赵雄飞，陈贤冲，贾小权

(1.海军驻703 所军事代表室，黑龙江 哈尔滨 524005；2.海军92337 部队，辽宁 大连 116023)

经典热力学在研究各类简单和复杂燃气轮机循环性能中得到了广泛的应用，重点用于研究循环的功率和热效率特性，得到了大量具有理论意义和实际应用价值的结论。佐藤豪[1]采用热力学第一定律性能分析方法，以热效率和功率为目标，分析了各种燃气轮机基本循环的热力性质，并把这些知识加以汇总，归入一些通用式中，形成了燃气轮机循环的经典热力学基础理论体系，然后在此基础上对各种实际复杂循环的热力性能进行了分析，并提出了许多能提高能量利用率的新循环。陈大燮[2]先以热效率为目标，对燃气轮机循环进行了热力学第一定律性能分析，重点研究了回热、中冷和再热对循环性能的影响，然后对具有回热、中冷和再热的实际循环进行了热力学第二定律性能分析和讨论。文献[3~4]以压气机总耗功最小为目标，采用热力学第一定律性能分析方法，分别研究了含单级中冷和多级中冷的燃气轮机循环实际压缩过程的最佳压比分配问题。Hernandez 等[5]根据经典的热平衡理论导出了燃气轮机功率与热效率的一般关系式，分析表明，回热能提高循环的热效率，而对功率没有影响。

自70年代以来，世界范围能源危机的出现促使了节能研究的深入，此时，人们提出了很多新型的燃气轮机装置，以满足节能减排的要求。热电联产循环[6]是从同一能源同时生产电能（或机械能）和有用热能，是能源的一种“梯级利用”，能够大大地提高能源利用效率。蔡睿贤[7]考虑到在经济上功与热品位的不同，引入热电售价比，提出了一个考虑售能总收入最高的优化准则——经济火用效率，研究了简单燃气轮机热电联产装置的性能。Vecchiarelli 等[8]提出了一种等温修正布雷顿循环，即把通常的等压加热过程分为等压加热过程和等温加热过程的组合。研究表明，由于循环最高温度的降低，相比于传统的布雷顿循环，该循环NOX 排放量减少50%，环境污染少，且其热效率至少提高了4%。Naser[9]对不可逆等温修正布雷顿循环进行了火用分析，导出了循环的火用效率解析式，并分析了压比、环境温度和涡轮进口温度对火用损失率和效率的影响。Frutschi 等[10]研究了STIG循环，即将回收废气中的热量而产生的蒸汽回注到涡轮机入口，研究表明该循环的热效率和比功都得到了很大的提高。Frutschi 等还研究了EGT 循环，即将汽化水直接注入压缩机出口，然后汽化水与空气的混合气体在回热器中加热后再进入燃烧室，该循环的热效率到了很大的提高，且使热效率最优时的压气机压比仍然很低。蔡睿贤等[11]采用热力学第一定律性能分析方法，导出了STIG 简单循环热效率的近似解析式。Horlock[12]认为过高的涡轮机入口温度一方面增加了对涡轮机材料的要求，另一方面增加了NOX 等有害气体的排放量，因此提出了带涡轮进气冷却的燃气轮机循环火用分析，并对其进行了第一定律分析。

本文将在文献[12]的基础上，对带涡轮进气冷却的燃气轮机循环进行火用分析，以火用效率为目标对联合循环的性能进行优化，得出联合循环的火用效率特性和火用损失特性，确定损失最大的位置，为对系统的改进提供依据。

1 循环描述

图1 为带涡轮进气冷却的燃气轮机循环模型系统图，由一个压气机、一个燃烧室、一个涡轮机、一个换热器组成。其特点是：工质经压气机压缩后，一部分进入燃烧室加热，另一部分直接与加热后的工质混合，以降低工质进入涡轮机进口的温度。

图2 为该循环的T-s 图。1-2 为气体在压气机1中的不可逆绝热压缩过程；2-3 为一部分工质在燃烧室等压吸热过程；2-4 为另一部分工质与加热后的一部分工质的混合过程；4-5 为工质在涡轮机中的不可逆绝热膨胀过程；5-6 为工质在换热器中的放热过程；6-0 为废气排放过程。

图1 带涡轮进气冷却的燃气轮机循环系统图

图2 带涡轮进气冷却的燃气轮机循环T-s 图

2 性能分析

在分析时，以单位质量流率考虑，对系统各部件建立火用平衡方程。联合循环中的各参数分别为：各状态点压力为Pi（i=1,2，……6，下同），温度为Ti，火用值为ei；空气比热比为k=Cp/ Cν；循环的工质温比为τ（τ=T3/T1）；压气机的压比和内效率分别为φc、ηc；涡轮机的膨胀比和内效率分别为φt、ηt；燃烧室火用效率为ηb，换热器有效度为ε，工质质量流率比为μ（μ =未经燃烧室加热的工质流率/整个工质质量流率，0燮μ 燮1）。

对压气机建立火用平衡方程有：

式中，

wc为压气机消耗的比功。

eD.c为压气机的火用损失，

即有:

式中，ψc=φmc - 1，m=（k- 1）/k，φc=P2/P1。

对燃烧室建立火用平衡方程有：

式中，

ef为化学火用；

eDf为燃烧室的火用损失。

即有：

式中，τ=T3/T1。

对涡轮机建立火用平衡方程有：

式中，

wt为涡轮机的输出功；

eDt为涡轮机的火用损失。即有：

对换热器建立火用平衡方程有：

式中，

eHE为换热器火用损失。即有：

式中，ε=（T5- T6）/（T5- T0）。

热交换器对外换热量为：

对废气排放过程建立火用平衡方程有：

式中，eex为废气排放过程的火用损失，即有：

由于循环总的压增和总的压降是相等的（φc=φt），故有：

联合循环的比功和火用效率为：

3 数值算例

设工质的比热为常数，比热比k=Cp/ Cν=1.4，换热器有效度为ε=0.95；循环压气机和涡轮机内效率分别为ηc= 0.9 和ηt= 0.85；大气参数为T1=288.15 K，P1=0.101 3 MPa；循环温度比为τ=5；循环的排气压力为P6=0.104 MPa。

图3 τ 对ηE- φc 和w- φc 关系的影响

图3 给出了循环温比τ 对带涡轮进气冷却的燃气轮机循环ηE- φc及w- φc关系的影响。对于循环火用效率ηE，其随着τ 的增大而增大，且存在最佳压气机压比φclopt，使火用效率达到最大值ηEmax；对于循环比功w，其随着τ 的增大而增大。这与简单燃气轮机循环的特性是相同的。

图4 给出了循环质量流率比μ 对带涡轮进气冷却的燃气轮机循环ηE- φc及w- φc关系的影响。对于循环火用效率ηE，其随着μ 的增大而减小，但减小的幅度不大；存在最佳压气机1 压比φclopt使火用效率达到最大值ηEmax；对于循环比功w，其随着μ 的增大而减小。故带涡轮进气冷却的燃气轮机循环适合功率输出较小且对排放要求较高的燃气轮机装置。

图4 μ 对ηE- φc 和w- φc关系的影响

图5 系统各部件的损失分配

图5 给出了带涡轮进气冷却的燃气轮机循环整个系统各个部件的火用损失分配的影响。综合这些火用损失分配情况。从图5 中可以看出，系统中燃烧室处的火用损失是最大的，其次就是换热器处的火用损失了。因此，改善燃烧室和换热器的性能可以提高整个系统的性能。

4 结束语

本文对带涡轮进气冷却的燃气轮机循环进行了第二定律性能分析，导出了循环火用效率和循环输出比功的表达式。通过数值计算，对于循环火用效率，其随着循环温比的增大而增大，随着质量流率比的增大而减小，但减小的幅度不大，且存在最佳压气机压比，使火用效率达到最大值。对于循环比功，其随着循环温比的增大而增大，随着质量流量比的增大而减小，故带涡轮进气冷却的燃气轮机循环适合功率输出较小且对排放要求较高的燃气轮机装置。从系统部件火用损失分配图中可以看出，系统中燃烧室处的火用损失是最大的，其次就是换热器处的火用损失了。因此，改善燃烧室和换热器的性能可以提高整个系统的性能。

[1]佐藤豪. 燃气轮机循环理论[M]. 北京: 机械工业出版社，1983.

[2]陈大燮.动力循环分析[M].上海:上海科学出版社，1983.

[3]崔济亚.实际中冷压缩耗功最佳压比解析解[J].工程热物理学报，1989，10(2):123-126.

[4]Vadasz P, Weiner D. The optimal intercooling of compressor by a finite number of intercoolers [J]Trans. ASME J. Energy Res.Tech.,1992,114(2):255-260.

[5]Hernandez A C, Medina A, Roco J M M. Power and efficiency in regenerative gas turbine[J].J.Phys.D:Appl.Phys.,1995,28(20):2020-2023.

[6]Habib M A. Thermodynamic analysis of the performance of cogeneration plants[J].Energy,1992,17(5):485-491.

[7]蔡睿贤.功热并供评价准则及燃气轮机功热并供基本分析[J].工程热物理学报，1987，8(3):201-205.

[8]Vecchiarelli J, Kawall J G, Wallace J S. Analysis of a concept for increasing the efficiency of a Brayton cycle via isothermal heat addition[J].Int.J.Energy Res.,1997,21(2):113-127.

[9]Naser M J. Exergy analysis and second law efficiency of a regenerative Brayton cycle with isothermal heat addition [J]. Entropy,2005,7(3):172-187.

[10]Frutschi H U,Plancherel A A. Comparison of combined cycles with steam injection and evaporation cycles[C]. ASME COGEN-TURBO II.,ASME COGEN-TURBO II.,1988.

[11]蔡睿贤，张世铮，逮根寿，等.注蒸汽燃气轮机实际循环热效率的近似简明热力学关系[J].科学通报，1986，(6):477.

[12]Horlock J H.Advanced Gas Turbine Cycles[M].Oxford:Elsevier Science,2003.