超臨界CO2再熱再壓縮布雷頓循環(huán)火力發(fā)電系統(tǒng)分析

劉國(guó)浩,余廷芳

(南昌大學(xué)先進(jìn)制造學(xué)院,江西 南昌 330031)

能源問題是當(dāng)前世界關(guān)注的焦點(diǎn)問題,超臨界CO2(supercritical carbon dioxide,SCO2)布雷頓循環(huán)因其諸多優(yōu)點(diǎn),具有巨大的發(fā)展前景[1],在太陽能發(fā)電[2]、核能發(fā)電[3]、余熱發(fā)電[4]等領(lǐng)域受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。

SCO2布雷頓循環(huán)由Sulzer在20世紀(jì)40年代最先提出,20世紀(jì)60年代Angelino[5]和Feher[6]開始關(guān)于SCO2發(fā)電技術(shù)的研究。直到2004年Dostal[7]提出再壓縮布雷頓循環(huán),并且與傳統(tǒng)的朗肯循環(huán)相比,SCO2布雷頓循環(huán)不僅能在較低的渦輪進(jìn)口溫度(550 ℃)下達(dá)到較高的熱效率(45.3%),而且具有體積小,結(jié)構(gòu)緊湊,可以降低發(fā)電廠的成本等優(yōu)勢(shì),SCO2發(fā)電技術(shù)才被學(xué)者所重視。目前,在簡(jiǎn)單布雷頓循環(huán)的基礎(chǔ)上,SCO2循環(huán)已經(jīng)演變出42種獨(dú)立循環(huán)模式和38種聯(lián)合循環(huán)模式[8],其中代表性的有:1)日本東京工業(yè)大學(xué)提出的用于氣冷快堆和熱反應(yīng)堆的部分冷卻循環(huán),可以減少熱量的損失,在650 ℃的中等溫度條件下達(dá)到較高的熱效率[9];2)美國(guó)愛達(dá)荷國(guó)家實(shí)驗(yàn)室和麻省理工學(xué)院聯(lián)合開發(fā)的用于鉛-鉍合金冷卻反應(yīng)堆的SCO2循環(huán),增加了中間換熱器,有利于熱量交換[10]。鄭開云對(duì)SCO2循環(huán)的冷端溫度進(jìn)行優(yōu)化[11],同時(shí)研究發(fā)現(xiàn),相比于再壓縮循環(huán),部分冷卻循環(huán)與鍋爐集成時(shí)能有效解決工質(zhì)進(jìn)入鍋爐溫度高,吸熱溫度區(qū)間窄,流量大的問題[12]。周昊等[13]建立了SCO2布雷頓再壓縮循環(huán)塔式太陽能光熱系統(tǒng),并對(duì)影響系統(tǒng)性能的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。張一帆等[14]利用Fortran語言建立SCO2布雷頓循環(huán)火力發(fā)電系統(tǒng)的計(jì)算模型,并對(duì)影響系統(tǒng)性能的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了分析。

可以看出,國(guó)內(nèi)外對(duì)SCO2布雷頓循環(huán)的研究主要集中在對(duì)再壓縮布雷頓循環(huán)的熱力分析,對(duì)含有再熱的布雷頓循環(huán)研究較少。而與無再熱的布雷頓循環(huán)相比,有再熱的布雷頓循環(huán)的熱效率普遍高出1～2個(gè)百分點(diǎn),再熱溫度升高可提高循環(huán)效率,但再熱溫度的提高受到透平和入口管材料的限制,通常會(huì)選擇高壓透平的入口溫度為再熱溫度[15]。此外,以往學(xué)者的研究大多是針對(duì)太陽能、核能、余熱利用等領(lǐng)域,而對(duì)火電系統(tǒng)的SCO2布雷頓循環(huán)研究鮮有報(bào)道。

火用分析方法以熱力學(xué)第二定律為分析基礎(chǔ),相比于熱效率分析法,能更全面揭示能量損失的環(huán)節(jié)及其損失的原因,為提高能量利用率指明方向。因而本文建立了SCO2一次再熱再壓縮布雷頓循環(huán)火力發(fā)電系統(tǒng)性能計(jì)算及火用分析模型,深入分析了系統(tǒng)的火用損分布及各關(guān)鍵參數(shù)對(duì)循環(huán)性能的影響,指出了系統(tǒng)的火用損關(guān)鍵環(huán)節(jié),為系統(tǒng)的參數(shù)優(yōu)化及性能改進(jìn)提供參考。

1 SCO2一次再熱再壓縮布雷頓循環(huán)

SCO2一次再熱再壓縮布雷頓循環(huán)示意圖如圖1所示。循環(huán)流程主要為:從低溫回?zé)崞?low temperuture reheater,LTR)中定壓放熱(10→11)出來的工質(zhì)進(jìn)行分流,一部分工質(zhì)直接進(jìn)入再壓縮機(jī)壓縮(11→12),另一部分工質(zhì)經(jīng)過預(yù)冷器冷卻(11→1),狀態(tài)參數(shù)略高于臨界狀態(tài)(31.1 ℃,7.38 MPa),然后進(jìn)入主壓縮機(jī)進(jìn)行壓縮(1→2),后進(jìn)入低溫回?zé)崞魑鼰?2→3),再與直接被再壓縮機(jī)壓縮的工質(zhì)混合進(jìn)入到高溫回?zé)崞?high temperuture reheater,HTR)中加熱(4→5),之后工質(zhì)在鍋爐中吸熱(5→6),一次工質(zhì)進(jìn)入到高壓膨脹機(jī)中做功(6→7),做功完成的二次工質(zhì)再次進(jìn)入到鍋爐中進(jìn)行加熱(7→8)溫度升高到高壓膨脹機(jī)的進(jìn)口溫度,隨后進(jìn)入低壓透平中做功(8→9)并帶動(dòng)發(fā)電機(jī)工作,做功完成的乏汽回到高溫回?zé)崞髦蟹艧?9→10),再進(jìn)入低溫回?zé)崞髦羞M(jìn)行熱交換(10→11),最終完成閉式布雷頓循環(huán)。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 模型的建立

為了簡(jiǎn)化熱力學(xué)計(jì)算模型,作如下假設(shè):1)系統(tǒng)處于穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài);2)循環(huán)過程不考慮壓降;3)忽略工質(zhì)的動(dòng)能和位能;4)系統(tǒng)各部件絕熱。循環(huán)的數(shù)學(xué)模型如式(1)～式(15)所示。

吸熱量

Q=qm[(h6-h5)+(h8-h7)]

(1)

輸入火用

Ein=Q/ηr

(2)

透平輸出功

Wt=qm[(h6-h7)+(h8-h9)]

(3)

主壓縮機(jī)耗功

Wc1=xqm[(h2-h1)]

(4)

再壓縮機(jī)耗功

Wc2=(1-x)qm[(h12-h11)]

(5)

各狀態(tài)點(diǎn)的火用

ei=(hi-h0)-T0(si-s0)

(6)

鍋爐火用損率

Ir={qm[(e5-e6)+(e7-e8)]+Ein}/Ein

(7)

透平火用損率

It={qm[(e6-e7)+(e8-e9)]-Wt}/Ein

(8)

高溫回?zé)崞骰鹩脫p率

IHTR=qm[(e9-e10)-(e5-e4)]/Ein

(9)

低溫回?zé)崞骰鹩脫p率

ILTR={qm[(e10-e11)-xqm(e3-e2)]}/Ein

(10)

主壓縮機(jī)火用損率

Ic1=[Wc1-xqm(e2-e1)]/Ein

(11)

再壓縮機(jī)火用損率

Ic2=[Wc2-(1-x)qm(e12-e11)]/Ein

(12)

預(yù)冷器火用損率

Ip=[xqm(e11-e1)]/Ein

(13)

發(fā)電機(jī)火用損率

Ie=(Wt-Wc1-Wc2)(1-ηe)/Ein

(14)

系統(tǒng)火用效率

η=(Wt-Wc1-Wc2)ηe/Ein

(15)

式(1)～式(15)中:qm為工質(zhì)的質(zhì)量流量,單位為kg·s-1;x為分流比,流經(jīng)主壓縮機(jī)的質(zhì)量流量與總質(zhì)量流量的比值;Q為熱量,單位為kJ·s-1;Ein為系統(tǒng)輸入火用,單位為kJ·s-1;h為比焓,單位為kJ·kg-1;s為比熵,單位為kJ· (kg·K)-1;e為比火用,單位為kJ·kg-1;T0為環(huán)境溫度,單位為K;h0和s0為環(huán)境的比焓和比熵;η為效率;I為火用損率;W為功率,單位為kW。下角標(biāo),i表示各狀態(tài)點(diǎn),t表示透平c1表示主壓縮機(jī),c2表示再壓縮機(jī),r表示鍋爐,p表示預(yù)冷器,e表示發(fā)電機(jī),HTR表示高溫回?zé)崞?LTR表示低溫回?zé)崞?。SCO2各點(diǎn)的狀態(tài)參數(shù)利用MATLAB調(diào)用REFPROP數(shù)據(jù)庫獲得。

2.2 計(jì)算模型的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型,選用文獻(xiàn)[16]中再熱模型的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。參照文獻(xiàn)中系統(tǒng)部件的參數(shù)設(shè)置,將壓縮機(jī)和透平的效率設(shè)為0.92和0.94,發(fā)電機(jī)效率設(shè)為0.95,質(zhì)量流量設(shè)為1 395 kg·s-1,分流比設(shè)為0.73,夾點(diǎn)溫差設(shè)為5 ℃。計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[16]中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比如表1和表2所示。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)

系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的主要基準(zhǔn)參數(shù)如表3所示。

表3 系統(tǒng)主要基準(zhǔn)參數(shù)

3.2 分流比對(duì)火用效率的影響

采用分流再壓縮,一方面可以減少進(jìn)入預(yù)冷器工質(zhì)的質(zhì)量流量,減少放熱量,另一方面可平衡低溫回?zé)崞鲀蓚?cè)的溫升,提高低溫回?zé)崞鞯幕責(zé)岫?故分流比是影響循環(huán)性能的關(guān)鍵參數(shù)。圖2是分流比對(duì)系統(tǒng)火用效率的影響,隨著分流比的增大火用效率先增加后減少,存在一個(gè)最佳分流比,此時(shí)循環(huán)的火用效率達(dá)到最大值。這是因?yàn)榛責(zé)崞鞯幕責(zé)岫葘?duì)循環(huán)的火用效率影響較大,當(dāng)分流比取最佳值時(shí),回?zé)崞鞯幕責(zé)岫圈磷罡??；責(zé)岫圈恋挠?jì)算式如下:

x

(16)

式中:Thin為回?zé)崞鞲邷貍?cè)入口溫度,單位為K;Thout為回?zé)崞鞲邷貍?cè)出口溫度,單位為K;Tcin為回?zé)崞鞯蜏貍?cè)入口溫度,單位為K。

以圖2中透平入口壓力P6=20 MPa為例,回?zé)崞鞯幕責(zé)岫入S分流比的變化如表4所示。從表4的數(shù)據(jù)可以看出,當(dāng)分流比小于0.599時(shí),隨著分流比的增大高溫回?zé)崞骱偷蜏鼗責(zé)岬幕責(zé)岫榷荚黾?因此循環(huán)的火用效率增加。當(dāng)分流比大于0.599時(shí),隨著分流比的增加,低溫回?zé)崞鞯幕責(zé)岫?αLTR)從0.925增加到0.955,增幅為3.24%。高溫回?zé)崞鞯幕責(zé)岫?αHTR)從0.976減少至0.785,減幅為19.57%。高溫回?zé)崞骰責(zé)岫鹊臏p幅大于低溫回?zé)崞骰責(zé)岫鹊脑龇?因此系統(tǒng)的火用效率下降。分流比0.599為該組工況下的最佳分流比。

表4 不同分流比下回?zé)崞鞯幕責(zé)岫燃盎鹩眯?/p>

以往的有關(guān)研究[3,17-18]認(rèn)為低溫回?zé)崞鞯膬?nèi)部出現(xiàn)夾點(diǎn)會(huì)使其回?zé)岫冉档?影響循環(huán)性能,因此相關(guān)學(xué)者的研究都是基于夾點(diǎn)位于低溫回?zé)崞鞲邷貍?cè)的出口進(jìn)行的。圖3(P6=20 MPa)為低溫回?zé)崞鞯膴A點(diǎn)位置隨分流比的變化情況,圖中TJ表示夾點(diǎn)?；?zé)崞鞯膴A點(diǎn)先位于低溫回?zé)崞鞲邷貍?cè)的進(jìn)口,當(dāng)分流比為0.599～0.622之間時(shí),夾點(diǎn)位于低溫回?zé)崞鞯膬?nèi)部,最后夾點(diǎn)位于低溫回?zé)岣邷貍?cè)的出口。從本文結(jié)論來看,夾點(diǎn)位于低溫回?zé)崞鞯膬?nèi)部時(shí)循環(huán)的火用效率最高,因此要使循環(huán)達(dá)到真正的最優(yōu)工況,應(yīng)綜合考慮高溫回?zé)崞骱偷蜏鼗責(zé)崞骰責(zé)岫葘?duì)循環(huán)性能的影響。

x

由圖2可知,不同透平入口壓力下系統(tǒng)的最佳分流比也不同。透平入口壓力為20、23、25、28 MPa時(shí),最佳分流比分別為0.599、0.615、0.622、0.645,透平入口壓力越高,最佳分流比越大。這主要是因?yàn)樵诓煌膲毫ο?二氧化碳的物性不同,當(dāng)回器的回?zé)岫茸畲髸r(shí),低溫回?zé)崞骼?、熱流體的比例不同,即最佳分流比不同。

3.3 分流比對(duì)各部件火用損分布的影響

表5為不同分流比下部件火用損分布及火用效率,圖4為系統(tǒng)各部件的火用損率隨分流比的變化?？梢?鍋爐、回?zé)崞鳌㈩A(yù)冷器的火用損率受分流比的影響最大。隨著分流比的增加鍋爐的火用損率顯著增加,這是因?yàn)榉至鞅鹊脑黾邮构べ|(zhì)進(jìn)入預(yù)冷器的質(zhì)量流量增加,系統(tǒng)放熱量增多,一次工質(zhì)進(jìn)入鍋爐中的吸熱溫度降低,從而導(dǎo)致工質(zhì)與熱源間的溫差加大。另外,一次工質(zhì)溫度下降意味其在鍋爐中的吸熱量更多,燃煤的質(zhì)量流量也隨之增加,這就導(dǎo)致了燃料燃燒時(shí)的不可逆火用損失加大。從表5及圖4還可以看出,鍋爐的火用損占據(jù)了整個(gè)系統(tǒng)火用損的絕大部分,這也是因?yàn)槿紵堑湫偷牟豢赡娣磻?yīng),燃燒過程中會(huì)有大量的火用損失。對(duì)于回?zé)崞?高溫回?zé)崞鞯幕鹩脫p率也是一直增加,這是因?yàn)楦邷鼗責(zé)崞鲀?nèi)工質(zhì)間的溫差不斷增大,使其火用損增加。而低溫回?zé)崞鲀?nèi)夾點(diǎn)隨著分流比的增加從高溫側(cè)的進(jìn)口向出口移動(dòng),內(nèi)部溫差先減少后增加,低溫回?zé)崞鞯幕鹩脫p率也呈現(xiàn)相同的變化趨勢(shì)。對(duì)于預(yù)冷器,工質(zhì)與冷源之間的溫差先減少后不變,但預(yù)冷器的質(zhì)量流量一直增加,因此火用損系數(shù)先減少后緩慢增加。

表5 不同分流比下的火用損分布和火用效率

表6 不同主壓縮機(jī)入口溫度下回?zé)崞骰責(zé)岫群突鹩眯?/p>

x

分流比對(duì)透平、壓縮機(jī)和發(fā)電機(jī)火用損率的影響并不顯著。分流比增加,系統(tǒng)輸入火用增加,而透平做功與分流比無關(guān),因此透平的火用損率減少。對(duì)于壓縮機(jī),隨著分流比的變化,工質(zhì)進(jìn)入主壓縮機(jī)和再壓縮機(jī)的質(zhì)量流量不同,其火用損率也呈現(xiàn)出不同的變化趨勢(shì)。

3.4 再熱參數(shù)對(duì)火用效率的影響

含有再熱的布雷頓循環(huán),再熱參數(shù)會(huì)對(duì)循環(huán)性能產(chǎn)生直接的影響。圖5給出了不同再熱溫度下,火用效率隨再熱壓力Pr的變化規(guī)律。數(shù)值模擬結(jié)果表明,再熱壓力增加,系統(tǒng)的火用效率先增加后減少,存在一個(gè)最佳的再熱壓力。再熱溫度為560、580、600、620 ℃時(shí),對(duì)應(yīng)的最佳再熱壓力分別為10.8、11.7、12.3、13.5 MPa,隨著再熱溫度的升高,最佳再熱壓力也隨之升高。這是因?yàn)樵贌釡囟壬?二次工質(zhì)的品質(zhì)提高,做功能力加強(qiáng)。此時(shí),增加再熱壓力,適當(dāng)?shù)臏p少高壓透平壓降在透平總壓降的比例,有助于提高系統(tǒng)的火用效率,即在系統(tǒng)最低壓力不變時(shí),適當(dāng)?shù)奶岣咴贌釅毫梢蕴岣呦到y(tǒng)的火用效率。

Pr/MPa

3.5 主壓縮機(jī)出口壓力對(duì)火用效率的影響

主壓縮機(jī)的出口壓力是循環(huán)過程中的最高壓力,對(duì)系統(tǒng)火用效率會(huì)產(chǎn)生重要的影響。對(duì)含分流再壓縮的布雷頓循環(huán)而言,系統(tǒng)的火用效率并不會(huì)像簡(jiǎn)單布雷頓循環(huán)那樣隨著循環(huán)最高壓力的提高而一直上升。這是因?yàn)檠h(huán)的最高壓力和分流比會(huì)互相約束,只有兩者都取合適的值時(shí),系統(tǒng)的火用效率才能達(dá)到最高。

圖6給出了不同分流比下,主壓縮機(jī)出口壓力P2對(duì)系統(tǒng)火用效率的影響。由圖6可知,當(dāng)分流比較大時(shí)(分流比等于0.699或0.799),系統(tǒng)的火用效率受主壓縮機(jī)出口壓力的影響較大,火用效率隨出口壓力的增加而增大,這與簡(jiǎn)單布雷頓循環(huán)的變化規(guī)律一致。當(dāng)分流比變小時(shí),主壓縮機(jī)出口壓力對(duì)系統(tǒng)火用效率的影響也隨之減少,出口壓力變大,火用效率并不是單調(diào)遞增,而是先增加后減少。這是因?yàn)?以分流比等于0.599為例,主壓縮機(jī)出口壓力小于20 MPa時(shí),主壓縮機(jī)出口壓力提高,工質(zhì)參數(shù)提升,系統(tǒng)效率也隨之升高,且此時(shí)的分流比接近最佳分流比(循環(huán)最高壓力20 MPa,最佳分流比為0.599);主壓縮機(jī)出口壓力繼續(xù)升高,最佳分流比增大,諾分流比繼續(xù)保持為0.599,會(huì)使系統(tǒng)的火用效率降低,且降低的幅度大于工質(zhì)參數(shù)提升所帶來的系統(tǒng)火用效率提升的幅度。因此,當(dāng)主壓縮機(jī)出口壓力繼續(xù)升高時(shí),會(huì)使系統(tǒng)的火用效率下降。

P2/MPa

3.6 主壓縮機(jī)入口溫度對(duì)火用效率的影響

為了確保工質(zhì)在整個(gè)循環(huán)過程中都處于超臨界狀態(tài),本文僅討論主壓縮機(jī)入口溫度t1大于等于32 ℃的工況。圖7為不同分流比下,主壓縮機(jī)入口溫度t1對(duì)火用效率的影響。從圖7可以看出,當(dāng)分流比等于0.599時(shí),系統(tǒng)的火用效率隨主壓縮機(jī)入口溫度的升高而下降。這是因?yàn)楫?dāng)分流比等于最佳分流比(0.599)時(shí),回?zé)崞鞯幕責(zé)岫茸罡?升高主壓縮機(jī)入口溫度,會(huì)使回?zé)崞骼鋫?cè)工質(zhì)溫度升高,工質(zhì)的物性也隨之改變,回?zé)崞鞯幕責(zé)岫认陆?系統(tǒng)的火用效率下降。當(dāng)分流比不等于最佳分流比時(shí),系統(tǒng)的火用效率隨主壓縮機(jī)入口溫度的升高,先上升后下降。

t1/℃

表7給出了分流比為0.699時(shí),不同主壓縮機(jī)入口溫度對(duì)應(yīng)的回?zé)崞鞯幕責(zé)岫群突鹩眯省．?dāng)t1從32 ℃升高至36 ℃時(shí),高溫回?zé)崞骰責(zé)岫壬仙?低溫回?zé)崞骰責(zé)岫认陆?回?zé)崞鞯目偦責(zé)岫壬仙?此時(shí)系統(tǒng)的火用效率隨t1的升高而上升。當(dāng)t1從36 ℃升高至40 ℃時(shí),高溫回?zé)崞鞯幕責(zé)岫然颈３植蛔?低溫回?zé)崞鞯幕責(zé)岫认陆?回?zé)崞鞯目偦責(zé)岫认陆?此時(shí)系統(tǒng)的火用效率隨t1的上升而下降。

4 結(jié)論

1)對(duì)含分流的布雷頓循環(huán)發(fā)電系統(tǒng),分流比對(duì)性能的影響至關(guān)重要。分流比對(duì)系統(tǒng)的火用效率、回?zé)崞鞯幕責(zé)岫?、各部件的火用損都會(huì)產(chǎn)生顯著的影響。因此,選擇合適的分流比是系統(tǒng)達(dá)到最佳工況的關(guān)鍵。

2)整個(gè)發(fā)電系統(tǒng)中,火用損率最大的部件為鍋爐和回?zé)崞?。?duì)鍋爐環(huán)節(jié),提高工質(zhì)平均吸熱溫度是提高該環(huán)節(jié)火用效率的有效手段;對(duì)回?zé)崞?強(qiáng)化換熱、減小換熱端差是提高系統(tǒng)循環(huán)性能的關(guān)鍵。

3)系統(tǒng)火用效率隨著再熱壓力的升高,先上升后下降,存在最佳再熱壓力。最佳再熱壓力與再熱溫度有關(guān),再熱溫度升高,最佳再熱壓力變大。

4)由于分流的存在,系統(tǒng)火用效率受主壓縮機(jī)出口壓力和入口溫度的影響并非單調(diào)變化。主壓縮機(jī)出口壓力、入口溫度和分流比達(dá)到合理的耦合,系統(tǒng)才會(huì)達(dá)到最高的火用效率。