李智遠(yuǎn)

(電力工業(yè)新疆發(fā)電用煤質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)中心,新疆 烏魯木齊 830000)

燃煤發(fā)電是現(xiàn)階段我國主要的電力能源供應(yīng)形式，提高燃燒發(fā)電效率是降低二氧化碳排放量的重要手段之一。在國家大力提倡節(jié)能減排的大背景下，提高燃煤發(fā)電效率，充分利用工質(zhì)自身熱量，是優(yōu)化燃煤發(fā)電系統(tǒng)能量循環(huán)體系的主要思路。經(jīng)過長期的研發(fā)投入，我國在該領(lǐng)域已經(jīng)有了較為豐富的技術(shù)積累。超臨界二氧化碳(supercritical CO2，簡(jiǎn)稱S-CO2)技術(shù)具有透平等關(guān)鍵設(shè)備體積小、循環(huán)效率高等方面的優(yōu)勢(shì)，對(duì)鍋爐金屬材質(zhì)的腐蝕性也相對(duì)較弱，應(yīng)用前景十分廣闊[1-3]。為進(jìn)一步提升S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電效率，還需要在超臨界二氧化碳技術(shù)的基礎(chǔ)上構(gòu)建S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)，實(shí)現(xiàn)“一次再熱+中間冷卻+兩級(jí)壓縮”的S-CO2動(dòng)力循環(huán)，同時(shí)建立合適的循環(huán)參數(shù)體系[4-6]。利用抽流煙氣冷卻器和多回程空氣預(yù)熱器對(duì)常規(guī)S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)加以優(yōu)化，合理應(yīng)對(duì)該發(fā)電系統(tǒng)普遍存在的排煙溫度過高問題。在此基礎(chǔ)上，重點(diǎn)分析S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)循環(huán)效率與再壓縮分流比、鍋爐余熱利用抽流比、高壓透平進(jìn)口壓力、低壓透平進(jìn)口壓力等主要參數(shù)之間的關(guān)系，進(jìn)而提出S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)各項(xiàng)設(shè)備的合理布置方案以及相關(guān)的參數(shù)體系，使該發(fā)電系統(tǒng)達(dá)到較為理想的循環(huán)效率。

1 循環(huán)計(jì)算模型

本次研究將常規(guī)S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)和一次再熱再壓縮技術(shù)結(jié)合起來，所建立的燃煤發(fā)電工質(zhì)流程如圖1所示，圖1中各項(xiàng)標(biāo)識(shí)的含義如表1所示，燃煤發(fā)電系統(tǒng)T-S圖如圖2所示。工質(zhì)在預(yù)冷器中完冷凝處理后，再交由主壓縮機(jī)實(shí)施壓縮處理，進(jìn)入低溫回?zé)崞魑鼰岷罅魅敫邷鼗責(zé)崞髦形鼰?，?jīng)鍋爐的冷壁加熱后分別流入外置高溫加熱器和爐膛內(nèi)置高溫加熱器中加熱，待工質(zhì)溫度達(dá)到高壓透平入口溫度后共同注入高壓透平內(nèi)做功。工質(zhì)在完成做功再次進(jìn)入鍋爐，經(jīng)低溫再熱器和高溫再熱器處理后分別進(jìn)入內(nèi)置、外置高溫再熱器，待工質(zhì)溫度達(dá)到低壓透平入口溫度后進(jìn)入低壓透平做功。完成做功的工質(zhì)依次進(jìn)入高溫、低溫回?zé)崞?，該狀況下工質(zhì)作為熱源釋放熱量并轉(zhuǎn)變?yōu)檠h(huán)工質(zhì)，完成一次 S-CO2發(fā)電循環(huán)[7-10]。

圖1 S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電工質(zhì)流程

表1 工質(zhì)流程示意圖標(biāo)識(shí)含義

圖2 S-CO2循環(huán)燃煤系統(tǒng)T-S圖

1.1 循環(huán)參數(shù)計(jì)算方法

本次研究以能量和質(zhì)量平衡方程為基礎(chǔ)建立S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電的計(jì)算模型，并于REFPROP軟件中采集工質(zhì)物性參數(shù)。出于簡(jiǎn)化計(jì)算過程中的要求，本次研究對(duì)S-CO2循環(huán)燃煤系統(tǒng)作出以下5點(diǎn)假設(shè)：

(1)循環(huán)設(shè)備均在穩(wěn)定狀態(tài)下運(yùn)行；

(2)循環(huán)參數(shù)的變化不影響循環(huán)設(shè)備中工質(zhì)的壓降，且在鍋爐以外設(shè)備中，工質(zhì)的壓降均為常數(shù)，S-CO2循環(huán)燃煤模型相關(guān)設(shè)定參數(shù)如表2所示；

(3)各支流工質(zhì)的溫壓參數(shù)相同；

(4)通過鍋爐效率對(duì)鍋爐熱損失加以評(píng)價(jià)，不考慮工質(zhì)在管道內(nèi)流動(dòng)及其他設(shè)備中的熱交換損失；

(5)設(shè)定管道效率ηb=100%，即不考慮工質(zhì)在管道流動(dòng)過程中的壓降損失和泄漏損失。

表2 S-CO2循環(huán)燃煤模型相關(guān)設(shè)定參數(shù)

19-CO2循環(huán)燃煤系統(tǒng)中各個(gè)動(dòng)力設(shè)備節(jié)點(diǎn)的能量平均方程如下：

工質(zhì)流量：D=(WHT+WLT)ηG-WMC-WRC

鍋爐：QB=D[hHT,i-hHTR,ce+X2(hHTR,ce-hLTR,ce)+hLT,i-hHT,e]

低溫回?zé)崞鳎篋(hLTR,hi-hLTR,he)=DX1(hLTR,ce-hLTR,ci)

高溫回?zé)崞鳎篋(hHTR,hi-hHTR,he)=D(1-X2)(hHTR,ce-hHTR,ci)

預(yù)冷器：QPC=D(1-X1)(hPC,i-hPC,e)

發(fā)電效率：ηe=ηthηbηpηg

1.2 計(jì)算模型的驗(yàn)證

本次研究通過某公司生產(chǎn)的N660-25型600 MW等級(jí)超臨界機(jī)組鍋爐的運(yùn)行狀態(tài)數(shù)據(jù)來驗(yàn)證計(jì)算模型的可靠性。得到如圖3所示的驗(yàn)證結(jié)果。

圖3 計(jì)算模型驗(yàn)證結(jié)果

經(jīng)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，本次研究所提出的計(jì)算結(jié)果對(duì)于能夠精確計(jì)算出N660-25型600 MW等級(jí)超臨界機(jī)組鍋爐的運(yùn)行效率，在透平溫度處于650～700 ℃的情況下，即使再循環(huán)含有再熱，所得循環(huán)效率的偏差仍然被控制0.5%以內(nèi)。由此可知，本次研究所構(gòu)建的600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電模型能夠用來界定循環(huán)效率與循環(huán)參數(shù)之間的關(guān)系，進(jìn)而對(duì)循環(huán)參數(shù)的設(shè)定加以優(yōu)化，達(dá)到提升循環(huán)效率的目的。

2 循環(huán)參數(shù)分析

2.1 再壓縮分流比

不同鍋爐高壓透平進(jìn)口壓力下，再壓縮分流比與循環(huán)效率之間的關(guān)系如圖4所示。根據(jù)圖4可知，通過對(duì)再壓縮分流比進(jìn)行優(yōu)化的方式能夠使循環(huán)效率達(dá)到最高水平，而高壓透平進(jìn)口壓力與再壓縮分流比直接相關(guān)，再壓縮分流比與高壓透平進(jìn)口壓力成反比。當(dāng)高壓透平進(jìn)口壓力為20 MPa時(shí)，最優(yōu)再壓縮分流比為0.41；當(dāng)高壓透平進(jìn)口壓力為30 MPa時(shí)，最優(yōu)再壓縮分流比為0.32。出現(xiàn)該狀況的原因主要在于，高壓透平進(jìn)口壓力的變化會(huì)改變工質(zhì)進(jìn)出口溫度，進(jìn)而使回?zé)崞鲹Q熱效能發(fā)生變化。在進(jìn)入低溫回?zé)崞鞯墓べ|(zhì)流量份額因回?zé)崞鞯膿Q熱效能達(dá)到最高而發(fā)生變化，最終引起最優(yōu)再壓縮分流比發(fā)生變化[11-13]。

圖4 再壓縮分流比與循環(huán)效率關(guān)系曲線

2.2 鍋爐余熱利用抽流比

鍋爐余熱利用抽流比指的是在總工質(zhì)流量中，由低溫回?zé)崞骼鋫?cè)出口進(jìn)入鍋爐尾部煙氣冷卻器這部分工質(zhì)所占的比重。這部分工質(zhì)可以顯示降低鍋爐的排煙溫度，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)鍋爐效率的提升。然而，在鍋爐余熱利用抽流比過大的情況下，冷側(cè)工質(zhì)充無法充分吸收回?zé)崞鳠醾?cè)熱量，致使來自回?zé)崞鳠醾?cè)的循環(huán)工質(zhì)向預(yù)冷器注入較多熱量，而這部分熱量又無法被外部環(huán)境吸收，進(jìn)而降低循環(huán)效率[14-16]。為避免循環(huán)效率受到嚴(yán)重影響，需要將鍋爐余熱利用抽流比嚴(yán)格控制在0.15以內(nèi)，鍋爐余熱利用抽流比與循環(huán)效率之間的關(guān)系曲線如圖5所示。

圖5 鍋爐余熱利用抽流比與循環(huán)效率關(guān)系曲線

根據(jù)圖5可知，在鍋爐余熱利用抽流比增加的過程中，循環(huán)效率呈線性下降的趨勢(shì)，循環(huán)效率下降速度與高壓透平入口壓力越小成反比關(guān)系。出現(xiàn)該狀況的原因在于，發(fā)電循環(huán)在高壓透平入口壓力較大的情況下所需工質(zhì)流量降低，進(jìn)而降低高溫回?zé)崞骼鋫?cè)所需的循環(huán)工質(zhì)流量，獲取更多來自鍋爐尾部煙氣余熱[17-18]。而即使在鍋爐余熱利用抽流比較低的情況下，較小的高壓透平進(jìn)口壓力仍然會(huì)顯著降低循環(huán)效率，致使600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)無法充分發(fā)揮出燃煤效率優(yōu)勢(shì)。根據(jù)實(shí)驗(yàn)分析結(jié)果，600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)的鍋爐余熱利用抽流比應(yīng)當(dāng)嚴(yán)格維持在0.05以內(nèi)。

2.3 高壓透平進(jìn)口壓力

本次研究分別針對(duì)再壓縮分流比X1=0.41、X1=0.36、X1=0.32、和X1=0.28四種工況來分析循環(huán)效率與高壓透平入口壓力之間的關(guān)系，所得出的分析結(jié)果如圖6所示。

圖6 高壓透平進(jìn)口壓力與循環(huán)效率關(guān)系曲線

根據(jù)圖6可知，在再壓縮分流比X1=0.28和X1=0.32的情況下，高壓透平進(jìn)口壓力與循環(huán)效率成正比，符合一般的S-CO2循環(huán)規(guī)律，說明循環(huán)效率受再壓縮分流比的影響并不顯著。而在再壓縮分流比X1=0.36和X1=0.41的情況下，高壓透平進(jìn)口壓力對(duì)于循環(huán)效率的影響逐漸深刻，在高壓透平進(jìn)口壓力持續(xù)增加的過程中，循環(huán)效率呈先增后減的變化趨勢(shì)。結(jié)合如圖4所示的研究結(jié)果可知，各種不同的高壓透平進(jìn)口壓力均存在一個(gè)特定的再壓縮分流比，該數(shù)值可以實(shí)現(xiàn)最高的循環(huán)效率，并且最優(yōu)再壓縮分流比與高壓透平進(jìn)口壓力之間成反比關(guān)系。若設(shè)定再壓縮分流比為0.36，那么在持續(xù)提升高壓透平進(jìn)口壓力至25 MPa的過程中，對(duì)應(yīng)最優(yōu)循環(huán)效率的最優(yōu)再壓縮分流比也會(huì)隨之持續(xù)降低并最終穩(wěn)定在0.36，并且該狀況下的循環(huán)效率也會(huì)隨之上升。若進(jìn)一步增加高壓透平進(jìn)口壓力，那么對(duì)應(yīng)最優(yōu)循環(huán)效率的最優(yōu)再壓縮分流比將進(jìn)一步持續(xù)降低并逐漸偏離0.36，該狀況下的循環(huán)效率也會(huì)隨之下降。

2.4 低壓透平進(jìn)口壓力

本次研究分別針對(duì)高壓透平進(jìn)口壓力P5=20 MPa、P5=25 MPa和P5=30 MPa三種工況來分析低壓透平進(jìn)口壓力與循環(huán)效率之間的關(guān)系，所得出的分析結(jié)果如圖7所示。

圖7 低壓透平進(jìn)口壓力與循環(huán)效率關(guān)系曲線

經(jīng)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在持續(xù)增加低壓透平進(jìn)口壓力的過程中，循環(huán)效率呈先增后減的變化趨勢(shì)。在逐級(jí)增加高壓透平進(jìn)口壓力的過程中，最高循環(huán)效率逐漸向右移動(dòng)，分別出現(xiàn)在低壓透平進(jìn)口壓力P7=13 MPa、P7=14 MPa、P7=15 MPa三個(gè)位置。出現(xiàn)該狀況的原因主要在于，在逐級(jí)增加高壓透平進(jìn)口壓力的過程中，總壓降份額中高壓透平所占據(jù)的比重隨之上升，因此需要通過增加低壓透平入口壓力的方式來實(shí)現(xiàn)高、低壓透平中壓降的合理分布[19-20]。如表2所示，本次研究將高壓透平入口壓力設(shè)定為P5=29，該狀況下可達(dá)到53.4%的循環(huán)效率水平。

3 循環(huán)參數(shù)的選定

基于以上研究所得出的結(jié)論，本次研究以提高鍋爐效率為目標(biāo)，以充分利用鍋爐尾部煙氣為手段，以維持合理的循環(huán)效率為限制，為600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)設(shè)定了合理的循環(huán)參數(shù)，參數(shù)設(shè)定結(jié)果如表3所示。

表3 600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)發(fā)電循環(huán)參數(shù)

600 MW S-CO2循環(huán)燃煤一次再熱再壓縮發(fā)電系統(tǒng)的工質(zhì)流程如圖8所示。

根據(jù)表3所示的600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)發(fā)電循環(huán)參數(shù)體系和圖8所示的一次再熱再壓縮發(fā)電工質(zhì)流程，該動(dòng)力循環(huán)可達(dá)到53.19%的循環(huán)效率水平。

圖8 600 MW S-CO2循環(huán)燃煤一次再熱再壓縮發(fā)電系統(tǒng)的工質(zhì)流程

4 結(jié) 語

本文詳細(xì)介紹了600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)的構(gòu)建思路，提出了優(yōu)化后的600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)的工質(zhì)流程以及相關(guān)的參數(shù)體系。經(jīng)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，提高再熱出口工質(zhì)溫度和鍋爐一次加熱可顯著提升循環(huán)效率，且在高壓透平進(jìn)口壓力較大的情況下，提高一次加熱出口溫度更加有助于循環(huán)效率的提升?；谠撍悸穼?shí)施適當(dāng)?shù)膮?shù)優(yōu)化，可以將600 MW S-CO2循環(huán)燃煤發(fā)電系統(tǒng)的循環(huán)效率提升至53.19%。