700℃超超臨界燃煤發電機組熱力系統設計及分析

蔡小燕， 張燕平， 李 鈺， 黃樹紅， 高 偉

（華中科技大學 能源與動力工程學院，武漢430074）

20世紀90年代末期，歐洲、日本、美國相繼提出先進超超臨界燃煤電站研究計劃，擬將蒸汽參數提高到700 ℃／35MPa或更高［1］.2011年6月24日，中國正式啟動700℃超超臨界燃煤發電技術研發計劃.對于700℃超超臨界燃煤發電機組，除了常規的熱力系統（簡稱“常規系統”）布局，丹麥Elsam電力公司提出了一種新型的熱力系統結構——MC（Master Cycle）系統［2］.定量評價分析新型 MC系統的熱經濟性，了解其能耗分布特征，對700℃超超臨界燃煤發電技術的發展具有重要的指導意義.

Sven Kjaer等對MC系統進行了汽輪機組主要運行參數的優化及熱經濟性評價，結果表明MC系統能夠改善抽汽過熱情況，基于兩級再熱的MC系統的熱效率可以達到53%［2－4］.Pierre Ploumen等在主蒸汽溫度分別為600℃和700℃的情況下對單級再熱的常規系統和基于兩級再熱的MC系統全廠熱效率及CO2排放量進行對比計算，結果表明：2種情況下MC系統均可提高全廠熱效率，降低CO2排放量，且主蒸汽溫度為700℃時MC系統效率的提高更明顯［5］.目前關于MC系統的文獻很少，僅有的文獻也并未詳細介紹MC系統的結構布局及參數情況，同時基于熱力學第二定律來研究MC系統的熱經濟性及其內部能耗分布特征尚未見文獻報道.

根據MC系統的框架結構，設計了基于MC的1 000MW、700℃超超臨界燃煤發電機組熱力系統結構，并確定了相關熱力參數，同時設計了基于常規熱力系統結構的對比系統.對2個熱力系統進行單元劃分，采用分析方法建立平衡方程并計算各單元的指標，對比分析2個熱力系統的熱經濟性及能耗分布特征.

1 熱力系統結構設計

1.1 700℃超超臨界燃煤發電機組MC系統

MC系統在傳統2次再熱汽水循環的基礎上取消中壓缸抽汽，用新增的獨立汽輪機T－Turbine的抽汽代替中壓缸的抽汽去加熱給水.T－Turbine安裝在再熱冷段逆止閥門的下游，進汽來自高壓缸排汽［2－3，6］.根據這一思路，基于 MC的1 000MW 機組的熱力系統結構見圖1，圖中的黑點表示選擇的狀態點.系統的主要結構特點如下：

（1）汽輪機為單軸6缸6排汽，回熱系統包括3個高壓加熱器（H1～H3）、1個除氧器（H4）、6個低壓加熱器（H4～H10）.

（2）高壓缸排汽分為a、b、c 3個部分：a進入第1級再熱器，b進入加熱器 H2，c進入 T－turbine.T－turbine設有3級抽汽系統，排汽進入加熱器H6.中壓缸未設置抽汽系統，排汽直接引入低壓缸.低壓缸有4級抽汽系統來加熱給水，排汽進入凝汽器.

（3）T－Turbine后連接發電機和給水泵，正常運行時T－Turbine驅動給水泵，發電機為發電運行模式；機組啟停時，T－turbine停止運行，通過切換SSS離合器，發電機轉為電機運行模式驅動給水泵.

圖1 MC系統示意圖Fig.1 Schematic diagram of the MC system

1.2 700℃超超臨界燃煤發電機組常規系統

參照圖1的MC系統，設計了700℃超超臨界燃煤發電機組的常規熱力系統（見圖2），圖中黑點表示選擇的狀態點.與MC系統相似，常規系統也設置了2級再熱系統，汽輪機的高壓缸設有一級抽汽系統.高壓缸排汽分為2個部分，分別進入第1級再熱器和加熱器H2.汽輪機的中壓缸IP1和IP2各有2級抽汽系統，低壓缸設有4級抽汽系統.小汽輪機驅動給水泵，其進汽由第4級抽汽系統供給，其排汽進入主凝汽器.

圖2 常規系統示意圖Fig.2 Schematic diagram of a conventional system

2 熱力系統參數設計

為了便于對比分析，2個熱力系統的主要參數應盡可能取相同數值，發電功率均為1 000MW.目前700℃超超臨界燃煤發電機組還處于研究階段，并無詳細的參數資料.經過分析相關文獻以及現有機組的參數情況，確定了圖1和圖2所示的2個熱力系統的參數.

2.1 主蒸汽參數及各汽缸進出口參數

目前，在700℃超超臨界燃煤發電技術研究中，世界主要發達國家設計的主蒸汽壓力通常為35～38.5MPa［1］.因此，選取鍋爐過熱器的出口參數為35MPa／700℃.同時根據汽輪機熱力系統設計方法，參照文獻［2］和文獻［7］及現有機組的參數情況，確定了2個熱力系統的主蒸汽及各汽缸進出口參數，如表1所示.

表1 主蒸汽及各汽缸進出口參數Tab.1 Main steam parameters and inlet／outlet parameters of various cylinders

2.2 其他參數

其他參數的選取如下：

（1）抽汽參數

根據表1中的相關參數，在假設各級組焓降相等及各級組效率與所在汽缸的缸效率相等的原則下確定常規系統各級抽汽參數.MC系統中各級抽汽壓力與常規系統相同，其中T－turbine的排汽壓力與常規系統的第6級抽汽壓力相同，并根據相對內效率確定排汽焓.根據抽汽壓力和相對內效率，確定T－turbine的各級抽汽焓，進而得到2個系統的各級抽汽參數，見表2.

（2）凝汽器參數

假設循環水的進口水溫為20℃，循環水壓為0.315MPa.取凝汽器壓力為排汽壓力，凝結水的飽和水溫為32.88℃，假設凝汽器傳熱端差為5K，由此可確定循環水的出口溫度為27.88℃.假設經過凝結水泵后，凝結水溫度為34℃.

（3）加熱器水側壓力與端差

根據文獻［7］，高壓加熱器水側給水壓力取為40.3MPa.根據第4級抽汽的壓力，確定除氧器的工作壓力.低壓加熱器水側壓力取為5.5MPa.

表2 抽汽參數Tab.2 Parameters of extraction steam

加熱器端差參照現有機組進行選取，見表3.

（4）主要流量計算

根據上述熱力系統參數，取抽汽管道壓損為5%，鍋爐熱效率為0.94，機械效率為0.98，發電效率為0.989，然后計算2個熱力系統的主要汽水流量，計算結果見表4.

表3 加熱器端差Tab.3 Terminal temperature difference of heater

表4 2個熱力系統的主要汽水流量Tab.4 Main steam－water flow of two thermal systems t／h

假設環境參數為20℃／0.101 325MPa，根據熱力系統中各狀態點（即圖1和圖2中的黑點）的壓力和溫度，查出相應的焓和熵，然后再根據式（1）和式（2）計算各狀態點的值.

式中：ef為單位質量燃料的，稱為燃料比，kJ／kg；qnet為燃料的低位發熱量，kJ／kg；w（C）、w（H）、w（O）、w（N）分別為燃料中碳、氫、氧、氮的質量分數，%；m 為燃料的質量流量，kg／s；Ef為燃料，kW.本文計算的是平頂山煙煤的燃料值.

4 系統單元劃分及分析指標計算

4.1 系統單元劃分及指標計算結果

單元劃分的基本原則遵循以下3個方面：

（1）高壓缸 HP、中壓缸IP1、中壓缸IP2、低壓缸LP各為1個單元，T－turbine或小汽輪機為1個單元.汽輪機進汽的進口點及排汽、抽汽的出口點為劃分單元的邊界點，詳見圖1和圖2中的黑點.

（2）回熱系統中每個加熱器、除氧器分別劃分為1個單元；凝結水泵、給水泵等分別與其相近的加熱器劃分為1個單元（各加熱器單元如圖1和圖2中虛線框所示）.

（3）凝汽器為1個單元，邊界點為低壓缸排汽口（常規系統中包括小汽輪機排汽口）、凝汽器凝結水出口和循環水進出口.

將機組熱力系統劃分為鍋爐單元、汽輪機單元、發電機單元、凝汽器單元和管道單元.汽輪機單元又分為各級汽缸單元和各級加熱器單元.根據單元劃分情況，對700℃機組的MC系統和常規系統中各單元的損和效率計算結果進行總結，如表5所示.

4.2 結果分析

分以下幾方面對計算結果進行分析.

根據表5，對1 000MW機組的MC系統和常規系統的鍋爐、汽輪機、凝汽器等的指標進行了計算，結果見表6.由表6可知，鍋爐是電廠損最大的設備，這是因為鍋爐煙氣和水的傳熱溫差大，傳熱過程的不可逆性很大.采用MC系統的機組熱經濟性較高，全廠效率比常規系統的效率高0.86%.

對汽輪機單元中的高壓缸HP、中壓缸IP1、中壓缸IP2、低壓缸LP及T－turbine或小汽輪機分別進行指標計算，結果見表7.由表7可知，2個系統中各汽缸的效率均大于缸效率.同時LP的損和損系數最大，其他汽缸的損和損系數相對較小.

明顯高于常規系統，比常規系統高3.52%.雖然T－turbine的相對內效率與小汽輪機的相對內效率相同，但由于進汽參數和排汽參數的差異，其效率比小汽輪機的效率高6.83%.

表5 700℃超超臨界燃煤機組各單元指標計算Tab.5 Calculation of exergy indices for each unit of a 700 ℃ ultra supercritical coal－fired power generating set

表5 700℃超超臨界燃煤機組各單元指標計算Tab.5 Calculation of exergy indices for each unit of a 700 ℃ ultra supercritical coal－fired power generating set

注：E為，kW；e為 比，kJ／kg；W 為汽輪機出力或泵耗功，kW；D 為蒸汽流量，kg／s.

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表6 700℃超超臨界燃煤機組全廠指標計算結果Tab.6 Calculation results of exergy indices for the whole ultra supercritical coal－fired plant

表6 700℃超超臨界燃煤機組全廠指標計算結果Tab.6 Calculation results of exergy indices for the whole ultra supercritical coal－fired plant

MC 系統常規系統項目損／MW 損系數／%效率／%損／MW 損系數／%效率／%系統輸入發電機 31.76 1.47 96.92 31.76 1.45 96.92凝汽器 26.07 1.21 1.02 28.02 1.27 0.99管道 17.90 0.83 99.20 19.69 0.90 99.04系統收益燃料2 150.53 100 2 191.33 6.02鍋爐 953.50 44.22 55.66 969.04 44.10 55.78汽輪機系統 109.39 5.07 90.41 130.60 5.94 88.76系統100循環水帶入5.87損有效循環功 1 000 46.37 1 000 45.51循環水帶出17.79 0.82 18.25 0.83

表7 700℃超超臨界燃煤機組各汽缸單元指標計算結果Tab.7 Calculation results of exergy indices for cylinder units of the 700℃ ultra supercritical coal－fired power generating set

表7 700℃超超臨界燃煤機組各汽缸單元指標計算結果Tab.7 Calculation results of exergy indices for cylinder units of the 700℃ ultra supercritical coal－fired power generating set

MC 系統常規系統單元名稱損／MW 損系數／%效率／% 缸效率／%損／MW 損系數／%效率／% 缸效率／%8.83 0.41 96.09 90 8.53 0.39 96.09 90中壓缸IP1單元 8.06 0.37 96.54 92 19.62 0.89 93.02 92中壓缸IP2單元 8.05 0.37 96.65 92 8.14 0.37 96.68 92低壓缸LP單元 43.79 2.03 88.78 88 41.79 1.90 88.80 88 T－turbine單元／小汽輪機單元高壓缸HP單元6.82 0.32 87.82 80 7.17 0.33 80.99 80

表8 700℃超超臨界燃煤機組各級加熱器單元指標計算結果Tab.8 Calculation results of exergy indices for all－level heaters of the 700 ℃ ultra supercritical coal－fired power generating set

表8 700℃超超臨界燃煤機組各級加熱器單元指標計算結果Tab.8 Calculation results of exergy indices for all－level heaters of the 700 ℃ ultra supercritical coal－fired power generating set

MC 系統常規系統單元名稱損／MW 損系數／%效率／%損／MW 損系數／%效率／%3.60 0.17 93.55 3.48 0.16 93.55 2級加熱器 4.77 0.22 93.33 4.61 0.21 93.33 3級加熱器 2.64 0.12 96.07 4.19 0.19 93.69 4級加熱器 7.10 0.33 91.75 10.19 0.46 88.22 5級加熱器 1.13 0.05 93.65 3.78 0.17 81.38 6級加熱器 3.55 0.16 89.46 7.76 0.35 79.41 7級加熱器 4.91 0.23 69.56 4.58 0.21 68.83 8級加熱器 1.70 0.08 85.26 1.94 0.09 83.51 9級加熱器 1.74 0.08 79.94 1.93 0.09 78.22 10級加熱器1級加熱器2.71 0.13 66.51 2.92 0.13 64.95

以上分析結果表明，在700℃超超臨界燃煤發電機組的2個熱力系統中，鍋爐損都占很大的比例，超過44%，而汽輪機系統、發電機、管道的損和損系數相對很小，效率卻較高.凝汽器的損系數雖然很小，但效率在所有設備當中最低.

MC系統的機組熱經濟性比常規系統的機組熱經濟性高，主要體現在汽輪機系統上.汽輪機系統中低壓缸LP、T－turbine／小汽輪機的效率較低.低壓缸LP的損和損系數最大，其他汽缸的損和損系數相對較小.各級加熱器的損及損系數都較小，而末三級加熱器的效率相對較低.對比指標可知，T－turbine的引入降低了第3～6級的抽汽品質，提高了MC系統中壓缸及第3～6級加熱器的熱經濟性，從而提高了整體熱經濟性.

5 結 論

（1）相對于700℃超超臨界燃煤發電機組的常規系統布局，MC系統取消了中壓缸的抽汽，用T－turbine的抽汽代替中壓缸的抽汽加熱給水，結構變化很小，在系統設計及優化、設備制造、性能評價等方面具有很好的繼承性.

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