趙子?xùn)|， 閻維平

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，河北保定 071003)

隨著天然氣“西氣東輸”工程的完成和中俄天然氣合同的簽訂，同時迫于大氣環(huán)境壓力的挑戰(zhàn)，燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)發(fā)電技術(shù)以其熱效率高、投資費(fèi)用低和環(huán)保條件好[1]等優(yōu)點(diǎn)受到了廣泛的重視。而余熱鍋爐作為燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)機(jī)組的三大設(shè)備之一，在燃?xì)廨啓C(jī)與蒸汽輪機(jī)之間起到承上啟下的作用，余熱鍋爐的技術(shù)水平直接關(guān)系到燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)機(jī)組的發(fā)電效率，因此對余熱鍋爐性能和結(jié)構(gòu)設(shè)計進(jìn)行研究十分必要。

余熱鍋爐結(jié)構(gòu)對熱力性能的影響不同，許多學(xué)者對余熱鍋爐設(shè)計進(jìn)行了研究。呂麗華等[2-3]論述了燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)余熱鍋爐設(shè)計時應(yīng)考慮的關(guān)鍵因素；周曙光等[4-5]研究了9F級余熱鍋爐受壓部件的設(shè)計特點(diǎn)，提出余熱鍋爐受熱面模塊、鍋筒等主要受壓部件的設(shè)計事項(xiàng)；劉建生[6]對典型余熱鍋爐受熱面結(jié)構(gòu)及模塊膨脹設(shè)計等方面進(jìn)行闡述；鄭海英等[7]闡述了非受壓部件中模塊、墻板、連接墻板、各類擋板和膨脹節(jié)等的功能及設(shè)計理念；焦樹建[8]比較了單壓、雙壓和三壓余熱鍋爐特性的差異，指出了在設(shè)計余熱鍋爐時必須著重考慮的若干問題。超臨界直流余熱鍋爐是回收燃?xì)廨啓C(jī)排氣熱量的理想裝置[9]。梁慶嬌等[10]對超超臨界機(jī)組的動態(tài)特性進(jìn)行了研究，建立了從省煤器、蒸發(fā)受熱面、過熱器到汽輪機(jī)的綜合模型；連鵬等[11]分析了超臨界直流鍋爐的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，為余熱鍋爐結(jié)構(gòu)設(shè)計提供了參考；李金波等[12]介紹了U形立式直流余熱鍋爐的結(jié)構(gòu)及受熱面布置，其蒸汽參數(shù)為亞臨界參數(shù)；英國Cottam電廠余熱鍋爐采用了直流蒸發(fā)器[13]，燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)試驗(yàn)電站的余熱鍋爐采用高壓直流與中壓汽包相結(jié)合的方式，使主蒸汽壓力達(dá)到16 MPa。然而國內(nèi)外已投入商業(yè)運(yùn)行的燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)機(jī)組均為亞臨界機(jī)組[14]，尚無燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)超臨界機(jī)組。

筆者根據(jù)燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的底循環(huán)高壓系統(tǒng)采用超臨界蒸汽參數(shù)，中低壓系統(tǒng)采用亞臨界蒸汽參數(shù)的設(shè)計思路，提出了超臨界余熱鍋爐采用雙層煙道臥式結(jié)構(gòu)，高壓蒸發(fā)器采用垂直對流蒸發(fā)管束的方式布置在余熱鍋爐上層煙道和下層煙道，中低壓蒸發(fā)器仍然采用自然循環(huán)汽包結(jié)構(gòu)，通過對高壓直流蒸發(fā)管束的傳熱系數(shù)、煙氣阻力和鋼材消耗量的計算，得到了超臨界余熱鍋爐煙道高度和高壓直流蒸發(fā)管束結(jié)構(gòu)，并對燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)進(jìn)行了熱力性能計算。

1 超臨界余熱鍋爐結(jié)構(gòu)及特點(diǎn)

超臨界余熱鍋爐整體采用雙層煙道臥式結(jié)構(gòu)布置，燃?xì)廨啓C(jī)和余熱鍋爐的部分受熱面布置在下層煙道，余熱鍋爐的其余受熱面布置在上層煙道。其中高壓蒸發(fā)器采用垂直對流蒸發(fā)管束穿過煙道隔板跨上層煙道和下層煙道布置，其主要優(yōu)點(diǎn)如下：

(1)超臨界余熱鍋爐高壓蒸發(fā)器采用垂直對流蒸發(fā)管束，而中低壓蒸發(fā)器仍然采用自然循環(huán)汽包結(jié)構(gòu)，汽水系統(tǒng)簡單，結(jié)構(gòu)布置緊湊，成本較低，縮短了啟停時間，具有更好的啟停特性。

(2)目前投入運(yùn)行的臥式余熱鍋爐煙道高度為30 m左右，超臨界余熱鍋爐的高壓直流蒸發(fā)管束上半部分布置在余熱鍋爐的上層煙道，下半部分布置在余熱鍋爐的下層煙道，在上下2層煙道之間設(shè)置煙氣轉(zhuǎn)向室使煙道高度達(dá)到40 m以上，余熱鍋爐內(nèi)部保障了足夠的垂直高度，實(shí)現(xiàn)了高壓直流蒸發(fā)管束的垂直布置方式。盡管煙氣流經(jīng)煙氣轉(zhuǎn)向室會增加煙氣側(cè)的流動阻力，但由于燃?xì)廨啓C(jī)排氣壓力較高，并不影響機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性，只需采取導(dǎo)流措施即可避免煙氣沖刷不均勻。

(3)超臨界余熱鍋爐高壓直流蒸發(fā)管束管內(nèi)工質(zhì)由下而上，下部為熱水段，上部為過熱段，中間為煙道隔板，隔板上部與下部同一受熱管的直徑不同，中間采用變徑管連接，下層煙道管徑小于上層煙道管徑，防止高壓直流蒸發(fā)管束上層過熱段管內(nèi)工質(zhì)流速過大，并通過合理設(shè)計上層煙道和下層煙道的流通面積，以保持合理的煙氣流速和管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流速。

(4)超臨界余熱鍋爐高壓蒸發(fā)器采用垂直對流蒸發(fā)管束布置方式，管內(nèi)工質(zhì)垂直向上一次流過高壓直流蒸發(fā)管束，既克服了高壓直流蒸發(fā)管束的水動力不穩(wěn)定性，又降低了工質(zhì)流動阻力，是最合理的布置方案。

(5)超臨界余熱鍋爐使燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的主蒸汽參數(shù)達(dá)到了超臨界狀態(tài)，既提高了主蒸汽的做功能力，又實(shí)現(xiàn)了提高燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)效率的目的。

2 超臨界余熱鍋爐布置

2.1 燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)參數(shù)

選取出力為397 MW的GE9HA燃?xì)廨啓C(jī)為燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的頂循環(huán)，燃?xì)廨啓C(jī)參數(shù)見表1。

表1 燃?xì)廨啓C(jī)參數(shù)Tab.1 Gas turbine parameters

隨著燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)中燃?xì)廨啓C(jī)排氣溫度的提高，提出以超臨界蒸汽參數(shù)27 MPa/585 ℃為燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的底循環(huán)，蒸汽參數(shù)見表2。

2.2 布置方案

根據(jù)燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的頂循環(huán)采用397 MW的燃?xì)廨啓C(jī)，底循環(huán)采用27 MPa/585 ℃的超臨界蒸汽參數(shù)，超臨界余熱鍋爐采用雙層煙道臥式結(jié)構(gòu)型式，受熱面布置方案如圖1所示。

表2 蒸汽參數(shù)Tab.2 Steam conditions

圖1 受熱面布置圖Fig.1 Layout of heating surfaces

3 超臨界余熱鍋爐設(shè)計

超臨界余熱鍋爐采用三壓再熱、臥式、無補(bǔ)燃、自身除氧、帶緊身封閉，余熱鍋爐主要由入口煙道、鍋爐本體(受熱面模塊和鋼架護(hù)板)、出口煙道、選擇性催化還原(SCR)裝置、煙囪、汽包、除氧器、管道和平臺扶梯等部件以及給水泵和再循環(huán)泵等輔機(jī)組成。自帶式除氧器設(shè)計壓力為0.61 MPa，設(shè)計溫度為159.5 ℃，利用余熱鍋爐低壓鍋筒降低凝結(jié)水中溶解氧的含量；為控制蒸汽溫度，分別在高壓過熱器1與高壓過熱器2和再熱器1與再熱器2之間布置減溫器1和減溫器2，過熱器減溫水來自高壓給水泵，再熱器減溫水來自給水泵中間抽頭(中壓給水)。

3.1 高壓蒸發(fā)器設(shè)計

高壓蒸發(fā)器采用強(qiáng)制流動一次上升的垂直對流蒸發(fā)管束布置方式，管子采用錯列布置。工質(zhì)由下部熱水段變?yōu)樯喜窟^熱段，密度減小，比體積增加，所以選取上層管徑大于下層管徑，以防止管內(nèi)工質(zhì)流速過大影響機(jī)組的安全性。

3.1.1 設(shè)計方法及計算

燃?xì)廨啓C(jī)的燃料采用天然氣，煙氣無積灰且磨損較小，煙氣流速選取10～14 m/s[15]。高壓直流蒸發(fā)管束采用環(huán)形肋片管，在一定的換熱量下，通過改變高壓直流蒸發(fā)管束的高度選取環(huán)形肋片管的肋片節(jié)距和肋片高度。采用Matlab編程計算得到滿足煙氣流速的高壓直流蒸發(fā)管束上層高度分別為 20 m、21 m、22 m、23 m、24 m、25 m、26 m、27 m、28 m和29 m，下層高度分別為18 m、19 m、20 m、21 m、22 m、23 m、24 m、25 m和26 m。

(1)管排數(shù)確定。

單根管子管內(nèi)工質(zhì)流通面積為

(1)

工質(zhì)流通面積為

(2)

管子根數(shù)為

(3)

式中：A為單根管子管內(nèi)工質(zhì)流通面積，m2；H為工質(zhì)流通面積，m2；qm為工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；ρω為工質(zhì)質(zhì)量流速，kg/(m·s2)；n為管子根數(shù)；din為管子內(nèi)徑，m。

(2)寬度和長度確定。

橫向?qū)挾葹?/p>

a1=s1n1

(4)

縱向長度為

b1=s2n2

(5)

式中：a1為橫向?qū)挾?，m；b1為縱向長度，m；s1為橫向節(jié)距，m；s2為縱向節(jié)距，m；n1為橫向排數(shù)；n2為縱向排數(shù)。

(3)高度確定。

在高壓直流蒸發(fā)管束換熱量一定時，對上層和下層不同高度、不同肋片節(jié)距的環(huán)形肋片管進(jìn)行了傳熱系數(shù)、煙氣阻力和鋼材消耗量計算。

傳熱系數(shù)計算結(jié)果如圖2和圖3所示。由圖2和圖3可知，高壓直流蒸發(fā)管束環(huán)形肋片管肋片節(jié)距較小時，傳熱系數(shù)隨著高度的增加呈減小趨勢，但隨著肋片節(jié)距繼續(xù)增加，傳熱系數(shù)又隨著高度的增加而增大。傳熱系數(shù)直接影響了燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)余熱鍋爐的受熱面布置，在選取傳熱系數(shù)時，必須考慮余熱鍋爐的受熱面布置以減小燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)初投資。

圖2 高壓直流蒸發(fā)管束上層傳熱系數(shù)Fig.2 Heat transfer coefficient in upper layer of the high-pressure once-through evaporation bundles

圖3 高壓直流蒸發(fā)管束下層傳熱系數(shù)Fig.3 Heat transfer coefficient in lower layer of the high- pressure once-through evaporation bundles

煙氣阻力計算結(jié)果如圖4和圖5所示。由圖4和圖5可知，高壓直流蒸發(fā)管束煙氣阻力隨著高度的增加呈減小趨勢，但是減小的幅度逐漸降低，煙氣阻力直接影響燃?xì)廨啓C(jī)的出力，所以在選取高壓直流蒸發(fā)管束高度時，必須考慮煙氣阻力。

圖4 高壓直流蒸發(fā)管束上層煙氣阻力Fig.4 Upper flue resistance of the high-pressure once- through evaporation bundles

圖5 高壓直流蒸發(fā)管束下層煙氣阻力Fig.5 Lower flue resistance of the high-pressure once- through evaporation bundles

鋼材消耗量計算結(jié)果如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可知，高壓直流蒸發(fā)管束鋼材消耗量隨著高度的增加呈增加趨勢，鋼材消耗量直接影響機(jī)組的初投資，鋼材消耗量增加導(dǎo)致機(jī)組經(jīng)濟(jì)性下降，所以在選取高壓直流蒸發(fā)管束高度時，必須考慮鋼材消耗量以提高機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性。

圖6 高壓直流蒸發(fā)管束上層鋼材消耗量Fig.6 Steel consumption for upper layer of the high-pressure once-through evaporation bundles

圖7 高壓直流蒸發(fā)管束下層鋼材消耗量Fig.7 Steel consumption for lower layer of the high-pressure once-through evaporation bundles

(4)肋片節(jié)距確定。

由圖2～圖7還可知，傳熱系數(shù)隨著肋片節(jié)距的增加先增大后減?。粺煔庾枇﹄S著肋片節(jié)距的增加而增大，但是增大的幅度是逐漸升高的；鋼材消耗量隨著肋片節(jié)距的增加先減小后增大。傳熱系數(shù)最大值對應(yīng)的肋片節(jié)距同樣是鋼材消耗量最小值的肋片節(jié)距，而此時煙氣阻力也相對較小。

3.1.2 設(shè)計結(jié)果及分析

從高壓直流蒸發(fā)管束的傳熱系數(shù)、煙氣阻力和鋼材消耗量分析，既要保證較大的傳熱系數(shù)，也要確定較小的煙氣阻力和較少的鋼材消耗量，所以高壓直流蒸發(fā)管束上層高度選取23 m，肋片節(jié)距選取0.004 m；下層高度選取21 m，肋片節(jié)距選取0.005 m。高壓直流蒸發(fā)管束結(jié)構(gòu)參數(shù)見表3。

表3 高壓直流蒸發(fā)管束結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.3 Structural parameters of the high-pressure once-through evaporation bundles

根據(jù)超臨界余熱鍋爐高壓直流蒸發(fā)管束的結(jié)構(gòu)，對其管內(nèi)工質(zhì)參數(shù)進(jìn)行計算，結(jié)果見表4。

表4 高壓直流蒸發(fā)管束管內(nèi)水和蒸汽參數(shù)Tab.4 Water and steam conditions of the high-pressure once-through evaporation bundles

由計算可得，超臨界余熱鍋爐煙道寬度選取11.5 m，上層煙道高度選取23 m，下層煙道高度選取21 m。在超臨界壓力區(qū)，比定壓熱容值最大位置處的工質(zhì)溫度稱為擬臨界溫度，擬臨界溫度兩側(cè)工質(zhì)的狀態(tài)不同，擬臨界溫度左邊的工質(zhì)是水，右邊的工質(zhì)是蒸汽[16]。由工質(zhì)入口壓力計算得到高壓直流蒸發(fā)管束的工質(zhì)擬臨界溫度為395 ℃，在工質(zhì)溫度為395 ℃時(高壓直流蒸發(fā)管束21 m處)，工質(zhì)比體積增加，需增大管徑以防止上層管內(nèi)工質(zhì)流速過大，而高壓直流蒸發(fā)管束上層與下層管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量是相等的，所以選取合理的上層和下層管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流速[17]可使上層管徑增大，同時合理的管內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流速既減小了工質(zhì)流動阻力又防止了管內(nèi)傳熱惡化的發(fā)生。

3.2 其他受熱面設(shè)計

由于燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)余熱鍋爐煙氣入口溫度較低，為獲取一定的傳熱量，需要布置的受熱面比常規(guī)煤粉鍋爐大得多，因此超臨界余熱鍋爐受熱面均采用環(huán)形肋片管錯列布置的結(jié)構(gòu)，以增加換熱面積。超臨界余熱鍋爐的高壓蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)設(shè)計不同于一般余熱鍋爐，采用垂直對流蒸發(fā)管束；而其余受熱面的結(jié)構(gòu)可根據(jù)一般余熱鍋爐進(jìn)行設(shè)計與選取。其中過熱器位于溫度最高的余熱煙氣區(qū)，管內(nèi)的工質(zhì)為過熱蒸汽，因此設(shè)計時需采用具有耐高溫、抗氧化和抗蠕變能力的材料，既可以減少管子壁厚，又可以減少蠕變破壞的積累，從而改善過熱器的性能。

4 燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)熱力性能分析

以表1燃?xì)廨啓C(jī)參數(shù)為燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的頂循環(huán)，表2蒸汽參數(shù)為底循環(huán)，根據(jù)燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)計算模型對2種蒸汽參數(shù)的聯(lián)合循環(huán)進(jìn)行熱力性能計算，結(jié)果見表5。

表5 燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)熱力性能計算結(jié)果Tab.5 Thermal calculation results of the gas-steam combined cycle

由表5可知，在余熱鍋爐排煙溫度相等時，超臨界蒸汽參數(shù)比亞臨界蒸汽參數(shù)的余熱鍋爐蒸發(fā)量增加了0.67%，蒸汽輪機(jī)出力增加了7.84%，聯(lián)合循環(huán)出力增加了2.46%，廠用電率增加了0.32%，聯(lián)合循環(huán)凈效率提高了1.16個百分點(diǎn)。

5 結(jié) 論

(1)針對燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)的底循環(huán)采用超臨界蒸汽參數(shù)，提出了超臨界余熱鍋爐雙層煙道臥式結(jié)構(gòu)布置方案，通過在余熱鍋爐煙道之間設(shè)置煙氣轉(zhuǎn)向室使余熱鍋爐內(nèi)部形成足夠的垂直高度，實(shí)現(xiàn)了高壓直流蒸發(fā)管束的垂直布置和煙氣的橫向沖刷。

(2)超臨界余熱鍋爐高壓蒸發(fā)器采用強(qiáng)制流動一次上升的垂直對流蒸發(fā)管束布置方式，既克服了高壓直流蒸發(fā)管束的水動力不穩(wěn)定性，又減小了工質(zhì)流動阻力，汽水系統(tǒng)簡單，結(jié)構(gòu)布置緊湊，成本降低，縮短了啟停時間，具有更好的啟停特性。超臨界余熱鍋爐使主蒸汽參數(shù)達(dá)到了超臨界狀態(tài)，提高了主蒸汽的做功能力，達(dá)到提高燃?xì)庹羝?lián)合循環(huán)效率的目的。

(3)通過計算選取余熱鍋爐煙道寬度為11.5 m，上層煙道高度為23 m，下層煙道高度為21 m。

(4)在余熱鍋爐排煙溫度相等時，超臨界蒸汽參數(shù)比亞臨界蒸汽參數(shù)的聯(lián)合循環(huán)出力增加了2.46%，聯(lián)合循環(huán)凈效率提高了1.16個百分點(diǎn)。