300 MW超臨界CO2二次再熱燃煤鍋爐系統(tǒng)設(shè)計(jì)

汪 洋， 鄭志敏， 李鵬鵬， 顧明言

(安徽工業(yè)大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院, 安徽馬鞍山 243002)

蒸汽朗肯循環(huán)在發(fā)電過程中一直占據(jù)主導(dǎo)地位。目前，采用該循環(huán)方式的大型超超臨界發(fā)電機(jī)組的發(fā)電效率可達(dá)47%～48%，但受到金屬材料耐熱性能的限制，其發(fā)電效率很難得到進(jìn)一步提高[1]。而超臨界二氧化碳(S-CO2)布雷頓循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)作為一種先進(jìn)的發(fā)電技術(shù)，由于具有較高的能源利用率、結(jié)構(gòu)緊湊和較低的發(fā)電成本等優(yōu)點(diǎn)，越來越受到學(xué)者們的重視[2-4]。

Dostal等[5]深入研究了S-CO2布雷頓循環(huán)在新一代反應(yīng)堆的應(yīng)用，其優(yōu)勢主要體現(xiàn)在循環(huán)效率、經(jīng)濟(jì)效益等方面。從而吸引了眾多學(xué)者開展S-CO2布雷頓循環(huán)在集中式太陽能和核能發(fā)電方向的研究[6-7]。近年來，以S-CO2作為循環(huán)工質(zhì)應(yīng)用于余熱回收和燃煤發(fā)電系統(tǒng)的研究也備受關(guān)注[8-9]。研究表明，S-CO2布雷頓循環(huán)相比蒸汽朗肯循環(huán)具有一些明顯的優(yōu)勢，但同時(shí)也存在一些問題：(1)與傳統(tǒng)蒸汽朗肯循環(huán)相比，相同發(fā)電量下S-CO2布雷頓循環(huán)的質(zhì)量流量約為傳統(tǒng)蒸汽朗肯循環(huán)的8倍，導(dǎo)致整個(gè)布雷頓循環(huán)中S-CO2的壓降相當(dāng)大，循環(huán)效率的提高受到制約；(2)由于S-CO2循環(huán)系統(tǒng)的鍋爐中工質(zhì)在進(jìn)入氣冷壁時(shí)的溫度遠(yuǎn)高于常規(guī)蒸汽鍋爐，這可能導(dǎo)致氣冷壁出現(xiàn)超溫情況[10]，或產(chǎn)生嚴(yán)重的積灰和結(jié)渣問題[11-12]。

為了降低循環(huán)工質(zhì)的壓降，Xu等[13]針對1 000 MW S-CO2燃煤鍋爐提出了1/8工質(zhì)減阻鍋爐分流布置的方法，結(jié)果表明1/8工質(zhì)減阻原則上可降低循環(huán)壓降至與同級(jí)別蒸汽鍋爐相當(dāng)，且循環(huán)效率遠(yuǎn)高于蒸汽鍋爐。為了避免水冷壁出現(xiàn)超溫的情況，并保證合理的煙氣溫度分布，張一帆等[10]針對300 MW S-CO2一次再熱鍋爐提出了新的受熱面布置方式，即將爐膛劃分為上下2個(gè)加熱區(qū)段，爐膛下半部加熱區(qū)段布置氣冷壁，上半部加熱區(qū)段布置再熱面，以降低氣冷壁的最高溫度。佟勇婧等[14]采用相同的爐膛受熱面布置方式，并將爐膛設(shè)計(jì)成單爐膛雙切圓結(jié)構(gòu)，該設(shè)計(jì)進(jìn)一步降低了工質(zhì)壓降和氣冷壁的最高溫度。為了避免鍋爐排煙溫度過高造成的損失， Bai等[15]針對300 MW一次再熱再壓縮燃煤發(fā)電系統(tǒng)，提出在鍋爐尾部煙道布置分體式加熱器對工質(zhì)進(jìn)行預(yù)熱，以達(dá)到降低排煙溫度的目的。

綜上，學(xué)者們試圖通過改變S-CO2循環(huán)系統(tǒng)的循環(huán)方式、鍋爐的結(jié)構(gòu)或換熱器的布置形式來改善S-CO2鍋爐的安全性和經(jīng)濟(jì)性。但目前這種新型發(fā)電技術(shù)還處于概念性設(shè)計(jì)階段，沒有商業(yè)運(yùn)行的S-CO2鍋爐可以參考，這給S-CO2鍋爐設(shè)計(jì)帶來諸多不確定性[16]。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)可知，二次再熱可以提高發(fā)電機(jī)組效率[17]，但是S-CO2鍋爐本體和換熱器布置與常規(guī)鍋爐均存在明顯差異，因此如何將這種先進(jìn)技術(shù)應(yīng)用于S-CO2鍋爐系統(tǒng)中值得深入研究，而目前這方面的研究還較少。

為了提高系統(tǒng)循環(huán)效率，并保證鍋爐安全和穩(wěn)定運(yùn)行，筆者提出了一種一次間冷二次再熱的超臨界二氧化碳布雷頓循環(huán)系統(tǒng)，基于文獻(xiàn)[10]中的爐膛換熱器分區(qū)布置思路，采用爐膛分區(qū)段傳熱計(jì)算方法，對300 MW S-CO2燃煤鍋爐系統(tǒng)進(jìn)行了設(shè)計(jì)，重點(diǎn)考察了垂直上升管屏分區(qū)布置方案對工質(zhì)壓降、氣冷壁壁面溫度、對流段煙氣溫度以及各受熱面布置的影響，為大容量和高參數(shù)S-CO2鍋爐的設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)意義。

1 S-CO2布雷頓循環(huán)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

1.1 S-CO2布雷頓循環(huán)系統(tǒng)概述

所建立的300 MW S-CO2二次再熱分流再壓縮布雷頓循環(huán)系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 300 MW S-CO2布雷頓循環(huán)的系統(tǒng)圖Fig.1 System diagram of 300 MW S-CO2 Brayton cycle

該系統(tǒng)由主壓縮機(jī)(MC)、再壓縮機(jī)(RC)、高壓透平(HT)、中壓透平(MT)、低壓透平(LT)、高溫回?zé)崞?HTR)、低溫回?zé)崞?LTR)、預(yù)冷器(PC)和燃煤鍋爐組成。從低溫回?zé)崞鳠醾?cè)出口的工質(zhì)分為兩部分：一部分工質(zhì)(68.5%)進(jìn)入預(yù)冷器(PC)降溫，然后進(jìn)入主壓縮機(jī)(MC)加壓；另一部分工質(zhì)(31.5%)進(jìn)入再壓縮機(jī)(RC)進(jìn)行加壓。主壓縮機(jī)出口工質(zhì)進(jìn)入低溫回?zé)崞骷訜?，與再壓縮機(jī)出口工質(zhì)匯合，匯合后的工質(zhì)一部分進(jìn)入省煤器加熱，其余工質(zhì)進(jìn)入高溫回?zé)崞骷訜帷＿@兩股工質(zhì)經(jīng)過加熱后，再匯合進(jìn)入鍋爐加熱，而后進(jìn)入高壓透平做功。做功后工質(zhì)進(jìn)入鍋爐再熱，再去中壓透平做功。隨后工質(zhì)進(jìn)入鍋爐二次再熱，再進(jìn)入低壓透平做功。最后低壓透平出口的CO2經(jīng)過高溫回?zé)崞鬟M(jìn)入低溫回?zé)崞骱蠓譃閮晒伞８鶕?jù)系統(tǒng)設(shè)計(jì)計(jì)算得到鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

1.2 壓縮機(jī)與透平進(jìn)出口參數(shù)計(jì)算

壓縮機(jī)MC、RC采用等熵效率計(jì)算方法，如式(1)所示，主壓縮機(jī)與再壓縮機(jī)的等熵效率設(shè)計(jì)值分別取90%和91%[18]。

表1 300 MW S-CO2燃煤鍋爐循環(huán)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)參數(shù)

(1)

式中：ηc,s為壓縮機(jī)的等熵效率；hc,s,i、hc,s,o分別為壓縮機(jī)的進(jìn)、出口等熵焓值，kJ/kg；hc,i、hc,o分別為壓縮機(jī)實(shí)際進(jìn)、出口焓值，kJ/kg。

主壓縮機(jī)與再壓縮機(jī)功耗計(jì)算如下：

WMC=qm,MC(hc,o,MC-hc,i,MC)

(2)

WRC=qm,RC(hc,o,RC-hc,i,RC)

(3)

qm=qm,MC+qm,RC

(4)

式中：WMC、WRC分別為主壓縮機(jī)和再壓縮機(jī)的功耗，kW；qm,MC、qm,RC分別為主壓縮機(jī)和再壓縮機(jī)內(nèi)工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；qm為系統(tǒng)循環(huán)總質(zhì)量流量，kg/s；hc,i,MC、hc,o,MC分別為主壓縮機(jī)工質(zhì)進(jìn)、出口焓值，kJ/kg；hc,i,RC、hc,o,RC分別為再壓縮機(jī)工質(zhì)進(jìn)、出口焓值，kJ/kg。

透平也采用等熵效率計(jì)算過程，如式(5)所示，高、中、低壓透平的等熵效率設(shè)計(jì)值分別取93.5%、93.5%和94.5%[19]。

(5)

式中：ηt,s為透平的等熵效率；ht,s,i、ht,s,o分別為透平進(jìn)、出口等熵焓值，kJ/kg；ht,i、ht,o為透平實(shí)際進(jìn)、出口焓值，kJ/kg。

透平做功Wt的計(jì)算式為：

Wt=(ht,i-ht,o)×qm

(6)

1.3 回?zé)崞鬟M(jìn)出口參數(shù)計(jì)算

回?zé)崞髦?，夾點(diǎn)溫度被定義為通過回?zé)崞鞯臒崃髋c冷流之間的最低溫度差。在本設(shè)計(jì)中，夾點(diǎn)溫度選為5 K[15]?；?zé)崞鲹Q熱平衡方程如下：

qm,hot(hhot, i-hhot, o)=qm,cold(hcold, o-hcold, i)

(7)

式中：qm,hot為熱端質(zhì)量流量，kg/s；qm,cold為冷端質(zhì)量流量，kg/s；hhot,i、hhot,o分別為熱端進(jìn)、出口焓值，kJ/kg；hcold,i、hcold,o分別為冷端進(jìn)、出口焓值，kJ/kg。

1.4 壓降計(jì)算

受熱面中工質(zhì)的壓降[1]計(jì)算如下：

(8)

(9)

1.5 系統(tǒng)設(shè)計(jì)流程圖

所提出的S-CO2布雷頓循環(huán)的系統(tǒng)設(shè)計(jì)流程圖如圖2所示。

2 鍋爐設(shè)計(jì)方法

2.1 鍋爐設(shè)計(jì)流程

鍋爐設(shè)計(jì)主要分為三部分：第一部分為鍋爐熱平衡和實(shí)際燃煤量計(jì)算；第二部分為爐膛的結(jié)構(gòu)計(jì)算、煙氣溫度分布、氣冷壁布置、氣冷壁壓降以及氣冷壁外表面溫度計(jì)算；第三部分為對流受熱面結(jié)構(gòu)計(jì)算、煙氣溫度分布、受熱面布置以及受熱面?zhèn)鳠嵊?jì)算。采用先假設(shè)后驗(yàn)證再進(jìn)行迭代計(jì)算。鍋爐設(shè)計(jì)流程如圖3所示。

2.2 鍋爐熱平衡計(jì)算

鍋爐熱平衡計(jì)算包括輸入爐內(nèi)的熱量以及其他各種熱損失。熱平衡方程[20]如下：

Qt=Q1+Q2+Q3+Q4+Q5+Q6

(10)

式中：Qt為鍋爐輸入熱量，kJ/kg；Q1為鍋爐有效利用的熱量，kJ/kg；Q2為排煙熱損失，kJ/kg；Q3為氣體不完全燃燒熱損失，kJ/kg；Q4為固體不完全燃燒熱損失，kJ/kg；Q5為鍋爐散熱熱損失，kJ/kg；Q6為其他熱損失，kJ/kg。

圖2 S-CO2布雷頓循環(huán)系統(tǒng)設(shè)計(jì)流程圖Fig.2 Flow chart of S-CO2 Brayton cycle system

2.3 爐膛分區(qū)段傳熱及出口煙氣溫度的計(jì)算

鍋爐爐膛采用垂直上升管的膜式氣冷壁，燃燒器為四角布置，每個(gè)角各有三層煤粉燃燒器和一層燃盡風(fēng)噴口，燃盡風(fēng)噴口布置在煤粉燃燒器上方，各角燃盡風(fēng)噴口有3只，每層燃燒器有4只。爐膛區(qū)段劃分如圖4所示。

為了得到爐內(nèi)溫度分布情況，將氣冷壁沿爐膛高度方向劃分為7個(gè)區(qū)段，為了簡化計(jì)算和易于工程應(yīng)用，作如下假設(shè)[21]：

(1) 將氣冷壁自冷灰斗至爐膛出口沿爐膛高度方向劃分為7個(gè)區(qū)段，假設(shè)每個(gè)區(qū)段的輻射特性和介質(zhì)均勻。

(2) 每個(gè)區(qū)段為一個(gè)單獨(dú)的空間，區(qū)段上下煙氣進(jìn)出口為截面，煙氣充滿整個(gè)空間。

(3) 輻射產(chǎn)生的熱量只在該區(qū)段內(nèi)和相鄰區(qū)段的截面處發(fā)生交換，而不能穿透到更遠(yuǎn)的位置。

圖3 鍋爐設(shè)計(jì)流程圖Fig.3 Boiler design flow chart

(4) 由于爐膛內(nèi)的對流換熱量一般都小于5%，因此相對輻射換熱量忽略不計(jì)。

對某一區(qū)段內(nèi)的能量交換主要包括該區(qū)段燃料燃燒放出的熱量，該區(qū)段吸收的輻射熱量，來自上下區(qū)段對該區(qū)段的輻射熱量，向上下區(qū)段假想截面的輻射熱量，流出該區(qū)段煙氣帶走的熱量以及流入該區(qū)段煙氣帶來的熱量，如圖5所示。

根據(jù)區(qū)段內(nèi)傳熱可得到能量守恒方程：

Qg+Qf+Qcoal-Qd-Qu-Qs=Ι″-I′

(11)

式中：Ι′、I″分別為該區(qū)段進(jìn)、出口煙氣焓值，kJ/kg；Qg為下區(qū)段向本區(qū)段輻射的熱量，kJ/kg；Qf為本區(qū)段從外界獲得的熱量，kJ/kg；Qcoal為煤粉燃燒放熱量，kJ/kg；Qd為本區(qū)段向下區(qū)段輻射的熱量，kJ/kg；Qu為本區(qū)段向上區(qū)段輻射的熱量，kJ/kg；Qs為該區(qū)段向爐壁輻射的熱量，kJ/kg。

圖4 S-CO2鍋爐爐膛區(qū)段的劃分Fig.4 Division of S-CO2 boiler furnace zoning

圖5 某一區(qū)段熱平衡示意圖Fig.5 Schematic diagram of heat balance in a certain zone

式(11)所涉及的熱量項(xiàng)表達(dá)式[22]如下：

Qg=5.67×10-8a1T′4Ψ′A1

(12)

Qf=Qk+Qwr-Qhz

(13)

(14)

Qd=5.67×10-8a1Tpj4Ψ′A1

(15)

Qu=5.67×10-8a1Tpj4Ψ″A2

(16)

Qs=5.67×10-8a1Tpj4ΨpjFi

(17)

I″=Bjc″pjt″

(18)

I′=Bjc′pjt′

(19)

2.4 對流受熱面?zhèn)鳠嵊?jì)算

對流受熱面的傳熱計(jì)算過程[20]如下：

(1) 在已知煙氣進(jìn)口溫度和工質(zhì)進(jìn)口溫度(或出口溫度)的條件下，通過假定受熱面出口煙氣溫度，得到受熱面出口煙氣焓值。

(2) 根據(jù)受熱面出口煙氣的焓值，由式(20)可得到受熱面的對流吸熱量。

(20)

(3) 根據(jù)熱力學(xué)第一定律，煙氣側(cè)的放熱量等于工質(zhì)側(cè)的吸熱量。因此，得到受熱面出口工質(zhì)的溫度與焓值。

(21)

(4) 煙氣側(cè)對管壁的放熱系數(shù)α1如下：

α1=ξ(αc-αr)

(22)

式中：ξ為受熱面利用系數(shù)；αc為對流放熱系數(shù)，W/(m2·K)；αr為煙氣輻射放熱系數(shù)，W/(m2·K)。

煙氣橫向流過換熱管時(shí)，可根據(jù)雷諾數(shù)的大小計(jì)算對流放熱系數(shù)αc。

(23)

式中：λg為煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Pr為煙氣的普朗特?cái)?shù)；do為換熱管外徑。

煙氣輻射放熱系數(shù)表達(dá)式為：

(24)

(5) 可根據(jù)雷諾數(shù)選擇的傳熱關(guān)聯(lián)式計(jì)算[23]工質(zhì)側(cè)的對流傳熱系數(shù)α2。

α2=0.023Re0.85Pr0.4

(25)

(6) 在設(shè)計(jì)過程中對流傳熱系數(shù)K受管束布置方式和受熱面污染程度的影響，其表達(dá)式如下：

橫向沖刷錯(cuò)列管束

(26)

橫向沖刷順列管束

(27)

式中：ε為污染系數(shù)；ψ為熱有效系數(shù)。

(7) 傳熱溫壓使用對數(shù)平均溫差進(jìn)行計(jì)算。

(28)

式中：Δtlar為受熱面端差中較大的溫差，K；Δtsma為受熱面端差中較小的溫差，K。

(8) 計(jì)算對流傳熱量Qc,tr，并與假設(shè)值進(jìn)行對比，誤差在允許范圍內(nèi)(<2%)即可,否則重復(fù)上述計(jì)算直至誤差在合理范圍內(nèi)。

(29)

式中：H為受熱面面積，m2。

2.5 氣冷壁管外壁面溫度計(jì)算

圓管換熱壁面溫度tb的計(jì)算公式[23]如下：

(30)

式中：tgz為工質(zhì)溫度，℃；q為水冷壁區(qū)段熱負(fù)荷，W/m2;λt為換熱管導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Bi為工質(zhì)畢渥數(shù)。

2.6 設(shè)計(jì)煤種和材料選擇

以神華煤為設(shè)計(jì)煤種，其元素分析和工業(yè)分析見表2。該煤種的低位發(fā)熱量為23 442 kJ/kg。由于S-CO2燃煤鍋爐的工質(zhì)溫度高，導(dǎo)致其換熱管壁面溫度遠(yuǎn)高于常規(guī)蒸汽鍋爐，因此采用HR3C作為氣冷壁和省煤器換熱管材料[24]，采用Sanicro25材料作為過熱器和再熱器換熱管材料[25]。CO2物性參數(shù)的計(jì)算來源于美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院(NIST)物性數(shù)據(jù)庫。

3 結(jié)果與討論

3.1 爐膛設(shè)計(jì)方法的驗(yàn)證

為了確保爐膛分區(qū)段傳熱計(jì)算出口煙氣溫度和爐膛溫度分布的可靠性，使用該方法設(shè)計(jì)了一臺(tái)300 MW S-CO2燃煤鍋爐，計(jì)算了爐膛的溫度分布，并與文獻(xiàn)[26]中的數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，如圖6所示。

表2 設(shè)計(jì)煤種的元素分析和工業(yè)分析

圖6 沿爐膛高度方向各區(qū)段出口的煙氣溫度Fig.6 Flue gas temperature at the outlet of each zone along the height of the furnace

從圖6可以看出，本文計(jì)算得到的沿爐膛高度方向各區(qū)段出口的煙氣溫度呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢，出口煙氣溫度在區(qū)段4達(dá)到峰值，與文獻(xiàn)[26]的結(jié)果趨勢一致。同時(shí)，利用古爾維奇方法[22]對該鍋爐的爐膛出口煙氣溫度進(jìn)行計(jì)算，得到爐膛出口煙氣溫度為1 371 ℃，而采用爐膛分區(qū)段傳熱計(jì)算方法得到的爐膛出口煙氣溫度為1 374 ℃，計(jì)算誤差為0.22%，從而進(jìn)一步驗(yàn)證了利用本文方法計(jì)算爐膛煙氣溫度分布的可靠性。

3.2 300 MW S-CO2燃煤鍋爐循環(huán)系統(tǒng)設(shè)計(jì)

3.2.1 鍋爐整體和受熱面布置

所設(shè)計(jì)的300 MW S-CO2燃煤鍋爐循環(huán)系統(tǒng)圖如圖7所示。該鍋爐為四角切圓燃燒π型爐。爐膛內(nèi)同時(shí)布置了過熱氣冷壁和再熱氣冷壁，爐膛出口依次布置高溫過熱器(HSH)、高溫再熱器(HRH)、低溫過熱器(LSH)、低溫再熱器(LRH)、省煤器(ECO)和空氣預(yù)熱器(APH)。鍋爐的基本尺寸(深×寬×高)為12 m×12 m×52.835 m。爐膛容積熱負(fù)荷和爐膛截面熱負(fù)荷分別為115 kW/m3和4.35 MW/m2。

從圖7可以看出，S-CO2燃煤鍋爐與傳統(tǒng)蒸汽鍋爐在受熱面上的布置和工質(zhì)參數(shù)方面有很大不同。鍋爐氣冷壁的進(jìn)口溫度高達(dá)494.04 ℃，遠(yuǎn)高于蒸汽鍋爐水冷壁的進(jìn)口溫度282.8 ℃[27]。而且前者做完功的工質(zhì)并沒有全部進(jìn)入省煤器，而是一部分工質(zhì)經(jīng)過省煤器后再進(jìn)入氣冷壁，另外一部分工質(zhì)經(jīng)過高溫回?zé)崞?。這樣布置不僅有效回收了鍋爐尾部煙道內(nèi)的煙氣熱量，而且降低了進(jìn)入氣冷壁的工質(zhì)溫度[15]。

圖7 300 MW S-CO2燃煤鍋爐循環(huán)系統(tǒng)圖

3.2.2 氣冷壁布置

傳統(tǒng)蒸汽鍋爐爐膛通常布置螺旋水冷壁，但如果S-CO2燃煤鍋爐氣冷壁按照常規(guī)形式布置會(huì)導(dǎo)致工質(zhì)壓降過大，影響發(fā)電效率。因此，筆者針對S-CO2燃煤鍋爐爐膛氣冷壁布置提出新的布置方案，如圖8所示。

(a) 文獻(xiàn)[15]方案

(b) 本文方案圖8 爐膛布置方案圖Fig.8 Furnace layout plan

圖8(a)為鍋爐設(shè)計(jì)初期爐膛氣冷壁布置方案[15]，而圖8(b)中，對S-CO2爐膛進(jìn)行了分區(qū)布置,即爐膛上半部分布置為再熱氣冷壁(Part2)，爐膛下半部分布置過熱氣冷壁(Part1)。循環(huán)系統(tǒng)中另一個(gè)再熱受熱面布置在鍋爐煙氣對流區(qū)，如圖7所示。這里需要說明的是，前文將爐膛劃分為7個(gè)區(qū)段，其中區(qū)段1～區(qū)段5處于過熱氣冷壁布置區(qū)域，而區(qū)段6和區(qū)段7處于再熱氣冷壁布置區(qū)域。

這里重點(diǎn)考察了過熱氣冷壁(Part 1)的高度(23.67 m、25.67 m和27.67 m)對工質(zhì)溫度和壓降、對流段煙氣溫度分布以及對流受熱面布置的影響。表3給出了3種爐膛氣冷壁布置情況下該鍋爐的工質(zhì)出口溫度以及工質(zhì)在該段氣冷壁的壓降分布。在不改變爐膛氣冷壁管數(shù)的情況下，過熱氣冷壁和再熱氣冷壁的總壓降為0.64 MPa，遠(yuǎn)小于文獻(xiàn)[15]中工質(zhì)在爐膛段1.1 MPa的總壓降。由于二次再熱再壓縮循環(huán)降低了循環(huán)的工質(zhì)流量，從而降低了工質(zhì)流速，由式(8)可知，工質(zhì)流速降低有利于降低沿程壓降。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，隨著過熱受熱面高度的增加，過熱氣冷壁區(qū)段長度相應(yīng)增加，受熱面積隨之增加，也就意味著傳熱量會(huì)增大，導(dǎo)致過熱氣冷壁區(qū)段的工質(zhì)出口溫度和壓降均升高。

表3 不同爐膛分區(qū)布置方式下的工質(zhì)參數(shù)

圖9給出了3種工況下爐膛氣冷壁壁面平均溫度分布。從圖9可以看出，隨著過熱氣冷壁受熱面高度的增加，過熱氣冷壁的壁面平均溫度呈現(xiàn)上升趨勢。由式(30)可知，壁面溫度、工質(zhì)溫度與區(qū)段的熱負(fù)荷呈正相關(guān)，隨著受熱面高度的增加，工質(zhì)吸熱量增加，使得工質(zhì)溫度升高，導(dǎo)致氣冷壁壁面溫度升高。但是隨著再熱氣冷壁高度的降低，再熱氣冷壁的壁面平均溫度降低。這是因?yàn)橐环矫嬖贌釟饫浔谶M(jìn)口端的煙氣溫度下降，另一方面再熱氣冷壁的受熱面面積減小，工質(zhì)吸熱量也隨之降低，二者共同導(dǎo)致再熱氣冷壁壁面溫度降低。工況1～工況3下氣冷壁的最高壁面平均溫度分別為644.57 ℃、649.72 ℃和659.12 ℃，過熱氣冷壁受熱面出口處工質(zhì)溫度最高，此時(shí)局部最高氣冷壁壁面溫度分別為654.48 ℃、659.12 ℃和668.52 ℃，而氣冷壁換熱管的允許最高溫度為700 ℃。由此可見，3種工況下氣冷壁的最高壁面溫度均未超過設(shè)計(jì)值，且在合理范圍內(nèi)。

圖9 不同爐膛分區(qū)布置方式下氣冷壁壁面平均溫度分布Fig.9 Average temperature distribution of the gas-cooled wall under different furnace zoning layout

圖10給出了3種工況下各受熱面面積。從圖10可以看出，工況3下鍋爐受熱面面積均小于其他工況。圖11給出了不同工況下各受熱面出口煙氣溫度分布情況。從圖11可以看出，在煙氣流經(jīng)LRH受熱面之前，工況3的出口煙氣溫度最高，工況2次之，工況1最低。這是因?yàn)殡S著過熱氣冷壁高度的增加，HSH受熱面工質(zhì)進(jìn)口溫度升高，在達(dá)到相同工質(zhì)出口溫度時(shí)所吸收的熱量少，煙氣溫度降低較少。

綜上所述，在工況3下，即過熱氣冷壁高度為爐膛高度的0.71時(shí)，鍋爐內(nèi)煙氣在流經(jīng)LRH受熱面之前，煙氣溫度高于其他工況，有利于工質(zhì)加熱，減小了HSH、LSH和LRH受熱面的面積，降低了鍋爐耗材成本。

圖10 不同爐膛分區(qū)布置方式下各受熱面面積Fig.10 Area of each heating surface under different furnace zoning layout

圖11 不同爐膛分區(qū)布置方式下各受熱面出口的煙氣溫度Fig.11 Flue gas temperature of each heating surface outlet under different furnace zoning layout

3.2.3 鍋爐的主要熱力參數(shù)

表4給出了在工況3下爐膛各區(qū)段出口煙氣溫度、輻射熱負(fù)荷以及氣冷壁壁面平均溫度分布情況。從表4可以看出，沿爐膛高度方向煙氣溫度呈先升高后降低，輻射熱負(fù)荷呈先增大后減小的趨勢。過熱氣冷壁布置區(qū)域的壁面平均溫度呈現(xiàn)上升趨勢。鍋爐受熱面壁面溫度受到工質(zhì)溫度和熱負(fù)荷影響，由于過熱氣冷壁所在的爐膛區(qū)段輻射熱負(fù)荷高且呈現(xiàn)增大的趨勢，工質(zhì)溫度也上升，導(dǎo)致過熱氣冷壁壁面平均溫度升高。再熱氣冷壁區(qū)段的輻射熱負(fù)荷小且呈現(xiàn)減小趨勢，雖然工質(zhì)溫度在再熱氣冷壁內(nèi)升高，但輻射熱負(fù)荷的減小對壁面平均溫度的影響大于工質(zhì)溫度升高對壁面平均溫度的影響，導(dǎo)致其壁面平均溫度略有降低。

表4 工況3下爐膛各區(qū)段壁面熱力參數(shù)

工況3下，鍋爐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的具體尺寸、各受熱面工質(zhì)溫度和吸熱量如表5和表6所示。

表5 鍋爐主要受熱面的結(jié)構(gòu)參數(shù)

表6 鍋爐主要受熱面的工質(zhì)溫度和吸熱量

3.3 S-CO2燃煤鍋爐和蒸汽鍋爐典型設(shè)計(jì)參數(shù)的對比

將本文300 MW S-CO2燃煤鍋爐與文獻(xiàn)[15]中的300 MW S-CO2燃煤鍋爐和文獻(xiàn)[27]中的300 MW蒸汽鍋爐進(jìn)行了典型設(shè)計(jì)參數(shù)對比，如表7所示。從表7可以看出，S-CO2燃煤鍋爐的熱效率要略高于常規(guī)蒸汽鍋爐的熱效率，但前者的循環(huán)效率要遠(yuǎn)高于后者的循環(huán)效率。所設(shè)計(jì)的S-CO2二次再熱燃煤鍋爐系統(tǒng)的循環(huán)效率達(dá)到51.82%，比同級(jí)別的S-CO2一次再熱燃煤鍋爐提高了1.79%，比同級(jí)別常規(guī)蒸汽機(jī)組高出約11%。另外與文獻(xiàn)[15]相比，所提出的S-CO2布雷頓循環(huán)降低了工質(zhì)質(zhì)量流量，從而有效降低了循環(huán)阻力。

表7 S-CO2鍋爐和蒸汽鍋爐典型設(shè)計(jì)參數(shù)的對比

4 結(jié) 論

(1) 所提出的300 MW S-CO2燃煤鍋爐系統(tǒng)的循環(huán)效率相對于同級(jí)別的一次再熱S-CO2鍋爐提高了1.79%，較同級(jí)別的常規(guī)蒸汽機(jī)組高出約11%。

(2) 在設(shè)計(jì)負(fù)荷下，二次再熱使得系統(tǒng)循環(huán)工質(zhì)的質(zhì)量流量降低，配合氣冷壁垂直結(jié)構(gòu)的分區(qū)段布置方式，不但有效降低了循環(huán)工質(zhì)壓降，而且使氣冷壁的壁面溫度具有較寬的安全裕度。

(3) 當(dāng)過熱氣冷壁高度為爐膛高度的0.71時(shí)，沿程煙氣溫度分布處于合理范圍內(nèi)，對流受熱面的布置相對較小，可以降低鍋爐耗材成本。