袁 峰， 陳 亮， 王春波， 戴文浩

(華北電力大學(xué) 動力工程系，河北省低碳高效發(fā)電技術(shù)重點實驗室，河北保定 071003)

燃煤發(fā)電是我國主要的電力來源，國際上也在大力發(fā)展高參數(shù)等級的超超臨界機組，以進一步提高發(fā)電效率。但受到材料限制，傳統(tǒng)的朗肯循環(huán)機組效率很難進一步提高[1-3]。而在相同工況下，超臨界二氧化碳(S-CO2)布雷頓循環(huán)能夠達到比常規(guī)朗肯循環(huán)更高的效率。經(jīng)計算，透平進口工質(zhì)溫度為550 ℃時，S-CO2布雷頓循環(huán)與蒸汽朗肯循環(huán)的循環(huán)效率約為44%；透平進口工質(zhì)溫度高于550 ℃時，S-CO2布雷頓循環(huán)的循環(huán)效率將高于蒸汽朗肯循環(huán)[4-5]。當(dāng)透平進口工質(zhì)溫度為650 ℃時，蒸汽鍋爐機組發(fā)電效率為45%，而S-CO2布雷頓循環(huán)的發(fā)電效率卻能夠達到48%左右[6-7]。與蒸汽系統(tǒng)相比，S-CO2循環(huán)所用透平、壓縮機等部件體積較小、結(jié)構(gòu)緊湊、靈活性強，適于分布式系統(tǒng)[8]。S-CO2具有溫和的臨界點條件(31.1 ℃/7.38 MPa)[9-11]，并且腐蝕率較低，即便在高溫環(huán)境也不易與金屬管壁發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。因此，S-CO2布雷頓循環(huán)成為火電領(lǐng)域非常有潛力的循環(huán)方案之一。

S-CO2燃煤鍋爐冷卻壁進口工質(zhì)溫度高、換熱效果差，極易導(dǎo)致冷卻壁壁面超溫。為解決S-CO2鍋爐冷卻壁超溫問題，Zhou等[12]提出了流動對稱策略(FSS)和局部膨脹策略(BLES)。由于燃燒器區(qū)域熱流量最高，采用FSS策略即燃燒器區(qū)域流動低溫工質(zhì)，能夠消除局部熱點。但在爐膛上部與熱流量較高的區(qū)域，仍存在壁溫過高問題。采用BLES策略，能夠進一步降低壁溫，在保證壓降增幅不大的情況下，成功將冷卻壁壁溫降低20～30 K，但實施難度較大。針對冷卻壁超溫問題，楊丹蕾等[13]建立了鍋側(cè)/爐側(cè)S-CO2傳熱耦合模型，通過一維周向平均溫度計算，提出了煙氣再循環(huán)降低壁溫的方法，有效降低了冷卻壁壁溫并消除局部熱點，但其并未研究煙氣再循環(huán)對鍋爐效率等參數(shù)的影響。

筆者研究了煙氣再循環(huán)方案對某1 000 MW S-CO2鍋爐傳熱的影響，分析煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐冷卻壁壁溫、爐膛出口煙溫、排煙溫度和再熱器出口工質(zhì)溫度的影響，希望對S-CO2鍋爐設(shè)計優(yōu)化提供一定的參考。

1 1 000 MW S-CO2熱力循環(huán)與鍋爐設(shè)計

1.1 S-CO2熱力循環(huán)特點

基于Sun等[14]提出的具有重疊加熱作用的組合式超臨界CO2循環(huán)進行鍋爐設(shè)計，系統(tǒng)如圖1所示,其中空氣預(yù)熱器簡稱為空預(yù)器。爐膛分為4段，冷卻壁Part1、Part2吸熱量分配給過熱器，Part3、Part4的爐膛吸熱量分配給再熱器。從高溫回?zé)崞?HTR)出來的工質(zhì)分流為2部分：一部分通過冷卻壁Part1吸熱后進入過熱器1 (SH1)；另一部分則通過冷卻壁Part2吸熱，然后通過過熱器2(SH2)，與過熱器1出口工質(zhì)混合，再進入高壓透平做功。

1.2 S-CO2鍋爐設(shè)計計算方法

參考《鍋爐機組熱力計算標(biāo)準(zhǔn)方法》(1973)的計算思路，建立了鍋爐熱力計算數(shù)學(xué)模型，通過校核計算的方法進行鍋爐設(shè)計。S-CO2鍋爐爐膛劃分為圖1所示4部分，分段進行熱力計算，各區(qū)段計算采用熱平衡法。截面處熱流密度計算公式如下：

(1)

qc=qa×η×μ

(2)

式中：qa為壁面平均熱負荷，kW/m2；Bj為計算燃料量，kg/h；φ為保熱系數(shù)；Δh為區(qū)段進口與出口煙氣的焓差，kJ/kg；F為區(qū)段包圍爐墻面積，m2；qc為壁面熱流密度，kW/m2；η為計算截面上沿爐膛高度的吸熱分布系數(shù)；μ為熱量均流系數(shù)。

S-CO2鍋爐外管壁溫度計算公式[14]如下：

(3)

(4)

(5)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；din為管道內(nèi)徑，m；α為對流傳熱系數(shù)，kW/(m2·K)；λ為管壁導(dǎo)熱系數(shù)，kW/(m·K)；tin為內(nèi)管壁溫度，℃；tb為流體溫度，℃；tout為外管壁溫度，℃；dout為管壁外徑，m。

1.3 S-CO2鍋爐設(shè)計特點分析

以圖1所示循環(huán)系統(tǒng)為依據(jù)，通過校核計算方法設(shè)計了1臺1 000 MW S-CO2鍋爐。所用煤種為一種普通煙煤，特性如表1所示。首先假設(shè)鍋爐尺寸和排煙溫度等參數(shù)，然后按照煙氣流動方向?qū)Ω骷壥軣崦孢M行熱力計算，最后通過漸近法調(diào)整尺寸，獲得S-CO2鍋爐設(shè)計尺寸，鍋爐設(shè)計參數(shù)見表2。為更直觀地展示S-CO2鍋爐結(jié)構(gòu)尺寸，選擇由哈爾濱鍋爐廠有限責(zé)任公司研發(fā)的某1 000 MW蒸汽鍋爐進行對比，該蒸汽鍋爐為一次再熱、平衡通風(fēng)、Π型爐[15]，所用煤種與S-CO2鍋爐一致。

圖1 S-CO2燃煤電廠循環(huán)流程[14]

表1 煤質(zhì)參數(shù)

由表2可知，S-CO2鍋爐進口工質(zhì)溫度為519 ℃，與蒸汽鍋爐相比，該溫度升高了200 K左右，工質(zhì)與煙氣溫差小。S-CO2鍋爐具有溫升小、流量大的特點，S-CO2鍋爐的工質(zhì)質(zhì)量流量約為蒸汽鍋爐的8倍，若采用常規(guī)鍋爐結(jié)構(gòu)，壓降會過大。因此，S-CO2鍋爐進口采用1/2分流的方式(見圖1)，工質(zhì)質(zhì)量流量變小，壓降大幅降低[14]。

表2 S-CO2鍋爐與蒸汽鍋爐設(shè)計參數(shù)

S-CO2鍋爐與蒸汽鍋爐壁面熱流密度分布見圖2。由圖2可知，隨著爐膛高度的增加，熱流密度先增加后減少，在燃燒器區(qū)域達到最大值。與蒸汽鍋爐相比，S-CO2鍋爐換熱較差，壁面熱流密度遠小于蒸汽鍋爐。鍋爐冷卻壁壁溫分布如圖3所示。

圖2 壁面熱流密度隨爐膛高度的變化趨勢

由圖3可知，S-CO2鍋爐冷卻壁壁溫最高達690 ℃，遠高于蒸汽鍋爐的最高壁溫450 ℃。鍋爐壁溫過高，需要采用特殊鋼材，這極大增加了鍋爐的制造成本，因此需要研究降低冷卻壁壁溫的方法。筆者通過煙氣再循環(huán)來降低壁溫，并對受熱面結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，解決了因再循環(huán)而帶來的排煙溫度升高、鍋爐效率降低的問題。

圖3 鍋爐冷卻壁壁溫的變化趨勢

2 煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐換熱的影響

2.1 煙氣再循環(huán)方案設(shè)計

采用煙氣再循環(huán)方案時，抽氣點設(shè)置在空預(yù)器后，引風(fēng)機將10%～20%體積分?jǐn)?shù)的低溫?zé)煔鈴淖畹讓尤紵飨路?.5 m處送入爐膛參與燃燒，圖4給出了煙氣再循環(huán)方案。

圖4 再循環(huán)煙氣抽取位置示意圖

由于采用了煙氣再循環(huán)，從空預(yù)器出口到最底層燃燒器下方的煙氣通道的煙氣比體積、煙氣組成和煙氣焓值都發(fā)生了變化。因此，熱力計算時需要重新計算煙氣特性參數(shù)(均為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))?；旌虾蟮臒煔獗润w積vr為：

vr=v+r×vc

(6)

式中：v為無煙氣再循環(huán)時該點的煙氣比體積，m3/kg；r為煙氣再循環(huán)率，%；vc為空預(yù)器后該點的煙氣比體積，m3/kg。

混合后煙氣焓值hr為：

hr=h+r×hc

(7)

式中：h為無煙氣再循環(huán)時該點的煙氣焓值，kJ/kg；hc為煙氣再循環(huán)抽出點后的煙氣焓值，kJ/kg。

混合后煙氣溫度θ為：

θ=hr/cr

(8)

cr=c+r×cc

(9)

式中：cr為混合后的煙氣比熱容，kJ/(kg·K)；c為混合前煙氣比熱容，kJ/(kg·K)；cc為煙氣再循環(huán)抽出點后煙氣比熱容，kJ/(kg·K)。

2.2 煙氣再循環(huán)的影響分析

2.2.1 煙氣再循環(huán)對鍋爐冷卻壁壁溫的影響

在前述設(shè)計鍋爐的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，采用煙氣再循環(huán)方案，S-CO2鍋爐冷卻壁壁溫變化如圖5所示。

圖5 煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐冷卻壁壁溫的影響

由圖5可知，采用20%體積分?jǐn)?shù)的再循環(huán)煙氣后，鍋爐冷卻壁壁溫最高值從690 ℃降至640 ℃，降幅最高達到50 K。這是由于煙氣再循環(huán)降低了爐內(nèi)煙溫，減少了冷卻壁的輻射吸熱量，從整體上減少了壁面熱流密度，使冷卻壁壁溫下降，提高了機組運行安全性。

在空中盤旋的二十分鐘里，我聽到了一個悲傷的故事。教練告訴我，遲羽和七哥結(jié)婚后的第二年，在一次常規(guī)飛行中出了事故。

2.2.2 煙氣再循環(huán)對爐膛出口煙溫的影響

煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐爐膛出口(分隔屏底部)煙溫的影響見圖6。

圖6 煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐爐膛出口煙溫的影響

隨著煙氣再循環(huán)率的增加，爐膛出口煙溫逐漸降低，但降幅不大。當(dāng)煙氣再循環(huán)率為20%時，與無煙氣再循環(huán)相比，爐膛出口煙溫由1 420 ℃降低至1 384 ℃，降低了36 K。這是因為低溫?zé)煔馔ㄈ霠t膛后，爐膛煙溫下降。但煙氣再循環(huán)使得煙氣流速增加，停留時間變短，一定程度上緩解了爐膛出口煙溫降低的幅度，最終導(dǎo)致爐膛出口煙溫略微下降。

2.2.3 煙氣再循環(huán)對過熱器出口工質(zhì)溫度的影響

煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐過熱器出口工質(zhì)溫度的影響見圖7。

圖7 煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐過熱器出口工質(zhì)溫度的影響

由圖7可知，S-CO2鍋爐采用煙氣再循環(huán)后，過熱器出口工質(zhì)溫度降低。這是由于煙氣再循環(huán)使得火焰溫度降低，過熱器輻射吸熱量減少。另一方面，煙氣流速增加，對流換熱量增加，但其增加量遠低于冷卻壁吸熱的減少量，最終導(dǎo)致過熱器出口工質(zhì)溫度降低。

2.2.4 煙氣再循環(huán)對再熱器出口工質(zhì)溫度的影響

煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐再熱器出口工質(zhì)溫度的影響如圖8所示。由圖8可知，再熱器出口工質(zhì)溫度隨煙氣再循環(huán)率的增加而升高。這是因為再熱器以對流受熱面為主，煙氣再循環(huán)使得煙氣流速增加，對流換熱量增加，最終導(dǎo)致再熱器出口工質(zhì)溫度上升。但冷卻壁輻射吸熱量減少，再熱器出口工質(zhì)溫度增幅不大。

圖8 煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐再熱器出口工質(zhì)溫度的影響

2.2.5 煙氣再循環(huán)對排煙溫度的影響

煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐排煙溫度的影響如圖9所示。由圖9可知，隨著煙氣再循環(huán)率的增加，流經(jīng)空氣預(yù)熱器的煙氣量較無煙氣再循環(huán)時明顯增加，導(dǎo)致排煙溫度升高，排煙熱損失增大。當(dāng)煙氣再循環(huán)率從0%增加到20%時，排煙溫度升高了20 K，鍋爐效率降低了1.2%。

圖9 煙氣再循環(huán)對S-CO2鍋爐排煙溫度的影響

3 煙氣再循環(huán)鍋爐優(yōu)化設(shè)計

通過上述分析發(fā)現(xiàn)，直接采用煙氣再循環(huán)方案雖然能夠降低S-CO2鍋爐冷卻壁壁溫，但導(dǎo)致排煙溫度升高了20 K，過熱器出口工質(zhì)溫度下降。因此，需要對S-CO2鍋爐進行進一步優(yōu)化。

鍋爐優(yōu)化遵循以下原則：調(diào)節(jié)換熱器與空預(yù)器的尺寸，保證過熱器、再熱器出口工質(zhì)溫度為620 ℃，排煙溫度降低至原設(shè)定溫度(123 ℃)。過熱器以輻射換熱為主，煙氣再循環(huán)后輻射換熱量減少，過熱器出口工質(zhì)溫度降低，鍋爐優(yōu)化過程中通過增加過熱器換熱面積將其出口工質(zhì)溫度提高至設(shè)定溫度(620 ℃)。再熱器以對流換熱為主，煙氣再循環(huán)后，煙氣流速增加，對流換熱量增加，再熱器出口工質(zhì)溫度升高。鍋爐優(yōu)化過程中通過減少再熱器換熱面積來減少換熱量，將其出口工質(zhì)溫度調(diào)整至設(shè)定溫度(620 ℃)。采用煙氣再循環(huán)方案后，流經(jīng)空預(yù)器的煙氣量增加，排煙溫度升高。鍋爐優(yōu)化通過增加空預(yù)器換熱面積來增加其換熱量，降低排煙溫度。采用煙氣再循環(huán)方案后S-CO2鍋爐結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化方案如表3所示。優(yōu)化后鍋爐過熱器SH1和SH2的換熱面積分別增加了7%和17%，再熱器RH1和RH2的換熱面積分別減少了40%和14%，空預(yù)器換熱面積增加了9%。

表3 S-CO2鍋爐優(yōu)化方案

S-CO2鍋爐改造后，采用煙氣再循環(huán)率為20%的煙氣再循環(huán)方案后熱力參數(shù)如表4所示。結(jié)果表明，S-CO2鍋爐進行優(yōu)化改造后，當(dāng)煙氣再循環(huán)率為20%時，冷卻壁溫能夠降低至650 ℃以下，同時排煙溫度降低至123 ℃，鍋爐各受熱面出口工質(zhì)溫度達到設(shè)定值。

表4 S-CO2鍋爐改造后受熱面熱力參數(shù)

4 煙氣再循環(huán)對高溫腐蝕的影響

4.1 計算模型與網(wǎng)格驗證

通過Fluent軟件進行燃燒模擬，構(gòu)建鍋爐的全尺寸三維模型并進行網(wǎng)格劃分、網(wǎng)格質(zhì)量檢驗優(yōu)化。在模擬燃燒過程中，鍋爐冷卻壁壁溫作為初始條件代入計算，為了更接近1 000 MW S-CO2鍋爐燃燒工況，通過迭代的方法實現(xiàn)對冷卻壁壁溫的計算校核，建立S-CO2爐膛鍋側(cè)/爐側(cè)耦合傳熱模型。

假定爐膛壁溫，將其作為邊界條件輸入Fluent軟件進行模擬計算，然后將計算得到的熱流密度輸入熱力計算程序，得到新的爐膛壁溫，最后判斷壁溫是否在誤差范圍內(nèi)(±10 K)，若誤差滿足條件則迭代結(jié)束，否則將新得到的壁溫再次作為邊界條件進行爐膛燃燒模擬計算，繼續(xù)下一步迭代。

采用組分輸運模型模擬爐膛內(nèi)各組分濃度的構(gòu)成，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型模擬氣相湍流流動，輻射模型為P-1模型。動量和能量方程選用二階迎風(fēng)格式，連續(xù)性方程收斂殘差標(biāo)準(zhǔn)設(shè)為10-6。微分控制方程見式(10)～式(12)。

連續(xù)性方程為：

(10)

動量守恒方程為：

(11)

能量守恒方程為：

div(λgradT)+Φ+Sh

(12)

式中：ρ為密度，kg/m3；U為流速，m/s；τ為時間,s；p為靜態(tài)壓強，Pa；μ為流體動力黏度，N/(s·m2)；S為源項，N/m3；xl為x、y、z方向的位移，m；ul為流體在3個方向上的速度分量，m/s;T為溫度，K；Sh為流體的內(nèi)熱源，kJ/(m3·s)；Φ為耗散函數(shù)。

離散相采用DPM模型送入爐膛，并選取隨機軌道模型對煤粉顆粒運動軌跡進行跟蹤，壁面區(qū)域用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)修正。爐膛模型如圖10(a)所示，對燃燒器區(qū)域進行網(wǎng)格加密。

(a) S-CO2鍋爐模型

為驗證網(wǎng)格是否有足夠的精度支持計算，對計算模型進行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗。無關(guān)性驗證結(jié)果如表5所示。當(dāng)采用242萬網(wǎng)格時，既可以滿足計算精度要求，又能使計算工作量適中。因此，選取網(wǎng)格數(shù)量242萬進行計算，其扭曲度小于0.7。

表5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

由于S-CO2鍋爐研究還處于基礎(chǔ)研究階段，缺乏實驗數(shù)據(jù)支撐，為驗證模型的準(zhǔn)確性，依據(jù)1 000 MW蒸汽鍋爐的設(shè)計值[15]對模型進行驗證。表6為爐膛出口煙溫和氧體積分?jǐn)?shù)模擬結(jié)果。由表6可知，模擬結(jié)果與蒸汽鍋爐相差不大，模擬值處在合理范圍內(nèi)。

表6 模擬結(jié)果與設(shè)計值的對比

4.2 煙氣再循環(huán)對爐膛溫度和氣氛場的影響

圖11給出了爐膛橫截面煙溫平均值沿爐膛高度的變化。在燃燒器區(qū)域，煤粉容易出現(xiàn)不完全燃燒，從而產(chǎn)生H2S和CO氣體。氣體與金屬管壁接觸時，將會與金屬表面的氧化層發(fā)生反應(yīng)，出現(xiàn)高溫腐蝕現(xiàn)象，減薄冷卻壁，影響管道壽命[15]。前墻沿爐膛深度y=0.1 m、9 m和17.9 m截面處區(qū)域，H2S、CO和O2摩爾分?jǐn)?shù)變化如圖12～圖14所示。

圖11 沿爐膛高度的煙溫平均值分布

由圖11～圖14可知，與無煙氣再循環(huán)相比，采用煙氣再循環(huán)后爐膛整體溫度下降，冷卻壁輻射吸熱量減少，這有利于降低冷卻壁壁溫。雖然煙氣再循環(huán)導(dǎo)致爐膛溫度下降，但燃燒器區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)升高，CO生成量并未增加，對爐內(nèi)燃燒影響不大。

由圖12～圖14還可知，H2S和CO集中在燃燒器區(qū)域。這是因為燃燒器區(qū)域燃燒劇烈，高溫使得H2S和CO生成加快，腐蝕速率增加。采用20%煙氣再循環(huán)后，燃燒器區(qū)域H2S和CO摩爾分?jǐn)?shù)降低，爐膛H2S最高摩爾分?jǐn)?shù)由7.96×10-6降低至6.98×10-6，CO最高摩爾分?jǐn)?shù)從48×10-6降至32×10-6。再循環(huán)煙氣中含有少量O2(體積分?jǐn)?shù)約為3%)。由圖14可知，送入再循環(huán)煙氣后，燃燒器區(qū)域O2摩爾分?jǐn)?shù)升高，強化了燃燒反應(yīng),最終導(dǎo)致為H2S和CO摩爾分?jǐn)?shù)降低，高溫腐蝕速率減少。

(a) 無煙氣再循環(huán)

(a) 無煙氣再循環(huán)

(a) 無煙氣再循環(huán)

5 結(jié) 論

(1) 直接采用煙氣再循環(huán)率為20%的煙氣再循環(huán)方案，S-CO2鍋爐冷卻壁壁溫降低，最大降幅達50 K。但過熱器出口工質(zhì)溫度降低，排煙溫度升高，鍋爐效率降低1.2%，鍋爐需要進行優(yōu)化改造。

(2) 對鍋爐結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化改造后，排煙溫度降低至原設(shè)定溫度(123 ℃)，鍋爐效率由92.8%提高至94%。與無煙氣再循環(huán)相比,當(dāng)煙氣再循環(huán)率為20%時，O2摩爾分?jǐn)?shù)升高，H2S最高摩爾分?jǐn)?shù)由7.96×10-6降低至6.98×10-6，CO最高摩爾分?jǐn)?shù)從48×10-6降至32×10-6，降低了高溫腐蝕風(fēng)險。