響。同理(2-28)式中(2-29)或(2-30)通?！?~2，也就是說壓氣機效率變化1%，發(fā)動機內(nèi)效率將因此變化1%~2%，所以壓氣機中的損失對發(fā)動機內(nèi)效率也有明顯的影響，但比渦輪效率的影響弱些。渦輪、壓氣機效率變化的影響大小，還取決于它們本身效率的高低，如本身效率(指和)愈低、溫度比越小、壓比愈高，則渦輪壓氣機效率的變化對發(fā)動機內(nèi)效率的影響愈大。壓力損耗發(fā)動機的壓力損耗是由進氣道流動阻力，燃燒室流阻和熱阻以及排氣道的流阻所引起。在工程實踐中往往用總壓恢復(fù)系數(shù)，或稱壓損系數(shù)來計量壓力損耗。壓損系數(shù)的定義是研究對象(例如進氣道)的出口總壓與進口總壓之比，所以，在簡單循環(huán)燃氣輪機中，由壓損引起的總壓恢復(fù)系數(shù)包括有：進氣道：燃燒室：排氣道：我們在壓氣機的壓比和循環(huán)的溫度比保持與無壓損時相等的條件下，討論壓力損耗的影響。有壓損時，渦輪的膨脹比不再等于壓比，而應(yīng)由下式確定：顯然，令，則。既然和不變，那么在發(fā)動機內(nèi)效率和比功的表達式[式(2-15)、式(2-16)]壓縮功與加熱量都不會變化，壓損的存在僅導(dǎo)致渦輪膨脹功lt的減小。無壓損時膨脹功：有壓損時膨脹功：有壓損時比功(忽略比熱容變化)：(2-31)從而壓損引起的比功下降為：(2-32)壓損對發(fā)動機內(nèi)效率的影響很厲害，為了討論該影響，引入所謂膨脹過程的配置系數(shù)，定義為：即有壓損時與無壓損時等熵膨脹功之比。這樣，內(nèi)效率公式(2-16)在有壓損時可改寫為：(2-33)與式(2-16)相比，僅在分子第一項中多了，由于壓損引起效率的相對減少為：把用式(2-18)而用式(2-33)代入，得：式中——膨脹過程的系數(shù)配置功系數(shù)——無壓損時功比，見式(2-26)。分析和的表達式可見，壓損愈大，總壓恢復(fù)系數(shù)就愈小，也愈小，內(nèi)效率的損失也就愈大。如壓損系數(shù)一定，則就愈小，愈小，部件效率和愈低，就愈小。因此內(nèi)效率的損失也就愈大。所以在低壓比、低溫度比的發(fā)動機特別要注意壓損的控制。進一步討論壓損的存在對最佳壓比值的影響，首先把比功(式2-31)對壓比求偏導(dǎo)，置零后解得：(2-34)與式(2-19)相比，可見壓損存在使相對于比功的最佳壓比稍有上升。相對于效率的最佳壓比，可由式(2-20)對壓比偏導(dǎo)置零后解出(2-35)或(2-36)在無壓損時，式(2-36)即化成式(2-22a)，壓損使總壓恢復(fù)系數(shù)和最高效率同時下降。一般發(fā)動機中(簡單循環(huán))，壓力總損失為4%~10%，=0.96%~0.90%，則=(1.02~1.05)，=(0.97~0.99)?？紤]到曲線在極值的影響不致于會引起嚴重的后果，但是壓損對最大效率值是有影響的，=(0.985~0.95)令式(2-33)中分子為零，即比功為零，解得：(2-37)或按上式計算結(jié)果知，當時，只要壓損為30%~50%，發(fā)動機比功和效率就變?yōu)?；當時，壓損為50%~75%，發(fā)動機比功和效率也趨近于零。ηy*、ηr*、ηt*、ξ和τ等參數(shù)對機組熱效率影響程度的比較應(yīng)該指出：機組的各部件效率ηy*、ηr*、ηt*，流阻損失參數(shù)ξ和溫度比τ對燃氣輪機的比功和熱效率的影響程度是有差異的。下面，讓我們舉一實例來說明這個問題，如表2-1所示。表2-2幾種參數(shù)對機組熱效率影響程度之比較循環(huán)情況影響程度ηy*=0.84，ηr=0.97，ηt*=0.87，ξ*=5，τ=2.86，ξ=ξyξrξt=1.0ρηc=Δηc/ηc=3.84ηt*/ηt*=3.84ρηt*ρηc=2.30Δηy*/ηy*=2.30ρηy*ρηc=1.00Δηr/ηr=1.00ρηr*ρηc=1.47Δτ/τ=1.47ρrηy*=0.84，ηr=0.97，ηt*=0.87，ξ*=5，τ=2.86，ξ=ξyξrξt=0.91ρηc=2.14Δξ/ξ=2.14ρξ表中ρηc——機組循環(huán)效率ηc的相對變化量，；ρηt*——燃氣透平等熵膨脹效率ηt*的相對變化量，；ρηy*——壓氣機等熵壓縮效率ηy*的相對變化量，；ρηr——燃燒室燃燒效率ηr的相對變化量，；ρr——機組溫度比τ的相對變化量，；ξ——機組流阻損失的綜合參數(shù)，；ρξ——機組流阻損失綜合參數(shù)ξ的相對變化量，。由表2-2所示的計算結(jié)果可以看清：燃氣透平的效率ηt*對機組循環(huán)效率ηc的影響最大，壓氣機效率ηy*的影響次之，ξ的影響更次之，其后則是溫度比τ和燃燒效率ηr的影響。這些參數(shù)對機組比功的影響也有類似的關(guān)系?？傊谠O(shè)計燃氣輪機時，我們應(yīng)該在現(xiàn)實和可能的條件下，盡可能得提高ηy*、ηr、ηt*、ξ和τ這些參數(shù)，并按前述原則選擇最合適的壓縮比ε*，以求提高簡單循環(huán)燃氣輪機和聯(lián)合循環(huán)的比功和熱效率。變比熱容在燃氣輪機發(fā)動機熱力循環(huán)計算時，定比熱容的方法只適用于估算中。詳細計算時，必須考慮變比熱容，也即比熱容隨溫度和工質(zhì)成分變化而變化。建議采用比熱容與溫度關(guān)系的解析式，因為這種方法的程序編號比較方便，計算機的內(nèi)存容量要求很小。改善燃氣輪機熱效率的措施目前，簡單循環(huán)燃氣輪機的燃氣初溫已達t*3≈1400℃左右，壓縮比ε*≈15-16。供電效率則介于35%-38%之間。某些航機改造的燃氣輪機由于采用了比較高的壓縮比(ε*=30-35)，致使供電效率已被提高到了39.78%-41.57%的可喜水平，但是，改善燃氣輪機熱效率的潛力卻仍然是很大的，因為燃氣透平的排氣溫度t*4一般都很高(有的已接近600℃)，以致有大量的余熱q2無償?shù)乇会尫沤o了外界大氣。倘若能設(shè)法把這些排氣余熱傳遞給能作功的高壓空氣或其他工質(zhì)(如水蒸氣)，使它們在參加燃氣輪機循環(huán)或其他循環(huán)時，把一部分余熱轉(zhuǎn)化成為機械功，那么，燃氣輪機的熱效率就能得以進一步提高。為了實現(xiàn)上述設(shè)想，有兩個途徑可循，即：①利用燃氣透平的排氣余熱，使燃氣輪機與蒸汽輪機結(jié)合起來成為燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)：②使燃氣輪機采用回熱循環(huán)。關(guān)于燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)。在此擬附一張適用于設(shè)計實際聯(lián)合循環(huán)時參考的聯(lián)合循環(huán)的熱效率ηNcc、比功lc與壓縮比ε*和燃氣輪機初溫t*3的關(guān)系(請與圖2-11比較)，如圖2-12所示。圖2-12聯(lián)合循環(huán)的熱效率、比功與壓縮比和燃氣初溫的關(guān)系從圖2-12中可以明顯地看到：在現(xiàn)有燃氣輪機的燃氣初溫(t*3=1100-1310℃)和壓縮比ε*=10-16范圍內(nèi)，當t*3恒定時，隨著ε*的變化，確實存在一個使聯(lián)合循環(huán)的熱效率趨于最大值的最佳壓縮比ε*opt，η。目前，燃氣輪機的t*3和ε*的配合關(guān)系，雖然不能保證簡單循環(huán)燃氣輪機的熱效率達到最佳值，但卻能保證聯(lián)合循環(huán)的熱效率達到最佳值。這是由于當采用聯(lián)合循環(huán)方案時，與聯(lián)合循環(huán)的熱效率為最大時所對應(yīng)的最佳壓縮比ε*opt，η，要比簡單循環(huán)的燃氣輪機者低得多的緣故。在比較圖2-11和圖2-12時還能看到：在同樣的t*3和ε*條件下，聯(lián)合循環(huán)的熱效率和比功要比簡單循環(huán)的燃氣輪機大很多，因而，聯(lián)合循環(huán)已成為目前改善燃氣輪機的比功和熱效率的首選措施。程氏雙流體循環(huán)從本質(zhì)上來說，程氏雙流體循環(huán)方案也是一種燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)。這種循環(huán)的主體設(shè)備是與余熱鍋爐型燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)非常接近。在燃氣輪機后同樣安裝一臺余熱鍋爐，但是，由余熱鍋爐產(chǎn)生的過熱蒸汽不是送到蒸汽透平中去作功，而是供回到燃氣輪機燃燒室中去，與壓氣機供來的空氣一起被加熱到燃氣透平前的初溫T3，然后共同進到燃氣透平中去進行膨脹作功(也可以把一部分低壓蒸汽，不經(jīng)過燃燒室加熱，而送到燃氣透平的低壓部分中去膨脹作功)，即：在這種循環(huán)方案中，燃氣與蒸汽是在同一臺透平中膨脹作功的。那時，有兩種流體——燃氣和蒸汽一起流經(jīng)燃氣透平，這就是雙流體循環(huán)命名的淵源。由燃氣透平排出的燃氣與蒸汽的混合物將進入余熱鍋爐，在其中把余熱傳給余熱鍋爐的給水，使其變成過熱蒸汽后返回到燃氣輪機中去參與循環(huán)。余熱鍋爐后溫度為149℃的燃氣與蒸汽的混合物則將直接排入大氣。顯然，這種循環(huán)與前節(jié)所述的余熱鍋爐型燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)有以下幾點原則性的差別，即：①不再配置蒸汽輪機和凝汽機等設(shè)備，因而整個裝置的設(shè)備大為簡化，尺寸也減少很多。②由余熱鍋爐提供的全部或部分蒸汽還要在燃氣輪機燃燒室中進一步加熱到燃氣透平前的初溫T3相同的水平，即：過熱蒸汽的溫度T3一定要比常規(guī)的蒸汽輪機中所能承受的溫度t9(一般為435℃~550℃左右)高得多。這種高溫過熱蒸汽的作功，勢必為提高整個循環(huán)的熱功轉(zhuǎn)換效率提供了條件。以上這兩點是程氏循環(huán)的優(yōu)點。③由于蒸汽膨脹后是經(jīng)余熱鍋爐直接排向大氣的，即蒸汽的膨脹背壓要比采用凝汽器的高得多，這將限定了蒸汽作功能力的充分發(fā)揮。④由于蒸汽連續(xù)不斷地排向大氣，難于回收，這就需要大量地向余熱鍋爐補充軟水，補水的處理設(shè)備必然龐大，耗費是昂貴的。后兩點則是程氏循環(huán)的缺點。此外，程氏雙流體循環(huán)還有以下一些優(yōu)點，即：①由于有一部分蒸汽被噴到燃氣輪機燃燒室的燃燒區(qū)中去，可以適當降低燃燒火焰的溫度，有利于減少NOx的排放量。②由于燃氣中含有水蒸氣，就會增高混合氣體的傳熱系數(shù)，有利于改善余熱鍋爐中混合氣體的換熱效果。在相同的燃氣溫度條件下，可以從混合氣體中抽取更多的熱能，使余熱鍋爐中混合氣體的換熱提高。③整臺機組的作功量增大了，整個循環(huán)的熱功轉(zhuǎn)換效率提高了。例如：在Allison501-KB發(fā)動機上進行的試驗表明：為了把過熱蒸汽在燃燒室中加溫，需要補燃19%的燃料量，但是卻能使透平的作功量增加75%，即可以使該發(fā)動機的效率由原來的3086kW增加到5400kW，相應(yīng)地使機組的熱效率由原來的29%提高到40%。這種增長程度是誘人的。④倘若我們?nèi)匀痪S持發(fā)動機發(fā)出原有的額定功率3086kW，顯然，在采用雙流體循環(huán)后，可以大大降低透平前的燃氣初溫3，這對于延長發(fā)動機的壽命大有好處。例如：對于501-KB發(fā)動機來說，使燃氣初溫降低27.8，就可以使發(fā)動機的壽命增長一倍。試驗還表明，即使在這種溫降條件下運行，機組的效率相對地仍然要比原型者提高20%左右。回熱循環(huán)圖2-13中給出了回熱循環(huán)燃氣輪機的示意圖。從圖上可以看出，它是由壓氣機、燃燒室、燃氣透平，再加上一個新部件---回熱器組成的。1-壓氣機2-回熱器3-燃燒室4-燃氣透平5-負荷圖2-13回熱循環(huán)燃氣輪機的示意圖所謂回熱器，實質(zhì)上就是一種熱交換設(shè)備。當燃氣透平排出的高溫燃氣流經(jīng)回熱器時，可以把一部分熱能傳遞給由壓氣機送來的低溫空氣。這樣，就能降低排氣溫度t*4，而使進到燃燒室的燃料量，從而提高機組的熱效率。圖2-14燃氣輪機理想回熱循環(huán)的溫熵圖這個問題在T-s圖上可以看得很清楚，圖2-14上給出了理想回熱循環(huán)的T-s圖。圖2-14燃氣輪機理想回熱循環(huán)的溫熵圖由圖2-14可知：在理想情況下，透平的排氣溫度t*4s可以在回熱器中被冷卻降低到t*4′=t*2s，而壓氣機出口的空氣溫度t*2s則可以在回熱器中被加熱到t*2′=t*4s。這樣，由外界加給空氣的熱能q1，已不再是簡單循環(huán)中的面積2s3s3s12s，而應(yīng)由小面積2′3s3s2′2′來代表；由燃氣釋放給大氣的熱能q2，則由簡單循環(huán)中的面積4s1s1s34s減小為面積4′1s1s4′4′。假如不考慮回熱器的流阻損失對透平膨脹比δ*的影響，那么，循環(huán)中能夠輸出的理想凈功lcs，應(yīng)與理想的簡單循環(huán)者相同，它仍然可以用面積34s12s3來代表。根據(jù)關(guān)系式(2-9)可知，相對理想的簡單循環(huán)而言，lcs=lts-lys不變，而q1減小了，因而，回熱機組的熱效率必然會明顯得增高。圖2-15燃氣輪機實際回熱循環(huán)的溫熵圖在實際的回熱循環(huán)中，回熱效應(yīng)對機組熱效率的影響是與理想的回熱循環(huán)類似的。所不同的只是使機組熱效率提高的程度要比理想的回熱循環(huán)有所減小而已。這是由以下兩個原因造成的，即：①在回熱器中由于有流阻損失的影響，燃氣側(cè)和空氣側(cè)都會有壓力降，其結(jié)果將使燃氣透平的進氣壓力p*3有所降低，而透平的排氣壓力p*4卻有所增高，也就是說透平的膨脹比δ*減小了。顯然，這將使機組的比功要比理想的回熱循環(huán)的小一些；②由于熱交換是以溫度差為前提的，因而在回熱器中透平排氣的溫度T4′*不可能被冷卻到T2*，而只能降低到T4′*；同時在壓氣機后的空氣溫度T*2也不可能被加熱到T4*，而只能升高到T2′*，，即T4′*>T2*，T2′*<T4*(如圖2-15所示)。這就是說，透平排氣余熱的利用程度要比理想的回熱循環(huán)的差。換句話說，為了達到同一個燃氣初溫T*3，供給燃燒室的熱能q1就要增加。顯然，機組的循環(huán)熱效率是降低了。圖2-15燃氣輪機實際回熱循環(huán)的溫熵圖通常，人們以回熱度μ作為衡量回熱器的主要性能指標，在忽略空氣與燃氣的流量和定壓比熱容的微量差異后，回熱度μ的定義式可簡化為：圖2-16回熱器的回熱度與相對回熱面積的關(guān)系(2-38)圖2-16回熱器的回熱度與相對回熱面積的關(guān)系式中：T*2——壓氣機出口的空氣溫度，即回熱器的入口空氣溫度；T*2′——回熱器出口的空氣溫度，即燃燒室入口的空氣溫度；T*4——燃氣透平的排氣溫度。很明顯，回熱度μ實際上就是一個衡量回熱器中燃氣可能釋放的理論熱能，是否已被充分利用了的技術(shù)特性指標。在不考慮回熱器中流阻損失的影響時，回熱度越高，回熱循環(huán)的得益就越大，機組的循環(huán)熱效率改善得就越多。但是，提高回熱度是已增大回熱器的換熱面積為前提的，其結(jié)果將使回熱器的重量，體積和流阻損失不斷增大，而機組的比功卻大為減小。所以，回熱度取得過大未必合適。圖2-16中給出了回熱器的相對換熱面積與回熱度μ之間的變化關(guān)系。由圖可見，當μ>0.5以后，換熱面積開始逐漸增大。當μ>0.9后，增長率將極為陡峭。因而回熱度不能取得過大。實踐表明：使μ介于0.5-0.85之間是適宜的。由于回熱循環(huán)的實質(zhì)無非就是在簡單循環(huán)的基礎(chǔ)上，部分利用了燃氣透平排氣余熱的一種循環(huán)方案而已，因而，在上節(jié)中通過對簡單循環(huán)的分析而得出的某些結(jié)論，對于回熱循環(huán)也是適用的。例如：提高機組各部件的效率ηy、ηr、ηt和溫度比τ，或是降低機組各部分的流阻損失等措施，對于提高機組的比功和熱效率都是有效的。此外，當這些參數(shù)已定時，在回熱循環(huán)中必然也會存在兩個能分別保證機組的比功和熱效率為最大的最佳壓縮比ε*opt，1和ε*opt，η。實線-τ=3。20，虛線-τ=2。86(計算中取ηt*=0。87，ηy*=0。84，ηr=1。00，ξ=1。00)圖2-17回熱循環(huán)中熱效率ηc與ε*、τ和μ的關(guān)系曲線但是，在回熱循環(huán)中ε實線-τ=3。20，虛線-τ=2。86(計算中取ηt*=0。87，ηy*=0。84，ηr=1。00，ξ=1。00)圖2-17回熱循環(huán)中熱效率ηc與ε*、τ和μ的關(guān)系曲線可是，與簡單循環(huán)相比，回熱循環(huán)中的ε*opt，η卻會下降很多。圖2-17中給出了回熱循環(huán)的熱效率ηc與溫度比τ和壓縮比ε*的變化關(guān)系曲線，可以看清這個問題。由圖2-17中可以看出：回熱循環(huán)燃氣輪機的熱效率比較高，它與回熱度μ與溫度比τ的選取有關(guān)。當μ和τ的值增大時，ηc將不斷提高。但是值得注意的是：當τ一定時，相對于μ=0的簡單循環(huán)來說，ε*opt，η值卻會由于采用了回熱循環(huán)而大大地降低了，而且隨著回熱度μ的增大，ε*opt，η值將越趨減小。這個問題可以作如下解釋，即在μ=0的簡單循環(huán)中，當τ一定而ε*過低時，壓氣機出口的空氣溫度t*2很低，為了使空氣加熱到t*3，就要向燃燒室噴入大量的燃料。可是在低膨脹比情況下，透平排氣溫度t*4卻很高(參見圖2-15)，那時，大量余熱沒能被利用。因而在低壓縮比ε*情況下，簡單循環(huán)的熱效率顯得比較低。但是對于回熱循環(huán)來說，低壓縮比情況下透平排氣溫度t*4偏高的現(xiàn)象，正好被利用來充分加熱壓氣機出口的低溫空氣，使它在進入燃燒室之前能夠在回熱器中被加熱到較高的溫度，這樣就可以大大減少噴到燃燒室中去的燃料量。所以在ε*較低時，回熱循環(huán)的熱效率卻能達到較高的水平，即ε*opt，η必然較小。當機組的壓縮比進一步提高時，由于壓氣機出口的空氣溫度t*2也不斷增高，而透平的排氣溫度t*4卻不斷地下降。不難設(shè)想，隨著壓縮比的增高，總是會出現(xiàn)一個t*2=t*4的情況，那時不論回熱度取得多大，由于燃氣與空氣之間不存在溫度差，回熱效應(yīng)將完全消失，這就與沒有回熱器的簡單循環(huán)完全相當。顯然，在這種情況下，假如忽略回熱器的流阻損失，不論回熱度多大，任何回熱循環(huán)的熱效率必然都會下降到與μ=0的簡單循環(huán)所能達到的水平一樣。這就是圖2-17中在某一個壓縮比ε*下，各條效率曲線都必然要匯集到同一個點(A或A′)上去的根本原因。在簡單循環(huán)分析中已知：ε*opt，η總是大于ε*opt，1的，以致出現(xiàn)了無法使機組的比功和熱效率同時達到最大值的矛盾。這個矛盾在回熱循環(huán)中卻有可能得到解決。因為在這種循環(huán)中ε*opt，η減小了，而ε*opt，1卻有所增大，兩者相互趨近。理論分析證明：當μ=0.5時，ε*opt，1=ε*opt，η，當μ>0.5后ε*opt，η反而會比ε*opt，1小一些。回熱循環(huán)雖然能改善機組的熱效率，但是它將使機組變得笨重而龐大，并且在運行上也沒有簡單循環(huán)燃氣輪機那樣靈活方便，因而當前還用得不普遍。提高燃氣輪機比功的其它措施目前，提高燃氣輪機比功的辦法還有兩個，即采用所謂間冷循環(huán)和再熱循環(huán)方案。間冷循環(huán)方案的分析由于在簡單循環(huán)的燃氣輪機中，壓氣機大約要用掉1/2-2/3左右的透平膨脹功，所剩下的才能作為機組的循環(huán)凈功輸出，因而要想提高機組的比功，自然會想到首先應(yīng)從減少壓氣機的耗功量的角度著手。1-低壓壓氣機2-間冷器3-1-低壓壓氣機2-間冷器3-高壓壓氣機4-燃燒室5-燃氣透平6-負荷圖2-18一級間冷循環(huán)燃氣輪機的示意圖圖2-18中給出了一級間冷循環(huán)燃氣輪機的示意圖。當然，最理想的間冷措施應(yīng)該是；在整個壓縮過程中，使空氣連續(xù)地邊加壓、邊冷卻的方案，這樣才能保證空氣溫度恒定不變，壓縮耗功量為最小，此即所謂的等溫壓縮過程。然而，目前人們尚未找到實現(xiàn)這種壓縮過程的可行方法。實際可行的方法則是圖2-18那樣的分級冷卻、分級壓縮的方案。它把整臺機組所需達到的壓縮比ε*，按一定規(guī)律分配到幾個壓縮比較低的壓氣機中去完成，但在逐級加壓之前，卻使空氣經(jīng)受低溫水流的冷卻，使空氣的溫度降低到比水溫高出10℃左右，這種冷卻空氣的裝置就是間冷器。圖2-19燃氣輪機的理想一級間冷循環(huán)的溫熵圖顯然，在間冷循環(huán)方案中，為了使機組的比功最大，合理地分配各壓氣機之間的壓縮比是甚為重要的，理論分析證明：在壓氣機的效率ηy和進氣溫度彼此相同的前提下，這就要求彼此串聯(lián)工作的每臺壓氣機的壓縮比ε1*、ε2*、···，應(yīng)該取得一樣，即：總壓縮比ε*為的機組，當分成n次加壓時，每臺壓氣機的壓縮比應(yīng)取為ε1*=ε2*=···=εn*=。圖2-19燃氣輪機的理想一級間冷循環(huán)的溫熵圖間冷循環(huán)能夠增大機組比功的問題，很容易從T-s圖上看清，如圖2-19所示。在沒有不可逆因素影響的理想簡單循環(huán)中，機組的比功可以用面積2s3412s來表示，在理想的一級間冷循環(huán)中，機組的比功則可以用面積2s″3412s′1′2s″來表示，后者比前者大了一塊面積等于2s″2s2s′1′2s″的功。τ=2

.86，ηt*=0

.87，ηy1*=ηy2*=0

.84，τ=2

.86，ηt*=0

.87，ηy1*=ηy2*=0

.84，ηr=1

.0，ξ=1.0，ε1*=ε2*=(ε*)1/21-無間冷的簡單循環(huán)2-間冷循環(huán)圖2-20間冷循環(huán)的比功與壓縮比的變化關(guān)系在有不可逆因素影響的實際間冷循環(huán)中，也有類似的結(jié)果，只是實際循環(huán)凈功有所減小而已。圖2-20中給出了間冷循環(huán)的比功與壓縮比的變化關(guān)系。由圖可知，間冷的結(jié)果將使機組的最佳壓縮比ε*opt，1(ε*opt，η也是如此)增高了。間冷循環(huán)的比功雖然要比簡單循環(huán)大一些，可是，空氣在間冷器中會對外界排掉一部分熱能，致使增壓終了時空氣溫度T″2s*比較低。當燃氣溫度T*3一定時，就需向燃燒室噴入更多燃料。這樣，對于循環(huán)效率不一定是有利的。通常，在壓縮比較低時，機組的熱效率與不用間冷方案者差不多，甚至在設(shè)計不當時由于間冷器中流阻損失過大，還會使熱效率有下降的趨勢。只有當機組的壓縮比取得較高時，間冷方案的循環(huán)效率才能有所得益。圖2-21中給出了間冷循環(huán)的熱效率與壓縮比的關(guān)系，可以說明問題。1-簡單循環(huán)1-簡單循環(huán)2-間冷循環(huán)圖2-21間冷循環(huán)的熱效率與壓縮比的關(guān)系再熱循環(huán)方案的分析為了提高機組的比功，當然，也可以從增大燃氣透平膨脹作功的角度來加以考慮。從理論上說，燃氣初溫T*3越高，透平的膨脹作功量越大。但是，燃氣初溫T*3受金屬材料性能的限制，不能任意增高。為了在T*3恒定的條件下增大透平的膨脹功，可以使燃氣在透平中稍微膨脹降溫后，把它抽出來再噴油燃燒，使其溫度恢復(fù)到T*3，然后再去膨脹，這樣，就可以增加燃氣在透平后幾級中的膨脹作功量，從而達到提高機組比功的目的。這種循環(huán)方案稱為再熱循環(huán)。不難設(shè)想，最理想的再熱過程是使燃氣在維持在T*3恒定不變的條件下邊膨脹邊加熱，此即所謂的等溫膨脹過程。在膨脹比相同時，它能獲得最大的透平膨脹功。圖2-22中給出了一級再熱循環(huán)燃氣輪機的示意圖。1-壓氣機2-燃燒室3-高壓燃氣透平4-再熱燃燒室5-低壓燃氣透平6-負荷圖2-22一級再熱循環(huán)燃氣輪機的示意圖圖2-23一級理想再熱循環(huán)燃氣輪機的溫熵圖與間冷循環(huán)相似，為了在級數(shù)有限的再熱循環(huán)中，使機組的比功達到最大，必須合理分配各級透平之間的膨脹比。理論分析證明：在各級透平的效率彼此相等(即ηt1*=ηt2*=···=ηtn*)，而且每次再熱后燃氣溫度都達到初溫T*3的前提下，應(yīng)使每級透平的膨脹比都取得相等，即δ*1=δ*2=···=δ*n=，機組的比功才能最大。再熱循環(huán)能夠增大機組比功的問題，也很容易從T-s圖上看出。如圖2-23所示。在理想的簡單循環(huán)中，機組的比功可以用面積2s34s12s來表示。在理想的一級再熱循環(huán)中，機組比功則可以用面積2s34′3′4″4s12s來表示。后者比前者大了一塊面積等于4′3′4″4s4′的功。圖中3→4′線是燃氣在高壓透平中的等熵膨脹線；4′→3′線是燃氣在再熱燃燒室中等壓加熱的過程線；3′→4″線是燃氣在低壓透平中的等熵膨脹線；3→3′→3″線則是理想的等溫膨脹線。當機組按理想的等溫膨脹過程膨脹時，透平的膨脹作功量為最大，因而，機組的比功也最大，它可以用面積2s33′3″4″4s12s來表示。對于有不可逆因素影響的實際再熱循環(huán)來說，也有類似的結(jié)果，只是實際循環(huán)的凈功有所減小而已。圖2-24中給出了再熱循環(huán)的比功與壓縮比的變化關(guān)系。由圖可知，再熱的結(jié)果將使機組的最佳壓縮比ε*opt，1(ε*opt，η也是如此)增高了。1-簡單循環(huán)2-間冷循環(huán)(計算中取τ=2.86，ηt1*=ηt2*=0.86，ηy*=0

.84，ηr=1

.0，ξ=1

.0，δ1*=δ2*=(δ*)1/2，T’3*=T3*)1-簡單循環(huán)2-間冷循環(huán)(計算中取τ=2.86，ηt1*=ηt2*=0.85，ηy*=0.83，ηr=1.0，ξ=1.0，T’3*=T3*，δ1*=δ2*=(δ*)1/2)圖2-24再熱循環(huán)的比功與壓縮比的關(guān)系圖2-25再熱循環(huán)中熱效率與壓縮比的關(guān)系與間冷循環(huán)相仿，在實際的再熱循環(huán)中，當壓氣機的壓縮比的比較低時，機組的熱效率反而會不如簡單循環(huán)。因為再熱的結(jié)果需要從外界吸入更多的熱量q1，它與比功增高的得益不能相平衡，只是在壓縮比較高的情況下，采用再熱方案才有可能使循環(huán)效率稍有提高。圖2-25中給出了比較關(guān)系，可以說明問題。在再熱循環(huán)中當然需要采用再熱燃燒室，它也會使機組的結(jié)構(gòu)復(fù)雜化。但是，再熱燃燒室的重量和體積一般要比間冷器小得多，它又無需用水，因而在工程實際中，再熱循環(huán)方案用得還比較多，特別是在航空燃氣輪機中更是如此。再熱循環(huán)的燃氣輪機及其聯(lián)合循環(huán)已在ABB公司設(shè)計的GT24和GT26燃氣輪機和KA24和KA26聯(lián)合循環(huán)機組中獲得實際應(yīng)用。但是，它沒有遵循δ*1=δ*2=那樣的膨脹比分配規(guī)律，否則，燃氣輪機的排氣溫度t*4會過高，不利于在聯(lián)合循環(huán)中采用常規(guī)的蒸汽輪機流程。在ABB的設(shè)計中，以選擇最佳的排氣溫度t*4值為目標(t*4控制在608-610℃范圍內(nèi))，使2/3的燃料量在第一個燃燒室中燃燒，使1/3的燃料量在第二個再熱燃燒室中燃燒，由此來分配第一次膨脹與第二次膨脹過程之間的膨脹比的分配關(guān)系。這種分配關(guān)系的結(jié)果是δ*1要比δ*2小很多。在T*3=T′*3的前提下，第一次膨脹后燃氣的溫度相當高，它在有利于燃料在再熱燃燒室中的燃燒，又能使t*4值被控制在預(yù)定的608-610℃合適的范圍之內(nèi)，以便于聯(lián)合循環(huán)機組中余熱鍋爐和蒸汽輪機流程的設(shè)計?，F(xiàn)代燃氣輪機的主要參數(shù)與性能為了提高燃氣輪機的效率和比功，同時增大其單機容量，世界各國的燃氣輪機廠商都進行了大量的研究工作，著重點在于提高燃氣輪機的參數(shù)水平，如：燃氣初溫T*3、壓縮比ε*、空氣流量以及主要部件的效率η*y、η*t等。為此，需要采用耐高溫的合金材料來制作透平的通流部分和燃燒室的火焰管；設(shè)計先進的葉片的冷卻結(jié)構(gòu)，以及自動化程度很高的、運行安全可靠的調(diào)節(jié)控制和保護系統(tǒng)。圖2-26、圖2-27和圖2-28上給出了GE公司幾種型號燃氣輪機的空氣流量、壓縮比以及燃氣初溫隨年代的發(fā)展情況，它大體上反映出世界范圍內(nèi)燃氣輪機主要參數(shù)的進展。圖2-29給出了三菱公司燃氣輪機的發(fā)展。表2-3、表2-4、表2-5、表2-6和表2-7中分別給出了GE公司、Siemens公司、ABB公司西屋公司與三菱公司當今幾種50周波的燃氣輪機之性能參數(shù)。它們代表了工業(yè)型燃氣輪機的現(xiàn)有水平。表2-8中則給出了航機改型的幾種工業(yè)燃氣輪機的性能參數(shù)。上述表2-3至表2-7中所示數(shù)據(jù)，都是在15℃的海平面條件下燃燒天然氣時，不包括壓氣機進口濾網(wǎng)損失和透平排氣導(dǎo)管損失以及輔助功率消耗情況下的性能，但已扣除了機組齒輪轉(zhuǎn)動損失和發(fā)電機效率的影響。圖2-26GE公司機組之空氣流量隨年代的發(fā)展情況圖2-27GE公司機組之壓縮比隨年代的發(fā)展情況圖2-28GE公司機組之燃氣初溫和高溫材料隨年代的發(fā)展情況圖2-29三菱燃氣輪機的發(fā)展表2-3GE公司的幾種50周波燃氣輪機的性能參數(shù)簡單循環(huán)PG5371(PA)PG6541(B)PG6101(FA)PG9171(E)PG9231(EC)PG9351(FA)PG9391(G)發(fā)電機功率/KW基本尖峰凈熱耗率(LHV)/基本[kJ/(kW·h)]尖峰供電效率(LHV)/基本(%)尖峰壓縮比透平第一級動葉前的燃氣初溫(tB)/℃轉(zhuǎn)速/(r/min)空氣流量/(kg/s)排氣流量/(kg/s)排氣溫度/℃26300278301264712636.528.4728.4910.5962.85094122.474873834041