三軸船用燃氣輪機S－S循環試驗研究

董 斌，馬正軍，林 楓，李東明

(中國船舶重工集團公司第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

0 引言

燃氣輪機S－S循環技術是在高壓比燃氣輪機上集成實施壓氣機噴水中冷技術和蒸汽回注技術。壓氣機噴水中冷是將具有一定初溫、初速度的霧化水噴入高、低壓壓氣機過渡段流道內，利用流動過程中水的蒸發進行液相與氣相間的熱量與質量交換，從而降低高壓壓氣機入口空氣溫度;燃氣輪機蒸汽回注是將過熱蒸汽注入燃燒室內，與高壓空氣一起共同被加熱后，進入渦輪膨脹做功。

美國GE公司針對其LM6000 PC/PD機組開發成功了在高、低壓壓氣機之間采用噴水中冷的技術。1998年，首批2臺機組在英國IPP Southern Electric Power Generation所屬的電站投入商業運行［1］。經運行測試表明:通過在LM6000機組的高低壓壓氣機之間采取噴水中冷措施，機組在ISO條件下功率提高9%，熱耗率下降約0.5%;在32℃大氣溫度下，功率提高20%，熱耗下降約3.9%。與傳統的壓氣機中冷技術相比，該項技術省去了龐大的中冷器及其相關系統，在結構上更為簡單，有研究表明此項技術更適合于現代的高壓比的燃氣輪機機組。中船重工703所在“九五”、“十五”期間，針對某燃氣輪機噴水中冷技術完成了大量的相關理論研究工作［2］。

燃氣輪機回注蒸汽技術在20世紀80年代曾是國內外研究熱點，已是成熟技術，有大批機組投入商業運行，回注蒸汽可以提高燃氣輪機功率和熱效率，降低機組的氮氧化物 (NOx)的排放。目前已發展到CLN技術，針對LM2500機組經測試排放可達5 ppm［3］。在國內，703所在“八五”期間完成了燃氣輪機注蒸汽技術研究，并在實際工程中得到了成功應用，“九五”期間完成了燃氣輪機蒸汽回注閉式循環研究。

703所綜合上述技術發展現狀，針對某燃氣輪機提出燃氣輪機S－S循環技術， “十五”期間，開展了S－S循環技術理論研究工作， “十一五”期間，以相關理論及部件試驗研究的成果為基礎，在試車臺對某燃氣輪機實施S－S循環整機試驗，驗證了該項技術的有效性［4］。圖1為S－S循環示意圖。

圖1 S－S循環示意圖Fig.1 S－S cycle sketch

1 試驗系統

為滿足霧化效果要求和機組過渡段安裝要求，專門從Spraying System公司定制了空氣霧化噴嘴，包括標準型和加長型2種，標準型如圖2所示。

將過渡段及低壓9級靜葉環上相應的9個孔(固定9級靜葉環的螺栓孔)進行擴孔，另新增9個孔，共18個孔，用于安裝空氣霧化噴嘴。空氣霧化噴嘴、水管和空氣管的安裝如圖3所示。

某燃氣輪機采用環管型燃燒室，16個火焰筒均勻分布在內外殼之間的環形空間內。這種結構限制了注蒸汽環管的布置。因此回注蒸汽利用燃燒室外殼上的16個孔探儀檢查孔，蒸汽總管和16個注蒸汽噴嘴在燃燒室殼體上的安裝如圖4所示。

圖2 過渡段安裝用空氣霧化噴嘴Fig.2 Air atomization nozzle fixed between high and low compressor

圖3 空氣霧化噴嘴裝配圖Fig.3 Air atomization nozzle fixed position

圖4 燃燒室回注蒸汽管路布置Fig.4 Combustion injected steam

參試設備主要有蒸汽回注試驗系統和過渡段噴水增壓系統，其他所用設備為某燃氣輪機試驗臺用設備，包括試驗臺進排氣系統、滑油、燃油和氣動、試驗臺擋板閥、試驗臺的電子監控裝置等。

除鹽水經增壓撬體、分配環管、噴嘴噴入燃氣輪機過渡段。增壓撬體上安裝有截止閥、旋渦增壓泵、過濾器、壓力調節器、流量計，通過調節旋渦增壓泵出口旁通管路上的節流閥，可對噴水流量進行調節。設有霧化空氣截止閥和空氣過濾調壓閥，可對霧化空氣壓力進行調節。

從鍋爐過來的過熱蒸汽經電動閘閥、減壓裝置、蒸汽回注撬體、電動閘閥、穩壓分汽室注入燃氣輪機。蒸汽回注撬體安裝有保護燃機安全運行的氣動速關閥、進行流量計量、調節、控制的元器件及具有各種功能的回注管道吹掃系統。

2 試驗過程

此前分別單獨進行了噴水中冷試驗和蒸汽回注試驗，鑒于蒸汽回注試驗在汽/氣比0～4%時良好的線性趨勢特性，因此S－S循環試驗過程中蒸汽回注量基本保持約8 t/h不變，汽/氣比約為2.6%，變化循環組合中的中冷噴水量，噴水量分別為0.9 t/h和1.5 t/h。

由于明顯預見到S－S循環會改善燃氣輪機的功率和效率，為安全起見未在1.0 Ne進行試驗，而選擇在0.4 Ne，0.6 Ne和0.8 Ne三個工況開展試驗。在上述工況組合下首先進行保持油門桿位置不動時的有關參數測量，隨后將低壓渦輪排溫T04保持在未實施S－S循環前的狀態，以進行單因素影響分析。

3 試驗結果及分析

3.1 熱力性能

將有關參數折算到規定條件:大氣溫度300 K，大氣壓力101.325 kPa，進氣總壓損失2 kPa，排氣靜壓損失3 kPa，圖5～圖11分別示出保持蒸汽回注量約8 t/h基本不變時，各工況保持油門桿位置不變和保持低壓渦輪排氣溫度不變2種情況下，燃氣輪機的功率、效率、高壓軸轉速、低壓軸轉速、轉差、高壓壓氣機出口壓力、低壓渦輪排氣溫度等隨噴水量的增加的變化趨勢。

圖5為功率變化－水/氣比曲線。由圖5可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，功率均提高。

圖5 功率變化－水/氣比曲線Fig.5 Shift curves of power via water air ration

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，功率基本保持不變;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，功率大幅上升，基本呈線性關系，其中在低工況時功率上升尤其顯著，相對于未實施S－S時功率增加超過30%。

圖6為效率變化－水/氣比曲線，由圖6可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，效率均提高。

圖6 效率變化－水/氣比曲線Fig.6 Shift curves of thermal efficiency via water air

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，效率略有降低;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，效率上升，基本呈線性關系，其中在低工況時效率上升尤其顯著，相對于未實施S－S時效率增加超過10%。

圖7為高壓軸轉速變化－水/氣比曲線，由圖7可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，高壓軸轉速均提高。

圖7 高壓軸轉速變化－水/氣比曲線Fig.7 Shift curves of high shaft speed via vater air ration

在回注蒸汽量保持不變，水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，高壓軸轉速下降;在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，高壓軸轉速上升，基本呈線性關系，其中在高工況時高壓軸轉速上升明顯，相對于未實施S－S時高壓軸轉速變化增加約3%。

圖8為低壓軸轉速變化－水/氣比曲線。由圖8可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，低壓軸轉速均提高。

圖8 低壓軸轉速變化－水/氣比曲線Fig.8 Shift curves of low shaft speed via water air ration

回注量基本保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，低壓軸轉速基本保持不變;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，基本呈線性關系，其中在高工況時低壓軸轉速上升明顯，相對于未實施S－S時低壓軸轉速增加超過5%。

圖9為高低壓軸轉速差變化－水/氣比曲線，由圖9可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，高低壓軸轉速差降低。

圖9 高低壓軸轉速差變化－水/氣比曲線Fig.9 Shift curves of shaft speed difference via water air ration

回注量基本保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，無論保持等油門控制還是保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，高低壓軸轉速差減小，基本呈線性關系，其中等低壓渦輪排氣溫度控制、高工況時高低壓軸轉速差減小尤其明顯，相對于未實施S－S時高低壓軸轉速差減小超過10%。

圖10為低壓渦輪后溫度變化－水/氣比曲線，由圖10可看出，回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制各工況下，隨著水/氣比的增加，低壓渦輪后溫度降低，基本呈線性關系，其中在低工況時明顯減小。

圖10 低壓渦輪后溫度變化－水/氣比曲線Fig.10 Shift curves of temperature behind low turbine via water air ration

需要注意的是，注入蒸汽會對渦輪熱部件的壽命和維修周期產生影響，加入水/蒸汽對熱燃氣輸運性質的影響表現為其更高的燃氣傳導率，增加了葉片傳熱，葉片基體溫度若升高，將降低部件壽命。注入蒸汽對部件壽命的影響與燃氣輪機的運行控制方式有關［5］。GER－3620J給出一個7EA級1級動葉的例子，對于不變的燃燒室出口溫度，注入3%的蒸汽 (25 ppm NOx)可能導致葉片金屬溫度增加8℃，壽命縮短33%。

圖11為高壓壓氣機后壓力變化－水/氣比曲線，由圖11可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，高壓壓氣機后壓力均提高。

圖11 高壓壓氣機后壓力變化－水/氣比曲線Fig.11 Shift curves of pressure behind high compressor via water air ration

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，高壓壓氣機后壓力略微上升;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，高壓壓氣機后壓力上升，基本呈線性關系，其中在低工況時高壓壓氣機后壓力上升明顯，相對于未實施S－S時高壓壓氣機后壓力增加達到15%。

在規定條件下，1.0Ne時，當噴水量為0.5%和回注蒸汽量為2.6%的情況下，由熱力性能處理結果推得圖12和圖13。由圖12和圖13可看出，燃氣輪機的功率可以提高24%，效率可以提高7%。

圖12 功率變化－水/氣比曲線Fig.12 Shift curves of power via water air ration

圖13 效率變化－水/氣比曲線Fig.13 Shift curves of thermal efficiency via water air ration

文獻［6］對燃氣輪機S－S循環進行了理論計算，試驗結果驗證了理論計算中功率、效率、高壓軸轉速、低壓軸轉速、轉差、高壓壓氣機出口壓力等隨回注量及噴水量的變化而變化的趨勢。噴水中冷和回注蒸汽均可提高功率和改善效率，單位水/氣比和汽/氣比情況下，中冷噴水側重起到提高功率的作用，回注蒸汽側重起到改善效率的作用。

3.2 氣動參數

圖14為低壓壓氣機壓比變化－水/氣比曲線，由圖14可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，低壓壓氣機壓比均提高。

在回注蒸汽引起的影響基礎上，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加，低壓壓氣機壓比變化較小;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加低壓壓氣機壓比升高。相對于未實施S－S時，大水/氣比時低壓壓氣機壓比升高超過10%。

圖14 低壓壓氣機壓比變化－水/氣比曲線Fig.14 Shift curves of low compressor pressure ration via water air ration

圖15為高壓壓氣機壓比變化－水/氣比曲線。由圖15可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，高壓壓氣機壓比均提高。

圖15 高壓壓氣機壓比變化－水/氣比曲線Fig.15 Shift curves of high compressor pressure ration via water air ration

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加高壓壓氣機壓比增大，但變化幅度較小;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加高壓壓氣機壓比升高。相對于未實施S－S時，大水/氣比時高壓壓氣機壓比升高超過3%。低于低壓壓氣機壓比增幅。

圖16為壓氣機總壓比變化－水/氣比曲線。由圖16可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，壓氣機總壓比均提高。

圖16 壓氣機總壓比變化－水/氣比曲線Fig.16 Shift curves of compressors total pressure ratio via water air ration

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加高壓壓氣機壓比變大，但變化幅度較小;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加高壓壓氣機壓比升高。相對于未實施S－S時，大水/氣比時壓氣機總壓比升高超過14%。

圖17為高壓渦輪膨脹比變化－水/氣比曲線。由圖17可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，高壓渦輪膨脹比均提高。

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制和保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加高壓渦輪膨脹比減小;相對于未實施S－S時，高工況時高壓渦輪膨脹比變化幅度較小。

圖17 高壓渦輪膨脹比變化－水/氣比曲線Fig.17 Shift curves of high turbine expansion ration via water air ration

圖18為低壓渦輪膨脹比變化－水/氣比曲線。由圖18可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，低壓渦輪膨脹比均降低。

圖18 低壓渦輪膨脹比變化－水/氣比曲線Fig.18 Shift curves of low turbine expansion ration via water air ration

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加低壓渦輪膨脹比變化增加;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著工況和水/氣比的增加低壓渦輪膨脹比升高。相對于未實施S－S時，大水/氣比時低壓渦輪膨脹比升高約1%。

圖19為動力渦輪膨脹比變化－水/氣比曲線。由圖19可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，動力渦輪膨脹比均提高。

圖19 動力渦輪膨脹比變化－水/氣比曲線Fig.19 Shift curves of power turbine expansion ratio via water air ration

回注蒸汽量保持不變，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加動力渦輪膨脹比增加，但變化幅度較小;保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著水/氣比的增加動力渦輪膨脹比升高。相對于未實施S－S時，大水/氣比時動力渦輪膨脹比升高超過12%。

圖20為動力渦輪溫比變化－水/氣比曲線。由圖20可看出，僅回注蒸汽時，在2種控制條件下，動力渦輪溫比均提高。

圖20 動力渦輪溫比變化－水/氣比曲線Fig.20 Shift curves of power turbine temperature ratio via water air ration

在回注蒸汽引起的影響基礎上，在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等油門控制，各工況下，隨著水/氣比的增加動力渦輪溫比升高，但變化幅度較小;在水/氣比為0～0.6%范圍內，保持等低壓渦輪排氣溫度控制，各工況下，隨著工況和水/氣比的增加動力渦輪溫比升高。相對于未實施S－S時，高工況、大水/氣比時動力渦輪溫比升高超過2.5%。

圖14～圖20中，氣動參數的變化趨勢可用透平機械的基本原理解釋。

3.3 NOx排放和振動

由圖21可以看出，S－S循環試驗過程中蒸汽回注量保持不變，保持等油門控制和保持等低壓渦輪排氣溫度控制，隨著水/氣比的增加NOx呈線性降低，由于回注蒸汽量較大，因此少量的中冷噴水量降NOx效果不顯著。折算到單位耗水的效果來看，蒸汽回注與中冷噴水降NOx大致相當。綜合來看，相對于未實施S－S時，NOx排放量大幅降低。

圖21 NOx變化－水/氣比曲線Fig.21 Shift curves of NOx exhaust via water air ration

由圖22可以看出，試驗過程中振動值處于正常范圍之內，情況良好。

圖22 振動－功率曲線Fig.22 Curves of vibration via power

3.4 試驗后通流檢查

回注蒸汽和S－S循環試驗后分別對過渡段噴水處和火焰筒內、外部進行孔探儀檢查，噴水區域下游壓氣機動葉有水跡，火焰筒內外部均正常，通過火焰筒觀察渦輪一級導向器未見異常。

后續的分解檢查均未發現上述與中冷噴水和回注蒸汽密切相關的部位發生異常。

4 結語

1)采用S－S循環技術后燃氣輪機的功率和效率均有大幅提高，NOx排放性能顯著改善，低壓渦輪后溫度場不均勻性正常，振動參數正常。

2)采用S－S循環技術后，考慮到熱端部件的使用壽命，燃燒室出口溫度與未實施S－S時相比需降低約20℃;在高溫天氣高工況運行時應關注高低壓軸轉速上升問題，避免超速。

3)動力渦輪是壓比增加的主要獲益單元，動力渦輪溫比也同時升高，由于水/水蒸氣的注入，單位質量工質做功能力提高，未來S－S循環技術工程化應用時需評估動力渦輪吸收功的能力。

4)由于運行點偏離了原設計點，S－S循環技術工程化應用時，控制系統需進行適應性改進。

5)試驗驗證了S－S循環技術的可行性和有效性，為其應用奠定了堅實的基礎。該技術具有方法簡單、效果顯著的優點，是提高燃氣輪機裝置性能的有效方法之一。

［1］LM6000 Sprint in Service with British REC［J］.Turbomachinery International，1998(5).

［2］林楓.改善進氣條件提高燃氣輪機性能的新技術研究［D］.中國艦船研究院，1999.

［3］Victor de Biasi.1.8∶1 steam-to-fuel ratio reduces NOx output of LM2500 to 5 ppm［J］.Gas Turbine World，2009(3):5.

［4］燃氣輪機S－S循環性能試驗報告［R］.中船重工第七〇三研究所，2011.

［5］JIN H，MARSON E，PISTOR R.A study on the life cycle impact of steam injection［C］.Proceedings of GT2007，ASME Turbo Expo 2007:Power for Land，Sea and Air，May 14 －17，2007，Montreal，Canada.

［6］燃氣輪機S－S循環性能預測技術研究報告［R］.中船重工第七〇三研究所，2006.