張智羽，賈 威，陳偉鵬，肖卓楠，汪欣巍，于英利

（1.內(nèi)蒙古科技大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，內(nèi)蒙古 包頭 014010； 2.華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206； 3.內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010020）

燃煤電廠在發(fā)電過(guò)程中產(chǎn)生大量的CO2排放，由此帶來(lái)的溫室效應(yīng)對(duì)人類生存環(huán)境的影響極為嚴(yán)重。富氧燃燒，即O2/CO2燃燒方式，將高純度氧氣與再循環(huán)煙氣混合后送入鍋爐爐膛助燃，提高尾部煙氣中CO2濃度以便于捕集。O2/CO2技術(shù)被認(rèn)為是目前減緩CO2排放最具前景的技術(shù)之一[1-2]。

但是，采用富氧燃燒進(jìn)行碳捕集的循環(huán)流化床（CFB）發(fā)電機(jī)組，需要新增深冷空氣分離制氧及CO2壓縮純化裝置。而空氣分離制氧與CO2壓縮純化過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生較高的能耗，從而使得整個(gè)CFB發(fā)電機(jī)組整體發(fā)電效率降低，運(yùn)行成本增加。

瑞典查爾姆斯理工大學(xué)、美國(guó)能源部、Alstom 公司、F-W公司等，相繼對(duì)富氧燃燒CFB機(jī)組開展了相關(guān)的研究[3-5]。我國(guó)東南大學(xué)[6-7]建立了二維可視化實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)富氧CFB機(jī)組建模優(yōu)化效率分析，得出了富氧氣氛下單個(gè)煤粒燃燒特性。中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所[8-9]搭建了0.1 MW、50 kW富氧CFB試驗(yàn)臺(tái)，得出了NOx及SO2等污染物在煙氣中的排放情況。哈爾濱工業(yè)大學(xué)[10-11]搭建了富氧CFB燃燒實(shí)驗(yàn)臺(tái)，得到了在富氧條件下相關(guān)飛 灰沉積以及SO2的排放和脫除情況。華北電力大 學(xué)[12-14]研究了增壓富氧機(jī)組的熱力學(xué)特性、傳熱特性。上述研究大多都基于小型富氧燃燒CFB的理論和實(shí)驗(yàn)研究，而針對(duì)大型富氧CFB發(fā)電機(jī)組運(yùn)行中主要運(yùn)行參數(shù)的變化對(duì)空分制氧過(guò)程、CO2壓縮純化過(guò)程及機(jī)組整體能耗指標(biāo)產(chǎn)生的影響的分析，還未深入開展。

本文以常規(guī)CFB燃煤發(fā)電機(jī)組作為參考機(jī)組，通過(guò)構(gòu)建大型富氧燃燒CFB機(jī)組模型，研究主要運(yùn)行參數(shù)對(duì)機(jī)組能耗指標(biāo)及熱經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)的影響，為大型富氧燃燒CFB鍋爐技術(shù)未來(lái)的推廣與應(yīng)用提供借鑒。

1 富氧燃燒CFB發(fā)電系統(tǒng)建模

1.1 常規(guī)CFB發(fā)電系統(tǒng)

本研究選取內(nèi)蒙古某亞臨界330 MW機(jī)組中間再熱、單汽包、自然循環(huán)CFB鍋爐作為參考對(duì)象。該鍋爐型號(hào)為SG1130/17.5-M4501，汽輪機(jī)型號(hào)為NZK330-16.7/537/537，采用一次中間再熱直接空冷，回?zé)岢槠麨槿?jí)高壓加熱器、三級(jí)低壓加熱器及一級(jí)除氧器。設(shè)計(jì)燃料為劣質(zhì)煤與煤矸石的混煤，摻混質(zhì)量比為4:6。燃料元素分析與工業(yè)分析見表1。

表1 設(shè)計(jì)煤種元素與工業(yè)分析 Tab.1 Proximate and ultimate analysis of the design coal

本研究使用Ebsilon Professional軟件建立常規(guī)發(fā)電機(jī)組模型及富氧燃燒CFB鍋爐模型。常規(guī)發(fā)電機(jī)組設(shè)計(jì)值及模擬值見表2。由表2可見，常規(guī)機(jī)組設(shè)計(jì)值和模擬值誤差很小，從而驗(yàn)證了常規(guī)機(jī)組模型的準(zhǔn)確性。

表2 常規(guī)鍋爐100%THA工況設(shè)計(jì)值及模擬值 Tab.2 The design and simulation values of conventional boiler under 100%THA working condition

1.2 富氧燃燒CFB鍋爐

本研究中，富氧燃燒CFB機(jī)組與參考常規(guī)電站鍋爐的結(jié)構(gòu)基本相同，其主要運(yùn)行參數(shù)保持不變。兩者煙氣流向的主要區(qū)別在于富氧CFB鍋爐采用將氧氣與循環(huán)煙氣混合后助燃的方式[15]，從而改變了爐內(nèi)燃燒氛圍以及傳熱特性。

由文獻(xiàn)[16-17]可知，對(duì)比干、濕2種不同煙氣再循環(huán)方式。采用濕煙氣再循環(huán)，無(wú)需經(jīng)過(guò)脫水裝置冷卻、脫水，煙氣熱量能被充分利用，可降低機(jī)組的能耗還可以富集水蒸氣在爐內(nèi)，有利于煤的燃盡及提高爐內(nèi)脫硫效率[18-19]。故本研究選擇煙氣濕循環(huán)作為煙氣再循環(huán)的方式，一、二次風(fēng)溫均由循環(huán)煙氣以及氧氣比例進(jìn)行調(diào)節(jié)。富氧燃燒CFB發(fā)電機(jī)組包括富氧燃燒CFB發(fā)電、空氣分離、煙氣壓縮純化3個(gè)子系統(tǒng)，其發(fā)電機(jī)組流程如圖1所示。

圖1 富氧燃燒CFB發(fā)電機(jī)組流程 Fig.1 Process of oxyfuel CFB generator set

常規(guī)CFB發(fā)電機(jī)組與富氧燃燒CFB發(fā)電機(jī)組主要參數(shù)對(duì)比見表3。

表3 常規(guī)和富氧燃燒CFB鍋爐主要參數(shù)對(duì)比 Tab.3 Comparison of main parameters between conventional and oxyfuel CFB boiler

1.3 空氣分離及煙氣純化系統(tǒng)

富氧燃燒CFB發(fā)電機(jī)組中的空氣分離制氧系統(tǒng)（簡(jiǎn)稱空分系統(tǒng)）及煙氣壓縮純化系統(tǒng)均采用Aspen Plus模擬軟件進(jìn)行流程模擬。

空分系統(tǒng)采用雙塔流程，空氣入口溫度為25 ℃，壓力為101.3 kPa。空氣在經(jīng)過(guò)除雜、除塵后，送入空氣壓縮機(jī)進(jìn)行四級(jí)壓縮、三級(jí)級(jí)間冷卻，將壓力升高到0.6 MPa。隨后經(jīng)空冷塔、水冷塔進(jìn)行預(yù)冷后送入分子篩，去除空氣中的水分。從分子篩出來(lái)的空氣送入主換熱器被冷卻至-170 ℃，然后分為兩股：一股空氣進(jìn)入下塔精餾，初步分離成液氮和液空，經(jīng)分離處理后的液氮經(jīng)塔頂進(jìn)入冷凝器進(jìn)行節(jié)流降溫后進(jìn)入上塔頂部再精餾分離，得到純度更高的氮?dú)?，?jīng)冷凝器、主換熱器后送入水冷塔用于預(yù)冷循環(huán)水；另一股空氣通過(guò)膨脹機(jī)獲取冷量后送入上塔精餾，分離出液氧進(jìn)入主換熱器換熱后得到最終的氧氣產(chǎn)品。其中，多級(jí)壓縮機(jī)功耗可按式(2)—式(9)計(jì)算。分子篩切換損失和儀表?yè)p失按照林德經(jīng)驗(yàn)值1%計(jì)算；分子篩再生氣量為空氣量的20%，分子篩能耗約為空分系統(tǒng)總能耗的2%[20]。

煙氣壓縮純化過(guò)程，即將CO2體積分?jǐn)?shù)為85%以上的煙氣經(jīng)過(guò)冷凝、純化、壓縮等操作實(shí)現(xiàn)對(duì)CO2捕集和大規(guī)模利用的過(guò)程。煙氣在發(fā)電系統(tǒng)中經(jīng)除塵、冷卻及初步脫水后經(jīng)過(guò)三級(jí)壓縮和三級(jí)級(jí)間冷卻，再用三甘醇法進(jìn)行深度脫水，然后經(jīng)過(guò)兩次壓力釋放自產(chǎn)冷量使煙氣液化，最后分離出非冷凝氣體（Ar、N2、O2）后將液化的CO2用高壓泵增壓至11 MPa，達(dá)到大規(guī)模運(yùn)輸條件。煙氣中CO2的回收率可達(dá)97%以上。

2 富氧燃燒CFB機(jī)組數(shù)學(xué)模型及能耗指標(biāo)

2.1 空氣分離裝置（ASU）能耗計(jì)算模型

從熱力學(xué)角度考察深冷法空氣分離制氧過(guò)程發(fā)現(xiàn)，該過(guò)程實(shí)際為不可逆過(guò)程；如果將其理想化為可逆過(guò)程時(shí)，則可以得出相對(duì)應(yīng)的可逆功，該可逆功即為理論最小分離功Wmin，其表達(dá)式如下：

式中：T0為周圍環(huán)境溫度，℃；sair-0、air0s-′ 分別為分離前后的空氣熵，kJ/(kmol·K)；hair-0、air0h-′ 分別為分離前后的空氣焓，kmol/h。

理想條件下，可以將空氣假定成只含N、O元素的二元混合氣體；當(dāng)二者混合熱值為零時(shí)，其焓可由式(2)求出：

式中：hhybrid為含N、O的二元混合氣體焓值，kJ/kg；yA,O為分分離后O2體積分?jǐn)?shù)，%；為分離后N2體積分?jǐn)?shù)，%；hO為分離后O2焓，kJ/kg；hN為分離后N2焓，kJ/kg。

若將空氣分離成純N2和純O2，則分離前后熵的變化量為：

式中：sso、分別為分離前、后二元混合氣體的熵，kJ/(kmol·K)；pnev為環(huán)境壓力，MPa；psep-O為分離后混合氣體中氧分壓，MPa；psep-N為分離后混合氣體中氮分壓，MPa。

由此，將空氣分離成純N2和純O2時(shí)的理論最小分離功可由下式求得：

所以，將空氣分離成濃度為yA,N的氮?dú)夂蜐舛葹閥A,O的氧氣時(shí)所需的Wmin可由下式得出：

式中：Wmin,A為將空氣分離成純氮和純氧時(shí)理論最小分離功，kJ/mol；Wmin,O為將空氣分離成純氧時(shí)的理論最小分離功，kJ/mol；Wmin,N為將空氣分離成純氮時(shí)的理論最小分離功，kJ/mol；VO為實(shí)際分離所得純度的氧的體積流量（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，下同），m3/h；VN為實(shí)際分離所得純度的氮的體積流量，m3/h；VA為參與分離的空氣體積流量，m3/h。

壓縮空氣的實(shí)際?eA可由下式得出：

式中：psep為實(shí)現(xiàn)氮?dú)?、氧氣分離時(shí)空氣需要達(dá)到的壓力，MPa；ηcom為壓縮機(jī)?效率，%。

所以，psep可由下式求出：

由此，將空氣升壓至psep時(shí)消耗的實(shí)際壓縮功Wcomair可由下式得出：

式中：Rgas為氣體常數(shù)，kJ/(kg·K)；Tair-T為入口空氣溫度，K；pe1、pe0分別為出口、入口空氣壓力，MPa；ρa(bǔ)ir為空氣密度，kg/m3；Vair為空氣體積流量，m3/h；ηcom-M、ηcom-T為壓縮機(jī)機(jī)械效率和等溫效率，%。

空分裝置的運(yùn)行能耗可以通過(guò)計(jì)算生產(chǎn)純度為2Oφ，流量為2OV的氧氣所需的電力來(lái)求出：

式中：φk,j為空氣中j氣體的體積分?jǐn)?shù)，%；n為多級(jí)壓縮機(jī)的級(jí)數(shù)；為多級(jí)壓縮機(jī)第一級(jí)對(duì)空氣中j氣體進(jìn)行絕熱壓縮所需的理論壓縮功，kJ/mol；Vk為進(jìn)入多級(jí)壓縮機(jī)的空氣體積流量，m3/s；ηcom為多級(jí)壓縮機(jī)效率。

2.2 煙氣壓縮凈化裝置（CPU）能耗計(jì)算模型

煙氣壓縮凈化裝置的運(yùn)行能耗可以通過(guò)計(jì)算壓縮鍋爐排煙中高純度CO2所需的電能獲得。根據(jù)實(shí)際氣體的理論壓縮功計(jì)算模型，可得出CO2壓縮凈化裝置運(yùn)行能耗計(jì)算模型為：

式中：φy-j為鍋爐排煙中j氣體的體積分?jǐn)?shù)，%；為多級(jí)壓縮機(jī)第n級(jí)對(duì)鍋爐排煙中j氣體絕熱壓縮所需的理論壓縮功，kJ/mol；Vcy為進(jìn)入壓縮機(jī)中待處理煙氣流量，m3/s；為壓縮機(jī)第i級(jí)對(duì)鍋爐排煙中的CO2絕熱壓縮時(shí)所耗的理論壓縮功，kJ/mol；V2,COi為進(jìn)入多級(jí)壓縮機(jī)第i級(jí)被壓縮的CO2體積流量，m3/s；ηcom為多級(jí)壓縮機(jī)效率，%；為由增壓泵對(duì)液體CO2進(jìn)行絕熱壓縮所需理論壓縮功，kJ/mol；V2CO為進(jìn)入增壓泵鍋爐排煙中CO2的體積流量，m3/s；ηbp為增壓泵效率，%。

2.3 機(jī)組總能耗計(jì)算模型

機(jī)組總運(yùn)行能耗Epower是指電廠用電設(shè)備（如泵、風(fēng)機(jī)、循環(huán)煙氣風(fēng)機(jī)等）能耗、ASU能耗、CPU能耗累加起來(lái)消耗的能耗總量。

式中：Epower為機(jī)組運(yùn)行總能耗，MW；EFEC為電廠用電設(shè)備能耗，MW。

2.4 單位發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗及供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗

機(jī)組單位發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗指機(jī)組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗量與機(jī)組發(fā)電量比值；機(jī)組單位供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗指機(jī)組發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗量與機(jī)組供電量比值。

式中：Wf為機(jī)組發(fā)電功率，kW；Wps為機(jī)組供電功率，kW；Bs為發(fā)電耗標(biāo)準(zhǔn)煤量，t/h；Lfey為廠用電率，%；bf為單位發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗，g/(kW·h)；bg為單位供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗，g/(kW·h)。

2.5 機(jī)組凈電效率

機(jī)組凈電效率按下式計(jì)算：

式中：Bpg為發(fā)電煤耗量，t/h；Qnet,ar為燃煤的低位發(fā)熱量，kJ/kg。

2.6 凈電效率下降率

凈電效率下降率是指富氧燃燒機(jī)組由于進(jìn)行碳捕集而多消耗的能量帶來(lái)的發(fā)電系統(tǒng)凈電效率下降值與原系統(tǒng)凈電效率之比。

式中：ηOC為富氧燃燒CFB發(fā)電機(jī)組凈電效率，%；ηOC-ref為參考CFB發(fā)電機(jī)組凈電效率，%。

3 運(yùn)行因素對(duì)富氧燃燒CFB機(jī)組能耗影響分析

3.1 富氧燃燒CFB模型模擬結(jié)果驗(yàn)證

由于目前尚未有330 MW等級(jí)富氧燃燒CFB機(jī)組投產(chǎn)運(yùn)行，故將本文模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[16]中的數(shù)據(jù)對(duì)比，以驗(yàn)證富氧CFB模型中模擬數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。本文與文獻(xiàn)[16]供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗隨氧氣純度和過(guò)量氧氣系數(shù)變化對(duì)比分別見圖2和圖3，主要數(shù)據(jù)對(duì)比見表4。

圖2 本文與文獻(xiàn)[16]供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗隨氧氣純度變化對(duì)比 Fig.2 Changes of power supply standard coal consumption with oxygen purity in this article and in literature [16]

圖3 本文與文獻(xiàn)[16]供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗隨過(guò)量氧氣系數(shù)變化對(duì)比 Fig.3 Changes of power supply standard coal consumption with excessive oxygen coefficient in this article and inliterature [16]

表4 本文與文獻(xiàn)[16]主要數(shù)據(jù)對(duì)比 Tab.4 Comparison of main data between this article and literature [16]

由圖2、圖3以及表4可以看出，雖然本研究與文獻(xiàn)[16]中對(duì)于同一等級(jí)機(jī)組的研究方法不同，本研究的供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗的具體數(shù)值也由于原型爐自身差異導(dǎo)致與文獻(xiàn)[16]差異較大，但過(guò)量氧氣系數(shù)和氧氣純度對(duì)供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗的影響趨勢(shì)與文 獻(xiàn)[16]相同。這個(gè)結(jié)果在一定程度上可以為本研究中富氧燃燒CFB發(fā)電機(jī)組模型提供驗(yàn)證。

3.2 各運(yùn)行因素對(duì)富氧CFB機(jī)組運(yùn)行的影響

本研究采用單因素分析法定量分析了富氧CFB發(fā)電機(jī)組各運(yùn)行參數(shù)，包括氧氣純度、氧氣濃度（體積分?jǐn)?shù)）、過(guò)量氧氣系數(shù)以及鍋爐漏風(fēng)系數(shù)等4個(gè)可控運(yùn)行因素對(duì)富氧燃燒機(jī)組運(yùn)行能耗的影響，從而尋求最大影響因素以及最優(yōu)能耗。氧氣純度指由空分機(jī)組送入富氧燃燒CFB發(fā)電子系統(tǒng)中氧氣中純氧所占體積分?jǐn)?shù)；氧氣濃度定義為進(jìn)入富氧燃燒CFB鍋爐系統(tǒng)的助燃?xì)怏w中純氧所占的體積分?jǐn)?shù)；過(guò)量氧氣系數(shù)定義為實(shí)際供給氧氣量與理論需氧量之比；漏風(fēng)系數(shù)定義為漏入機(jī)組中（包括爐膛、對(duì)流煙道、空氣預(yù)熱器）全部空氣量與理論空氣量的比值。

3.2.1 氧氣純度影響

富氧燃燒技術(shù)要求氧氣純度為95%左右[21]。目前，國(guó)內(nèi)已運(yùn)行的大型工業(yè)化制氧純度已達(dá)到99.0%～99.6%，故氧氣純度變化范圍選為95%～99%。

圖4和圖5分別為機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗和供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨氧氣純度變化。由圖4和圖5可以看出：隨著氧氣純度增大，機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)煤耗量增大，CPU能耗減小，ASU能耗、總能耗、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率下降率先減少后增大，機(jī)組輸出功率、凈電效率先增大后減??；氧氣純度為96%時(shí)，ASU能耗為61.81 MW、總能耗為112 MW、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗為426.81 g/(kW·h)，凈電效率下降率為24.7%，均為最小值；機(jī)組輸出功率為218.01 MW、凈電效率為28.78%，均為最大值。

圖4 機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗隨氧氣純度變化 Fig.4 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with oxygen purity

圖5 機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨氧氣純度變化 Fig.5 Changes of the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of unit power supply, and unit output power with oxygen purity

這是由于氧氣純度增大時(shí)，爐內(nèi)助燃氧氣流量減小，在其他運(yùn)行參數(shù)均不變時(shí)，為了維持正常燃燒溫度，故循環(huán)煙氣量增大，使得循環(huán)風(fēng)機(jī)電耗隨之增大；循環(huán)煙氣量的增大，導(dǎo)致總煙氣量增大；當(dāng)爐膛出口煙氣溫度不變時(shí)，排煙溫度上升，從而使得排煙熱損失增大，機(jī)組煤耗量增大。另外，氧氣純度越高時(shí)，其單位制氧功耗越高，但系統(tǒng)需氧量減少，兩者效應(yīng)疊加使得氧氣純度為96%時(shí)ASU能耗為最小值。同時(shí)，隨著氧氣純度的增加，CPU系統(tǒng)能耗減小，這是因?yàn)檠跫兌雀?，循環(huán)煙氣量增大，進(jìn)入CPU系統(tǒng)的煙氣量減少。當(dāng)供氧純度增大時(shí)，ASU功耗增加，CPU能耗減少，廠用電耗增大，三者效應(yīng)疊加使得在氧氣純度為96%時(shí)系統(tǒng)的總能耗出現(xiàn)最小值。

3.2.2 氧氣濃度影響

圖6和圖7分別為機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙 氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗和機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨氧氣濃度變化。由圖6和圖7可以看出：當(dāng)氧氣濃度增大時(shí)，空分系統(tǒng)能耗、機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)煤耗量、CPU能耗均單調(diào)增大，其中CPU能耗增大的幅度較??；隨著氧氣濃度增大，機(jī)組總能耗、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率下降率先減少后增大，在氧氣濃度為30%時(shí)出現(xiàn)最小值（機(jī)組總能耗113.75 MW、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗430.15 g/(kW·h)、凈電效率下降率25.28%）；機(jī)組凈電效率、輸出功率先增大再減小，并在氧氣濃度為30%時(shí)，出現(xiàn)最大值（機(jī)組凈電效率28.9%、輸出功率218.83 MW）。

圖6 機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗隨氧氣濃度變化 Fig.6 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with oxygen concentration

圖7 機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨氧氣濃度變化 Fig.7 Changes of the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of unit power supply, and unit output power with oxygen concentration

本研究中，采用減少輸入爐膛循環(huán)煙氣量的方式，達(dá)到增大煙氣中氧氣濃度的效果。但是，循環(huán)煙氣量的減少使再循環(huán)風(fēng)機(jī)用電量減小，同時(shí)也降低了循環(huán)風(fēng)機(jī)用電量；同時(shí)，在機(jī)組其他運(yùn)行參數(shù)保持不變的情況下，隨再循環(huán)煙氣進(jìn)入爐膛的純氧量也略有減小，減少的部分通過(guò)ASU提供的氧氣進(jìn)行補(bǔ)充，從而使得ASU能耗略有上升。另外，由于進(jìn)入CPU的煙氣量上升，及排煙中CO2濃度的降低，導(dǎo)致了CPU能耗略有增加。根據(jù)公式(11)可知，由于隨著氧氣濃度增大，ASU能耗與CPU能耗均略有上升，廠用電量降低，三者效應(yīng)疊加導(dǎo)致氧氣濃度為30%時(shí)總能耗出現(xiàn)最小值。

3.2.3 過(guò)量氧氣系數(shù)影響

圖8和圖9分別為機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗和機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨過(guò)量氧氣系數(shù)變化。由圖8和圖9可以看出：隨著過(guò)量氧氣系數(shù)的增大，CPU能耗增大；標(biāo)準(zhǔn)煤耗量、ASU能耗、總能耗、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率下降率隨著過(guò)量氧氣系數(shù)增大先減小后增大，在系數(shù)為1.05時(shí)達(dá)最小值（ASU能耗為60.47 MW、總能耗108.07 MW、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗為419.54 g/(kW·h)、凈電效率下降率23.39%）；機(jī)組輸出功率、凈電效率先增大后減小，在過(guò)量氧氣系數(shù)為1.05時(shí)達(dá)最大值（機(jī)組輸出功率221.94 MW、凈電效率29.28%）。

圖8 機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗隨過(guò)量氧氣系數(shù)變化 Fig.8 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with excessive oxygen coefficient

圖9 機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨過(guò)量氧氣系數(shù)變化 Fig.9 Changes of the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of unit power supply, and unit output power with excessive oxygen coefficient

這是因?yàn)樘岣邫C(jī)組運(yùn)行過(guò)程中的過(guò)量氧氣系數(shù)，總煙氣量、循環(huán)煙氣量均會(huì)明顯增加，但是總煙氣量增大幅度大于循環(huán)煙氣量增大幅度，故而使得進(jìn)入CPU系統(tǒng)煙氣量也有所增大。所以，過(guò)量氧氣系數(shù)增大時(shí)，風(fēng)機(jī)及再循環(huán)風(fēng)機(jī)運(yùn)行電耗增加，同時(shí)，CPU能耗也隨之增加。

由于過(guò)量氧氣系數(shù)上升ASU供入氧量增大，導(dǎo)致ASU能耗增大。同時(shí)，過(guò)量氧氣系數(shù)增大，導(dǎo)致循環(huán)煙氣量也有所增大，而循環(huán)風(fēng)機(jī)耗能量隨之增大。三者效應(yīng)疊加，使得氧氣純度增大時(shí)，機(jī)組總能耗增大；過(guò)量氧氣系數(shù)為1.05時(shí)，系統(tǒng)總能耗最小，輸出功率最大，供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗量最小，凈電效率最高。

3.2.4 漏風(fēng)系數(shù)影響

圖10和圖11分別為機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗和機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨漏風(fēng)系數(shù)變化。由圖10和圖11可知：機(jī)組 標(biāo)準(zhǔn)煤耗量、總能耗、CPU能耗、凈電效率下降率以及供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗隨著漏風(fēng)系數(shù)的增大而增大；ASU能耗、機(jī)組輸出功率、凈電效率隨著漏風(fēng)系數(shù)的增大而減小。這是因?yàn)殡S著漏風(fēng)系數(shù)增大，漏入機(jī)組中的大部分氣體為空氣，導(dǎo)致煙氣中N2、O2濃度升高，爐膛中心溫度升高，排煙溫度升高，排煙熱損失增大，煤耗量增大。由于雜質(zhì)氣體中含有大量的N2，造成進(jìn)入CPU系統(tǒng)的煙氣中CO2濃度下降，CPU能耗大幅增加。由于還會(huì)漏入小部分O2氣體，因此，ASU提供的助燃劑量相應(yīng)減小，ASU能耗隨之減小。由圖10還可以看出，隨著漏風(fēng)系數(shù)的增大，CPU能耗增加程度大于ASU能耗的降低程度，所以整個(gè)機(jī)組能耗增大，輸出功率減少，凈電效率下降。

圖10 機(jī)組煤耗量、空分能耗、煙氣壓縮純化能耗以及機(jī)組總能耗隨漏風(fēng)變化 Fig.10 Changes of the unit coal consumption, air separation energy consumption, flue gas compression and purification energy consumption, and total energy consumption of the unit with air leakage

圖11 機(jī)組供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率、凈電效率下降率以及機(jī)組輸出功率隨漏風(fēng)系數(shù)變化 Fig.11 Changes of the the standard coal consumption, net power efficiency, net power efficiency reduction rate of the unit power supply, and unit output power with the air leakage coefficient

4 結(jié) 論

本文利用Ebsilon Professional與Aspen Plus模擬軟件建立了O2/CO2燃燒氣氛下330 MW循環(huán)流化機(jī)組與空氣分離系統(tǒng)、煙氣壓縮純化系統(tǒng)相結(jié)合的新型富氧燃煤CFB碳捕集發(fā)電機(jī)組集成模型，并在此基礎(chǔ)上對(duì)模型進(jìn)行了驗(yàn)證；隨后，基于單因素分析法對(duì)富氧CFB碳捕集燃煤發(fā)電機(jī)組的熱力特性和熱經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)進(jìn)行了分析，得出如下結(jié)論：

1）隨著氧氣純度增大，機(jī)組總能耗、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率下降率先減小后增大；機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)煤耗量、輸出功率、凈電效率先增大后減?。浑S著氧氣濃度的增大，機(jī)組耗標(biāo)煤量單調(diào)增大，機(jī)組總能耗，供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率下降率先減少后增大，機(jī)組輸出功率、凈電效率先增大后減小。

2）隨著過(guò)量氧氣系數(shù)增大，機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)煤耗量、機(jī)組總能耗、凈電效率下降率、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗單調(diào)增大，機(jī)組凈電效率、輸出功率單調(diào)減?。浑S著漏風(fēng)系數(shù)的增大，機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)煤耗量、總能耗、供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗、凈電效率下降率單調(diào)增大，機(jī)組輸出功率，凈電效率單調(diào)減小。所以，在富氧CFB設(shè)計(jì)與運(yùn)行中應(yīng)保證爐膛、管道以及煙道管路的氣密性，減少漏風(fēng)。

3）所有考察因素的組合中，氧氣純度為96%，氧氣濃度為30%，過(guò)量氧氣系數(shù)為1.05，漏風(fēng)系數(shù)為0.01時(shí)，富氧CFB機(jī)組總能耗為107.18 MW，供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗為417.60 g/(kW·h)，凈電效率為29.42%，凈電效率下降率為23.04%，輸出功率為222.82 MW，該組合方案各指標(biāo)為采用單因素分析法考察的所有工況中最優(yōu)組合。