化學(xué)回?zé)嵫h(huán)的蒸汽系統(tǒng)熱力設(shè)計(jì)

宋少雷，舒春英，謝瑜玻

（1. 海裝沈陽(yáng)局，黑龍江 哈爾濱 150078；2. 中船重工集團(tuán)第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078，3. 中船重工集團(tuán)第七〇四研究所，上海 200031）

化學(xué)回?zé)嵫h(huán)的蒸汽系統(tǒng)熱力設(shè)計(jì)

宋少雷1，舒春英2，謝瑜玻3

（1. 海裝沈陽(yáng)局，黑龍江 哈爾濱 150078；2. 中船重工集團(tuán)第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078，3. 中船重工集團(tuán)第七〇四研究所，上海 200031）

分析了利用燃?xì)廨啓C(jī)高溫余熱的蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，并基于某型燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)了用于構(gòu)建化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)的一種蒸汽發(fā)生系統(tǒng)。設(shè)定了該蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的設(shè)計(jì)點(diǎn)工況并對(duì)各主要部件進(jìn)行了熱力設(shè)計(jì)，建立該系統(tǒng)的熱力性能計(jì)算模型。計(jì)算了設(shè)計(jì)點(diǎn)性能參數(shù)并校驗(yàn)了計(jì)算精度，出口蒸汽和煙氣的各主要性能參數(shù)的最大誤差為0.4%，所設(shè)計(jì)系統(tǒng)可用于燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)的性能分析。系統(tǒng)符合能量梯級(jí)利用原則，低工況時(shí)也能充分利用余熱，變工況時(shí)所產(chǎn)生蒸汽參數(shù)穩(wěn)定。

燃?xì)廨啓C(jī)；化學(xué)回?zé)嵫h(huán)；蒸汽發(fā)生系統(tǒng)；熱力設(shè)計(jì)

0 引言

全球一次能源消耗量在不斷地增長(zhǎng)；我國(guó)占全球一次能源消耗量的比例在也一直在增加，到2011年已經(jīng)達(dá)到21.29%[1,2]。全球CO2的排放量逐年增加，而我國(guó)的排放量增長(zhǎng)更為迅速。我國(guó)占全球CO2排放量的比例由1986年的9.82%急速增加到2011年的26.38%[3,4]?？梢?，節(jié)能環(huán)保已是全社會(huì)非常迫切的任務(wù)。

燃?xì)廨啓C(jī)由于其單機(jī)功率大，比質(zhì)量小，機(jī)動(dòng)性好，振動(dòng)噪聲小，壽命長(zhǎng)，運(yùn)行平穩(wěn)，維護(hù)方便等優(yōu)點(diǎn)得到廣泛地應(yīng)用。但是燃?xì)廨啓C(jī)簡(jiǎn)單循環(huán)具有熱效率不高、特別是低工況效率低、污染排放量不達(dá)標(biāo)等缺點(diǎn)[5]。燃?xì)廨啓C(jī)的技術(shù)改造是解決以上能源和環(huán)境問題的一個(gè)重要手段。主要的途徑是采用不同的方式回收燃?xì)廨啓C(jī)的高溫余熱并以余熱為能源來改善燃燒狀況。目前使用較多的燃?xì)廨啓C(jī)改造方式有：燃-蒸聯(lián)合循環(huán)——利用燃?xì)飧邷赜酂岙a(chǎn)生蒸汽作為蒸汽輪機(jī)的工質(zhì)產(chǎn)生輸出功[6-8]，濕空氣循環(huán)——利用余熱產(chǎn)生蒸汽與壓氣機(jī)出口的空氣混合以實(shí)現(xiàn)能量回收[9]，注蒸汽循環(huán)——利用余熱產(chǎn)生蒸汽注入燃燒室實(shí)現(xiàn)能量回收并改進(jìn)燃燒狀況[10]，化學(xué)回?zé)嵫h(huán)——采用化學(xué)反應(yīng)回收煙氣余熱并改善燃料品質(zhì)[11,12]。

以上幾種方案都需要一套充分利用煙氣余熱產(chǎn)生蒸汽的系統(tǒng)，目前，各種余熱回收方案得到廣泛研究。主要的蒸汽產(chǎn)生方案是采用余熱鍋爐。但是采用余熱鍋爐技術(shù)產(chǎn)汽量較少；低工況時(shí)難以產(chǎn)生蒸汽；變工況時(shí)產(chǎn)生的蒸汽參數(shù)變化大，易對(duì)系統(tǒng)產(chǎn)生沖擊[13,14]。

為克服這些困難，目前也采取各種措施，改進(jìn)余熱鍋爐技術(shù)，主要的改進(jìn)手段有采用多壓系統(tǒng)；這種措施增加了系統(tǒng)的受熱面，升高燃?xì)廨啓C(jī)背壓，有降低系統(tǒng)效率的趨勢(shì)，提高系統(tǒng)復(fù)雜性，增加成本。采用再熱設(shè)備，尤其是在低工況時(shí)采用該方案，會(huì)使系統(tǒng)總體效率降低。另外，還有太陽(yáng)能輔助技術(shù)，利用太陽(yáng)能將給水加熱到飽和狀態(tài)，煙氣對(duì)蒸汽進(jìn)行過熱；目前而言，該方案使系統(tǒng)復(fù)雜，成本較高[15,16]。

本文將提出一套應(yīng)用于燃?xì)廨啓C(jī)的蒸汽生產(chǎn)系統(tǒng)，并以構(gòu)建化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)為目標(biāo)對(duì)其進(jìn)行熱力設(shè)計(jì)，驗(yàn)證設(shè)計(jì)結(jié)果。

1 計(jì)算模型

1.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

當(dāng)前常用的蒸汽發(fā)生裝置是余熱鍋爐，余熱鍋爐的結(jié)構(gòu)如下圖 1所示，主要由預(yù)熱器，蒸發(fā)器和過熱器組成。過熱器中，高溫?zé)煔饧訜犸柡驼羝?；蒸發(fā)器中煙氣加熱給水蒸發(fā)；預(yù)熱器中低溫?zé)煔忸A(yù)熱給水。余熱鍋爐蒸汽產(chǎn)量較低，而且低工況時(shí)難以產(chǎn)生蒸汽，為改善這種狀況，一般會(huì)在余熱鍋爐中提供額外的能源輸入。如圖 2所示的太陽(yáng)能余熱鍋爐，采用太陽(yáng)能加熱來提供蒸發(fā)器的能量，大大提高了蒸汽產(chǎn)量和低工況時(shí)的性能。相似的方案有補(bǔ)燃式余熱鍋爐。這些方案是系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，增加了建設(shè)成本，補(bǔ)燃式方案也難以帶來系統(tǒng)的熱效率提高。

圖1 余熱鍋爐基本結(jié)構(gòu)

圖2 太陽(yáng)能余熱鍋爐基本結(jié)構(gòu)

燃?xì)廨啓C(jī)的排氣溫度較高，通常在500℃上下，可以用來生產(chǎn)蒸汽，產(chǎn)生蒸汽可以作為動(dòng)力系統(tǒng)的工質(zhì)或者其他用途。當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)運(yùn)行在低工況時(shí)，排氣溫度降低但仍然攜帶較高的能量，可能難以產(chǎn)生足夠品質(zhì)的蒸汽以便于作為動(dòng)力裝置的工質(zhì)；此時(shí)蒸汽發(fā)生系統(tǒng)應(yīng)該能產(chǎn)生較低品質(zhì)的蒸汽以提供其他用途?；谝陨显瓌t和以上所列舉的余熱鍋爐結(jié)構(gòu)，以構(gòu)建化學(xué)回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)為目標(biāo)提出一套充分利用燃?xì)廨啓C(jī)排氣余熱的蒸汽發(fā)生系統(tǒng)，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。

該系統(tǒng)基于能量梯級(jí)利用原則，充分利用煙氣提供的能量。該系統(tǒng)的蒸汽發(fā)生裝置包括產(chǎn)生高壓水蒸汽的高壓閃蒸器，產(chǎn)生低壓水蒸汽的低壓閃蒸器。系統(tǒng)還包括飽和器，飽和器產(chǎn)生飽和水供入高壓閃蒸器。系統(tǒng)設(shè)置預(yù)熱器，預(yù)熱給水，包括冷凝段和預(yù)熱段。冷凝段利用供給水將來自低壓閃蒸器的低壓蒸汽冷卻為蒸餾水并預(yù)熱補(bǔ)給水。預(yù)熱段利用低壓閃蒸器出口飽和水加熱出自冷凝段的補(bǔ)給水。系統(tǒng)還設(shè)置過熱器，將來自高壓閃蒸器的高壓蒸汽加熱到過熱狀態(tài)。系統(tǒng)充分利用熱源熱量產(chǎn)生水蒸汽和蒸餾水，結(jié)構(gòu)緊湊，最大限度地利用能量和水資源，節(jié)能環(huán)保。高低壓閃蒸器的閃蒸壓力可以調(diào)節(jié)，在不同工況下產(chǎn)生的蒸汽參數(shù)都很穩(wěn)定，減少對(duì)系統(tǒng)的沖擊。低工況時(shí)，也能產(chǎn)生溫度壓力較低的蒸汽以及蒸餾水，回收系統(tǒng)能量。

圖3 水處理系統(tǒng)示意圖

1.2 蒸汽發(fā)生系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

1.2.1 換熱設(shè)備數(shù)學(xué)模型

換熱設(shè)備滿足如下基本的物理及熱力學(xué)定律，質(zhì)量守恒、能量守恒、傳熱方程和熱力學(xué)狀態(tài)參數(shù)方程等[17]。由此可以建立換熱設(shè)備的數(shù)學(xué)模型如下式1-4。

流量平衡方程：

能量平衡方程：

傳熱方程：

對(duì)數(shù)平均溫差：

其中，下標(biāo)1、2分別代表進(jìn)出口參數(shù)；ΔTmax和ΔTmin分別表示傳熱面的始端和終端溫差的大值和小值。

1.2.2 閃蒸裝置數(shù)學(xué)模型

水系統(tǒng)中，閃蒸器是核心部件，是產(chǎn)生蒸汽的部件，其工作原理為高溫高壓的補(bǔ)給水被引入閃蒸器時(shí)，由于補(bǔ)給水在閃蒸室內(nèi)突然處于過熱狀態(tài)，瞬間蒸發(fā)產(chǎn)生蒸汽。不過閃蒸過程十分劇烈，存在非平衡溫度損失。這里為了計(jì)算的簡(jiǎn)化，不予考慮，視為平衡閃蒸，滿足質(zhì)量守恒定律和能量守恒定律[18]。

流量平衡方程：

能量平衡方程：

流量平衡出口的飽和蒸汽和飽和水的流量與入口給水流量相同。能量平衡反應(yīng)出口飽和蒸汽和飽和水的顯焓之和與入口給水顯焓相同。

不考慮非平衡溫度損失，則閃蒸器出口汽、液溫度相等，壓力相等且等于閃蒸器內(nèi)壓力。這樣在已知閃蒸器進(jìn)口補(bǔ)給水的流量、焓和閃蒸壓力，就可以計(jì)算出閃蒸器出口蒸汽和水的流量。

2 結(jié)果與分析

2.1 蒸汽發(fā)生系統(tǒng)熱力設(shè)計(jì)

燃?xì)廨啓C(jī)的出口煙氣參數(shù)是蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的熱力設(shè)計(jì)基礎(chǔ)，某型燃?xì)廨啓C(jī)出口煙氣參數(shù)列于表1。化學(xué)回?zé)嵫h(huán)中要保證燃油-蒸汽重整反應(yīng)的最佳值，設(shè)置水碳比（水分子和碳原子數(shù)目比）為4:1較為合適[11,12]，燃油分子式為 C10H18（其熱值為 42618.5kJ/kg，與柴油熱值427000kJ/kg相近），燃油供給量為1.5kg/s，蒸汽流量則為7.826kg/s。蒸汽的壓力略大于燃燒室的壓力，設(shè)置為2.5MPa；蒸汽的溫度選定為573.15K（高于飽和壓力，利于重整進(jìn)行）。給水壓力為 16MPa，給水加壓更為方便，便于閃蒸產(chǎn)生高壓水蒸汽。給水的流量將根據(jù)高壓閃蒸器的熱力計(jì)算獲得。具體設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 水處理系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)

下面，將根據(jù)這些參數(shù)進(jìn)行水處理系統(tǒng)的部件的熱力設(shè)計(jì)。

2.1.1 蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的參數(shù)設(shè)定

蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的參數(shù)設(shè)定是其熱力設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)。各個(gè)設(shè)備的參數(shù)設(shè)定有其特殊的要求，下面將詳細(xì)介紹各設(shè)備的參數(shù)設(shè)定要求并設(shè)定其熱力參數(shù)。

1）設(shè)計(jì)點(diǎn)壓力

閃蒸壓力的選擇需要考慮兩個(gè)方面的因素，一是閃蒸得到的蒸汽要能夠自由地流動(dòng)到下級(jí)設(shè)備，因此閃蒸壓力需要高于下級(jí)裝備的工作壓力；另外，閃蒸壓力應(yīng)該盡量維持在一個(gè)較低的值，這樣能夠得到更多的蒸汽。考慮通過過熱器以及其他管件的壓損，高壓閃蒸器的壓力設(shè)定為2.5MPa，略高于進(jìn)入化學(xué)回?zé)崞鞯恼羝麎毫?。低壓閃蒸器的壓力設(shè)定為 0.15MPa，略高于大氣壓力，便于流通預(yù)熱器PH?？紤]到壓損，設(shè)定各個(gè)設(shè)備的進(jìn)出口壓力如下：冷凝段：給水入口壓力 16MPa，給水出口壓力 15.8MPa；蒸汽入口壓力0.15MPa，出口冷凝水壓力0.14MPa。預(yù)熱段：給水入口壓力15.8MPa，給水出口壓力15.6MPa；廢水入口壓力0.15MPa，廢水出口壓力0.14MPa。過熱器：水蒸汽入口和出口均為2.5MPa，煙氣入口和出口的壓力均為0.1MPa。飽和器：給水入口壓力 15.6MPa，給水出口壓力15MPa；煙氣進(jìn)出口壓力為0.1MPa。高壓閃蒸器入口水壓力 15MPa；出口水蒸汽和飽和水的壓力為2.5MPa。低壓閃蒸器的入口水壓力為2.5MPa；出口水蒸汽和飽和水的壓力為0.15MPa。

2）設(shè)計(jì)點(diǎn)溫度和流量

在設(shè)定壓力的基礎(chǔ)上，通過熱力平衡計(jì)算可以設(shè)定各個(gè)設(shè)備在設(shè)計(jì)點(diǎn)的溫度和流量。首先，可以根據(jù)設(shè)計(jì)點(diǎn)的壓力計(jì)算高、低壓閃蒸器的進(jìn)出口溫度和流量，計(jì)算基礎(chǔ)是閃蒸過程的數(shù)學(xué)模型，如式5和6。

高壓閃蒸器：入口水來自飽和器，應(yīng)該盡量使飽和器的出口水溫度略低于出口壓力下的飽和溫度，避免給水在飽和器中汽化，因此，入口水壓力設(shè)定為613.15K（15MPa時(shí)，水的飽和溫度為615.31K）；出口的蒸汽和飽和水為2.5MPa時(shí)的飽和溫度497.1K。已知所需的高壓蒸汽的流量是 7.826kg/s，計(jì)算可以得到入口水的流量是 22.839kg/s，出口飽和水的流量是15.013kg/s。

低壓閃蒸器：入口水溫度為 497.1K；出口蒸汽和飽和水的溫度為0.15MPa時(shí)的飽和溫度384.5K。根據(jù)入口飽和水流量以及進(jìn)出口的溫度、壓力，按照閃蒸的數(shù)學(xué)模型可以計(jì)算得到出口蒸汽和飽和水的流量分別是3.337kg/s和11.676kg/s。

冷凝段：按照流量平衡方程，冷凝段的給水與高壓閃蒸器的入口水流量相同，為22.839kg/s。冷凝器需要將低壓閃蒸器出口的低壓蒸汽冷凝到液態(tài)，設(shè)定液態(tài)溫度為 360.1K。根據(jù)能量平衡計(jì)算得到給水的出口溫度為370.15K。

預(yù)熱段：冷凝段的給水出口狀態(tài)參數(shù)已經(jīng)確定，而且保證高溫側(cè)入口溫度高于低溫側(cè)出口溫度，高溫側(cè)出口溫度高于低溫側(cè)入口溫度，按照能量平衡反復(fù)衡算，設(shè)定給水的出口溫度為375.15K，廢水出口溫度為374K。

過熱器：上述計(jì)算和設(shè)計(jì)條件已經(jīng)得到過熱器的煙氣入口參數(shù)和出口溫度、流量以及蒸汽的進(jìn)出口參數(shù)。按照能量平衡可以計(jì)算得到煙氣的出口溫度為643.15K。

飽和器：所需求解的只剩飽和器的出口煙氣溫度，根據(jù)能量平衡容易求得其溫度為392.17K。

根據(jù)給定的設(shè)計(jì)條件和前述的計(jì)算，得到各個(gè)設(shè)備的進(jìn)出口狀態(tài)參數(shù)，將這些參數(shù)列入下表2，以便清晰查詢。

表2 水處理系統(tǒng)各設(shè)備進(jìn)出口參數(shù)表

2.1.2 蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的熱力設(shè)計(jì)

上節(jié)已經(jīng)根據(jù)給定設(shè)計(jì)值和熱力平衡計(jì)算確定了各個(gè)設(shè)備在設(shè)計(jì)點(diǎn)的進(jìn)出口參數(shù)；另外，已經(jīng)提出一套計(jì)算模型進(jìn)行化學(xué)回?zé)崞鞯膿Q熱部件熱力設(shè)計(jì)。這里，根據(jù)這些已知條件進(jìn)行水處理系統(tǒng)中換熱設(shè)備的熱力設(shè)計(jì)。

首先，按照已知條件對(duì)冷凝器進(jìn)行熱力設(shè)計(jì)計(jì)算。然后，將按照這個(gè)步驟得到其他部件的熱力計(jì)算結(jié)果。

1）換熱量計(jì)算

冷凝器蒸汽入口的參數(shù)為0.15MPa、384.5K，可以根據(jù)工質(zhì)熱物性計(jì)算方法計(jì)算得到其比焓值為2693.1kJ/kg；冷凝水出口參數(shù)為0.14MPa、360.1K，同樣可以根據(jù)工質(zhì)熱物性計(jì)算方法計(jì)算得到其比焓值為364.2kJ/kg。按照式2可以計(jì)算得到冷凝器的換熱量為7771.54kW。

2）對(duì)數(shù)平均溫差計(jì)算

冷凝器采用的基本結(jié)構(gòu)模式為逆流式。根據(jù)進(jìn)出口的溫度可以計(jì)算換熱器兩端的溫差分別為71.95K和14.35 K。按照式4可以計(jì)算冷凝器設(shè)計(jì)點(diǎn)的對(duì)數(shù)平均溫差35.73K。

3）計(jì)算換熱面積

選定給水冷凝蒸汽時(shí)逆流式換熱器的經(jīng)驗(yàn)值3000w/(m2·K)。這樣，根據(jù)式3可以計(jì)算冷凝器的換熱面積為72.51m2。

按照相同的計(jì)算步驟可以進(jìn)行得到各個(gè)設(shè)備的換熱系數(shù)和換熱面積，完成換熱設(shè)備的熱力設(shè)計(jì)，熱力設(shè)計(jì)結(jié)果列于下表3。

表3 水處理系統(tǒng)熱力設(shè)計(jì)結(jié)果

由此可見，煙氣流經(jīng)的兩個(gè)設(shè)備飽和器和過熱器中，過熱器面積遠(yuǎn)小于飽和器。因此，前期熱力設(shè)計(jì)時(shí)，設(shè)定過熱器中煙氣的壓降為0。

2.2 設(shè)計(jì)點(diǎn)校驗(yàn)計(jì)算

水處理系統(tǒng)的熱力設(shè)計(jì)完成后，首先需要檢驗(yàn)水系統(tǒng)設(shè)計(jì)的合理性，這就需要按照得到的設(shè)計(jì)參數(shù)組成水處理系統(tǒng)的計(jì)算模型，給定設(shè)計(jì)點(diǎn)的入口參數(shù)，計(jì)算其出口參數(shù)，分析出口參數(shù)的誤差。計(jì)算步驟如圖4所示。

圖4 水處理系統(tǒng)熱力計(jì)算步驟

設(shè)計(jì)點(diǎn)工況的熱力計(jì)算的輸入條件為：i）給水：壓力16MPa，溫度288.15K，流量22.839kg/s；煙氣：壓力0.1MPa，溫度658.2K，流量92kg/s。計(jì)算得到的結(jié)果和設(shè)計(jì)值的誤差計(jì)算公式如下：

設(shè)計(jì)點(diǎn)熱力計(jì)算結(jié)果以及誤差分析見下表4。由誤差分析的結(jié)果可以知道，所涉及的水處理系統(tǒng)設(shè)計(jì)點(diǎn)計(jì)算誤差很小，幾個(gè)參數(shù)計(jì)算的最大誤差為0.4%，滿足需求，可以認(rèn)為水處理系統(tǒng)能滿足設(shè)計(jì)要求。

表4 水系統(tǒng)設(shè)計(jì)點(diǎn)校驗(yàn)結(jié)果

3 結(jié)論

本文分析了利用燃?xì)廨啓C(jī)高溫余熱生產(chǎn)蒸汽的余熱鍋爐的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則并且基于某型燃?xì)廨啓C(jī)提出了一套用于化學(xué)回?zé)嵫h(huán)的蒸汽發(fā)生系統(tǒng)。設(shè)定了該蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的設(shè)計(jì)條件并對(duì)各主要部件進(jìn)行了熱力設(shè)計(jì)，建立該系統(tǒng)的熱力性能計(jì)算模型并校驗(yàn)了設(shè)計(jì)點(diǎn)的計(jì)算精度。通過對(duì)這些內(nèi)容的討論得到如下結(jié)論：

1）該系統(tǒng)的設(shè)計(jì)符合能量梯級(jí)利用的原則，節(jié)約了能源；

2）低工況時(shí)，可以調(diào)節(jié)高壓閃蒸的壓力，產(chǎn)生蒸汽提供其他用途；也可以利用低壓閃蒸，產(chǎn)生蒸餾水，提供生活需要，適用于沿海水處理和船舶供水。解決了余熱鍋爐低工況能源利用效率差的問題；

3）變工況時(shí)，通過設(shè)定高壓閃蒸的壓力，在一定程度上保證了高壓蒸汽參數(shù)的穩(wěn)定性，利于系統(tǒng)運(yùn)行；

4）系統(tǒng)設(shè)計(jì)點(diǎn)性能計(jì)算結(jié)果，系統(tǒng)出口蒸汽和煙氣各熱力參數(shù)的最高誤差為0.4%，精度較高；驗(yàn)證了該系統(tǒng)熱力設(shè)計(jì)和計(jì)算流程的準(zhǔn)確性，便于在燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)熱力性能計(jì)算的應(yīng)用。

該蒸汽發(fā)生系統(tǒng)基于化學(xué)回?zé)嵫h(huán)設(shè)計(jì)，也可用于其他燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)。所提出的熱力設(shè)計(jì)過程也可為利用高溫余熱設(shè)計(jì)蒸汽發(fā)生系統(tǒng)提供一定的幫助。該蒸汽發(fā)生系統(tǒng)的變工況性能以及應(yīng)用于燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)的特點(diǎn)還需要更為深入的研究。

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Thermodynamic Design for Heat Recovery Steam Generator of Chemically Recuperated Gas Turbine

SONG Shao-lei1, SHU Chun-ying2, XIE Yu-bo3
(1. Shenyang Equipment Bureau, Harbin 150078, China; 2. No. 703 Research Institute, CSIC, Harbin 150078,China; 3. No. 704 Research Institute, CSIC, Shanghai 200031, China)

The design principle of the heat recovery steam generator (HRSG) absorbing the waste heat of gas turbine is analyzed; and a HRSG to construct the chemically recuperated gas turbine (CRGT) is proposed based on some gas turbine. The parameters of design working condition are set and thermodynamic designs of the components of the HRSG are performed. Calculation models of the HRSG are built and the performance parameters at design point are calculated. The maximal error of the parameters of the output steam and gas is 0.4% and it can be said that the designed HRSG is available for the CRGT. The HRSG conforms to the principle of energy cascade utilization and has the advantages of making the best of waste energy in low working conditions and running steadily in varied conditions.

gas turbine，chemically recuperated，heat recovery steam generator，thermodynamic design

TK473，TK16

A

10.16443/j.cnki.31-1420.2015.02.001

宋少雷（1982-），男，工程師，主要從事熱力設(shè)計(jì)。