鄭開云， 黃志強

(上海發(fā)電設備成套設計研究院有限責任公司，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)電機組仍是當前的主力電源，并且國際上均在大力發(fā)展更高參數(shù)等級的700 ℃先進超超臨界燃煤發(fā)電機組，以進一步提高發(fā)電效率、降低發(fā)電成本、減少污染物的排放。但是700 ℃等級先進超超臨界發(fā)電機組需要使用大量的鎳基高溫合金，電站建設成本過高。隨著傳統(tǒng)火力發(fā)電技術不斷趨于極限，技術研究的方向開始轉(zhuǎn)移到新型動力循環(huán)系統(tǒng)。

近年來，超臨界CO2動力循環(huán)(S-CO2循環(huán))成為研究熱點，國內(nèi)外的研究報道層出不窮，其中美國在這一領域的研究水平遙遙領先。由于CO2化學性質(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)電和地熱發(fā)電等領域具有良好的應用前景[1]。據(jù)文獻[2]可知，在透平入口溫度高于550 ℃時，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)勢越明顯。S-CO2循環(huán)對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行發(fā)電，法國電力公司(以下簡稱EDF)學者經(jīng)分析，認為再壓縮S-CO2循環(huán)的循環(huán)效率明顯高于相同溫度等級的超超臨界蒸汽循環(huán)[4]。同時，西安熱工研究院(以下簡稱TPRI)的學者認為，經(jīng)系統(tǒng)優(yōu)化后600 ℃等級的再壓縮S-CO2循環(huán)有望達到700 ℃等級先進超超臨界蒸汽循環(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)進入鍋爐時溫度高、吸熱溫度區(qū)間窄、流量大，與燃煤鍋爐集成時存在三方面的關鍵問題：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，以降低進入鍋爐的工質(zhì)溫度，擴大吸熱溫度區(qū)間，并減少工質(zhì)質(zhì)量流量，通過改進空氣預熱的方式，在鍋爐排煙余熱回收方面形成新的設計方案。

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)模式的基礎上演變出許多復雜結(jié)構(gòu)的循環(huán)模式，如再壓縮循環(huán)、預壓縮循環(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)學者調(diào)研，S-CO2循環(huán)已演變出42種獨立循環(huán)模式和38種聯(lián)合循環(huán)模式[6]。在目前的工程應用條件下，再壓縮循環(huán)的效率往往更具優(yōu)勢，因此燃煤鍋爐、聚光型太陽能集熱器和核反應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)及對應的溫熵圖示于圖1。再壓縮循環(huán)系統(tǒng)主要由主壓縮機、再壓縮機、透平、發(fā)電機、主加熱器、再熱器、回熱器和預冷器等組成。其中透平往往采取分級再熱方式以進一步提高效率。由主加熱器出來的高溫高壓工質(zhì)經(jīng)透平膨脹做功，推動發(fā)電機工作，透平排出的低壓工質(zhì)經(jīng)高溫回熱器和低溫回熱器將熱量傳遞給高壓側(cè)的工質(zhì)。工質(zhì)在進入預冷器前分流成2路，一路工質(zhì)進入預冷器(主流)，再經(jīng)主壓縮機和低溫回熱器，然后與進入再壓縮機的另一路工質(zhì)(分流)匯合進入高溫回熱器，最后再進入主加熱器。

a—主壓縮機；b—低溫回熱器；c—高溫回熱器；d—主加熱器；e—透平；f—發(fā)電機；g—再壓縮機；h—預冷器

(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)深度回熱的特點，工質(zhì)進入主加熱器的溫度較高，與燃煤鍋爐集成時，鍋爐即為主加熱器，則勢必造成鍋爐排煙溫度過高，單純依靠空氣預熱器(air preheater,以下簡稱APH)難以充分回收余熱，所以必須對圖1所示的循環(huán)結(jié)構(gòu)進行適當改造，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出口位置分流[4,7]，后者選擇在高溫回熱器高壓側(cè)入口位置分流[8-10]，分別對應圖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)與高溫回熱器高壓側(cè)出口的主流工質(zhì)匯合，再進入鍋爐。

相應地，EDF和TPRI也分別提出了各自的空氣預熱方案，如圖2所示。EDF對比了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 ℃，其余部分的煙氣進入APH冷卻至110 ℃，一次風被預熱至110 ℃，二次風被預熱至510 ℃[4]。TPRI采用分流的工質(zhì)與進入選擇性催化還原(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)分流方法均可以達到降低鍋爐排煙溫度的目標。

(a)EDF

(b)TPRI圖2 EDF和TPRI的空氣預熱方案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個技術難題有待解決：一是壓損；二是爐壁冷卻。這2個問題均與再壓縮循環(huán)深度回熱有關，即工質(zhì)進入熱源的溫度高，吸熱的溫度區(qū)間窄。假設透平入口溫度為600 ℃，再壓縮循環(huán)工質(zhì)進入鍋爐的溫度約為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，同時工質(zhì)質(zhì)量流量增大，鍋爐管道和回熱器壓損增大，反過來又會增加損失。由此可見，合理地擴大工質(zhì)吸熱溫度區(qū)間，可以緩解上述2個問題。

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)和對應的溫熵圖。相比再壓縮循環(huán)，部分冷卻循環(huán)增加了1臺中間冷卻器和1臺預壓縮機，見圖3(a)，透平排氣經(jīng)回熱器后，先經(jīng)中間冷卻器冷卻，再經(jīng)預壓縮機增壓至中間壓力，然后預壓縮機出口工質(zhì)再分流成2路，一路至預冷器，另一路至再壓縮機，其余的工藝流程與再壓縮循環(huán)相同。部分冷卻循環(huán)的特點是壓比增大，對于透平采用多級再熱的方式十分有利，并且透平排氣壓力和主壓縮機進氣壓力可以各自獨立調(diào)節(jié)。部分冷卻循環(huán)也可類似地在主壓縮機出口或高溫回熱器高壓側(cè)入口分流工質(zhì)，如圖3所示。

a—主壓縮機；b—低溫回熱器；c—高溫回熱器；d—主加熱器；e—透平；f—發(fā)電機；g—再壓縮機；h—預冷器；i—中間冷卻器；j—預壓縮機

(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

為了對比無煙氣冷卻工質(zhì)分流時部分冷卻循環(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循環(huán)效率的影響，結(jié)合EDF和TPRI各自文獻報道，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。作為對比分析且為便于計算，筆者不考慮發(fā)電機損耗、各種機械損失、熱損失、連接管道壓損、漏氣、輔助設備用電等次要因素。循環(huán)效率分析采用美國國家標準與技術研究所(NIST)發(fā)布的REFPROP物性數(shù)據(jù)庫。表1中再壓縮循環(huán)的主壓縮機入口工質(zhì)壓力、高壓透平出口工質(zhì)壓力、分流比(進入再壓縮機工質(zhì)質(zhì)量流量的比例)，以及部分冷卻循環(huán)的主壓縮機入口工質(zhì)壓力、預壓縮機入口工質(zhì)壓力、高壓透平出口工質(zhì)壓力、分流比通過以循環(huán)效率最大為目標的優(yōu)化計算確定。

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

注:1)優(yōu)化計算獲得的值。

基于熱力學第一定律，循環(huán)達到穩(wěn)態(tài)時的效率η可表達為：

(1)

式中：Wt為透平功率；Wc為壓縮機功耗；Q為工質(zhì)吸收的熱量。

壓縮機內(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。

壓縮機壓縮過程的等熵效率為：

(2)

式中：h為工質(zhì)比焓；下標c表示壓縮機，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t表示透平。

經(jīng)過計算，無煙氣冷卻工質(zhì)分流時循環(huán)穩(wěn)態(tài)熱力學數(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、高溫回熱器高壓側(cè)入口工質(zhì)溫度、高溫回熱器功率、低溫回熱器功率均顯著下降，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)的計算結(jié)果

Tab.2Calculationresultsofrecompressionandpartialcoolingcycles

參數(shù)再壓縮循環(huán)部分冷卻循環(huán)相對變化量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%高溫回熱器高壓側(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%高溫回熱器功率/MW2 460.91 934.2-21.4%低溫回熱器功率/MW1 267.1800.3-36.9%

注:1)部分冷卻循環(huán)與再壓縮循環(huán)對比變化的百分比。

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，使鍋爐管道和回熱器的壓損減小，應考慮到這部分貢獻對循環(huán)效率的補償。根據(jù)基本的管道流動壓損公式：

(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%，相當于壓損減小35%，此外回熱器功率下降使回熱器換熱面積減少,同時也帶來壓損的下降。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、回熱器壓損取0.05 MPa、其余每個部件壓損取0.065 MPa，其他參數(shù)不變，再計算部分冷卻循環(huán)的循環(huán)效率為51.03%?？梢姡糠掷鋮s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，可有效緩解壓損和壁爐冷卻的問題。

對于煙氣冷卻工質(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種分流方式對循環(huán)的影響示于圖4。

分流方式一將導致循環(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，與此同時再壓縮分流比減小，這會降低循環(huán)效率。但是，當煙氣冷卻工質(zhì)分流比在0.15以下時分流方式二不會影響循環(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)，所以高溫回熱器高壓側(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，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 空氣預熱方式改進方案

除了優(yōu)選循環(huán)模式及參數(shù)優(yōu)化，對鍋爐APH布置也可以進一步改進。EDF與TPRI的APH設計的區(qū)別在于，前者二次風預熱至約500 ℃[7]或510 ℃[4]，后者空氣預熱至約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)吸收煙氣熱量的負荷更大，如果二次風進一步從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)進入鍋爐的溫度可降低約20 K，代價是需要更大規(guī)模的APH。APH改進的思路是將二次風預熱至盡量高的溫度，且采用煙氣冷卻工質(zhì)分流方式二，避免或減輕對循環(huán)效率的不利影響。

空氣預熱方式的2種改進方案如圖5所示，圖中溫度表示預期達到的值，僅用于示意，并非設計值。在圖5(a)所示的方案中，APH分為高溫段和低溫段2部分，高溫煙氣進入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)來自于高溫回熱器入口。在圖5(b)所示的方案中，二次風經(jīng)APH后，與透平排氣換熱，進一步提高二次風溫度，透平排氣與二次風換熱后再進入高溫回熱器，高溫煙氣進入APH前與分流工質(zhì)換熱，冷卻煙氣的分流工質(zhì)也來自高溫回熱器入口。圖5(b)所示方案的另一個作用是減少高溫回熱器的換熱量，并降低高溫回熱器的最高工作溫度，這對于降低高溫回熱器制造成本十分有利。

3 結(jié) 論

(1)與燃煤鍋爐集成時，部分冷卻S-CO2循環(huán)進入鍋爐的工質(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，從而降低鍋爐及回熱器壓損，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)可通過從主壓縮機出口或高溫回熱器入口分流工質(zhì)來冷卻鍋爐尾部煙氣，可降低鍋爐排煙溫度，對確保鍋爐效率有利，但可能降低循環(huán)效率。當工質(zhì)從主壓縮機出口分流時，循環(huán)效率隨分流比的增大而降低；當工質(zhì)從高溫回熱器入口分流時，循環(huán)效率起初隨著分流比的增大保持不變，當分流比超過某個臨界值后逐步降低。

(a)空氣預熱方式改進方案一

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

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