曲新鶴，楊小勇，王 捷

(清華大學(xué) 核能與新能源技術(shù)研究院，先進(jìn)核能技術(shù)協(xié)同創(chuàng)新中心，先進(jìn)反應(yīng)堆工程與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084)

超高溫氣冷堆是第4代核能系統(tǒng)的6個反應(yīng)堆堆型之一。在反應(yīng)堆技術(shù)方面，憑借著從模塊式高溫氣冷堆繼承的固有安全性和工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，一旦突破材料方面的限制，超高溫氣冷堆有望成為最先實(shí)現(xiàn)的第4代反應(yīng)堆系統(tǒng)。先進(jìn)的動力轉(zhuǎn)換單元是其中的一個重要部分，對于提高能源利用率，增加其競爭力至關(guān)重要。在高溫氣冷堆向超高溫氣冷堆發(fā)展的過程中，反應(yīng)堆出口溫度逐漸提高，而動力轉(zhuǎn)換方案的選取是和反應(yīng)堆出口溫度密切相關(guān)的。目前，高溫和超高溫氣冷堆動力轉(zhuǎn)換單元的方案主要包括：蒸汽循環(huán)、透平直接循環(huán)和聯(lián)合循環(huán)。

蒸汽循環(huán)是兩回路的循環(huán)，冷卻劑將堆芯產(chǎn)生的熱量帶入到中間換熱器(IHX)，并傳遞給二回路的給水。給水被加熱產(chǎn)生蒸汽，推動汽輪機(jī)做功，將熱能轉(zhuǎn)換為機(jī)械能，轉(zhuǎn)軸帶動發(fā)電機(jī)，進(jìn)一步將機(jī)械能轉(zhuǎn)換為電能。聯(lián)邦德國設(shè)計(jì)的AVR[1]是第1座蒸汽循環(huán)高溫氣冷堆，氦氣的堆芯出口溫度被控制在770～950 ℃范圍內(nèi)，二回路可產(chǎn)生7.2 MPa、505 ℃的過熱蒸汽。美國設(shè)計(jì)的高溫氣冷實(shí)驗(yàn)堆Peach Bottom[2]的氦氣堆芯出口溫度約為700 ℃，在蒸汽發(fā)生器中被冷卻到約340 ℃后回到堆芯，可產(chǎn)生10.2 MPa、538 ℃的過熱蒸汽。在高溫氣冷實(shí)驗(yàn)堆的基礎(chǔ)上，美國和聯(lián)邦德國分別建造了高溫氣冷示范堆Fort St. Vrain[3]和釷高溫氣冷堆THTR-300[4]。

在三哩島和切爾諾貝利核事故后，美國提出了先進(jìn)堆型發(fā)展計(jì)劃，使得模塊化高溫氣冷堆成為高溫氣冷堆的主要發(fā)展方向。最早的模塊化高溫氣冷堆是西門子發(fā)展的80 MW HTR-Module[5]，其堆芯延續(xù)了AVR的設(shè)計(jì)，反應(yīng)堆壓力殼和蒸汽發(fā)生器采用“肩并肩”的設(shè)計(jì)。美國于1985年推出了模塊式高溫氣冷堆(MHTGR)[6]的參考設(shè)計(jì)，它與HTR-Module類似，也采用“肩并肩”的設(shè)計(jì)，堆芯方面延續(xù)圣·弗倫堡的技術(shù)發(fā)展方向。中國和日本也相繼開展了模塊化高溫氣冷堆的研究工作：10 MW的HTR-10[7]和30 MW的HTTR[8]。中國在HTR-10經(jīng)驗(yàn)和成果的基礎(chǔ)上正在建設(shè)250 MW×2的模塊化高溫氣冷堆示范電站HTR-PM[9-10]。

各國在蒸汽循環(huán)高溫氣冷堆的基礎(chǔ)上積累了實(shí)驗(yàn)和工程經(jīng)驗(yàn)，紛紛開展透平直接循環(huán)的模塊化高溫氣冷堆研究，主要有南非的PBMR計(jì)劃[11]、美國和俄羅斯合作的GT-MHR計(jì)劃[12]、日本的GTHRT300計(jì)劃[13]和中國的HTR-10GT計(jì)劃[14-15]。目前透平直接循環(huán)方案中普遍采用回?zé)嵫h(huán)，即透平排氣不直接進(jìn)入預(yù)冷器，而是先進(jìn)入回?zé)崞黝A(yù)熱壓氣機(jī)出口的低溫氦氣，提高氦氣在反應(yīng)堆內(nèi)的平均吸熱溫度，提高循環(huán)效率。但回?zé)嵫h(huán)在提高循環(huán)效率的同時(shí)也使得反應(yīng)堆入口溫度較高，受到反應(yīng)堆壓力殼材料的限制。

聯(lián)合循環(huán)是兩回路或三回路的循環(huán)方案，可實(shí)現(xiàn)對高溫氣冷堆高溫?zé)嵩吹奶菁壚茫馔钙窖h(huán)可充分利用反應(yīng)堆能量的質(zhì)，蒸汽循環(huán)可利用反應(yīng)堆能量的量，其中氦氣透平和蒸汽透平可同時(shí)帶動發(fā)電機(jī)對外輸出功率。聯(lián)合循環(huán)對于超高溫氣冷堆有很大的優(yōu)勢，可保證有較高的循環(huán)效率，且反應(yīng)堆入口溫度在材料允許的范圍內(nèi)。目前對高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)的研究相對較少，設(shè)計(jì)方案有McDonald[16-17]的NGTCC方案、法馬通ANP的ANTARES方案[18]和清華大學(xué)的聯(lián)合循環(huán)研究工作[19-20]。本文針對高溫和超高溫氣冷堆的動力轉(zhuǎn)換單元，分析循環(huán)方案的選擇，并進(jìn)行循環(huán)參數(shù)的優(yōu)化。

1 透平直接循環(huán)熱力學(xué)模型

表1列出5種高溫和超高溫氣冷堆循環(huán)方案(1種透平直接循環(huán)和4種聯(lián)合循環(huán))，并進(jìn)行分析比較。分別對透平直接循環(huán)和聯(lián)合循環(huán)建立熱力學(xué)模型。

表1 循環(huán)方案Table 1 Cycle scheme

圖1示出透平直接循環(huán)的一個典型布置和溫熵(T-S)圖，該方案是帶有壓氣機(jī)預(yù)冷器、中間冷卻器和回?zé)崞鞯闹苯友h(huán)，具體分析參見文獻(xiàn)[21]。透平直接循環(huán)的循環(huán)效率ηB定義為凈輸出功Wnet(透平輸出功與壓氣機(jī)耗功的差值)與堆芯吸熱量QCOR之比：

ηB=Wnet/QCOR

(1)

參照佐藤豪[22]的推導(dǎo)，再增加對安全殼內(nèi)壁旁路冷卻流量份額β的考慮，可得出透平直接循環(huán)效率ηB(式(2))。其中用于反應(yīng)堆壓力殼內(nèi)壁冷卻的流量是從壓氣機(jī)出口引流，流經(jīng)反應(yīng)堆壓力殼內(nèi)壁后和主流一起進(jìn)入反應(yīng)堆堆芯[23]。

((1-β)(1-α(1+ηT(π-φ-1))-

(2)

(3)

其中：ηT為透平效率；ηC為壓氣機(jī)效率；π為透平膨脹比，即透平入口壓力與出口壓力的比值；φ為氦氣氣體常數(shù)，為0.4；τ為循環(huán)溫比，整個循環(huán)最高溫度和最低溫度之比，即T4和T1的比值；γL和γH分別為低壓壓氣機(jī)和高壓壓氣機(jī)的壓比，即壓氣機(jī)出口壓力與入口壓力的比值；α為回?zé)崞骰責(zé)岫?；hi為圖1中各節(jié)點(diǎn)的比焓，J/kg；Ti為各節(jié)點(diǎn)的溫度，℃。

在熱力循環(huán)設(shè)計(jì)中，反應(yīng)堆入口溫度T3是最需考慮的安全因素，表達(dá)式[21]為：

T3=(αT1τ(1+ηT(π-φ-1))+

(4)

圖1 透平直接循環(huán)系統(tǒng)簡圖(a)和溫熵圖(b)Fig.1 System (a) and T-S (b) diagrams of turbine direct cycle

2 聯(lián)合循環(huán)熱力學(xué)模型

2.1 聯(lián)合循環(huán)方案

超高溫氣冷堆與高溫氣冷堆在技術(shù)上最主要的區(qū)別是反應(yīng)堆出口溫度。一般將反應(yīng)堆出口溫度高于950 ℃的氣冷堆稱為超高溫氣冷堆，低于950 ℃的稱為高溫氣冷堆。高溫和超高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)方案可分為上位循環(huán)、下位循環(huán)和余熱鍋爐部分，其中上位循環(huán)是Brayton循環(huán)，下位循環(huán)是Rankine循環(huán)。文獻(xiàn)[19，24]對高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)的上位循環(huán)方案進(jìn)行了探討，無壓氣機(jī)預(yù)冷與中間冷卻的Brayton循環(huán)有更高的循環(huán)效率。上位循環(huán)采用回?zé)峥蛇M(jìn)一步提高循環(huán)效率，但對于高溫氣冷堆，透平排氣溫度相對較低，回?zé)岫戎荒茉O(shè)計(jì)得較小，回?zé)崞鞯淖饔貌荒鼙怀浞掷谩τ诔邷貧饫涠?，透平排氣溫度較高，一般高于700 ℃，且隨反應(yīng)堆出口溫度的升高而升高。如上位循環(huán)增加回?zé)?，回?zé)岫瓤稍O(shè)計(jì)得相對高一些。

同樣考慮高溫和超高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)的下位循環(huán)方案。高溫氣冷堆的透平排氣溫度(余熱鍋爐的熱源溫度)相對較低，故下位循環(huán)設(shè)計(jì)為亞臨界Rankine循環(huán)，即余熱鍋爐產(chǎn)生亞臨界主蒸汽參數(shù)。超高溫氣冷堆的透平排氣溫度較高，下位循環(huán)可考慮設(shè)計(jì)為超臨界Rankine循環(huán)，余熱鍋爐產(chǎn)生超臨界主蒸汽參數(shù)。

圖2示出高溫和超高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)的設(shè)計(jì)方案。對于高溫氣冷堆，上位循環(huán)是1個無預(yù)冷-無中間冷卻-無回?zé)岬暮唵蜝rayton循環(huán)。氦氣在透平中膨脹做功后進(jìn)入余熱鍋爐，將熱量傳遞給下位循環(huán)的給水。下位循環(huán)分別是有再熱和無再熱的Rankine循環(huán)。給水在余熱鍋爐中吸收熱量后進(jìn)入汽輪機(jī)膨脹做功，經(jīng)冷凝器和泵后回到余熱鍋爐。對于超高溫氣冷堆，上位循環(huán)分別是簡單的Brayton循環(huán)和有回?zé)岬腂rayton循環(huán)，下位循環(huán)是有再熱的Rankine循環(huán)。

HP——高壓汽輪機(jī)；MP——中壓汽輪機(jī)；LP——低壓汽輪機(jī)圖2 高溫氣冷堆(a)和超高溫氣冷堆(b)聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)簡圖Fig.2 System diagram of combined cycle coupled with HTGR (a) and VHTR (b)

a——亞臨界SCC；b——亞臨界RCC；c——超臨界RCC；d——超臨界RRCC圖3 4種循環(huán)方案的溫熵圖Fig.3 T-S diagram of four cycle schemes

2.2 熱力學(xué)模型

聯(lián)合循環(huán)的熱力學(xué)模型包括上位循環(huán)和下位循環(huán)。圖3示出4種循環(huán)方案的溫熵圖。

上位循環(huán)效率ηgt的表達(dá)式[25]為：

(1-ψ)/(τ(1-ψ)-ατ(1+ηT(π-φ-1))-

(5)

其中：Wnet,gt為上位循環(huán)的凈輸出功，MW；γ為壓氣機(jī)壓比；ψ為透平葉片冷卻流量份額。ψ的計(jì)算方法為：當(dāng)1 175 K1 356 K時(shí)，采用下式[26]計(jì)算：

(6)

式(5)中τ與下位循環(huán)相關(guān)，τ可表達(dá)為：

τ=τ(T4,ΔTmin)

(7)

其中，ΔTmin為余熱鍋爐最小溫差，℃。在下位循環(huán)是亞臨界Rankine循環(huán)時(shí)，ΔTmin=ΔTgw，ΔTgw為余熱鍋爐節(jié)點(diǎn)溫差；在下位循環(huán)是超臨界Rankine循環(huán)時(shí)，ΔTmin=ΔTC，ΔTC為余熱鍋爐冷端溫差。式(5)可表達(dá)為：

ηgt=η(τ,γ,α,β,ηC,ηT,ξgt)

(8)

其中，ξgt為上位循環(huán)阻力系數(shù)，包括堆芯阻力系數(shù)ξC、余熱鍋爐阻力系數(shù)ξH和回?zé)崞髯枇ο禂?shù)ξR。

ξgt=[ξC,ξH,ξR]T

(9)

下位循環(huán)效率ηst的表達(dá)式[25]為：

ηst=Wnet,st/QHRSG=

(10)

其中，Wnet,st為下位循環(huán)凈輸出功，MW；QHRSG為余熱鍋爐吸熱量，MW。

下位循環(huán)效率可表達(dá)為：

ηst=η(T12,p15,T15,p17,T17,

T18,ηs,ηf,ηcon,ξst)

(11)

其中：ηs為汽輪機(jī)內(nèi)效率；ηf和ηcon為給水泵和凝水泵內(nèi)效率；ξst為下位循環(huán)阻力系數(shù)，包括蒸汽管道、除氧器等；pi為各節(jié)點(diǎn)的壓力，MPa。

聯(lián)合循環(huán)效率ηCC是上位循環(huán)與下位循環(huán)的總輸出功與堆芯吸熱量的比值，可表達(dá)為：

ηCC=ηgt+ηst(1-ηgt)

(12)

聯(lián)合循環(huán)效率進(jìn)一步被表達(dá)為：

ηCC=η(τ,γ,α,β,ΔTmin,T12,p15,

T15,p17,T17,T18,ηie,ξCC)

(13)

其中：ηie為聯(lián)合循環(huán)葉輪機(jī)械內(nèi)效率，ηie=[ηC,ηT,ηs,ηf,ηcon]T；ξCC為聯(lián)合循環(huán)的阻力系數(shù)，ξCC=[ξgt，ξst]T。

3 工程限制條件與循環(huán)方案優(yōu)化

高溫和超高溫氣冷堆熱力循環(huán)發(fā)電設(shè)計(jì)的優(yōu)化目標(biāo)是使其循環(huán)效率最高，但這不是一個簡單的優(yōu)化過程，而是一個在諸多工程限制條件下的優(yōu)化過程，也即數(shù)學(xué)上的有條件極值問題。

透平直接循環(huán)的優(yōu)化相對容易，聯(lián)合循環(huán)因參數(shù)更多，優(yōu)化過程相對復(fù)雜。將聯(lián)合循環(huán)效率(ηCC)分別對上位循環(huán)效率(ηgt)和下位循環(huán)效率(ηst)求偏導(dǎo)數(shù)，可得到：

(14)

式(14)顯示聯(lián)合循環(huán)效率是上位循環(huán)效率和下位循環(huán)效率的單調(diào)增函數(shù)，因此在對聯(lián)合循環(huán)進(jìn)行優(yōu)化時(shí)，可分別對上位循環(huán)和下位循環(huán)進(jìn)行優(yōu)化。優(yōu)化過程中的限制條件主要包括以下內(nèi)容。

1) 反應(yīng)堆壓力殼是重要的核安全部件，是熱力循環(huán)設(shè)計(jì)中需考慮的最重要的限制因素。目前壓力殼結(jié)構(gòu)材料的選擇主要有兩種方案：SA533鋼材和9Cr-1Mo-V鋼材[17，27]。其中壓力殼采用SA533鋼材方案的優(yōu)點(diǎn)是相對成熟，在壓水堆上廣泛應(yīng)用。雖然SA533鋼材允許的溫度限值是370 ℃，但可從高壓壓氣機(jī)出口分流冷的氦氣冷卻壓力殼，使其控制在允許的溫度范圍內(nèi)。這一方案的缺點(diǎn)是內(nèi)壁氣體冷卻技術(shù)復(fù)雜，增加了設(shè)計(jì)難度。壓力殼采用9Cr-1Mo-V鋼材內(nèi)壁冷卻方案的優(yōu)點(diǎn)是結(jié)構(gòu)簡單，缺點(diǎn)是這種合金鋼材的使用溫度必須低于490 ℃，且至今還從未在任何反應(yīng)堆上使用過。

對于高溫氣冷堆建議采用成熟的SA533鋼材，對于超高溫氣冷堆建議采用先進(jìn)的9Cr-1Mo-V鋼材。

2) 相對而言，氦氣透平直接循環(huán)的氦氣壓氣機(jī)屬于大型有間冷的二級壓氣機(jī)(每級有多級葉片)，所以壓縮比建議限制在3.0之內(nèi)。聯(lián)合循環(huán)上位循環(huán)的氦氣壓氣機(jī)屬于小型單級壓氣機(jī)(單級有多級葉片)，所以壓縮比建議限制在2.0之內(nèi)。

3) 循環(huán)方案的選取是和反應(yīng)堆出口溫度密切相關(guān)的，如圖4所示，高溫氣冷堆出口溫度在700～950 ℃之間，超高溫氣冷堆出口溫度在950 ℃以上。在高溫氣冷堆范圍，熱力循環(huán)可采用氦氣透平直接循環(huán)和亞臨界聯(lián)合循環(huán)；在超高溫氣冷堆范圍，則宜采用超臨界聯(lián)合循環(huán)。在反應(yīng)堆出口溫度小于900 ℃時(shí)，氦氣透平壓氣機(jī)組渦輪機(jī)葉片不用冷卻，大于900 ℃時(shí)需葉片內(nèi)冷卻。

實(shí)際工程項(xiàng)目要考慮的因素很多，以下僅從抽象的理論模型中提取最重要的參數(shù)進(jìn)行分析說明。

4 參數(shù)分析

表2列出計(jì)算給定的參數(shù)。循環(huán)參數(shù)的優(yōu)化和選定可參考文獻(xiàn)[20-21，25]。對幾個循環(huán)方案中的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行分析，包括反應(yīng)堆出口溫度、反應(yīng)堆入口溫度、壓縮比和主蒸汽參數(shù)。

4.1 反應(yīng)堆出口溫度

反應(yīng)堆出口溫度是提高其熱力循環(huán)效率的重要參數(shù)，如圖5所示，熱力循環(huán)效率隨反應(yīng)堆出口溫度的增大而增大。在高溫氣冷堆范圍可采用氦氣透平直接循環(huán)和亞臨界聯(lián)合循環(huán)，其中sub-RCC(亞臨界再熱聯(lián)合循環(huán))的循環(huán)效率高于TDC的循環(huán)效率，sub-SCC(亞臨界簡單聯(lián)合循環(huán))的聯(lián)合循環(huán)效率最低。在反應(yīng)堆出口溫度為900 ℃時(shí)，sub-RCC的循環(huán)效率為50.1%，TDC的循環(huán)效率為48.9%(保證反應(yīng)堆入口溫度為550 ℃)，sub-SCC的循環(huán)效率為46.6%。在超高溫氣冷堆范圍適合采用超臨界聯(lián)合循環(huán)，sup-RRCC(超臨界再熱-回?zé)崧?lián)合循環(huán))的循環(huán)效率高于sup-RCC(超臨界再熱聯(lián)合循環(huán))的循環(huán)效率。在反應(yīng)堆出口溫度為1 050 ℃時(shí)，sup-RRCC(回?zé)岫圈?0.2)的循環(huán)效率為55.2%，sup-RCC的循環(huán)效率為54.2%。整個溫度范圍內(nèi)，超高溫氣冷堆熱力循環(huán)效率明顯高于高溫氣冷堆的。

圖4 高溫和超高溫氣冷堆動力轉(zhuǎn)換單元設(shè)計(jì)參數(shù)限制Fig.4 Parameter limit of power conversion unit of HTGR and VHTR

循環(huán)方案參數(shù)透平直接循環(huán)QCOR=250 MW,T1=26 ℃,α=0.95,ηC=88%,ηT=89%聯(lián)合循環(huán)QCOR=250 MW,ηC=88%,ηT=89%,ηs=86%,T15=540 ℃/566 ℃,p15=6 MPa/18 MPa/24 MPa,T17=540 ℃/566 ℃,p19=5 kPa,T12=104 ℃/205 ℃,ΔTgw=15 ℃,ΔTC=30 ℃

圖5 高溫和超高溫氣冷堆動力轉(zhuǎn)換單元熱力循環(huán)效率Fig.5 Cycle efficiency of power conversion unit of HTGR and VHTR

4.2 反應(yīng)堆入口溫度

在熱力循環(huán)設(shè)計(jì)中，反應(yīng)堆入口溫度是最需考慮的安全因素，如圖6所示。在高溫氣冷堆范圍，壓力殼采用SA533鋼材，TDC的反應(yīng)堆入口溫度超過370 ℃，需內(nèi)壁冷卻；亞臨界聯(lián)合循環(huán)的反應(yīng)堆入口溫度可保持在350 ℃，不用內(nèi)壁冷卻。在超高溫氣冷堆范圍，壓力殼采用9Cr-1Mo-V鋼材，sup-RCC的反應(yīng)堆入口溫度可保持在420 ℃左右，不用內(nèi)壁冷卻；sup-RRCC的反應(yīng)堆入口溫度隨反應(yīng)堆出口溫度的提高而提高，開始小于490 ℃不需內(nèi)壁冷卻，隨后超過這個限值需內(nèi)壁冷卻。

圖6 高溫和超高溫氣冷堆的入口溫度Fig.6 Reactor inlet temperature of HTGR and VHTR

4.3 壓縮比

在熱力循環(huán)效率的優(yōu)化中，考慮各種工程限制因素，循環(huán)壓縮比的取值如圖7所示。在高溫氣冷堆范圍，氦氣透平直接循環(huán)的壓縮比在3.0之內(nèi)；亞臨界聯(lián)合循環(huán)，有再熱的循環(huán)的壓縮比基本在2.0之內(nèi)，無再熱的超出這個范圍。在超高溫氣冷堆范圍，有回?zé)岷蜔o回?zé)岬某R界聯(lián)合循環(huán)的壓縮比均能設(shè)定在2.0。

圖7 高溫和超高溫氣冷堆的壓縮比Fig.7 Compressor pressure ratio of HTGR and VHTR

4.4 主蒸汽參數(shù)

上位循環(huán)的壓縮比受到工程限制，下位循環(huán)主蒸汽的壓力和溫度也受到材料強(qiáng)度限制，因此上位循環(huán)和下位循環(huán)存在著熱端溫差(ΔTH)，并隨反應(yīng)堆出口溫度的升高而增大，如圖8所示，以致超高溫氣冷堆范圍熱力循環(huán)效率上升緩慢。對于聯(lián)合循環(huán)，提高循環(huán)效率的潛力在于提高主蒸汽的溫度和壓力，以減小上位循環(huán)和下位循環(huán)之間的火用損失，隨反應(yīng)堆出口溫度的提高此問題顯得尤為重要。

圖8 高溫和超高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)熱端溫差Fig.8 Temperature difference of combined cycle of HTGR and VHTR

5 動力循環(huán)方案總結(jié)

綜合考慮各種工程因素，上位循環(huán)為簡單氦氣透平循環(huán)、下位循環(huán)為有再熱的蒸汽輪機(jī)循環(huán)的聯(lián)合循環(huán)方案是具有競爭力的，其中蒸汽輪機(jī)循環(huán)在高溫氣冷堆范圍是亞臨界參數(shù)循環(huán)，在超高溫氣冷堆范圍是超臨界參數(shù)循環(huán)(圖9)。上位循環(huán)利用反應(yīng)堆高品位小份額的熱能，下位循環(huán)則利用低品位大份額的熱能。上位循環(huán)的反應(yīng)堆入口溫度可控制在較低水平不需內(nèi)壁冷卻，確保反應(yīng)堆安全的同時(shí)減少工程復(fù)雜性。

圖9 高溫和超高溫氣冷堆聯(lián)合循環(huán)效率Fig.9 Combined cycle efficiency of HTGR and VHTR

由圖9可發(fā)現(xiàn)，在高溫氣冷堆范圍，反應(yīng)堆出口溫度的提高對于循環(huán)效率的提高有明顯效果，但在超高溫氣冷堆范圍，反應(yīng)堆出口溫度的提高對于聯(lián)合循環(huán)效率的提高并不明顯。這主要是因?yàn)樯衔谎h(huán)和下位循環(huán)之間存在較大溫差，上位循環(huán)受到反應(yīng)堆壓力殼材料和壓縮比的限制，難以繼續(xù)利用透平排氣熱量，提高循環(huán)效率。若從下位循環(huán)出發(fā)降低溫差，則需進(jìn)一步提高下位循環(huán)主蒸汽參數(shù)。圖9中給出了3組超臨界主蒸汽參數(shù)下的循環(huán)效率，其中參數(shù)1較為成熟，是國內(nèi)很多超臨界機(jī)組使用的主蒸汽參數(shù)，參數(shù)2和3在一些更先進(jìn)的超臨界機(jī)組中使用。比較這3組參數(shù)的循環(huán)效率可發(fā)現(xiàn)，隨主蒸汽參數(shù)的提高，聯(lián)合循環(huán)效率雖有提高，但幅度較小，而進(jìn)一步提高主蒸汽參數(shù)又會受到蒸汽透平材料的限制。因此，如不能解決上述材料的限制問題，進(jìn)一步提高反應(yīng)堆出口溫度對循環(huán)效率的提高意義不大。

6 結(jié)論

本文針對高溫和超高溫氣冷堆的動力轉(zhuǎn)換方案，得出的主要結(jié)論如下。

1) 高溫氣冷堆出口溫度低于950 ℃，熱力循環(huán)可采用氦氣透平直接循環(huán)和亞臨界聯(lián)合循環(huán)。超高溫氣冷堆出口溫度在950 ℃以上，則宜采用超臨界聯(lián)合循環(huán)。其中透平直接循環(huán)的反應(yīng)堆入口溫度高于490 ℃，需進(jìn)行壓力殼內(nèi)壁冷卻。高溫氣冷堆范圍，聯(lián)合循環(huán)的反應(yīng)堆入口溫度可低于350 ℃，壓力殼可采用SA533鋼材不需壓力殼內(nèi)壁冷卻。在超高溫氣冷堆范圍，聯(lián)合循環(huán)的反應(yīng)堆入口溫度可低于490 ℃，反應(yīng)堆壓力殼材料可采用9Cr-1Mo-V鋼材，也不需壓力殼內(nèi)壁冷卻。

2) 綜合考慮各種工程因素，上位循環(huán)是簡單透平循環(huán)、下位循環(huán)是有再熱的蒸汽輪機(jī)循環(huán)的聯(lián)合循環(huán)方案是具有競爭力的，其中下位循環(huán)在高溫氣冷堆范圍是亞臨界參數(shù)循環(huán)，在超高溫氣冷堆范圍是超臨界參數(shù)循環(huán)。在反應(yīng)堆出口溫度為950 ℃時(shí)，這一動力轉(zhuǎn)換方案的循環(huán)效率可達(dá)到53.6%；在反應(yīng)堆出口溫度為1 050 ℃時(shí)，循環(huán)效率可達(dá)到55.1%。在反應(yīng)堆出口溫度高于1 050 ℃時(shí)，上位循環(huán)受到反應(yīng)堆入口溫度和壓縮比的限制，下位循環(huán)受到主蒸汽參數(shù)的限制，聯(lián)合循環(huán)效率不能進(jìn)一步提高。

本文結(jié)果對于高溫和超高溫氣冷堆的動力轉(zhuǎn)換單元的設(shè)計(jì)具有理論指導(dǎo)意義，同時(shí)也有助于推進(jìn)高溫和超高溫氣冷堆的發(fā)展。