0 引言
变几何涡轮是通过改变涡轮导向器的喉部面积,进而改变流经涡轮的流量,使得涡轮之间的功率重新分配,最终改变燃气轮机的性能。采用可变动力涡轮导叶的燃气轮机的低工况性能与加减速特性可以得到改善,因而变几何动力涡轮技术在舰船与地面燃气轮机中应用广泛[1];用于汽车的燃气轮机GT-225的动力涡轮导叶安装角度可以调节[2];美国Caterpiller与Solar公司在1989年将变几何动力涡轮技术应用于Solar5650舰船回热燃气轮机[3];俄罗斯的坦克燃气轮机GTD-1250,采用变几何涡轮技术后,油耗与越野速度分别有9%与31%的提升;美国阿维科·莱卡明公司的AGT1500坦克用回热燃气轮机,动力涡轮也有调节导叶安装角的装置[4];以Rolls-Royce公司的TRENT系列与RB211发动机为基础所研制的间冷回热燃气轮机WR-21,也采用了变几何动力涡轮技术,使得该型燃气轮机在不同工况下都能获得良好的性能[5];美国LM1600舰船燃气轮机的第一级动力涡轮导叶安装角度也可以通过电子系统调节[6]。
一些研究者通过仿真模型计算了燃气轮机采用变几何涡轮后的总体性能。Haglind以LM2500+燃气轮机为基础,对燃气轮机分别采用调节燃油流量与动力涡轮流通能力时的性能进行了比较[7];Kim等[8]探索研究了采用变几何动力涡轮的双轴回热燃气轮机的性能,结果表明,在部分工况时,变几何动力涡轮可以使回热燃气轮机的性能可以得到有效提升;Gu[9]与Wang等[10]在燃气轮机中加入变几何动力涡轮,发现通过调节动力涡轮流通能力或组合控制动力涡轮的流通能力与转速,可以使燃气轮机的热效率提高;Wang等[12-13]对变几何动力涡轮燃气轮机的控制规律进行研究,提出了高功率与高效率2种控制模式;Qiu等[14]也对变几何涡轮燃气轮机的性能进行了一定的研究。
综上,变几何涡轮可以改善燃气轮机性能;并且一些研究者也采用数学模型计算的方法,对加入变几何涡轮的燃气轮机性能进行了研究;但多数研究者的研究对象为变几何动力涡轮,并且在加入变几何涡轮后,对燃气轮机总体性能变化的机理研究较少,因此本文中在不考虑导叶两端调节机构和导叶间隙等对涡轮效率影响的情况下,对燃气轮机分别采用变几何高压涡轮、变几何中压涡轮与变几何动力涡轮时,燃气轮机稳态性能的变化情况以及原因进行了定性与定量的研究。
1 燃气轮机部件法建模
文章通过部件法建模,参考乌克兰UGT25000燃气轮机构建模型发动机;UGT25000燃气轮机由乌克兰“曙光”机械设计公司研制,我国于20世纪90年代从乌克兰引进了UGT25000燃气轮机,并对该燃机技术消化吸收[15],该燃机由双轴燃气发生器与动力涡轮组成,燃气发生器与动力涡轮之间只存在气动联系[16],其构型如图1所示。对燃气轮机进行性能仿真时,各部件的设计点性能参数如表1所示。由于缺乏部件特性,因而非设计点的性能计算采用了压气机与涡轮等的通用特性曲线。
图1 UGT25000构型示意图
Fig.1 Schematic diagram of UGT25000 configuration
表1 UGT25000部分设计点参数
Table 1 UGT25000 partial design point parameters
项目数值燃气轮机进口空气流量/(kg·s-1)87进气道总压恢复系数0.98增压级压气机增压比4高压压气机增压比5.4燃烧室出口总温/K1 523高压涡轮等熵效率0.89中压涡轮等熵效率0.89动力涡轮等熵效率0.89燃烧室总压恢复系数0.97增压级压气机等熵效率0.87高压压气机等熵效率0.88
在标准大气环境,海平面高度的条件下进行计算,得到的性能结果和参考数值[16]如表2所示。仿真结果与参考文献的功率误差为2.10%,热效率误差为0.19%,误差较小,表明仿真程序是可信的。
表2 UGT25000模型仿真性能参数与参考文献对比
Table 2 Comparison of UGT25000 model simulation performance parameters with thereference
项目数值参考文献的功率/kW26 700参考文献的效率/%36.5仿真输出功率/kW27 264.8仿真输出效率/%36.57
2 变几何涡轮对燃气轮机性能影响分析
涡轮导向器安装角度从关小到开大,涡轮导向器喉道面积逐渐变大。通过改变涡轮导向器喉道通流面积进而改变涡轮的换算流量,就是改变涡轮的流通能力[17];因此在本文中,通过改变涡轮的流通能力来表征改变涡轮导向器安装角度时涡轮导向器喉道面积的变化。当涡轮流通能力变化时,参考文献[18],对涡轮特性的变化采用以下方法:如当动力涡轮流通能力增加10%时,在动力涡轮的特性图上,选取动力涡轮流通能力改变量为0时的共同工作点或与之十分靠近的一个点,将该点的换算流量乘以1.1(1+0.1),落压比、涡轮效率和相对换算转速均乘以1(即原有数值),而后将动力涡轮的性能参数代入共同工作方程进行计算,多次迭代计算后,得出动力涡轮流通能力增加10%时,燃气轮机的稳态总体性能参数。
此外,在高压涡轮、中压涡轮和动力涡轮的流通能力改变的范围内,均保证燃烧室出口温度不超温,且低压压气机与高压压气机的喘振裕度均符合燃气轮机安全运行的要求。
2.1 变几何高压涡轮对燃气轮机性能影响分析
对燃气轮机采用变几何高压涡轮的总体性能进行分析时,运行高度为0 m,大气环境为标准大气;参考邱超[19]等对变几何涡轮燃气轮机性能计算时,采用了保持高压涡轮(HPT)入口总温恒定的控制规律,在本文中,也用相同的控制规律对燃气轮机进行研究。
HPT流通能力增加10%,增压级压气机(Booster)与高压压气机(HPC)的共同工作线与HPT流通能力不变时的共同工作线的对比情况如图2所示。可以看出,增大HPT流通能力,使得Booster共同工作线向上移动,HPC共同工作线向下移动,与邱超[18]的研究结果和经典教材[20-21]中的压气机工作线运动趋势一致,进一步证明仿真程序是可信的;此外,图2中A点为HPT流通能力变化前的共同工作点,B点为HPT流通能力变化后的共同工作点,这与经典教材[20-21]有所差异是由于所采用的控制规律不同。
当HPT流通能力变化量为-10%～10%时,对燃气轮机的性能变化情况进行分析。此时的SFC(specific fuel consumption)和输出轴功率变化情况如图3所示。可以看出,随着HPT流通能力增加,SFC和输出轴功率均表现出增加的趋势;HPT流通能力变化量从-10%增加到10%,SFC增加了1.71%,输出轴功率增幅较大,增加了6.29%。
图2 HPT流通能力变与不变时的压气机共同工作线
Fig.2 Common working lines of compressors with or without changing the flow capacity of HPT
图3 燃气轮机总体性能参数随HPT流通能力变化情况
Fig.3 Variation of overall performance parameters of gas turbine with HPT flow capacity
燃气轮机输出轴功率公式如式(1)所示,SFC如式(2)所示。对输出轴功率进行分析时,由于动力涡轮(PT)出口与外界大气联通,PT出口总压等于外界大气总压与动力涡轮后尾喷管总压恢复系数之比,该值随着燃气轮机工况变化而改变较小,所以用PT前总压
的变化趋势来代替PT落压比的变化趋势;因此本文中以燃气轮机进口空气质量流量(W2)(燃油质量流量和PT冷却引气量相对来说较小,PT入口燃气质量流量的变化主要是由W2变化所致)
和PT前燃气总温
为主要对象对输出轴功率的变化趋势进行分析。
(1)
式(1)中:PW为燃气轮机输出轴功率,kW;WmPT为动力涡轮进口燃气质量流量,kg/s;CPT为动力涡轮进口处的比定压热容,
为动力涡轮进口总温,K;πPT为动力涡轮落压比;
为动力涡轮等熵效率;γ为比热容比。
(2)
式(2)中:SFC为耗油率,kg/(kW·h);WF为燃油流量,kg/s;PW为燃气轮机输出轴功率,kW。
在大状态工作时涡轮导向器处于超临界状态,这时高中压涡轮导向器喉道处的速度系数均为1[20],即使当涡轮导向器亚临界时,其喉部的密流函数也接近于1[21]。随着HPT流通能力增加,由式(3)可知,HPT落压比减小,由于控制规律为HPT进口总温恒定,因而HPT单位功率减小,高压转子转速降低,HPC增压比变小;同时由于HPC出口反压下降,高压转子共同工作线下移,HPC喘振裕度增加,如图4所示。
(3)
式(3)中:πHPT为高压涡轮落压比; ANH与ANI分别为高压涡轮与中压涡轮的导向器喉道面积;σNH与σNI分别为高压涡轮与中压涡轮的导向器进口至喉部的总压恢复系数;q(λNH)和q(λNI)分别为高压涡轮和中压涡轮导向器喉道的密流函数;nT为涡轮膨胀过程多变指数。
图4 高压转子相关参数随HPT流通能力变化情况
Fig.4 Variation of HP spool related parameters with HPT flow capacity
对于Booster与中压涡轮(IPT)相连的增压级转子,随着HPT流通能力增加,IPT与PT的导向器喉道面积均不变,由式(4)可知,IPT落压比几乎不变;同时,HPT流通能力增加,使得HPT落压比减小,燃烧室出口总温恒定,HPT单位功率减小,燃气在HPT中的总温下降减小,则IPT进口总温随之上升,IPT单位功率增加,增压级转子转速主要表现出升高的趋势,Booster增压比增加,但由于增压级转子与高压转子转速差减小,导致Booster的共同工作线向靠近喘振边界方向移动,Booster喘振裕度下降,如图5所示。
(4)
式(4)中:πIPT为中压涡轮落压比;ANI与ANP分别为中压涡轮与动力涡轮导向器喉道面积;σNI与σNP分别为中压涡轮与动力涡轮的导向器进口至喉部的总压恢复系数;q(λNI)和q(λNP)分别为中压涡轮和动力涡轮导向器喉部的密流函数;nT为涡轮膨胀过程多变指数。
图5 增压级转子相关参数随HPT流通能力变化情况
Fig.5 Variation of Booster spool related parameters with HPT flow capacity
由于Booster入口的大气环境条件不变,因而可以用Booster特性图上的换算流量随HPT流通能力的变化情况来表征W2随HPT流通能力的变化情况。随着HPT流通能力增加,Booster换算流量呈现先较大增加,而后少量下降的变化趋势,因此W2随HPT流通能力增加也先增加较大后下降较少。增大HPT流通能力,由上文分析可知,HPT单位功率下降,HPT出口总温有所上升,尽管IPT单位功率上升,即燃气在IPT中总温降幅有所增大,但最终使得IPT出口总温有所增加,PT入口总温增大,如图6所示。对于动力涡轮入口总压;随着HPT流通能力增大,增压级压比上升与HPC压比降低导致压气机总增压比有所下降,同时,HPT落压比下降,IPT落压比几乎不变,最终使得动力涡轮进口总压增加,如图7所示。
当HPT流通能力变化量从-10%增加到6%时,由于
和
均不断增加,因此输出轴功率增加;在高压涡轮流通能力变化量从6%增加到10%时,尽管W2有轻微减小,但是由于
和仍不断增加,所以输出轴功率也不断增加。
图6 燃气轮机进口流量等随HPT流通能力变化情况
Fig.6 Variation of gas turbine input mass flow,etc. with HPT flow capacity
图7 PT入口总压等随HPT流通能力变化情况
Fig.7 Variation of PT inlet total pressure etc. with HPT flow capacity
对于SFC,根据式(2)可知,需要研究燃油流量随着HPT流通能力的变化情况。随着HPT流通能力增加,压气机总增压比减小,燃烧室入口总温下降;同时,燃烧室入口空气流量先大幅上升后小幅降低,为达到设定的HPT入口总温,最终均需要增加燃油流量;在整个HPT流通能力增加的过程中,由于燃油流量增速大于输出轴功率的增速,因此SFC随着高压涡轮流通能力增加而有轻微的增加,如图8所示。
图8 燃油流量等参数随HPT流通能力变化情况
Fig.8 Variation of fuel flow and other parameters with HPT flow capacity
当高压涡轮流通能力变化量分别为-10%、0、10%时,燃气轮机关键截面的总压与总温的变化情况如图9所示,各关键截面的含义如表3所示,通过该图可以十分直观地了解当HPT流通能力增大与减小时燃气轮机各截面的总温与总压变化情况。
图9 不同HPT流通能力时关键截面的总温总压对比
Fig.9 Comparison of total temperature and total pressure of each section under different HPT flow capacities
表3 各关键截面代号解释
Table 3 Explanation of each key section code
截面代号截面名称1截面燃气轮机进气道进口2截面增压级压气机出口3截面高压压气机出口4截面燃烧室出口5截面高压涡轮出口6截面动力涡轮入口7截面尾喷管出口
定量分析如下:当HPT流通能力增加10%时,保持高压涡轮入口总温不变的稳态控制规律,增压级的增压比增加了5.89%,增压级等熵效率上升2.78%,高压压气机增压比减小了13.81%,高压压气机等熵效率有0.17%的升高,因而压气机总增压比下降8.64%,高压压气机出口总温降低3.53%,但燃气轮机进口空气流量变化较小,仅上升0.19%,因此燃烧室燃油流量需要增加3.99%才能达到预先设定的高压涡轮入口总温。
10%的高压涡轮流通能力增加使高压涡轮落压比下降10.08%,在不考虑导叶两端调节机构和导叶间隙等对涡轮效率影响情况下,高压涡轮等熵效率减少了0.54%,高压涡轮单位功率减小10.31%,高压涡轮出口燃气总温与总压分别上升2.22%、1.28%;中压涡轮落压比受HPT流通能力变化影响较小,中压涡轮落压比仅下降0.05%,等熵效率减少了0.03%,但中压涡轮入口燃气的总温与总压上升,使得中压涡轮单位功率增加2.12%,中压涡轮出口燃气总温有2.26%的上升,总压提高了1.33%,动力涡轮等熵功率下降了0.46%,因而动力涡轮单位功率上升了2.57%,最终使得燃气轮机输出轴功率有2.83%的增幅,SFC有1.13%的上涨。
2.2 变几何中压涡轮对燃气轮机性能影响分析
对采用变几何中压涡轮的简单循环燃气轮机总体性能进行研究时,运行高度、大气环境与控制规律与2.1节一致。
当中压涡轮流通能力的变化量为10%时,燃气轮机的各压气机共同工作线与中压涡轮流通能力不改变时对比的情况如图10所示。可以看出,中压涡轮流通能力增加10%,使得增压级的共同工作线下移,HPC共同工作线也下移,与邱超[19]的研究结果和经典教材[20-21]中的运动趋势一致;此外,图10还呈现了共同工作点的变化情况,A点为中压涡轮流通能力不改变时压气机的共同工作点,增加中压涡轮流通能力使得压气机的共同工作点均由A点移动至B点。
图10 IPT流通能力变与不变时的压气机共同工作线
Fig.10 Common working lines of compressors with or without changing the flow capacity of IPT
研究中压涡轮流通能力变化量为-10%～10%时,燃气轮机的性能变化情况。SFC与输出轴功率随着中压涡轮流通能力的变化情况如图11所示。随着中压涡轮流通能力不断增加,燃气轮机的输出轴功率呈现出持续下降的趋势,SFC则不断上升。中压涡轮流通能力变化量从-10%增加到10%,使得输出轴功率降低16.85%,SFC增加5.33%。
图11 燃气轮机总体性能参数随IPT流通能力变化情况
Fig.11 Variation of overall performance parameters of gas turbine with IPT flow capacity
增加中压涡轮流通能力,通过式(3)可以得出,HPT落压比增加,由于高压涡轮入口总温保持恒定,则高压涡轮单位功率不断增加,高压转子转速因而上升,因此高压转子共同工作点移至更高的转速线上,HPC增压比增大,如图12所示。又由于中压涡轮流通能力增加,使得高压转子共同工作线下移[20]。
图12 高压转子相关参数随着IPT流通能力变化情况
Fig.12 Variation of HPspool related parameters with IPT circulation capacity
对于增压级转子随着IPT流通能力变化情况;当IPT流通能力增大时,通过式(4)可知,中压涡轮落压比降低;同时,由于高压涡轮前燃气总温不变,随着IPT流通能力上升,高压涡轮落压比增加使得高压涡轮单位功率增加,中压涡轮进口燃气总温因此下降,中压涡轮单位功率也相应减小,因而导致增压级转子转速有所降低,增压级共同工作点向低转速区域移动,增压级增压比下降;由上文可知,当IPT流通能力增大时,高压转子转速不断上升,增压级转子与高压转子转速差增加,所以增压级共同工作线向着远离喘振边界的地方移动,最终使得增压级入口换算流量降低,因此W2减小,如图13所示。
图13 增压级增压比等参数随着IPT流通能力变化情况
Fig.13 Variation of parameters such as Boosterpressure ratio with IPT flow capacity
随着IPT流通能力增加,增压级增压比减小与HPC增压比上升,最终使得压气机总增压比下降;而后,HPT落压比增加与IPT落压比降低最终使得动力涡轮入口总压降低。对于动力涡轮入口总温,增大IPT流通能力,HPT单位功率增加,使得IPT入口燃气总温下降,IPT单位功率降低,最终导致动力涡轮入口总温呈现出先下降后升高的趋势,但变化幅度较小,如图14所示。因此,当IPT流通能力增大时,燃气轮机的输出轴功率主要受W2减小和动力涡轮进口燃气总压降低的影响,导致输出轴功率不断下降。
图14 PT入口总温与总压随IPT流通能力变化情况
Fig.14 Variation of PT inlet total temperature and total pressure with IPT flow capacity
分析SFC随着中压涡轮流通能力增加而上升的原因。根据式(5)可知,在压气机入口总温恒定的情况下,压气机出口总温主要受压气机增压比和压气机效率的共同影响。随着中压涡轮流通能力升高,压气机总增压比不断降低,但同时增压级与高压压气机的效率也呈现明显的下降趋势,最终使得压气机出口总温呈现出先增加后减小的趋势;但由于燃气轮机进口空气流量下降较大,因此,为达到预设的高压涡轮入口总温,燃油流量降低,如图15所示;在中压涡轮流通能力增加的整个过程中,由于输出轴功率下降速率大于燃油流量降低速率,因此SFC持续增加。
(5)
式(5)中:
为压气机入口总温,
为压气机出口总温,
为压气机等熵效率;
为压气机增压比。
图15 燃油流量等随IPT流通能力变化情况
Fig.15 Variation of fuel flow etc.with IPT flow capacity
当中压涡轮流通能力变化量分别为-10%、0、10%时,燃气轮机关键截面的总压与总温的变化情况如图16所示,各关键截面的含义如表3所示。
图16 不同IPT流通能力时关键截面的总温总压对比
Fig.16 Comparison of total temperature and total pressure of each section under different IPT flow capacities
当中压涡轮流通能力增加10%时,在高压涡轮入口总温保持不变稳态控制规律下,增压级的增压比降幅明显,降低了15.36%,增压级的等熵效率有0.45%的增幅,其出口空气总温下降5.15%,高压压气机增压比上升了10.30%,等熵效率下降4.73%,所以导致压气机总增压比下降了6.78%,高压压气机出口总温变化较小,仅下降0.20%。中压涡轮流通能力增加10%,使得燃气轮机进口空气流量降低了6.96%,为达到预定的高压涡轮入口总温,燃油流量因而降低了6.70%。
10%的中压涡轮流通能力增加,使得高压涡轮落压比升高了8.26%,高压涡轮等熵效率降低0.178%,高压涡轮单位功率上升6.99%,因此高压涡轮出口燃气总温和总压分别降低了1.54%和13.884%;中压涡轮落压比则因为10%的中压涡轮流通能力上升而下降了7.90%,在不考虑导叶两端调节机构和导叶间隙等情况下,中压涡轮等熵效率下降0.19%,中压涡轮单位功率降幅明显,降幅达14.59%,使得中压涡轮出口燃气总温变化较小,仅增加0.14%,总压降幅则较为明显,降低了6.64%,动力涡轮等熵效率有0.34%的降幅,最终导致动力涡轮单位功率下降3.24%,燃气轮机输出轴功率降低9.96%;对于SFC,中压涡轮流通能力增加10%时,尽管燃油流量和输出轴功率均降低,但SFC仍上升了3.63%。
2.3 变几何动力涡轮对燃气轮机性能影响分析
对采用变几何动力涡轮燃气轮机进行研究时,外界条件与控制规律与2.1节一致。
当动力涡轮流通能力增加10%时,增压级与高压压气机共同工作线与工作点移动情况如图17所示;增压级的共同工作线向靠近喘振边界移动,与邱超[19]的研究结果和经典教材[20-21]中的运动趋势一致,高压压气机共同工作线向远离喘振边界移动,但移动距离较小,与经典教材[20]中的运动趋势一致,但移动距离略大,下文会做出解释;在图17中,A点为动力涡轮流通能力不改变时压气机的共同工作点,增加动力涡轮流通能力使得压气机的共同工作点均由A点移动至B点。
图17 PT流通能力变与不变时的压气机共同工作线
Fig.17 Common working lines of compressors with or without changing the flow capacity of PT
当动力涡轮流通能力变化量从-10%增加至10%时,燃气轮机SFC与输出轴功率变化情况如图18所示;随着动力涡轮流通能力不断增加,燃气轮机的输出轴功率呈现出先增加后基本不变的趋势,SFC则不断上升;动力涡轮流通能力变化量从-10%增加到10%,输出轴功率增加3.83%,SFC上升2.56%。
图18 燃气轮机总体性能参数随PT流通能力变化情况
Fig.18 Variation of overall performance parameters of gas turbine with PT flow capacity
增加动力涡轮流通能力,根据式(4)可知,中压涡轮落压比增加,中压涡轮单位功率因此上升,增压级转子转速增大,进而使增压级增压比增大,增压级出口空气总温增高,高压压气机所需功率上升,使得高压转子转速有下降的趋势;但同时,动力涡轮流通能力增加,也使得高压涡轮落压比有一定的增加(推测是由于高压涡轮与中压涡轮的导向器进口至喉部的总压恢复系数变化较大所致),由于高压涡轮入口燃气总温恒定,因此高压涡轮单位功率有所增加,最终导致高压转子转速随着动力涡轮流通能力增加而不断上升,如图19所示。
图19 高压转子转速等参数随PT流通能力变化情况
Fig.19 Variation of parameters such as HPspool speed with PT flow capacity
增大动力涡轮流通能力,增压级转子转速增速大于高压转子转速增速,因此增压级与高压转子转速差降低,所以增压级压气机的共同工作线向喘振边界移动。高压转子的共同工作方程常数CH的值确定了高压压气机共同工作线在其特性图的位置,影响CH的主要因素为高压涡轮导向器面积与高压涡轮膨胀比[20];当动力涡轮流通能力变大时,虽然高压涡轮导向器的喉道面积不变,但高压涡轮膨胀比有所增加,最终使得高压压气机共同工作线下移一定距离。
随着动力涡轮流通能力增加,尽管高压转子转速不断上升,但由于高压压气机进口空气总温增量较大,使得高压压气机的相对换算转速先缓慢增加后逐渐减小,所以高压压气机增压比有所下降;动力涡轮流通能力上升,增压级换算转速增加,增压级压气机共同工作点移至更高换算转速,增压级压比增加,其入口换算流量增加,因此,W2不断上升,如图20所示。
图20 燃气轮机进口流量等随PT流通能力变化情况
Fig.20 Variation of gas turbine inlet flow,etc. with PT flow capacity
分析
和
随动力涡轮流通能力变化情况;随着动力涡轮流通能力增加,高压涡轮入口燃气总温不变,但高压涡轮与中压涡轮单位功率均不断上升,因此随着动力涡轮流通能力增加呈现出不断下降的趋势;动力涡轮流通能力增加,压气机总增压比有所上升,但高压与中压涡轮落压比也增大,最终使得下降,如图21所示。和均不断下降,W2不断上升,最终使得输出轴功率先呈小幅度上升,后基本保持不变。
图21 PT入口总压与总温等随PT流通能力变化情况
Fig.21 Variation of PT inlet total pressure and total temperature,etc.with PT flow capacity
随着动力流通能力的增加,由于压气机总增压比增加,因而压气机出口总温增加,但燃气轮机进口空气流量随之上升,要达到预定的高压涡轮入口总温,仍需增加燃油流量,而输出轴功率变化幅度较小,所以SFC随着动力涡轮流通能力增加而增加,如图22所示。
图22 燃油流量等随PT流通能力变化情况
Fig.22 Variation of fuel flow etc.with PT flow capacity
当动力涡轮流通能力变化量分别为-10%、0、10%时,燃气轮机关键截面的总压与总温的变化情况如图23所示。各关键截面的含义如表3所示。
图23 不同PT流通能力时关键截面的总温总压对比
Fig.23 Comparison of total temperature and total pressure of each section under different PT flow capacities
当动力涡轮流通能力变化量从0增加至10%时,在高压涡轮入口总温保持不变稳态控制规律下,增压级增压比上升8.83%,等熵效率下降4.53%,高压压气机增压比减小3.40%,其等熵效率上升了0.30%,压气机总增压比增加5.16%,这使得高压压气机出口空气总温升高3.03%,燃气轮机进口空气流量上升了5.11%,为达到预定的高压涡轮入口总温,燃烧室燃油流量增加了1.96%。
10%的动力涡轮流通能力增量,使高压涡轮落压比增加1.51%,高压涡轮等熵效率增加0.06%,高压涡轮单位功率上升1.42%,这使得高压涡轮出口燃气总温有0.28%的降低,总压升高3.53%;动力涡轮流通能力增加10%,使得中压涡轮落压比增大了8.96%,等熵效率下降了0.67%,中压涡轮单位功率有12.63%的上升,中压涡轮出口燃气总温与总压因此各下降了1.95%与5.20%,在不考虑导叶两端调节机构和导叶间隙等对动力涡轮效率影响的情况下,动力涡轮等熵效率升高了0.64%,动力涡轮单位功率有4.85%的降低,但是由于燃气轮机进口空气流量和燃烧室燃油流量的增加,最终使得燃气轮机输出轴功率降低0.05%,燃油流量增加1.96%和输出轴功率减小0.05%,最终使得SFC有2.01%的上升。
3 结论
通过部件法建模,采用保持高压涡轮入口总温恒定的控制规律,在不考虑导叶两端调节机构和导叶间隙等对涡轮效率影响情况下,对燃气轮机采用不同的变几何涡轮进行性能分析,得出的结论如下:
1) 增大燃气轮机的高压涡轮流通能力,燃油流量、动力涡轮入口总温与总压均增加,燃气轮机的入口空气流量也主要表现出上升的趋势,最终使得输出轴功率与耗油率均不断增加;高压涡轮流通能力增加10%,输出轴功率与耗油率分别上升2.83%与1.13%。
2) 增大燃气轮机的中压涡轮流通能力,燃气轮机入口空气流量、燃油流量与动力涡轮入口总压均下降,动力涡轮入口总温变化幅度较小,最终导致输出轴功率降低,耗油率上升;中压涡轮流通能力增加10%,输出轴功率降低9.96%,耗油率上升3.63%。
3) 燃气轮机动力涡轮流通能力增加,燃机入口空气流量与燃油流量上升,动力涡轮入口总压与总温不断下降,使得输出轴功率先上升,后有小幅下降,耗油率一直增大,动力涡轮流通能力变化量从0增加到10%,输出轴功率降低0.05%,耗油率增加2.01%。
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