燃氣輪機天然氣校正沃伯指數公式優化

賴曉華， 彭曉燕

(東莞市粵灣新能源有限公司，廣東 東莞 523220)

大型9F級燃氣輪機經常處于部分負荷運行狀態，燃氣輪機進氣加熱系統(Inlet Bleed Heating，IBH)經常自動投入運行，燃氣輪機邏輯中的沃伯指數公式計算值保持不變。具體的如在冬季環境溫度5 ℃，PG9351FA燃氣輪機在部分負荷運行，機組調峰運行負荷降至295 MW，IBH打開控制閥，以有利于穩定燃燒，通過提高壓氣機排氣溫度來改善預混區溫度，擴展預混燃燒區域[1-2]。工況在變化但燃氣輪機邏輯的沃伯指數計算值保持不變，這和實際沃伯指數將產生偏差，不能真實反映燃氣輪機的燃燒工況。原因在于燃氣輪機邏輯中的計算沃伯指數公式未能體現壓氣機進氣溫度(指壓氣機進口喇叭處溫度)變化對燃燒工況的影響，特別對于預混燃燒工況影響。

當環境溫度變化較大，引起重型燃氣輪機燃燒工況不穩定，甚至須要做燃燒調整。新建燃氣輪機電廠在燃氣輪機壓氣機進口設置進氣加熱系統，或舊燃氣輪機電廠技術改造也在壓氣機入口設置進氣加熱系統[3]。燃氣輪機邏輯中沃伯指數計算公式不能真實反映環境溫度變化或進氣加熱時的沃伯指數變化，不能真實反映燃氣輪機的燃燒工況。通過優化燃氣輪機邏輯中沃伯指數計算公式，優化后新公式能正確反映環境溫度變化或進氣加熱時的沃伯指數變化，且新公式對現場實際運行和燃氣輪機系統優化設計也有幫助。

1 校正沃伯指數公式局限性分析

目前國內外燃氣互換性判斷方法主要有華白指數法、美國燃氣協會指數判定法、韋弗指數法、法國德爾布法、燃燒特性判定法。這些方法各有利弊，而GB/T 11062—2014《天然氣發熱量、密度、相對密度和沃伯指數計算方法》對沃伯指數定義是在規定參比條件下體積高位發熱量除以在相同的規定計量參比條件下的相對密度的平方根。其表達式為：

(1)

式中：W為沃泊指數，或稱熱負荷指數，MJ/m3；H為燃氣高熱值，MJ/m3；d為燃氣相對密度(設空氣相對密度等于1)。以上方法是針對大氣式燃燒方式提出的，有各自適應性和局限性，參與反應的燃料與空氣溫度未在公式(1)體現[4-7]。同樣分析燃氣輪機天然氣校正沃伯指數公式是否存在類似局限的問題。以下進一步分析燃氣輪機天然氣校正沃伯指數公式各影響因素。

GE公司DLN2.0+燃燒系統的天燃氣沃伯指數表達式為 ：

(2)

式中：Wmi為校正沃伯指數；Hlv為氣體燃料的低位熱值，在GE程序中表述為KFG_LHV，為英熱單位；Sg為氣體燃料對干空氣的相對密度，在程序中表述為FQKGSG，是無量綱；R為蘭氏度換算常數;Tfg為性能加熱器加熱后的天然氣溫度，℉，在程序中表述為性能加熱器加熱后的天然氣溫度FTG。對應的邏輯模塊如圖1所示。

圖1 修正沃伯指數算法模塊

程序表達式中：G1KFG_LHV=34.843 MJ/m3，對于DLN2.0+燃燒器未實現燃燒在線自動調整，所以將天然氣物性作定值處理；程序模塊中G1FTG 為性能加熱器加熱后天然氣溫度, ℉；G1RANKINE=459.6 ,換算為蘭氏度一個常數；G1FQKGSG=0.587 494，為天然氣相對密度，作常數處理；G1VFGW為沃伯指數輸出值。

由公式(1)與公式(2)對比發現，隨天然氣利用終端多樣化，針對均相預混燃燒模式，燃料氣溫度對預混通道內均相混合物溫度產生重大影響，因此公式(2)增加Tfg影響因素。從沃伯指數計算邏輯圖1得出，計算沃伯指數三個參數中，只有天然氣溫度是實時變化，天然氣低位熱值、天然氣相對密度均為定值，因此公式(2)只有Tfg是變量，則該沃伯指數變化值并不能實時反應天然氣品質變化。和公式(1)比較，校正沃伯指數Wmi引入天然氣溫度Tfg，一定程度上包含燃料密度因素影響，因為公式(2)中相對密度用的是常數，Tfg用來衡量進入燃燒器相對能量，在Wmi允許數值范圍內可以保證燃氣輪機在不同負荷運行時燃燒器噴嘴壓比[8-11]。因此公式(2)適用于燃料氣穩定、環境溫度變化不太大，一般在-10 ℃～ +10℃范圍內，燃氣輪機負荷穩定在高負荷運行的情況。當環境溫度有較大變化，須要燃燒調整時，或低負荷運行投入進氣加熱系統時，壓氣機實際進氣溫度(由Tcim表示)變化，進入燃燒器相對能量一定發生變化，公式(2)不能反應這種變化。公式(2)中只要Tfg不變則Wmi計算值不變，此時一般通過燃燒監測系統的壓力脈動指標、加速度指標來判斷機組運行情況，而Wmi計算值參考意義不大。這是常規校正沃伯指數公式的局限性。

2 引入Tcim的W新mi計算公式

由于壓氣機進氣溫度對預混燃燒有影響，Wmi計算公式需要引入變量Tcim。根據PG9351FA燃氣輪機典型啟動曲線在低負荷燃燒預混前，燃氣輪機壓氣機排氣溫度(由CTD表示)，其數值同天然氣加熱后溫度Tfg不相等，且壓氣機排氣溫度通常在300 ℃左右，燃氣輪機在低于25%負荷時Tfg在100～140 ℃[12]。根據沃伯指數公式，采用天然氣加熱后溫度Tfg，而不是CTD數值，體現天然氣物性在燃燒中主導影響因素。但是在低負荷IBH運行時，Tcim有一定提升，通常溫升10～19 ℃，那么在預混通道，較高溫的壓縮空氣對預混天然氣有更好加熱作用，有利化學反應速度的提高；另一方面IBH再循環運行會分流部分壓縮空氣，這都有利于均相預混，顯然公式(2)校正沃伯指數表達式只體現天然氣加熱后溫度，未體現IBH對空氣加熱影響，而這影響最終反應到壓氣機排氣壓力(由CPD表示)、排氣溫度變化上。根據壓氣機特性，CPD、CTD直接受Tcim影響，通常壓氣機進口溫升ΔTcim的升高值約等于CTD的升高值。另外公式(2)引入天然氣溫度，只考慮燃料密度因素影響，未考慮空氣密度變化影響，所以應當考慮Tcim對組織均相預混燃燒的影響，且考慮這種影響主要發生在低負荷或環境溫度有較大變化的情況。

Tcim與環境溫度Taid相關聯。當IBH退出運行時，環境溫度Taid與Tcim相等。若機組運行的環境溫度恰好等于設計環境溫度，在公式中表示為Taid設計，此時機組燃燒工況在設計環境溫度下正常運行，當投入IBH運行，因為進氣被加熱，穩定情況下Taid將小于Tcim，故引入并定義ΔTcim為投入進氣加熱系統IBH后Tcim與機組設計環境溫度Taid設計的差值，即ΔTcim=Tcim-Taid設計，通常壓氣機進口溫升ΔTcim升高多少，CTD將相應升高ΔTcim，因此一種更合理反應校正沃伯指數變化趨勢的新公式為：

(3)

式中：W新mi是一種校正沃伯指數，同公式(2)的校正沃伯指數比較，在公式(3)分母中有壓氣機進氣溫度與機組設計環境溫度的差值因素。W新mi是包含了燃料氣溫度、壓氣機進氣溫度，能更合理反應燃燒工況及變化趨勢的校正沃伯指數。

2.1 驗證公式(3)

方法1：參照現場實際的ΔTcim代入公式(3)所得W新mi與設計值比較，發現低負荷下投入IBH有利于校正沃伯指數接近設計值，這和IBH功能擴大預混燃燒范圍相符合。具體分析如下。

晉江氣電設計值的Wmi=42.896 ，在部分負荷先導預混PPM模式Tfg=130 ℃，根據公式(2)計算Wmi= 45.291，與設計值42.896偏差5.59%。而實際IBH系統在運行，利用公式(3)計算，ΔTcim要換算為華氏度,當差值ΔTcim=5 ℃，則計算W新mi=45.013，與設計值42.896偏差4.93%；當差值ΔTcim=10 ℃，則計算W新mi=44.739，與設計值42.896偏差4.3%；當差值ΔTcim=19 ℃，計算W新mi= 44.26 ，與設計值42.896偏差3.18%。實際情況也是投入IBH運行對燃燒有好處，也驗證引入ΔTcim的W新mi變化趨勢修正公式(3)正確，此公式更合理體現IBH對低負荷下均相預混燃燒有幫助。另外高負荷時IBH退出，則Tcim=Taid，當Taid=Taid設計，則ΔTcim=0，也就是常規當量沃伯指數公式(2)。公式(3)計算表明在5 ℃進氣溫升對預混燃燒產生積極影響，說明低負荷均相預混可燃混合物可燃性極限范圍較狹窄[13]。實際機組從95%額定轉速開始至約70%額定負荷，投入IBH加熱壓氣機進氣溫度，也驗證IBH是配合Tfg滿足校正沃伯指數要求[14]。表1更直觀說明公式(3)能正確反映不同工況下燃氣輪機的校正沃伯指數變化情況。

表1 不同工況下燃氣輪機的 校正沃伯指數變化情況

表1說明在燃氣輪機PPM模式Tfg=130 ℃ ，公式(2)的Wmi和壓氣機進氣溫度無關，所以Wmi不變。公式(3)W新mi和壓氣機進氣溫度有關，進氣加熱使得W新mi靠近設計值。

另外當燃氣輪機80%以上高負荷時，IBH退出運行，Tcim=Taid，在預混PM模式，Tfg=175 ℃～185 ℃時，若機組設計環境溫度為25 ℃，實際環境溫度0 ℃時，則計算ΔTcim=-25 ℃。按公式(2)計算Wmi=42.485～42.957，其與設計值偏差-0.96%～0.14%。按公式(3)計算W新mi=44.208～43.694，其與設計值偏差1.86%～3.06%，此偏差值大于公式(2)結果，說明公式(3)反映環境溫度對沃伯指數的影響，真實反映燃燒情況。因此公式(3)全面包含影響沃伯指數的各種因素，包括壓氣機進氣溫度的影響。

方法2：通過TTRF1經驗公式驗證。TTRF1 稱為燃燒基準溫度，燃燒模式的轉換是依靠它來完成的，它由DLN2.0+控制軟件計算獲得。其計算方程是平均燃氣輪機排氣溫度 TTXM、壓氣機排氣壓力CPD 和壓氣機進口喇叭處溫度的函數。這樣計算求得的燃燒基準溫度并不是表示實際機組的進氣火焰平均溫度，而僅僅是燃燒配氣模式和燃料分流過程控制的一個基準溫度，它和燃氣輪機負荷存在對應關系。

GE公司早期的控制系統中TTRF1(公式中用TTRF1表示)經驗公式為：

TTRF1=TTXM×TTKRn_F1+TTKRn_F4+(CPD+TTKAPC)×TTKRn_F2+Tcim×TTKRn_F3

(4)

式中:TTXM為透平排氣溫度，℉；CPD為壓氣機出口壓力；Tcim為壓氣機進口溫度，℉；TTKAPC表示壓氣機進口壓力修正參數；TTKRn_F1、TTKRn_F2、TTKRn_F3、TTKRn_F4表示相應的4個經驗公式系數，計算出TTRF1量綱為美制單位，℉[16]。從公式(4)分析，機組啟動過程當IBH投入，Tcim上升，而燃氣輪機同一負荷下CPD將略有下降，并實現IBH擴大預混燃燒的功能。相對高溫環境，則TTRF1更快達到全預混切換要求，盡快切換DLN模式運行，降低NOx排放。即相對高溫環境起到IBH作用，能縮短IBH運行時間，提高部分負荷機組運行經濟性。可見環境溫度對TTRF1影響驗證公式(3)有效。公式(3)表明ΔTcim上升將減小低負荷校正沃伯指數與設計值偏差，這說明低負荷壓氣機進氣加熱很重要，這解釋了為什么GE重型燃氣輪機須要配置進氣加熱IBH系統,公式(3)解釋IBH是DLN2.0+燃燒系統穩定器。

2.2 公式(3)應用

應用1，Tfg、Tcim、CTD在開機過程中對校正沃伯指數的變化關系，說明公式(3)現場實際應用。表2是2020年8月12日晉江氣電冷態開機過程相關參數情況，燃氣輪機燃燒室由DLN2.0+升級為DLN2.6+。若機組設計環境溫度為25 ℃，則得到一組ΔTcim數值，從表2中可以得到趨勢：從并網到極低負荷，再逐步升負荷過程，相對應Tfg逐步升到正常運行值170 ℃左右；另一方面在升負荷過程投入進氣加熱，Tcim達峰值后逐漸減小過程，其中公式(3)W新mi值能反應進氣加熱的功能，解釋為什么需要進氣加熱，即有進氣加熱時W新mi值更趨向沃伯指數要求范圍，隨負荷增加，Tcim達峰值后逐漸減小，相應壓氣機排氣溫度由359.7 ℃增加至381.8 ℃，同時Tfg升高達到預混溫度時需接近170 ℃的要求，從而沃伯指數達到設計范圍要求，進氣加熱逐步退出。公式(2)Wmi無法反應進氣加熱功能，所計算Wmi失真，并綜合考慮天然氣色譜儀可靠性，因此現場邏輯：L3FGW_PREM即機組運行在PM模式下沃伯指數低于允許值，機組自動減負荷至PPM，此邏輯現場只投報警。

表2 公式(3)正確反映開機過程燃氣輪機的校正沃伯指數變化情況

應用2，燃氣輪機燃燒室DLN2.0+ 機組在夏季進行燃燒調整，在冬季還須要進行燃燒調整，這是公式(3)的要求。因為若機組設計環境溫度為25 ℃，實際環境溫度0 ℃時，則計算ΔTcim=-25 ℃，按公式(3)計算W新mi與設計值產生較大偏差，須燃燒調整。公式(2)Wmi與環境溫度無關，不須要燃燒調整，這和實際不相符。

應用3，公式(3)提供進氣加熱限值的依據。目前進氣加熱系統除IBH模式，還可以有其他模式如和熱水換熱模式[17]，通過公式(3)，輔助確定燃氣輪機熱水型換熱的進氣加熱系統的最佳進氣溫度。表3是9FB機型進氣溫度調節專題報告中部分數據，由余熱鍋爐提供熱水加熱燃氣輪機進氣，表3中最佳進氣溫度即經過熱水加熱后進氣溫度，該溫度值代入公式(3)所得值應在設計范圍內，說明進氣加熱的溫度不是越高越好。

表3 燃氣輪機部分負荷優化數據匯總表

3 公式(3)推論意義

由公式(3)可以推導出：

(1) 燃氣輪機在啟動過程或低負荷下，由于Tfg的值較低，可適當提高ΔTcim值，以盡量維持沃伯指數在允許范圍內，此時IBH的作用類似燃煤機組的空氣預熱器系統，首次從數學公式上解釋GE公司制造的燃氣輪機為什么設置進氣加熱系統，而其他機組如日本三菱機型沒有進氣加熱，須要擴散燃燒來穩燃。

(2) 當燃料氣質變化較大時，可調整Tfg或ΔTcim，以盡量維持沃伯指數在允許范圍內。同樣的原理對其它機型設計也有幫助，目前各機型如西門子、三菱等也逐步增加設計天然氣加熱的性能加熱器、進氣加熱等系統。

(3) 公式(3)同樣適用于燃氣輪機進氣冷卻系統，對空氣的冷卻溫度有要求，須滿足沃伯指數要求。

(4) 進氣加熱系統除IBH模式，還可以有其他模式如和熱水換熱模式。公式(3)提供進氣加熱限值的依據。

(5) 帶有進氣加熱的燃氣輪機發動機有更強更靈活的低負荷運行能力。

4 結語

9F級燃氣輪機經常處于部分負荷運行狀態，為提高部分負荷下燃氣輪機運行安全、靈活性，各燃氣輪機制造廠家逐步增加天然氣加熱的性能加熱器、進氣加熱等系統。公式(3)是包含了燃料氣溫度、壓氣機進氣溫度，能全面合理反映燃燒工況，全面合理反映校正沃伯指數變化趨勢，對生產運行及機組設計有幫助，值得推廣。