鄭開云， 黃志強(qiáng)

(上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，上海 200240)

燃煤發(fā)電是全球范圍內(nèi)最為重要的電力來源，特別是在我國，大型超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組仍是當(dāng)前的主力電源，并且國際上均在大力發(fā)展更高參數(shù)等級(jí)的700 ℃先進(jìn)超超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組，以進(jìn)一步提高發(fā)電效率、降低發(fā)電成本、減少污染物的排放。但是700 ℃等級(jí)先進(jìn)超超臨界發(fā)電機(jī)組需要使用大量的鎳基高溫合金，電站建設(shè)成本過高。隨著傳統(tǒng)火力發(fā)電技術(shù)不斷趨于極限，技術(shù)研究的方向開始轉(zhuǎn)移到新型動(dòng)力循環(huán)系統(tǒng)。

近年來，超臨界CO2動(dòng)力循環(huán)(S-CO2循環(huán))成為研究熱點(diǎn)，國內(nèi)外的研究報(bào)道層出不窮，其中美國在這一領(lǐng)域的研究水平遙遙領(lǐng)先。由于CO2化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定、密度高、無毒性、成本低、循環(huán)系統(tǒng)簡單、結(jié)構(gòu)緊湊、效率高，因此S-CO2循環(huán)被認(rèn)為在火力發(fā)電、第四代核能發(fā)電(超臨界水堆除外)、聚光型太陽能熱發(fā)電(CSP)、余熱發(fā)電和地?zé)岚l(fā)電等領(lǐng)域具有良好的應(yīng)用前景[1]。據(jù)文獻(xiàn)[2]可知，在透平入口溫度高于550 ℃時(shí)，S-CO2循環(huán)的循環(huán)效率將高于蒸汽朗肯循環(huán)，且溫度越高優(yōu)勢(shì)越明顯。S-CO2循環(huán)對(duì)于低溫端冷卻溫度的敏感性較小，在空冷條件下仍能保持較高的效率，非常適合位于干旱缺水地區(qū)的CSP電站[3]。

S-CO2循環(huán)可采用燃煤鍋爐加熱獲得熱能進(jìn)行發(fā)電，法國電力公司(以下簡稱EDF)學(xué)者經(jīng)分析，認(rèn)為再壓縮S-CO2循環(huán)的循環(huán)效率明顯高于相同溫度等級(jí)的超超臨界蒸汽循環(huán)[4]。同時(shí)，西安熱工研究院(以下簡稱TPRI)的學(xué)者認(rèn)為，經(jīng)系統(tǒng)優(yōu)化后600 ℃等級(jí)的再壓縮S-CO2循環(huán)有望達(dá)到700 ℃等級(jí)先進(jìn)超超臨界蒸汽循環(huán)的效率[5]，從而替代蒸汽循環(huán)用于火力發(fā)電。但是，再壓縮S-CO2循環(huán)工質(zhì)進(jìn)入鍋爐時(shí)溫度高、吸熱溫度區(qū)間窄、流量大，與燃煤鍋爐集成時(shí)存在三方面的關(guān)鍵問題：一是控制鍋爐排煙溫度; 二是冷卻鍋爐爐壁；三是降低鍋爐壓損。

筆者提出采用部分冷卻模式的S-CO2循環(huán)與鍋爐集成，以降低進(jìn)入鍋爐的工質(zhì)溫度，擴(kuò)大吸熱溫度區(qū)間，并減少工質(zhì)質(zhì)量流量，通過改進(jìn)空氣預(yù)熱的方式，在鍋爐排煙余熱回收方面形成新的設(shè)計(jì)方案。

1 S-CO2循環(huán)與鍋爐集成

1.1 再壓縮循環(huán)與鍋爐集成

S-CO2循環(huán)可以在簡單布雷頓循環(huán)模式的基礎(chǔ)上演變出許多復(fù)雜結(jié)構(gòu)的循環(huán)模式，如再壓縮循環(huán)、預(yù)壓縮循環(huán)和部分冷卻循環(huán)等，還可以與其他工質(zhì)的循環(huán)組成各種聯(lián)合循環(huán)模式。經(jīng)學(xué)者調(diào)研，S-CO2循環(huán)已演變出42種獨(dú)立循環(huán)模式和38種聯(lián)合循環(huán)模式[6]。在目前的工程應(yīng)用條件下，再壓縮循環(huán)的效率往往更具優(yōu)勢(shì)，因此燃煤鍋爐、聚光型太陽能集熱器和核反應(yīng)堆等均選擇與再壓縮循環(huán)集成為發(fā)電系統(tǒng)[1]。再壓縮循環(huán)的基本結(jié)構(gòu)及對(duì)應(yīng)的溫熵圖示于圖1。再壓縮循環(huán)系統(tǒng)主要由主壓縮機(jī)、再壓縮機(jī)、透平、發(fā)電機(jī)、主加熱器、再熱器、回?zé)崞骱皖A(yù)冷器等組成。其中透平往往采取分級(jí)再熱方式以進(jìn)一步提高效率。由主加熱器出來的高溫高壓工質(zhì)經(jīng)透平膨脹做功，推動(dòng)發(fā)電機(jī)工作，透平排出的低壓工質(zhì)經(jīng)高溫回?zé)崞骱偷蜏鼗責(zé)崞鲗崃總鬟f給高壓側(cè)的工質(zhì)。工質(zhì)在進(jìn)入預(yù)冷器前分流成2路，一路工質(zhì)進(jìn)入預(yù)冷器(主流)，再經(jīng)主壓縮機(jī)和低溫回?zé)崞?，然后與進(jìn)入再壓縮機(jī)的另一路工質(zhì)(分流)匯合進(jìn)入高溫回?zé)崞鳎詈笤龠M(jìn)入主加熱器。

a—主壓縮機(jī)；b—低溫回?zé)崞?；c—高溫回?zé)崞?；d—主加熱器；e—透平；f—發(fā)電機(jī)；g—再壓縮機(jī)；h—預(yù)冷器

(a)系統(tǒng)示意圖

(b)溫熵圖圖1 基于再壓縮循環(huán)的發(fā)電系統(tǒng)示意圖及其溫熵圖

Fig.1 Schematic andT-sdiagram of the power generation system based on recompression cycle

考慮到再壓縮S-CO2循環(huán)深度回?zé)岬奶攸c(diǎn)，工質(zhì)進(jìn)入主加熱器的溫度較高，與燃煤鍋爐集成時(shí)，鍋爐即為主加熱器，則勢(shì)必造成鍋爐排煙溫度過高，單純依靠空氣預(yù)熱器(air preheater,以下簡稱APH)難以充分回收余熱，所以必須對(duì)圖1所示的循環(huán)結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)改造，以控制排煙溫度。EDF和TPRI分別提出了工質(zhì)分流方式，前者選擇在主壓縮機(jī)出口位置分流[4,7]，后者選擇在高溫回?zé)崞鞲邏簜?cè)入口位置分流[8-10]，分別對(duì)應(yīng)圖1(a)中虛線所示的“分流方式一”和“分流方式二”，用分流的工質(zhì)冷卻煙氣，之后分流工質(zhì)與高溫回?zé)崞鞲邏簜?cè)出口的主流工質(zhì)匯合，再進(jìn)入鍋爐。

相應(yīng)地，EDF和TPRI也分別提出了各自的空氣預(yù)熱方案，如圖2所示。EDF對(duì)比了3種APH布置方案，其中最佳的煙氣分流方案為：將分流部分的煙氣與分流工質(zhì)換熱，煙氣直接冷卻至110 ℃，其余部分的煙氣進(jìn)入APH冷卻至110 ℃，一次風(fēng)被預(yù)熱至110 ℃，二次風(fēng)被預(yù)熱至510 ℃[4]。TPRI采用分流的工質(zhì)與進(jìn)入選擇性催化還原(selective catalytic reduction，以下簡稱SCR)裝置前的煙氣換熱，從SCR出來的煙氣再經(jīng)APH冷卻至110 ℃，熱空氣溫度為338 ℃[10]。因此，2種工質(zhì)分流方法均可以達(dá)到降低鍋爐排煙溫度的目標(biāo)。

(a)EDF

(b)TPRI圖2 EDF和TPRI的空氣預(yù)熱方案Fig.2 Air pre-heating configuration of EDF and TPRI

盡管采取工質(zhì)分流冷卻煙氣方式的再壓縮S-CO2循環(huán)與鍋爐集成的燃煤發(fā)電系統(tǒng)有望獲得滿意的發(fā)電效率，但是鍋爐仍有2個(gè)技術(shù)難題有待解決：一是壓損；二是爐壁冷卻。這2個(gè)問題均與再壓縮循環(huán)深度回?zé)嵊嘘P(guān)，即工質(zhì)進(jìn)入熱源的溫度高，吸熱的溫度區(qū)間窄。假設(shè)透平入口溫度為600 ℃，再壓縮循環(huán)工質(zhì)進(jìn)入鍋爐的溫度約為500 ℃，升溫約100 K，而通常的超超臨界電站鍋爐給水溫度約280 ℃，升溫達(dá)320 K，再加上水由液態(tài)變?yōu)槌R界態(tài)經(jīng)過大比熱容區(qū)，需要吸收較大熱量，對(duì)于相同容量的鍋爐，S-CO2循環(huán)工質(zhì)質(zhì)量流量約為超超臨界蒸汽循環(huán)的10倍。S-CO2循環(huán)工質(zhì)在鍋爐中的平均吸熱溫度高，有利于減少換熱過程的損失，提高循環(huán)效率，但是爐壁冷卻變得困難，同時(shí)工質(zhì)質(zhì)量流量增大，鍋爐管道和回?zé)崞鲏簱p增大，反過來又會(huì)增加損失。由此可見，合理地?cái)U(kuò)大工質(zhì)吸熱溫度區(qū)間，可以緩解上述2個(gè)問題。

1.2 部分冷卻循環(huán)與鍋爐集成

在各種高效率的S-CO2循環(huán)模式中，部分冷卻循環(huán)模式具有較寬的吸熱溫度區(qū)間，并且循環(huán)效率可與再壓縮循環(huán)相媲美。圖3所示為部分冷卻循環(huán)基本結(jié)構(gòu)和對(duì)應(yīng)的溫熵圖。相比再壓縮循環(huán)，部分冷卻循環(huán)增加了1臺(tái)中間冷卻器和1臺(tái)預(yù)壓縮機(jī)，見圖3(a)，透平排氣經(jīng)回?zé)崞骱?，先?jīng)中間冷卻器冷卻，再經(jīng)預(yù)壓縮機(jī)增壓至中間壓力，然后預(yù)壓縮機(jī)出口工質(zhì)再分流成2路，一路至預(yù)冷器，另一路至再壓縮機(jī)，其余的工藝流程與再壓縮循環(huán)相同。部分冷卻循環(huán)的特點(diǎn)是壓比增大，對(duì)于透平采用多級(jí)再熱的方式十分有利，并且透平排氣壓力和主壓縮機(jī)進(jìn)氣壓力可以各自獨(dú)立調(diào)節(jié)。部分冷卻循環(huán)也可類似地在主壓縮機(jī)出口或高溫回?zé)崞鞲邏簜?cè)入口分流工質(zhì)，如圖3所示。

a—主壓縮機(jī)；b—低溫回?zé)崞鳎籧—高溫回?zé)崞?；d—主加熱器；e—透平；f—發(fā)電機(jī)；g—再壓縮機(jī)；h—預(yù)冷器；i—中間冷卻器；j—預(yù)壓縮機(jī)

(a)系統(tǒng)示意圖

(b)溫熵圖圖3 基于部分冷卻循環(huán)的發(fā)電系統(tǒng)示意圖及其溫熵圖

Fig.3 Schematic andT-sdiagram of the power generation system based on partial cooling cycle

為了對(duì)比無煙氣冷卻工質(zhì)分流時(shí)部分冷卻循環(huán)與再壓縮循環(huán)的效率，以及上述2種煙氣冷卻工質(zhì)分流方式中分流比對(duì)循環(huán)效率的影響，結(jié)合EDF和TPRI各自文獻(xiàn)報(bào)道，選取表1中的“本文再壓縮循環(huán)”和“本文部分冷卻循環(huán)”參數(shù)。表1中的“EDF再壓縮循環(huán)”采用了二次再熱[4]，此循環(huán)系統(tǒng)中布置了高壓、中壓和低壓透平，而“TPRI再壓縮循環(huán)”[10]、“本文再壓縮循環(huán)”、“本文部分冷卻循環(huán)”均采用了一次再熱，循環(huán)系統(tǒng)中布置了高壓和低壓透平。作為對(duì)比分析且為便于計(jì)算，筆者不考慮發(fā)電機(jī)損耗、各種機(jī)械損失、熱損失、連接管道壓損、漏氣、輔助設(shè)備用電等次要因素。循環(huán)效率分析采用美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究所(NIST)發(fā)布的REFPROP物性數(shù)據(jù)庫。表1中再壓縮循環(huán)的主壓縮機(jī)入口工質(zhì)壓力、高壓透平出口工質(zhì)壓力、分流比(進(jìn)入再壓縮機(jī)工質(zhì)質(zhì)量流量的比例)，以及部分冷卻循環(huán)的主壓縮機(jī)入口工質(zhì)壓力、預(yù)壓縮機(jī)入口工質(zhì)壓力、高壓透平出口工質(zhì)壓力、分流比通過以循環(huán)效率最大為目標(biāo)的優(yōu)化計(jì)算確定。

表1 S-CO2循環(huán)參數(shù)Tab.1 Parameters of the S-CO2 cycle

注:1)優(yōu)化計(jì)算獲得的值。

基于熱力學(xué)第一定律，循環(huán)達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)的效率η可表達(dá)為：

(1)

式中：Wt為透平功率；Wc為壓縮機(jī)功耗；Q為工質(zhì)吸收的熱量。

壓縮機(jī)內(nèi)的壓縮過程與透平內(nèi)的膨脹做功過程均視為絕熱過程，等熵效率分別用ηc和ηt表示。

壓縮機(jī)壓縮過程的等熵效率為：

(2)

式中：h為工質(zhì)比焓；下標(biāo)c表示壓縮機(jī)，is表示等熵過程，in表示入口，out表示出口。

透平膨脹做功過程的等熵效率為

(3)

式中：下標(biāo)t表示透平。

經(jīng)過計(jì)算，無煙氣冷卻工質(zhì)分流時(shí)循環(huán)穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)數(shù)據(jù)見表2。相比再壓縮循環(huán)，部分冷卻循環(huán)的循環(huán)效率、工質(zhì)質(zhì)量流量、主加熱器入口工質(zhì)溫度、低壓透平排氣溫度、高溫回?zé)崞鞲邏簜?cè)入口工質(zhì)溫度、高溫回?zé)崞鞴β省⒌蜏鼗責(zé)崞鞴β示@著下降，兩者的主加熱器和再熱器功率相近。

表2本文再壓縮循環(huán)和部分冷卻循環(huán)的計(jì)算結(jié)果

Tab.2Calculationresultsofrecompressionandpartialcoolingcycles

參數(shù)再壓縮循環(huán)部分冷卻循環(huán)相對(duì)變化量1)循環(huán)效率/%51.0849.96-1.1%工質(zhì)質(zhì)量流量/(kg·s-1)7 177.45 765.9-19.7%主加熱器入口工質(zhì)溫度/℃481.1447.4-33.7%低壓透平排氣溫度/℃526.6504.2-22.4%高溫回?zé)崞鞲邏簜?cè)入口工質(zhì)溫度/℃223.0205.8-17.2%主加熱器功率/MW1 271.31 267.8-0.3%再熱器功率/MW686.6733.7+6.8%高溫回?zé)崞鞴β?MW2 460.91 934.2-21.4%低溫回?zé)崞鞴β?MW1 267.1800.3-36.9%

注:1)部分冷卻循環(huán)與再壓縮循環(huán)對(duì)比變化的百分比。

需要指出的是，從表2的結(jié)果來看，部分冷卻循環(huán)效率明顯低于再壓縮循環(huán)效率，但是部分冷卻循環(huán)的工質(zhì)質(zhì)量流量下降，使鍋爐管道和回?zé)崞鞯膲簱p減小，應(yīng)考慮到這部分貢獻(xiàn)對(duì)循環(huán)效率的補(bǔ)償。根據(jù)基本的管道流動(dòng)壓損公式：

(4)

式中:Δp為壓損；f為摩擦因數(shù)；L為長度；D為直徑；ρ為密度；u為流速。

(5)

式中：qm為質(zhì)量流量；A為面積。

(6)

可見壓損與質(zhì)量流量的平方成正比。質(zhì)量流量下降19.7%，相當(dāng)于壓損減小35%，此外回?zé)崞鞴β氏陆凳够責(zé)崞鲹Q熱面積減少,同時(shí)也帶來壓損的下降。若按此近似地折算表1中的壓損，則有主加熱器壓損取1.3 MPa、再熱器壓損取0.195 MPa、回?zé)崞鲏簱p取0.05 MPa、其余每個(gè)部件壓損取0.065 MPa，其他參數(shù)不變，再計(jì)算部分冷卻循環(huán)的循環(huán)效率為51.03%?？梢?，部分冷卻循環(huán)的效率幾乎與再壓縮循環(huán)的效率相等。因此，選用部分冷卻循環(huán)與鍋爐集成，在保持高效率的同時(shí)，可有效緩解壓損和壁爐冷卻的問題。

對(duì)于煙氣冷卻工質(zhì)分流的工況，煙氣冷卻分流工質(zhì)吸熱量占總吸熱量的比例為0～25%，2種分流方式對(duì)循環(huán)的影響示于圖4。

分流方式一將導(dǎo)致循環(huán)效率總是隨著煙氣冷卻工質(zhì)分流比(分流工質(zhì)質(zhì)量流量占總工質(zhì)質(zhì)量流量的比例,下文簡稱分流比)的增大而下降，與此同時(shí)再壓縮分流比減小，這會(huì)降低循環(huán)效率。但是，當(dāng)煙氣冷卻工質(zhì)分流比在0.15以下時(shí)分流方式二不會(huì)影響循環(huán)效率。這是由于高壓二氧化碳工質(zhì)比定壓熱容大于低壓二氧化碳工質(zhì)，所以高溫回?zé)崞鞲邏簜?cè)可以用較少的工質(zhì)質(zhì)量流量與低壓側(cè)的工質(zhì)完成換熱。根據(jù)熱量平衡關(guān)系：

(7)

(a)煙氣冷卻分流工質(zhì)吸熱量占比

(b)循環(huán)效率

(c)再壓縮分流比

(d)鍋爐入口工質(zhì)溫度圖4 2種分流方式的煙氣冷卻工質(zhì)分流比對(duì)部分冷卻循環(huán)的影響

Fig.4 Effect of split ratio on the partial cooling cycle for two split methods

鍋爐與部分冷卻循環(huán)集成時(shí)，可采取工質(zhì)分流冷卻煙氣的方法，由此可能造成循環(huán)效率下降，但是保證了鍋爐的高效率，整體優(yōu)化后可獲得最佳的發(fā)電效率。

2 空氣預(yù)熱方式改進(jìn)方案

除了優(yōu)選循環(huán)模式及參數(shù)優(yōu)化，對(duì)鍋爐APH布置也可以進(jìn)一步改進(jìn)。EDF與TPRI的APH設(shè)計(jì)的區(qū)別在于，前者二次風(fēng)預(yù)熱至約500 ℃[7]或510 ℃[4]，后者空氣預(yù)熱至約338 ℃[10]，雖然兩者最終均可將煙氣冷卻至110 ℃，但是TPRI單位質(zhì)量煙氣冷卻分流工質(zhì)吸收煙氣熱量的負(fù)荷更大，如果二次風(fēng)進(jìn)一步從338 ℃提高到510 ℃，煙氣冷卻工質(zhì)分流比可大幅減小，粗略估算，工質(zhì)進(jìn)入鍋爐的溫度可降低約20 K，代價(jià)是需要更大規(guī)模的APH。APH改進(jìn)的思路是將二次風(fēng)預(yù)熱至盡量高的溫度，且采用煙氣冷卻工質(zhì)分流方式二，避免或減輕對(duì)循環(huán)效率的不利影響。

空氣預(yù)熱方式的2種改進(jìn)方案如圖5所示，圖中溫度表示預(yù)期達(dá)到的值，僅用于示意，并非設(shè)計(jì)值。在圖5(a)所示的方案中，APH分為高溫段和低溫段2部分，高溫?zé)煔膺M(jìn)入APH高溫段前分流一股煙氣與分流工質(zhì)換熱，SCR布置在APH高溫段和低溫段之間，冷卻煙氣的分流工質(zhì)來自于高溫回?zé)崞魅肟?。在圖5(b)所示的方案中，二次風(fēng)經(jīng)APH后，與透平排氣換熱，進(jìn)一步提高二次風(fēng)溫度，透平排氣與二次風(fēng)換熱后再進(jìn)入高溫回?zé)崞?，高溫?zé)煔膺M(jìn)入APH前與分流工質(zhì)換熱，冷卻煙氣的分流工質(zhì)也來自高溫回?zé)崞魅肟?。圖5(b)所示方案的另一個(gè)作用是減少高溫回?zé)崞鞯膿Q熱量，并降低高溫回?zé)崞鞯淖罡吖ぷ鳒囟?，這對(duì)于降低高溫回?zé)崞髦圃斐杀臼钟欣?/p>

3 結(jié) 論

(1)與燃煤鍋爐集成時(shí)，部分冷卻S-CO2循環(huán)進(jìn)入鍋爐的工質(zhì)溫度比再壓縮S-CO2循環(huán)更低，吸熱溫度區(qū)間較大，并顯著減少工質(zhì)質(zhì)量流量，從而降低鍋爐及回?zé)崞鲏簱p，部分冷卻循環(huán)效率與再壓縮循環(huán)效率相近。

(2)S-CO2循環(huán)可通過從主壓縮機(jī)出口或高溫回?zé)崞魅肟诜至鞴べ|(zhì)來冷卻鍋爐尾部煙氣，可降低鍋爐排煙溫度，對(duì)確保鍋爐效率有利，但可能降低循環(huán)效率。當(dāng)工質(zhì)從主壓縮機(jī)出口分流時(shí)，循環(huán)效率隨分流比的增大而降低；當(dāng)工質(zhì)從高溫回?zé)崞魅肟诜至鲿r(shí)，循環(huán)效率起初隨著分流比的增大保持不變，當(dāng)分流比超過某個(gè)臨界值后逐步降低。

(a)空氣預(yù)熱方式改進(jìn)方案一

(b)空氣預(yù)熱方式改進(jìn)方案二圖5 改進(jìn)的空氣預(yù)熱方案Fig.5 Modified air pre-heating configuration

(3)通過改進(jìn)空氣預(yù)熱方式，提高二次風(fēng)預(yù)熱溫度，可減小煙氣冷卻分流工質(zhì)的吸熱量或透平排氣的回?zé)崃?，從而降低工質(zhì)進(jìn)入鍋爐的溫度，有利于鍋爐爐壁冷卻。