grad- und Leistungssteigerung bei GUD

VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
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Fortschrittliche Gas- und Dampfturbinenprozesse zur Wirkungsgrad- und Leistungssteigerung bei GUD-Kraftwerken
Dipl.-Ing. C. Kail, Dr.-Ing. B. Rukes VDI, Erlangen
Zusammenfassung
Im vorliegenden Beitrag werden verschiedene Maßnahmen zur Erhöhung von Wirkungsgrad
und Leistung des GUD®-Prozesses untersucht. Eine Erhöhung der Turbineneintrittstemperatur
und des Druckverhältnisses der Gasturbine und die Einführung einer Zwischenerhitzung der
Turbinenrauchgase bieten die größten Potentiale. Weitere Wirkungsgradsteigerungen durch
verbesserte Komponentenwirkungsgrade, Vorwärmung des Brennstoffes, erhöhte Frischdampfzustände und optimierte Abgaswärmenutzung durch einen 3 Druck Dampfprozeß mit
Zwischenüberhitzung des Dampfes lassen das Ziel eines GUD-Wirkungsgrades von 60 % bis
zum Jahr 2000 als realisierbar erscheinen.
Durch Ansaugluftkühlung, Zwischenkühlung der Verdichterluft, Zufeuerung im Dampferzeuger und Wasser- bzw. Dampfeindüsung in die GT-Brennkammer kann die Leistung des GUDKraftwerkes - allerdings zu Lasten des Wirkungsgrades - zusätzlich gesteigert werden.
Einleitung
Der GUD-Prozeß hat aufgrund seiner hohen Temperatur der Wärmezufuhr in der Gasturbinenbrennkammer und seiner niedrigen Temperatur der Wärmeabfuhr im Kondensator der
Dampfturbine ein sehr viel größeres Wirkungsgradpotential als andere Kraftwerksprozesse.
Bei Einsatz der neuen Generation der Siemens Gasturbinen erreicht man z. B. GUDWirkungsgrade von über 58 % (Tabelle 1).
Die effektivsten Ansatzpunkte für weitere Steigerungen des GUD-Wirkungsgrades bietet der
Gasturbinenprozeß, der aus diesem Grund in der vorliegenden Arbeit besonders intensiv behandelt wird. Weitere Möglichkeiten liegen sowohl im nachgeschalteten Dampfprozeß als
auch im Gesamtprozeß.
Die Qualität der erzielten Ergebnisse wird entscheidend von der möglichst genauen Erfassung
der Veränderungen der Komponentenwirkungsgrade bei der Variation von Prozeßparametern
beeinflußt.
Bei der Gasturbine wurde aufgrund langjähriger Beobachtungen unterstellt, daß der polytrope
Verdichterwirkungsgrad und der isentrope Turbinenwirkungsgrad (ISO-Wirkungsgrad) für
sämtliche Veränderungen des Druckverhältnisses und der Turbineneintrittstemperatur näherungsweise konstant bleiben. Diese Annahme berücksichtigt die sich mit dem Druckverhältnis
ändernden Spaltverluste und Kühllufttemperaturen und setzt bei steigender Turbineneintrittstemperatur verbesserte Kühltechnologien voraus.
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Gasturbine
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-
V64.3A
V84.3A
V94.3A
Leistung
Wirkungsgrad*)
Frequenz
MW
%
Hz
70
36.8
50 / 60
170
38.0
60
240
38.0
50
GUD
-
1S.64.3A
1S.84.3A
1S.94.3A
MW
%
-
103
54.8
2 Druck
254
57.9
3 Druck mit ZÜ
359
58.1
3 Druck mit ZÜ
*)
*)
Leistung
Wirkungsgrad*)
Dampfturbinenprozeß
*)
Bruttowerte bei ISO-Bedingungen
Tabelle 1: Wirkungsgrad- und Leistungsdaten der neuen Siemens Gasturbinen
Bei der Optimierung des Dampfprozesses
wurde das bei Siemens/KWU für Garantierechnungen eingesetzte Kreislaufprogramm
verwendet, das die Veränderung des Dampfturbinenwirkungsgrades bei z. B. anderen
Frischdampfdrücken und -temperaturen exakt
ermittelt. Welchen Fehler man dagegen bei
der Annahme eines konstanten Expansionswirkungsgrades machen kann illustriert Bild
1.
1.005
3-Druck-Prozeß mit ZÜ
Abgastemp. 600 °C
*GUD, P*GUD
1.004
konstanter
Expansionswrkgd.
1.003
1.002
umgerechneter
Expansionswrkgd.
1.001
1.000
110
120 130
140
150 160
170
Frischdampfdruck (bar)
Bild 1: Einfluß des Expansionswirkungsgrades der Dampfturbine auf die Optimierung des
Frischdampfdruckes
Der GUD-Prozeß
Der GUD-Prozeß besteht aus einem Gasturbinenprozeß mit einem nachgeschalteten ungefeuerten Dampfturbinenprozeß. Die Abgaswärme der Gasturbine wird in einem Abhitzekessel
zur Dampfproduktion genutzt (Bild 2).
Der Wirkungsgrad des GUD-Prozesses (ηGUD) läßt sich aus dem Verhältnis der Summe von
Gasturbinenleistung (PGT) und Dampfturbinenleistung (PDT) zu der dem Prozeß zugeführten
•
Brennstoffleistung ( QBRST ) berechnen und kann als Kombination aus Gasturbinenwirkungsgrad (ηGT), Dampferzeugernutzungsgrad (ηDE) und Wirkungsgrad des Dampfturbinenprozesses (ηDT) dargestellt werden:
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ηGUD =
PGT + PDT
•
QBRST
mit ηGT =
PGT
•
QBRST
= ηGT + ηDE ηDT (1 − ηGT )
•
, ηDE =
QDE→DT
•
QGT→DE
Verdichter
, ηDT =
PDT
•
.
QDE→DT,
Dampferzeuger
Gasturbine
Generator
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Dampfturbine
Turbine
HD
G
MD
ND
G
Brennkammer
Zwischenüberhitzung
Kondensator
Pumpe
Pumpe
Bild 2: GUD-Kraftwerk mit einem 3 Druck-Dampfprozeß mit Zwischenüberhitzung
Erhöhung von Turbineneintrittstemp. und Druckverhältnis der Gasturbine
Das Druckverhältnis und die Turbineneintrittstemperatur beeinflussen wichtige Eigenschaften
der Gasturbine, nämlich den Wirkungsgrad, die Leistung (Bild 3, links) und die Abgastemperatur.
Das Druckverhältnis wirkt sich auf die mittlere Temperatur der Wärmezufuhr (Tm,zu) und
Wärmeabfuhr (Tm,ab) aus und beeinflußt hierdurch den thermischen Wirkungsgrad der Gasturbine. Im reversiblen Fall gilt:
Tm,ab
ηth = 1 −
.
Tm, zu
Der thermische Wirkungsgrad steigt mit größer werdendem Druckverhältnis, weil das Temperaturverhältnis von Wärmeabfuhr zu Wärmezufuhr kleiner wird. Beim realen Gasturbinenprozeß läßt sich aufgrund von Irreversibilitäten bei der Kompression und Expansion der Wirkungsgrad nur bis zu einem bestimmten Druckverhältnis steigern, welches von der Turbineneintrittstemperatur abhängig ist. Eine weitere Erhöhung des Druckverhältnisses führt zu Wirkungsgradverschlechterungen. Die Nutzleistung der Gasturbine ändert sich nur wenig mit
dem Druckverhältnis (Bild 3, links).
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1.35
ΠV = 40
30
1150 °C ISO
η*GT
22
30
16
12
ΠV = 40
1.06
22
1.25
9
1.04
16
1.20
1.15
12
1.10
1250 °C
1.08
η*GUD
1.30
1.10
1250 °C
1.02
1150 °C
1.00
0.98
1050 °C
TET = 1050 °C ISO
0.96
1.05
9
3 Druck-Prozeß mit ZÜ
(110 bar, max. 540 °C)
0.94
0.92
1.00
0.7
0.9
P*GT
1.1
1.3
1.5
0.5
0.7
0.9
1.1
1.3
1.5
P*GUD
Bild 3: Einfluß von Druckverhältnis und Turbineneintrittstemperatur auf den Gasturbinenund den GUD-Prozeß
Die Turbineneintrittstemperatur (T1) hat einen starken Einfluß auf die Turbinenleistung, weil
die Enthalpiedifferenz (∆hs) der Expansion ungefähr proportional zu ihr ist. Im reversiblen
Fall gilt für die isentrope Enthalpiedifferenz eines idealen Gases:
χ −1


χ


p
χ

2
∆hs = T1
R   − 1 (R = Gaskonstante, χ = Isentropenexponent, p = Druck).

χ − 1  p1 


Eine Erhöhung der Turbineneintrittstemperatur führt zu einer Steigerung der Nutzleistung der
Gasturbine und in Abhängigkeit vom Druckverhältnis zu einer stärker oder schwächer ausgeprägten Wirkungsgradsteigerung (Bild 3, links).
Das optimale Druckverhältnis einer Gasturbine für den GUD-Prozeß ist kleiner als bei einer
Gasturbine für den Solo-Betrieb (Bild 3, rechts), weil der Dampfprozeß nur bei hohen Abgastemperaturen (550 - 600 °C) durch einen hochwertigen Frischdampfzustand einen guten Wirkungsgrad erreicht (Bild 4). Erhöht man die für den Dampfturbinenprozeß maximal zulässige
Dampftemperatur, so verkleinert sich das für den GUD-Prozeß optimale Druckverhältnis
(Vergleiche Bild 3, rechts, mit Bild 5).
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1.10
1.40
1.35
1.20
ϑ
1.15
FD,MAX
= 540 °C
1.10
1.06
ΠV = 40
16
12
9
1.02
1150 °C
1.00
TET = 1050 °C ISO
0.98
0.96
3 Druck-Prozeß mit
Zwischenüberhitzung
pFD = 110 bar
1.05
1.00
500
1250 °C
22
1.04
1.25
η*GUD
η*DEη*DT
1.30
ϑFD,MAX = 600 °C
1.08
30
3 Druck-Prozeß mit ZÜ
(110 bar, max. 600 °C)
0.94
0.92
550
600
650
700
Abgastemperatur (°C)
Bild 4: Einfluß der Abgastemperatur auf
den Wirkungsgrad des Dampfprozesses
750
0.5
0.7
0.9
1.1
1.3
1.5
P*GUD
Bild 5: Einfluß von Druckverhältnis und
Turbineneintrittstemperatur
auf
den
GUD-Prozeß
Der GUD-Wirkungsgrad steigt kontinuierlich mit der Turbineneintrittstemperatur und hat
bezüglich des Druckverhältnisses einen Maximalwert bei einem bestimmten Druckverhältnis,
welches mit zunehmender Turbineneintrittstemperatur steigt. Die GUD-Leistung nimmt mit
steigender Turbineneintrittstemperatur zu und mit steigendem Druckverhältnis ab.
Eine Erhöhung von Druckverhältnis und Turbineneintrittstemperatur erfordert wegen steigender Kühlluft- und Rauchgastemperaturen den Einsatz fortschrittlicher Kühltechnologien, wie
z. B. Filmkühlung der Schaufeln, sowie den Einsatz von Werkstoffen mit höheren zulässigen
Materialtemperaturen, wie z. B. Einkristall-Schaufeln. Eine Kühlung der Kühlluft sollte nur
dann vorgesehen werden, wenn die ISO-Turbineneintrittstemperatur um mindestens 40 - 50 K
steigt und hierdurch den negativen Einfluß der Kühlluftkühlung auf den GUD-Wirkungsgrad
kompensiert. Die günstigste Stelle zur Einbindung der Kühlluftwärme ist die Brennstoffvorwärmung, weil die Wärme dann dem Gasturbinenprozeß wieder zugeführt wird.
Steigerung der Komponentenwirkungsgrade der Gasturbine
Mit zunehmendem Druckverhältnis steigt die Verdichter- und die Turbinenleistung, während
die Nutzleistung ungefähr gleich bleibt. Die mit der Leistung zunehmenden Verluste bei der
Kompression und Expansion gewinnen gegenüber der Nutzleistung an Gewicht und erhöhen
hierdurch die Bedeutung der Komponentenwirkungsgrade (Bild 6).
Der Turbinenwirkungsgrad hat wegen des größeren Leistungsanteils der Turbine einen stärkeren Einfluß auf den Gesamtwirkungsgrad als der Verdichterwirkungsgrad. Mit zunehmendem
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Seite 6
Druckverhältnis nimmt das Verhältnis der Turbinen- zu Verdichterleistung ab, die Bedeutung
des Verdichterwirkungsgrades wird größer.
1.06
1.40
40
TET = 1250 °C ISO
ΠV = 30
1.35
22
1.05
1.30
1.04
1.25
TET = 1250 °C ISO
η*GUD
η*GT
30
22
1.20
1.15
1.10
1.05
ETAV +0 %-P,
ETAT +0 %-P
ETAV +1 %-P,
ETAT +0 %-P
16
40
1.03
12
ETAV +0 %-P,
ETAT +0 %-P
ETAV +1 %-P,
ETAT +0 %-P
ETAV +0 %-P,
ETAT +1 %-P
ETAV +1 %-P,
ETAT +1 %-P
1.02
12
ETAV +0 %-P,
ETAT +1 %-P
ETAV +1 %-P,
ETAT +1 %-P
1.01
9
1.00
0.90
ΠV = 16
9
1.00
0.95
1.00
P*GT
1.05
1.10
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
P*GUD
Bild 6: Einfluß von Verdichter- und Turbinenwirkungsgrad auf den Gasturbinen- und den
GUD-Prozeß
Verbesserungen der Komponentenwirkungsgrade können erreicht werden durch ein optimiertes 3-dimensionales Schaufel-Design der Verdichter- und Turbinenbeschaufelung und durch
eine Reduzierung der Spaltverluste durch z. B. eine Spaltsteuerung. Das optimale Druckverhältnis der Gasturbine für den GUD-Prozeß vergrößert sich leicht mit steigenden Komponentenwirkungsgraden.
Dampfkühlung
Dampf ist aufgrund seiner höheren Wärmekapazität und seiner kleineren Viskosität prinzipiell ein besseres Kühlmedium als Luft. Dampf anstelle von Kühlluft reduziert die spezifische
Verdichterleistung durch den Wegfall der Druckverluste der Kühlluft und vermindert die
NOX-Emissionen durch eine bei gleicher Turbineneintrittstemperatur niedrigere Brennkammertemperatur. Die Dampfkühlung kann als offenes oder als geschlossenes System ausgeführt werden. Bei einem offenen System (z. B. Filmkühlung der Schaufeln) wird der Dampf,
nachdem er seine Kühlaufgabe erfüllt hat, dem Arbeitsgas zugemischt und wirkt dadurch
leistungs- und wirkungsgradsteigernd auf die Gasturbine. Der Dampferzeugernutzungsgrad
sinkt wegen des höheren Wasseranteiles im Abgas und der Wirkungsgrad des Dampfturbinenprozesses verschlechtert sich wegen des Entzugs von Hochtemperaturwärme, so daß der
GUD-Wirkungsgrad trotz des gestiegenen Gasturbinenwirkungsgrades abnimmt. Aus diesen
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Seite 7
Gründen muß eine offene Dampfkühlung gegenüber einer Luftkühlung eine deutliche Steigerung der Turbineneintrittstemperatur ermöglichen, um den GUD-Wirkungsgrad positiv beeinflussen zu können. Eine geschlossene Dampfkühlung eignet sich eher zur Kühlung von feststehenden Teilen der Gasturbine als zur Kühlung von Laufschaufeln und kann z. B. zur Zwischenüberhitzung des Abdampfes der Hochdruckturbine eingesetzt werden. Die gegenüber
einer Luftkühlung größeren Temperaturgradienten in den zu kühlenden Teilen steigern die
Anforderungen an die eingesetzten Werkstoffe und an die konstruktive Ausführung.
Brennstoffvorwärmung
Durch die Vorwärmung des Brenngases mit heißem Wasser aus dem Dampferzeuger wird
hochwertige Brennstoffenergie durch relativ wertlose Niedertemperaturwärme aus dem Abgas
1.014
1.025
HU = 38 MJ/kg
HU = 38 MJ/kg
1.020
1.012
HU =
50 MJ/kg
1.010
η*GUD
ϑBRST = 300 °C
η*GT
1.015
200 °C
1.010
ϑBRST = 300 °C
1.008
200 °C
1.006
125 °C
1.004
125 °C
1.005
1.002
HU = 50 MJ/kg
15 °C
1.000
0.995
1.000
1.005
P*GT
1.010
1.015
1.000
0.990
0.995
1.000
15 °C
1.005
1.010
P*GUD
Bild 7: Einfluß von Brenngasvorwärmung durch Eco-Wasser auf den Gasturbinen- und den
GUD-Prozeß
ersetzt. Die Reduzierung der Brennstoffleistung führt zu einem Anstieg des Gasturbinen- und
GUD-Wirkungsgrades, welcher mit steigender Vorwärmtemperatur und sinkendem Heizwert
des Brenngases größer wird (Bild 7). Mit zunehmender Vorwärmtemperatur entzieht man
dem Dampfprozeß hochwertigere Wärme, so daß die Steigerung des GUD-Wirkungsgrades
abflacht und die GUD-Leistung stärker abnimmt. Die Brennstoffvorwärmung ist eine wirtschaftliche Maßnahme zur Wirkungsgradsteigerung und wird zur Zeit bis zu Temperaturen
von 200 °C ausgeführt.
Brennstoffaufsättigung
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Seite 8
Durch eine Aufsättigung und anschließende Überhitzung des Brenngases mit heißem Wasser
aus dem Dampferzeuger steigt der Turbinenmassentrom und seine Wärmekapazität, ohne das
zusätzliche Verdichterleistung aufgebracht werden muß. Die Steigerung der Turbinenleistung
führt zu einer Erhöhung der Gasturbinennutzleistung und des Gasturbinenwirkungsgrades
(Bild 8, links).
1.003
1.030
10 %
ϑGAS = 300 °C
1.025
1.002
8%
1.001
1.015
1.010
1.005
55 %
5%
1%
43 % relative
Feuchte
0%
23 %
ϑGAS
1.020
1.040
P*GT
1.060
ϑGAS = 300 °C
0%
5%
23 %
ϑGAS
= 200 °C
1.000
43 %
0%
0.999
8 % relative
Feuchte
0.998
0.997
= 200 °C
10 %
0%
1.000
1.000
η*GUD
η*GT
1.020
1%
1.080
55 %
0.996
0.995 1.005 1.015 1.025 1.035 1.045
P*GUD
Bild 8: Einfluß von Brenngasaufsättigung und Überhitzung durch Eco-Wasser auf den Gasturbinen- und den GUD-Prozeß
Mit zunehmenden Wasseranteil im Brenngas entzieht man dem Dampfprozeß eine größere
Wärmeleistung und erhöht durch den gestiegenen Wasseranteil im Abgas die Verluste des
Dampferzeugers. Beide Effekte wirken der Verbesserung des Gasturbinenwirkungsgrades
entgegen, so daß der GUD-Wirkungsgrad nach einem geringen Anstieg mit zunehmender
Wassermenge im Brenngas fällt (Bild 8, rechts). Die Leistungssteigerung durch Brennstoffaufsättigung ist gering und rechtfertigt daher nicht den apparativen Aufwand.
Ansaugluftkühlung
Eine Kühlung der Ansaugluft durch Befeuchtung senkt die Verdichtereintrittstemperatur der
Luft, erhöht durch den gestiegenen Wasseranteil ihre Wärmekapazität und steigert aufgrund
der größeren Dichte der Luft den Massenstrom. Die durch diesen Effekt verkleinerte spezifische Verdichterleistung und vergrößerte spezifische Turbinenleistung führt zu einem Anstieg
der Gasturbinenleistung und des Gasturbinenwirkungsgrades (Bild 9, links).
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Seite 9
1.010
1.150
22
ΠV = 40
1.125
1.005
mit Kühlung
ohne Kühlung
30
1.000
1.075
ohne Kühlung
22
1.050
1.025
16
ΠV = 30
η*GUD
η*GT
1.100
0.995
mit Kühlung
0.990
0.985
TET = 1250 °C ISO
Umgebung:
15 °C, 60 % rel. Feuchte
1.000
0.85
40
TET = 1250 °C ISO
Umgebung:
15 °C, 60 % rel. Feuchte
0.980
16
0.975
0.90
0.95
1.00
1.05
P*GT
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
P*GUD
Bild 9: Einfluß von Verdichtereintrittsluftkühlung durch Befeuchtung auf den Gasturbinenund den GUD-Prozeß
Der positive Effekt der Ansaugluftkühlung steigt mit größer werdendem Druckverhältnis,
weil die relative Einsparung an Verdichterarbeit größer wird.
Da der zusätzliche Wasseranteil im Abgas den Dampferzeugernutzungsgrad verschlechtert,
erhält man für den GUD-Prozeß bei kleinen Druckverhältnissen minimale Wirkungsgradeinbußen, bei größeren Druckverhältnissen steigt der GUD-Wirkungsgrad leicht an (Bild 9,
rechts). Die Stärke des Effektes der Ansaugluftkühlung durch Befeuchtung ist vom Umgebungszustand abhängig und nimmt mit sinkender relativer Feuchte und steigender Umgebungstemperatur zu.
Zwischenkühlung der Verdichterluft
Eine Zwischenkühlung der Verdichterluft senkt die mittlere Temperatur der Kompression und führt so durch eine Verkleinerung der Enthalpiedifferenz zu einer abnehmenden
Verdichterleistung.
Mit steigendem Druckverhältnis wird der Wirkungsgrad- und Leistungsgewinn der Gasturbine größer, weil relativ mehr Verdichterleistung eingespart wird (Bild 10, links). Die Turbineneintrittstemperatur beeinflußt den Effekt der Zwischenkühlung nur geringfügig, er nimmt
bei einer Erhöhung der Turbineneintrittstemperatur wegen des größeren Verhältnisses von
Turbinen- zu Verdichterleistung und wegen des größeren Einflusses des Druckverlustes der
Zwischenkühlung leicht ab.
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Seite 10
1.02
1.20
ΠZK = ΠV
0.2
1.15
1.00
40
1150 °C
40
1.10
30
22
22
1.05
OHNE ZK
MIT ZK
0.8
OHNE ZK
30
16
0.9
P*GT
40
0.98
MIT ZK
OHNE ZK
22
ΠV = 16
30
16
MIT ZK
0.94
40
OHNE MIT
ZK
ZK
TET = 1150 °C ISO
0.92
0.95
0.7
1250 °C
22
0.96
16
1.00
0.2
ΠV = 30
η*GUD
η*GT
ΠZK = ΠV
TET = 1250 °C ISO
1.0
1.1
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
P*GUD
Bild 10: Einfluß von Zwischenkühlung der Verdichterluft durch Wärmeabfuhr auf den
Gasturbinen- und den GUD-Prozeß
Die bei Zwischenkühlung zusätzliche Wärmeabfuhr der Gasturbine im Niedertemperaturbereich und der infolge eines erhöhten Brennstoffbedarfs gestiegene Wasseranteil im Abgas
reduzieren den für den Dampfprozeß nutzbaren Anteil der Gasturbinenabwärme und verschlechtern dadurch den GUD-Wirkungsgrad (Bild 10, rechts).
Bild 11 zeigt die Ergebnisse einer Variation des Druckverhältnisses der Zwischenkühlung.
Das optimale Druckverhältnis der Zwischenkühlung für eine Gasturbine im Solo-Betrieb liegt
demnach ungefähr bei Π0.25. Eine Gasturbine für den GUD-Prozeß sollte erst ab einem
Druckverhältnis von ungefähr 40 eine Zwischenkühlung haben, die dann ungefähr bei Π0.2
liegen sollte.
Die technisch sehr viel schwierigere Variante der Zwischenkühlung durch Wassereinspritzung hat deutliche Vorteile gegenüber der Variante mit Wärmeabfuhr durch einen Wärmetauscher. Die ersparte Verdichterleistung für den eingespritzten Wasseranteil, die Erhöhung der
Wärmekapazität der Verdichterluft und die kleineren Druckverluste bei der Zwischenkühlung
führen zu größeren Wirkungsgrad- und Leistungssteigerungen als bei Zwischenkühlung durch
Oberflächenwärmetauscher. Auch der GUD-Prozeß wird trotz des höheren Wasseranteils im
Abgas bei Zwischenkühlung durch Wassereinspritzung eher positiv beeinflußt (Bild 12).
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Seite 11
1.01
1.20
TET = 1250 °C ISO
3
1.15
N=4
5
6
2
OHNE
ZK
22
OHNE ZK
ΠV = 30
1.00
16
0.99
40
1.10
30
1
1.05
η*GUD
η*GT
40
22
0.98
2
0.97
1
5
ΠZK = ΠV
ΠV = 16
ΠZK = ΠV
N=4
0.96
0.95
1.00
3
N/15
6
0.94
N/15
TET = 1250 °C ISO
0.95
0.93
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
0.7
0.8
0.9
P*GT
1.0
1.1
1.2
P*GUD
Bild 11: Einfluß des Druckverhältnisses der Zwischenkühlung auf den Gasturbinen- und den
GUD-Prozeß
1.010
1.200
TET = 1250 °C ISO
1.005
22
OHNE ZK
40
1.150
30
1.000
ΠV = 30
η*GUD
1.125
η*GT
TET = 1250 °C ISO
MIT ZK
1.175
1.100
22
1.075
OHNE ZK
ΠZK = ΠV
16
0.990
MIT ZK
0.985
1.050
1.025
0.995
0.980
16
0.2
ΠV = 40
ΠZK = ΠV
0.2
0.975
1.000
0.8
0.9
1.0
P*GT
1.1
1.2
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
P*GUD
Bild 12: Einfluß von Zwischenkühlung der Verdichterluft durch Wassereinspritzung auf den
Gasturbinen- und den GUD-Prozeß
Die in den Diagrammen dargestellten Kurven gelten für einen 3 Druck-Dampfprozeß mit
Zwischenüberhitzung (110 bar, 540 °C) und wurden unter der Annahme erstellt, daß sich der
ISO-Turbinenwirkungsgrad bei Zwischenkühlung durch Reduzierung der Kühlluftmenge um
0.25 %-Punkte erhöht und daß sich die ISO-Turbineneintrittstemperatur nicht ändert. Da in
VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
Seite 12
der Realität leichte Steigerungen der ISO-Turbineneintrittstemperatur zu erwarten sind, dürfte
der Effekt der Zwischenkühlung etwas positiver als hier dargestellt ausfallen.
Zwischenerhitzung der Turbinenrauchgase
Eine Zwischenerhitzung der Turbinenrauchgase erhöht die mittlere Temperatur der Expansion
und führt so durch eine Vergrößerung der Enthalpiedifferenz zu einer steigenden Turbinenleistung.
1.15
ΠZE = ΠV
0.2
1.04
ΠZE = ΠV
OHNE ZE
η*GT
1.10
OHNE
ZE
MIT ZE
40
40
30
1.05
η*GUD
MIT ZE
30
22
1.00
22
ΠV = 16
0.95
1250 / 1250 °C
1.00
OHNE ZE
22
ΠV = 16
0.98
MIT ZE
16
22
16
1150 / 1150 °C ISO
30
0.94
1250 / 1250 °C ISO
40
0.90
30
40
1.02
0.96
1150 / 1150 °C
MIT ZE
0.2
OHNE ZE
0.92
0.7
0.8
0.9
P*GT
1.0
1.1
1.2
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
P*GUD
Bild 13: Einfluß von Zwischenerhitzung der Turbinenrauchgase auf den Gasturbinen- und
den
GUD-Prozeß
Mit zunehmendem Druckverhältnis wird der Wirkungsgradverlust der Gasturbine durch Zwischenerhitzung kleiner und der Leistungsgewinn größer (Bild 13, links), weil die relative
Vergrößerung der Turbinenleistung durch die Spreizung der Isobaren zunimmt. Die Turbineneintrittstemperatur beeinflußt den Effekt der Zwischenerhitzung nur geringfügig, er nimmt
bei einer Erhöhung der Turbineneintrittstemperatur wegen der kleiner werdenden relativen
Leistungssteigerung der Turbine leicht ab.
Die bei gleichem Druckverhältnis durch Zwischenerhitzung gesteigerte Abgastemperatur der
Gasturbine verbessert den Dampferzeugernutzungsgrad und den Wirkungsgrad des Dampfturbinenprozesses, so daß der GUD-Wirkungsgrad trotz eines etwas schlechteren Gasturbinenwirkungsgrades deutlich steigt. Sowohl die Gasturbinenleistung als auch die GUDLeistung nehmen stark zu (Bild 13, rechts).
VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
Seite 13
1.05
1.15
1
2
N= 3
1.10
4
1.03
OHNE ZE
1.01
η*GUD
40
0.95
30
OHNE
ZE
0.99
ΠZE = Π
16
TET = 1250 / 1250 °C ISO
0.95
N/15
ΠZE = Π
ΠV = 16
N/15
6
ΠV = 40
22
1250 / 1250 °C ISO
0.85
22
30
0.97
0.90
5
1
6
1.00
4
2
5
1.05
η*GT
N= 3
0.80
0.93
0.8
0.9
1.0
P*GT
1.1
1.2
1.3
0.7
0.8
0.9
1.0
1.1
1.2
1.3
P*GUD
Bild 14: Einfluß des Druckverhältnisses der Zwischenerhitzung auf den Gasturbinen- und den
GUD-Prozeß
Bild 14 zeigt die Ergebnisse einer Variation des Druckverhältnisses der Zwischenerhitzung.
Eine Gasturbine für den Solo-Betrieb sollte erst ab einem Gesamtdruckverhältnis von ungefähr 40 eine Zwischenerhitzung haben, die nach einem möglichst kleinen Expansionsdruckverhältnis angeordnet sein sollte. Das optimale Druckverhältnis für die Zwischenerhitzung bei
einer Gasturbine für den GUD-Prozeß liegt ungefähr bei Π0.2.
Die Gasturbine mit Zwischenerhitzung erfordert wegen der gegenüber einer normalen Gasturbine größeren Anzahl an zu kühlenden Teilen (2. Brennkammer, 2 Hochtemperaturstufen)
eine sehr effektive Kühltechnologie, um die Vorteile der Zwischenerhitzung voll ausnutzen
zu können. Der zusätzliche Diffusor vor der 2. Brennkammer, welcher durch Reduzierung der
Geschwindigkeit große Druckverluste in der Brennkammer vermeiden und eine kontrollierte
Verbrennung ermöglichen soll, erzeugt einen zusätzlichen Druckverlust von mindestens 1 %
und verschlechtert hierdurch den Expansionswirkungsgrad der Hochdruckturbine. Der reduzierte Sauerstoffgehalt der Rauchgase erfordert eine besondere Gestaltung der 2. Brennkammer, um eine vollständige Verbrennung zu gewährleisten.
Bei Lösung oben genannter technischer Probleme stellt die Zwischenerhitzung einen geeigneten Weg zur Wirkungsgrad- und Leistungssteigerung bei GUD-Kraftwerken dar. Die in den
Diagrammen dargestellten Kurven gelten für einen 3 Druck-Dampfprozeß mit Zwischenüberhitzung (110 bar, 540 °C).
VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
Seite 14
Erhöhung der Anzahl der Verdampfungsstufen im Dampferzeuger
∆η*GUD, P*GUD
Eine Erhöhung der Anzahl der Verdampfungsstufen verbessert die Abwärmenutzung durch
eine Verkleinerung der Temperaturdifferen1.06
zen, reduziert die Abgasverluste und steigert
3 Druck-Prozeß mit ZÜ
hierdurch die Qualität des Dampfprozesses.
1.05
3 DruckBei Einführung einer Zwischenüberhitzung
Prozeß
des Dampfes steigt der Wirkungsgrad des
1.04
Dampfturbinenprozesses durch die Erhöhung
der mittleren Temperatur der Wärmezufuhr
1.03
deutlich an, während der Dampferzeugernutzungsgrad wegen des kleineren Frischdampf1.02
2 Druck-Prozeß
massenstromes und der deshalb leicht steigenden Abgastemperatur geringfügig sinkt.
1.01
1 Druck-Prozeß
Bei den heute üblichen hohen Wirkungsgrad1.00
bewertungen ist der 3 Druck-Prozeß mit Zwi500
550
600
650
700 schenüberhitzung die Standardvariante.
Abgastemperatur (°C)
Bild 15: Veränderungen von GUD-Wirkungsgrad und -Leistung in Abhängigkeit von der Anzahl der Verdampfungsstufen und der Zwischenüberhitzung
Der Wirkungsgradgewinn durch zusätzliche Verdampfungsstufen verringert sich bei steigender Abgastemperatur (Bild 15), weil die Bedeutung des Niederdruck- und Mitteldruckdampfmassenstromes im Verhältnis zum Hochdruckdampfmassenstrom kleiner wird. Bei sehr
hohen Abgastemperaturen (ca. 750 °C) werden die Dampfmassenströme der Mitteldruck- und
Niederdruckstufe vernachlässigbar klein, so daß sich der 2 Druck- und der 3 Druck-Prozeß
dem
1 Druck-Prozeß annähern. Der positive Einfluß einer Zwischenüberhitzung des Dampfes
bleibt auch bei hohen Abgastemperaturen erhalten und nimmt dort sogar etwas zu.
Steigerung des Frischdampfdruckes
Eine Steigerung des Frischdampfdruckes führt durch eine erhöhte Verdampfungstemperatur
und eine verkleinerte Verdampfungsenthalpie zu einer besseren Nutzung der Hochtemperaturwärme und zu einer Verkleinerung der Temperaturdifferenzen im Dampferzeuger. Der
Expansionswirkungsgrad der Dampfturbine verschlechtert sich mit steigendem Druck wegen
der Abnahme des Dampfvolumenstromes. Je kleiner der Volumenstrom ist, desto stärker wirken sich seine Veränderungen auf den Expansionswirkungsgrad aus. Bei ausreichend großen
Volumenströmen ist der Expansionswirkungsgrad nahezu unabhängig von Veränderungen.
VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
Seite 15
1.008
1.010
1.007
1.006
170 bar
150
bar
1.004
1.002
130 bar
1.000
ηGT = 38.5 %
1.005
1.004
ϑZÜ
(ϑFD=540 °C)
ϑFD und ϑZÜ
1.003
1.002
110 bar
0.998
0.996
500
3 Druck-Prozeß mit ZÜ
pFD = 110 bar
1.006
η*GUD, P*GUD
∆η*GUD, ∆P*GUD
1.008
3 Druck-Prozeß mit ZÜ
ϑFD,max = 600 °C
mAbg = 620 kg/s
ϑFD
(ϑZÜ = 540 °C)
1.001
550
600
650
700
Abgastemperatur (°C)
Bild 16: Veränderungen von GUDWirkungsgrad und -Leistung in Abhängigkeit vom Frischdampfdruck
750
1.000
540
550
560
570
580
590
600
Temperatur (°C)
Bild 17: GUD-Wirkungsgrad und Leistung in Abhängigkeit von der Frischdampf- und Zwischenüberhitzungstemp.
Der optimale Frischdampfdruck steigt mit der Abgastemperatur (Bild 16). Im Bereich der
heute üblichen Gasturbinenabgastemperaturen zwischen 550 und 575 °C beträgt der optimale
Frischdampfdruck für einen 3 Druck-Prozeß mit Zwischenüberhitzung unter thermodynamischen und wirtschaftlichen Gesichtspunkten 110 bar. Bei den zukünftig zu erwartenden Abgastemperaturen von ca. 600 °C erscheint eine Steigerung des Frischdampfdruckes auf 130150 bar als sinnvoll. Die in dem Diagramm dargestellten Kurven berücksichtigen die sich mit
dem Frischdampfdruck ändernde Speisepumpenleistung und gelten für Dampfturbinen mit
einer Leistung ab ca. 100 MW, bei kleineren Dampfturbinen sind die optimalen Frischdampfdrücke wegen des kleineren Volumenstromes niedriger.
Erhöhung der Frischdampf- und Zwischenüberhitzungstemperatur
Eine Erhöhung der Frischdampf- und ZÜ-Temperatur steigert den Wirkungsgrad des Dampfturbinenprozesses, weil die Enthalpiedifferenz der Expansion zunimmt und die Nässeverluste
in der Niederdruckturbine kleiner werden. Der GUD-Wirkungsgrad und die GUD-Leistung
steigen ungefähr linear mit der Frischdampf- und ZÜ-Temperatur (Bild 17). Der Einsatz neuer Werkstoffe ermöglicht eine Steigerung der maximal zulässigen Dampftemperatur von 540
°C auf ca. 600 °C.
VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
Seite 16
Leistungssteigerung durch Zusatzfeuerung im Dampferzeuger
η*GUD
Die Erhöhung der Gasturbinenabgastemperatur durch Zusatzfeuerung im Dampferzeuger erhöht den Anteil an Hochtemperaturwärme und wirkt sich deshalb positiv auf den Dampferzeugernutzungsgrad und den Wirkungsgrad des Dampfturbinenprozesses aus. Der GUDWirkungsgrad fällt mit steigender Zufeue1.000
rungsleistung (Bild 18), weil die zusätzlich
1%
0.995
vom Dampfprozeß erzeugte Leistung mit eiϑFD,MAX = 600 °C
nem Wirkungsgrad erzeugt wird, der kleiner
0.990
als der GUD-Wirkungsgrad ist. Für einen
QZF / QGT
3 Druck-ZÜ-Prozeß mit einem Kondensator0.985
=7%
druck von 0.04 bar beträgt der Wirkungsgrad
13 %
ϑFD = 540 °C
0.980
der zusätzlich erzeugten Leistung ungefähr
50 %. Läßt man bei Zufeuerung eine Steige0.975
rung der Frischdampftemperatur zu, so wird
3 Druck-Prozeß mit ZÜ
19 %
die
Verschlechterung
des
GUD0.970
pFD = 110 bar
Wirkungsgrades bei kleinen ZufeuerungsleisηGT = 38.5 %
0.965
tungen geringer sein.
1.00
1.04
1.08
1.12
1.16
P*GUD
Bild 18: GUD-Wirkungsgrad und -Leistung bei Zusatzfeuerung im Dampferzeuger
Leistungssteigerung durch Wasser- bzw. Dampfeindüsung
Die Eindüsung von Dampf oder Wasser in die Gasturbinenbrennkammer erhöht den Turbinenmassenstrom sowie seine Wärmekapazität und steigert so die Nutzleistung der Gasturbine.
Der Gasturbinenwirkungsgrad steigt bei Dampfeindüsung und sinkt bei Wassereinspritzung
wegen des erhöhten Brennstoffbedarfes zur Verdampfung des Wassers (Bild 19, links).
Der GUD-Wirkungsgrad fällt sowohl bei Wassereinspritzung als auch bei Dampfeindüsung
wegen des mit steigendem Wasseranteil im Abgas fallenden Dampferzeugernutzungsgrades.
Da bei Dampfeindüsung dem Dampfprozeß wertvolle Hochtemperaturwärme entzogen und
dadurch seine Leistung vermindert wird, muß man die Gasturbinenleistung mehr als bei Wassereinspritzung steigern, um die gleiche Erhöhung der GUD-Leistung zu erhalten. Man benötigt bei gleicher Leistungssteigerung bei Dampfeindüsung einen doppelt so großen Massenstrom wie bei Wassereinspritzung und verschlechtert durch den entsprechend höheren Wasseranteil im Abgas den Dampferzeugernutzungsgrad mehr als bei Wassereinspritzung. Die
Dampfeindüsung zur Leistungssteigerung weist dadurch hinsichtlich des GUDWirkungsgrades nur geringe Vorteile gegenüber einer Variante mit Wassereinspritzung mit
vorgewärmtem Wasser auf, so daß unter wirtschaftlichen Gesichtspunkten der Wassereinspritzung mit vorgewärmtem Wasser der Vorzug zu geben ist.
VDI-Berichte Nr. 1182, 1995, S. 71 - 87
Seite 17
1.00
1.09
0%
mH2O / mBRST = 265 %
1.07
73 %
0.99
37 %
142 %
1.03
0.98
kalte ZÜ
73 %
1.01
37 %
0.97
1.10
133 %
0.95
129 %
WASSER 15 °C
129 %
1.05
265 %
MDECO
WASSER 15 °C
MD-ECO
70 %
0.95
1.00
mH2O / mBRST
= 70 %
133 %
36 %
0.97
kalte ZÜ
71 %
0.96
71 %
0.99
142 %
36 %
η*GUD
η*GT
1.05
1.15
1.20
1.25
0.94
1.00
P*GT
1.04
1.08
1.12
P*GUD
Bild 19: Einfluß von Wasser- bzw. Dampfeindüsung in die Brennkammer auf den Gasturbinen- und den GUD-Prozeß (Π = 18, TET = 1250 °C ISO)
Erklärung von Formelzeichen und Abkürzungen
Zeichen /
Abkürzung
h
Hu
KL
MD-ECO
p
P
Q
R
T
TET
ZE
ZK
ZÜ
χ
Π
ϑ
Einheit
Name
kJ/kg
MJ/kg
bar
MW
MW
J/kg/K
K
°C
°C
Enthalpie
Heizwert
Kühlung
Vorwärmer der Mitteldruckstufe
Druck
elektr. Leistung
therm. Leistung
Gaskonstante
Temperatur
Turbineneintrittstemperatur
Zwischenerhitzung
Zwischenkühlung
Zwischenüberhitzung
Isentropenexponent
Druckverhältnis
Temperatur