基于SOFC-GT-ST聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)下鈣循環(huán)碳捕集工藝熱力性能分析

田松峰，李正寬，劉亞軒，張 都，劉詩(shī)堯

（保定市低碳高效發(fā)電技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)），河北 保定 071003）

0 引言

隨著城市工業(yè)化的飛速發(fā)展，環(huán)境問(wèn)題已經(jīng)成為人們關(guān)注的焦點(diǎn)。工業(yè)生產(chǎn)中大量排放的CO2是引發(fā)全球變暖的一個(gè)重要因素。在我國(guó)提出“雙碳”計(jì)劃后，處理CO2排放問(wèn)題已經(jīng)刻不容緩。在此背景下，對(duì)清潔發(fā)電技術(shù)的利用以及碳捕集技術(shù)迅速發(fā)展和進(jìn)步。

當(dāng)前很多能量轉(zhuǎn)化都通過(guò)熱機(jī)過(guò)程完成。該轉(zhuǎn)化過(guò)程受到卡諾循環(huán)的制約，所以能量轉(zhuǎn)化過(guò)程效率低，能源消耗嚴(yán)重。運(yùn)用固體氧化物燃料電池（SOFC）技術(shù)可在非熱機(jī)過(guò)程中完成發(fā)電，因此SOFC發(fā)電過(guò)程不會(huì)受到卡諾循環(huán)制約。此外，SOFC發(fā)電還有對(duì)燃料純度要求低、適用燃料種類多、制作成本低且產(chǎn)物只有水和CO2等優(yōu)點(diǎn)。因此，SOFC成為火電、風(fēng)電、核電外的第四代發(fā)電技術(shù)[1-2]。由于SOFC排氣溫度較高，許多研究證明了無(wú)論是ST還是GT，都可以利用SOFC排氣余熱進(jìn)行做功。此做法有利于能量梯級(jí)利用，提高系統(tǒng)效率。除了 2種裝置整合外，還有研究將GT、ST與SOFC整合在一起，形成SOFC-GT-ST聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)（以下簡(jiǎn)稱為循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)）。這種循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)可以充分利用SOFC排氣熱量，提高整個(gè)系統(tǒng)的效率[3-6]。

目前，大多數(shù)研究都是將SOFC與GT或ST聯(lián)合形成雙循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)。該系統(tǒng)多應(yīng)用于聯(lián)合循環(huán)發(fā)電廠、分布式供能以及住宅應(yīng)用等。但目前對(duì)于3個(gè)系統(tǒng)整合的循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)研究較少，同時(shí)循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)的CO2排放處理問(wèn)題也沒有得到重視。碳捕集技術(shù)作為處理CO2排放問(wèn)題的常用手段，目前較為成熟的碳捕集法有物理法、化學(xué)法以及膜法。物理法包括變壓吸附、變溫吸附等；化學(xué)法包括無(wú)機(jī)吸收劑、有機(jī)吸收劑等；膜法包括膜分離和膜吸收法[7]。根據(jù)碳捕集系統(tǒng)放置位置的不同，還可以將碳捕集技術(shù)分為燃燒前捕集、燃燒后捕集以及富氧燃燒。燃燒后捕集由于相對(duì)投資較低、技術(shù)成熟等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用。高溫鈣基碳捕集技術(shù)因其原料來(lái)源廣泛且價(jià)格較低、處理后煙氣CO2含量低、對(duì)系統(tǒng)改造成本低等優(yōu)點(diǎn)而被大量應(yīng)用[8]。鈣基碳捕集的化學(xué)反應(yīng)在高溫下進(jìn)行，反應(yīng)后的純凈煙氣和分離后的粗CO2都擁有較高溫度。若對(duì)碳捕集系統(tǒng)進(jìn)行一定改造，就可以對(duì)其排氣進(jìn)行能量梯級(jí)利用，進(jìn)而提高系統(tǒng)效率，減小熱量浪費(fèi)[9-11]。

本文使用Aspen Plus搭建循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)，并對(duì)其工作原理進(jìn)行分析，找出系統(tǒng)性能影響因素；對(duì)發(fā)電以及余熱利用過(guò)程進(jìn)行模擬，同時(shí)對(duì)各因素進(jìn)行優(yōu)化，得到聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)發(fā)電效率的最優(yōu)解。然后，將鈣基碳捕集系統(tǒng)耦合入聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)中。對(duì)鈣基碳捕集系統(tǒng)進(jìn)行改造，加設(shè)2個(gè)汽輪機(jī)循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)，對(duì)高溫純凈煙氣以及高溫粗CO2的余熱進(jìn)行利用。最后通過(guò) Aspen Plus研究各因素對(duì)碳捕集系統(tǒng)碳捕集率以及碳捕集系統(tǒng)對(duì)聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)發(fā)電功率的影響，找出2個(gè)系統(tǒng)耦合后的系統(tǒng)最優(yōu)解。研究了將汽輪機(jī)排氣部分高品位能量盡可能留在高品位地段做功的方法，使得碳捕集系統(tǒng)的碳捕集率和發(fā)電功率都得到了提升。

1 動(dòng)力系統(tǒng)模型的建立

圖1所示動(dòng)力系統(tǒng)為以天然氣為燃料，由固體氧化物燃料電池、燃?xì)廨啓C(jī)和蒸汽輪機(jī)組成的聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)。系統(tǒng)包含固體氧化物燃料電池、燃?xì)廨啓C(jī)、壓氣機(jī)、燃燒室、鍋爐、汽輪機(jī)、泵、冷凝器以及換熱器等?？諝膺M(jìn)入固體氧化物燃料電池陰極（CATHODE）；天然氣和水在預(yù)重整室（PRE-REF）混合后獲得富氫重整氣，其進(jìn)入固體氧化物燃料電池陽(yáng)極（ANODE）并與陰極中的氧氣反應(yīng)產(chǎn)生直流電；直流電經(jīng)逆變器轉(zhuǎn)化為交流電。部分未反應(yīng)的重整氣與陰極中剩余氧氣在后置燃燒室（Burner）中進(jìn)行燃燒產(chǎn)生高溫高壓氣體。因燃料電池陽(yáng)極及其后置燃燒室產(chǎn)生的排氣溫度十分高，所以系統(tǒng)通過(guò)2個(gè)三通閥（Fsp1、Fsp2）分別將這2股排氣通入預(yù)重整室和陰極進(jìn)行再循環(huán)。燃燒室產(chǎn)生的排氣經(jīng)過(guò)換熱后降至合適溫度，通入燃?xì)廨啓C(jī)（GT）進(jìn)行發(fā)電。做功后的排氣分別在3個(gè)換熱器（Exc2、Exc4、Exc3）對(duì)空氣、天然氣、和水進(jìn)行預(yù)熱，然排入余熱鍋爐（Boiler）。在余熱鍋爐中，高壓水變?yōu)樗魵夂笸ㄈ胝羝啓C(jī)（ST）中做功，做功后變?yōu)橐簯B(tài)水通過(guò)泵（Pump-2）加壓排回余熱鍋爐形成循環(huán)。

圖1 SOFC-GT-ST聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)Fig. 1 SOFC-GT-ST combined cycle power system

為了方便分析熱力學(xué)性能，做出以下假設(shè)：

（1）系統(tǒng)內(nèi)的流體為穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)，各種化學(xué)反應(yīng)都處于平衡狀態(tài)。

（2）空氣由摩爾體積分?jǐn)?shù)分別為21%的氧氣和79%的氮?dú)饨M成。

（3）SOFC陽(yáng)極出口的流體和陰極出口的流體的溫度和壓力分別相等，并且等于SOFC的工作溫度和工作壓力。

（4）不考慮 SOFC的接觸電阻，流體進(jìn)入SOFC前后壓力不變。

（5）不考慮流體進(jìn)入燃燒室、換熱器和管道等部件后的壓力損失。

（6）沒有被SOFC利用的燃料氣在后燃室完全燃燒。

本文在確定聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)運(yùn)行的初始參數(shù)后，對(duì)初始參數(shù)中的壓比、燃料利用率、SOFC運(yùn)行溫度進(jìn)行了優(yōu)化。經(jīng)過(guò)對(duì)多個(gè)參考文獻(xiàn)中數(shù)據(jù)的對(duì)比，認(rèn)為合適的汽碳比范圍應(yīng)在 2～2.5之間，于是將汽碳比設(shè)定為2.1不變，對(duì)另外3個(gè)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析[12-14]。

SOFC工作過(guò)程中的輸出電壓，為其理想可逆電壓減去不可逆過(guò)程中的電壓損耗：

式中：U為SOFC的實(shí)際電壓；Ure為理想可逆電壓；Uact為活化極化過(guò)電壓；Uohm為歐姆過(guò)電壓；Ucont為濃差極化過(guò)電壓。

采用熱效率和?效率結(jié)合的方法，可以全面地評(píng)價(jià)系統(tǒng)的能量利用率，能夠完整地分析能量的數(shù)量和能量的品位。SOFC的發(fā)電效率表達(dá)式如下：

式中：ηsofc為燃料電池效率；Wsofc為燃料電池做功；m˙fuel為燃料摩爾流量；LHV低位熱值。

整個(gè)系統(tǒng)的發(fā)電效率表達(dá)式如下：

式中：ηele為發(fā)電效率；WGT為燃?xì)廨啓C(jī)所做功；WST為蒸汽輪機(jī)所做功；Wcomp為壓縮機(jī)耗功；Wpump為泵耗功。

聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)初始參數(shù)如表1，天然氣組分如表2所示。

表1 聯(lián)合循環(huán)模擬初始參數(shù)Tab. 1 Initial parameters of combined cycle simulation

表2 天然氣組成成分Tab. 2 Composition of natural gas

1.1 發(fā)電性能優(yōu)化

1.1.1 壓縮機(jī)壓比對(duì)系統(tǒng)性能的影響

本文使用壓縮機(jī)模型如下。壓縮過(guò)程為絕熱過(guò)程。壓比和等熵效率固定后，可以計(jì)算出壓縮機(jī)出口溫度以及消耗功率。

式中：進(jìn)口氣體摩爾流量，mol/s；R為通用氣體常數(shù)，R=8.314 J/(mol·K)；T0為環(huán)境溫度。

由圖2可以看出，SOFC和燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率與汽輪機(jī)的輸出功率隨著壓比的增加表現(xiàn)出不同趨勢(shì)。由于壓縮機(jī)壓比提升使SOFC運(yùn)行壓力變高，增大了反應(yīng)組組分分壓，同時(shí)增加了理想可逆電壓；因此SOFC輸出功率隨之增大，燃?xì)廨啓C(jī)入口壓力也得到提升，其輸出功率也會(huì)增加。同時(shí)，由于前兩者輸出功率的提升，余熱鍋爐及煙氣溫度熱量會(huì)隨之降低，所以汽輪機(jī)輸出功率呈下降趨勢(shì)。

圖2 壓比對(duì)發(fā)電功率的影響Fig. 2 Effect of voltage ratio on power generation

由圖3可以看出，不同壓比下，系統(tǒng)電效率、?效率、凈發(fā)電效率都會(huì)隨之增高；但從綜合經(jīng)濟(jì)性方面的考慮，一味增高壓比會(huì)增加設(shè)備材料的成本，與高壓比情況下提升的功率不匹配；所以應(yīng)選擇合適壓比進(jìn)行系統(tǒng)優(yōu)化。

圖3 壓比對(duì)系統(tǒng)性能的影響Fig. 3 Effect of pressure ratio on system performance

1.1.2 燃料利用率對(duì)系統(tǒng)性能的影響

電流密度的計(jì)算公式、SOFC的功率計(jì)算公式如式（7）（8）所示。

式中：i為SOFC電流密度；b為參加電化學(xué)反應(yīng)的H2的量；Nd為單電池個(gè)數(shù)；S為單電池的表面積；W為功率；ηDA表示直流電轉(zhuǎn)換為交流電的效率。

由圖4、圖5可以看出，當(dāng)燃料利用率增加時(shí)，SOFC發(fā)電量呈先增大后減小的趨勢(shì)，燃?xì)廨啓C(jī)、汽輪機(jī)的趨勢(shì)與之相反。燃料利用率增大使參與反應(yīng)的H2量增多，使電流密度和運(yùn)行溫度增加。但運(yùn)行溫度過(guò)高會(huì)引起SOFC極化損失增加，導(dǎo)致其輸出電壓減小，所帶來(lái)的消極影響超過(guò)了電流密度增加帶來(lái)的影響，使其輸出功率下降。從圖5可以看出，燃燒利用率達(dá)到0.85是分界點(diǎn)。當(dāng)燃燒利用率小于0.85時(shí)，SOFC運(yùn)行溫度提高，但燃燒氣減少，導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)和汽輪機(jī)的輸出功率降低；但燃燒利用率超過(guò)0.85后，SOFC性能下降，熱量增多，所以燃?xì)廨啓C(jī)和汽輪機(jī)的做功能力得到提升。當(dāng)燃燒利用率增長(zhǎng)到0.85時(shí)，各個(gè)系統(tǒng)的發(fā)電性能最高。

圖4 燃料利用率對(duì)發(fā)電功率的影響Fig. 4 Effect of fuel utilization on power generation

圖5 燃料利用率對(duì)系統(tǒng)性能的影響Fig. 5 Effect of fuel utilization on system performance

1.1.3 SOFC運(yùn)行溫度對(duì)系統(tǒng)工作性能的影響

SOFC的運(yùn)行溫度應(yīng)控制在800 ℃～1 000 ℃之間。選取880 ℃～990 ℃作為研究溫度進(jìn)行研究。由于改變SOFC運(yùn)行溫度會(huì)導(dǎo)致多個(gè)裝置參數(shù)變化從而影響其本身狀態(tài)，因此進(jìn)行簡(jiǎn)化處理：分離陽(yáng)極和陰極的進(jìn)口氣體與預(yù)熱系統(tǒng)，這樣可以通過(guò)調(diào)節(jié)進(jìn)口氣體的溫度控制SOFC的運(yùn)行溫度，如圖6所示。對(duì)其余部分模擬后，將其作為初始的運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行計(jì)算。圖7為計(jì)算結(jié)果：當(dāng)SOFC運(yùn)行溫度提高后，系統(tǒng)電效率、?效率都得到提升，同時(shí)系統(tǒng)?損失大幅度下降。當(dāng)其運(yùn)行溫度達(dá)到960 ℃時(shí)，系統(tǒng)效率最高；若運(yùn)行溫度繼續(xù)增大，SOFC的極化過(guò)電壓增大速度超過(guò)可逆電壓增大速度，則會(huì)導(dǎo)致其輸電能力降低；但此時(shí)燃?xì)廨啓C(jī)和汽輪機(jī)的輸出功率依然呈增加趨勢(shì)，因此系統(tǒng)性能開始下降。

圖6 SOFC的完整模型Fig. 6 Complete model of SOFC

圖7 SOFC運(yùn)行溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響Fig. 7 Effect of SOFC operating temperature on system performance

1.2 系統(tǒng)性能優(yōu)化結(jié)果

經(jīng)過(guò)上述分析，利用Aspen Plus對(duì)系統(tǒng)發(fā)電效率進(jìn)行優(yōu)化的同時(shí)考慮了壓縮機(jī)壓比、燃料利用率和SOFC運(yùn)行溫度的影響，將壓縮機(jī)壓比設(shè)為14、SOFC運(yùn)行溫度不應(yīng)高于950 ℃、燃料利用率設(shè)為0.85、汽碳比為初始值2.1。

對(duì)于SOFC、燃?xì)廨啓C(jī)和汽輪機(jī)，?損可以表示為：

對(duì)于壓縮機(jī)、余熱鍋爐、燃燒室、分流器和換熱器等，?損可以表示為：

經(jīng)過(guò)模擬計(jì)算后，系統(tǒng)各部分?損失情況如圖8。

圖8 系統(tǒng)?損失分布情況Fig. 8 Distribution of system loss

2 鈣循環(huán)碳捕集工藝流程

利用Aspen Plus搭建鈣循環(huán)碳捕集工藝，如圖9所示。該系統(tǒng)的輸入量為聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)排放的煙氣與其分流出來(lái)的天然氣；前者排入碳化爐（C-OVEN），后者排入煅燒爐（C-FURNAC）。

圖9 基于鈣循環(huán)的燃?xì)?蒸汽聯(lián)合循環(huán)捕集CO2工藝流程Fig. 9 Carbon dioxide capture process flow of gas/steam combined cycle based on calcium cycle

為計(jì)算簡(jiǎn)便，將循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)排入碳捕集的天然氣流量設(shè)為定值 21%。由于其流量為定值，所以將余熱鍋爐（Boiler-1）中利用完的CO2分出一部分返回至煅燒爐，稀釋天然氣燃燒產(chǎn)生的相對(duì)過(guò)量的熱量，避免煅燒爐內(nèi)溫度過(guò)高，使?fàn)t內(nèi)氧化鈣失活無(wú)法投入循環(huán)。

煙氣通入碳化爐內(nèi)與氧化鈣反應(yīng)生成碳酸鈣后將氣固混合物排入分離器（Sep-6）進(jìn)行分離。純凈煙氣通入余熱鍋爐（Boiler-2）進(jìn)行水蒸氣朗肯循環(huán)的預(yù)熱工作。固體混合物排入分流器，分離出的失活部分排至換熱器（Exc-1）對(duì)即將排入系統(tǒng)的新鮮碳酸鈣進(jìn)行預(yù)熱后排出碳捕集系統(tǒng)；剩余未失活部分則與新鮮碳酸鈣混合，與即將排回碳化爐的氧化鈣進(jìn)行換熱后排入煅燒爐進(jìn)行高溫鍛造。同時(shí)，進(jìn)入煅燒爐內(nèi)的新鮮氧氣也在換熱器（Exc-2）中經(jīng)過(guò)一次循環(huán)物料的預(yù)熱再排入煅燒爐。煅燒爐內(nèi)，在碳酸鈣煅燒后，氣固混合物排入氣固分離器（Sep-1），氧化鈣分離后排回碳化爐進(jìn)行上述流程，CO2和水蒸氣混合物則排入余熱鍋爐（Boiler-1）。

水蒸氣排入汽輪機(jī)（ST-H）進(jìn)行一次膨脹做功，其后排回余熱鍋爐（Boiler-1）再一次吸收CO2熱量從右側(cè)排入汽輪機(jī)（ST-I）進(jìn)行第二次膨脹做功；其中有近10%的排氣直接排入上方合流器，目的是將更多的熱量集中在高品位地段做功，減少進(jìn)入低品位地段的熱量，以提高能量轉(zhuǎn)化效率，進(jìn)而提高循環(huán)效率。若排氣的分流超過(guò) 12%，則其與上方合流器另一股來(lái)自最末級(jí)汽輪機(jī)（ST-L）排出的液體水匯集轉(zhuǎn)變?yōu)樗魵?，這導(dǎo)致剩余90%的排氣排入下一級(jí)汽輪機(jī)（ST-L）進(jìn)行做功后冷凝排回合流器，經(jīng)泵排入余熱鍋爐（Boiler-1）吸收熱量進(jìn)行再一次循環(huán)。CO2經(jīng)過(guò)一次分流，一部分排回至煅燒爐，另一部分排入朗肯循環(huán)系統(tǒng)換熱器（Exc-4）內(nèi)進(jìn)行一次換熱后排入壓縮系統(tǒng)，經(jīng)過(guò)一次冷凝（Cond-2）、三次壓縮（Compr1-3）、四次閃蒸（Sep2-5）變?yōu)橐簯B(tài)CO2進(jìn)行儲(chǔ)存。

余熱鍋爐（Boiler-2）所在系統(tǒng)的水蒸氣在吸收純凈煙氣的熱量后排入汽輪機(jī)（ST-H）進(jìn)行第一次膨脹做功，然后排入分流器進(jìn)行分流；其中10%排氣進(jìn)行回流，原因與之前所述相同；剩余部分則排入汽輪機(jī)（ST-I）膨脹做功后依然分流兩部分，一部分回流，另一部分排入最末級(jí)汽輪機(jī)（ST-L）進(jìn)行最后一次膨脹做功后排入冷凝器（Cond-3）。水蒸氣經(jīng)由泵排入換熱器（Exc-4）與 CO2進(jìn)行換熱后與汽輪機(jī)（ST-I）排氣混合，經(jīng) 2 個(gè)泵（Pump-4、Pump-5）和一個(gè)換熱器（Exc-5）后與汽輪機(jī)（ST-H）抽出的高壓水蒸氣合流排回余熱鍋爐（Boiler-2）進(jìn)行加熱，形成循環(huán)。

3 靈敏度分析

本文從碳化爐反應(yīng)溫度、煅燒爐反應(yīng)溫度、氣固分離率、鈣碳比以及馳放率5個(gè)方面對(duì)鈣循環(huán)碳捕集系統(tǒng)性能進(jìn)行優(yōu)化，以提高碳捕集率與循環(huán)效率。

3.1 碳化爐反應(yīng)溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

圖10所示為碳化爐中不同反應(yīng)溫度下，碳捕集率與未捕集的CO2的變化情況。碳化爐中主要的化學(xué)反應(yīng)是氧化鈣與CO2進(jìn)行放熱反應(yīng)生成碳酸鈣。在600 ℃～650 ℃的范圍內(nèi)，碳捕集先升高至最高點(diǎn)后降低，未捕集CO2變化趨勢(shì)相反。在630 ℃時(shí)，兩者達(dá)到最優(yōu)狀況，碳捕集率達(dá)到94.76%，此時(shí)未被捕集的CO2僅為1.186 kmol/h。當(dāng)溫度小于 630 ℃時(shí)，碳化爐內(nèi)部溫度的升高可以極大提高反應(yīng)速率，所以碳捕集率可以得到提升。但上述化學(xué)反應(yīng)屬于放熱反應(yīng)，當(dāng)碳化爐的溫度過(guò)高時(shí)，即碳化爐溫度大于 630 ℃后，碳捕集率開始大幅下降，因?yàn)闇囟冗^(guò)高會(huì)有利于逆反應(yīng)，減緩了氧化鈣與CO2之間的正反應(yīng)反向，因此將碳化爐溫度設(shè)定在630 ℃。

圖10 碳酸化反應(yīng)溫度對(duì)CO2捕集率的影響Fig. 10 Effect of carbonation reaction temperature on CO2 capture rate

3.2 煅燒爐反應(yīng)溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

煅燒爐中主要化學(xué)反應(yīng)為碳酸鈣吸熱分解為氧化鈣和 CO2，因此將碳酸鈣分解反應(yīng)溫度控制在900 ℃～1 200 ℃之間，如圖11所示。隨著煅燒爐內(nèi)部溫度的提升，系統(tǒng)整體碳捕集率開始下降，同時(shí)為了保證煅燒爐內(nèi)部可以保持在 900 ℃以上，外部不斷向煅燒爐中通入天然氣與新鮮氧氣進(jìn)行燃燒，造成能源消耗。煅燒爐內(nèi)溫度要求越高，能量消耗越大，經(jīng)濟(jì)性降低。煅燒爐內(nèi)溫度增高雖能提高碳酸鈣的分解率，生成更多氧化鈣和CO2；但高溫環(huán)境會(huì)加大氧化鈣失活的現(xiàn)象，導(dǎo)致碳捕集率下降，同時(shí)影響CO2擴(kuò)散阻力。圖11中所示趨勢(shì)與圖 10相同：當(dāng)溫度逐漸增高時(shí)，碳捕集率逐步下降，而能耗會(huì)因此上升，經(jīng)濟(jì)性下降；所以把煅燒爐中的溫度設(shè)定為950 ℃，目的是為了匹配其他因素對(duì)碳捕集率的影響。

圖11 煅燒反應(yīng)溫度對(duì)CO2捕集率和能耗的影響Fig. 11 Effect of calcination reaction temperature on CO2 capture rate and energy consumption

3.3 氣固分離率對(duì)系統(tǒng)性能的影響

系統(tǒng)需要將鈣和CO2進(jìn)行分離，但出口風(fēng)速較大時(shí)部分顆粒被帶出循環(huán)系統(tǒng)。圖12示出了氣固分離率對(duì)系統(tǒng)的影響。

隨著氣固分離效率不斷提升，碳酸鈣質(zhì)量流量不斷下降，循環(huán)物料質(zhì)量流量不斷上升：原因是氣固分離率效率越高，失活與未失活的循環(huán)物料依然留在循環(huán)系統(tǒng)中。由于未失活物料可以繼續(xù)在系統(tǒng)內(nèi)循環(huán)，所以系統(tǒng)需要補(bǔ)充的碳酸鈣流量需求變小，因此碳酸鈣的質(zhì)量流量降低。當(dāng)氣固分離率達(dá)到 98%時(shí)，系統(tǒng)的能耗降至最低。由于系統(tǒng)補(bǔ)充的新鮮碳酸鈣質(zhì)量流量降低，所以其分解補(bǔ)償系統(tǒng)的熱量大于系統(tǒng)需要供其吸收的熱量，因此系統(tǒng)總體能耗開始降低。當(dāng)氣固分離率從98%提升到100%后，能耗升高，其與系統(tǒng)能耗降低的原因相反。同時(shí)，汽輪機(jī)組功率的變化與能耗變化趨勢(shì)的原因相反，不再贅述。隨著氣固分離器率增加，循環(huán)系統(tǒng)中氧化鈣的損失量變低。對(duì)于碳捕集系統(tǒng)來(lái)說(shuō)，氧化鈣損失變小有利于系統(tǒng)碳捕集率提高，但過(guò)高的氣固分離率會(huì)引發(fā)能耗的增加以及汽輪機(jī)組功率降低；所以對(duì)于氣固分離率的設(shè)定不能只追求碳捕集率，應(yīng)綜合考慮其經(jīng)濟(jì)性。

3.4 鈣酸比對(duì)系統(tǒng)性能的影響

將進(jìn)入碳化爐中的鈣基吸收劑與煙氣中 CO2的摩爾流量之比定義為鈣碳比，用符號(hào)RCa:C來(lái)表示，其計(jì)算公式如式（11）所示。

式中：FCO2為電廠煙氣中含有CO2的流量，kmol/s；FR為系統(tǒng)循環(huán)物料中作為 CO2載體的流量，kmol/s。

由于循環(huán)次數(shù)在增加，吸收劑的活性會(huì)因?yàn)闊Y(jié)現(xiàn)象而衰減，所以碳酸化轉(zhuǎn)化率是一個(gè)重要的指標(biāo)評(píng)價(jià)。對(duì)于該吸收劑的吸收能力，參考多個(gè)文獻(xiàn)，認(rèn)為當(dāng)轉(zhuǎn)化次數(shù)達(dá)到20次時(shí)，吸收劑轉(zhuǎn)化率趨于穩(wěn)定。

從前文可以得出，鈣循環(huán)碳捕集系統(tǒng)需要不斷補(bǔ)充新鮮碳酸鈣以彌補(bǔ)系統(tǒng)的各處損失，因此碳酸比對(duì)捕集率與能耗有很大的影響。將碳酸比設(shè)定從 1提升至 1.8，計(jì)算結(jié)果如圖 13所示。隨著碳酸比不斷增加，補(bǔ)充進(jìn)循環(huán)系統(tǒng)內(nèi)的碳酸鈣增多，循環(huán)物料質(zhì)量流量也隨之增加；同時(shí)由于碳酸鈣增多，系統(tǒng)為了分解碳酸鈣需要消耗更多的熱量，所以系統(tǒng)能耗也會(huì)隨著碳酸比的增多而升高。當(dāng)碳酸比達(dá)到1.2時(shí)，碳捕集率達(dá)到最高的96%，隨后碳捕集率開始下降：這是由于輸入煅燒爐的天然氣量是固定的，其產(chǎn)生熱量也固定，同時(shí)煅燒爐內(nèi)還通入 CO2稀釋其中熱量，所以：過(guò)高碳酸比導(dǎo)致煅燒爐內(nèi)碳酸鈣無(wú)法全部分解，碳酸比過(guò)高后會(huì)引發(fā)碳捕集率下降。

圖13 鈣碳比對(duì)系統(tǒng)性能的影響Fig. 13 Effect of calcium carbon ratio on system performance

3.5 馳放率對(duì)系統(tǒng)性能的影響

馳放率是向系統(tǒng)外排放雜質(zhì)的比率。馳放率越高，被排出系統(tǒng)的雜質(zhì)越多，因此循環(huán)物料質(zhì)量流量隨著馳放率的增加不斷降低。為了保證循環(huán)系統(tǒng)物料平衡，系統(tǒng)需要不斷補(bǔ)充新鮮碳酸鈣進(jìn)入系統(tǒng)，碳酸鈣質(zhì)量流量也會(huì)因此增多。如圖 14所示，當(dāng)馳放率大于0.02時(shí)，因新補(bǔ)充進(jìn)來(lái)的碳酸鈣增多，系統(tǒng)需要補(bǔ)償更多的熱量供碳酸鈣分解，所以系統(tǒng)的能耗不斷增加；當(dāng)馳放率小于0.02時(shí)，情況相反，新補(bǔ)充的碳酸鈣質(zhì)量不多，系統(tǒng)需要補(bǔ)償其分解的熱量降低，所以能耗是降低的趨勢(shì)。汽輪機(jī)的性能變化趨勢(shì)與能耗變化趨勢(shì)原因相反，不再贅述。

圖14 鈣碳比對(duì)系統(tǒng)性能的影響Fig. 14 Effect of calcium carbon ratio on system performance

通過(guò)對(duì)不同碳化爐溫度、煅燒爐溫度、氣固分離率、碳酸比和馳放率的對(duì)比分析，綜合考慮經(jīng)過(guò)對(duì)比不同工況下碳捕集率以及汽輪機(jī)組發(fā)電功率以及能耗的經(jīng)濟(jì)性后，為使系統(tǒng)可以在較好的經(jīng)濟(jì)情況下捕集更多的 CO2，認(rèn)為可將碳化爐反應(yīng)溫度設(shè)定為 630℃，煅燒爐反應(yīng)溫度設(shè)定為950 ℃，氣固分離率為98%，鈣酸比設(shè)為1.1，馳放率為0.02。在該工況下，鈣循環(huán)CO2捕集系統(tǒng)的CO2捕集量為20.44 kmol/h，碳捕集率為90.36%，系統(tǒng)能耗為 961.53 kW，汽輪機(jī)組的發(fā)電功率為483.39 kW。

4 結(jié)論

（1）經(jīng)過(guò)模擬分析壓比、燃料利用率、SOFC運(yùn)行溫度對(duì) SOFC-GT-ST聯(lián)合循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)的影響并考慮經(jīng)濟(jì)性，認(rèn)為可將壓比設(shè)為 14、燃料利用率設(shè)為0.85、SOFC運(yùn)行溫度設(shè)定不高于950 ℃。汽碳比初始值為2.1時(shí)，發(fā)電量為3 430.92 kW，電效率為73.08%。

（2）減少進(jìn)入低品位地段的熱量可以提高能量轉(zhuǎn)化效率，即采取部分高品位氣體進(jìn)行回流對(duì)冷流進(jìn)行換熱的做法可以提高系統(tǒng)循環(huán)效率。

（3）綜合分析系統(tǒng)運(yùn)行以及考慮經(jīng)濟(jì)性影響后，認(rèn)為可將碳化爐溫度定為 630℃、煅燒爐定為950 ℃、氣固分離率定為98%、鈣酸比定為1.1、馳放率定為0.02。此時(shí)系統(tǒng)碳捕集率為90.36%，汽輪機(jī)組的發(fā)電功率為 483.39 kW，電效率為60.32%；相比聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)，電效率降低12.76%。

（4）經(jīng)過(guò)計(jì)算，碳捕集系統(tǒng)消耗的能量為961.53 kW，捕集到的CO2為20.44 kmol/h。該系統(tǒng)優(yōu)化后，捕集每噸 CO2需要消耗的能量約為 3.78 GJ。