超臨界蒸汽參數臥式余熱鍋爐概念設計與分析

趙子東， 閻維平

(華北電力大學 能源動力與機械工程學院，河北保定 071003)

隨著天然氣“西氣東輸”工程的完成和中俄天然氣合同的簽訂，同時迫于大氣環境壓力的挑戰，燃氣蒸汽聯合循環發電技術以其熱效率高、投資費用低和環保條件好[1]等優點受到了廣泛的重視。而余熱鍋爐作為燃氣蒸汽聯合循環機組的三大設備之一，在燃氣輪機與蒸汽輪機之間起到承上啟下的作用，余熱鍋爐的技術水平直接關系到燃氣蒸汽聯合循環機組的發電效率，因此對余熱鍋爐性能和結構設計進行研究十分必要。

余熱鍋爐結構對熱力性能的影響不同，許多學者對余熱鍋爐設計進行了研究。呂麗華等[2-3]論述了燃氣蒸汽聯合循環余熱鍋爐設計時應考慮的關鍵因素；周曙光等[4-5]研究了9F級余熱鍋爐受壓部件的設計特點，提出余熱鍋爐受熱面模塊、鍋筒等主要受壓部件的設計事項；劉建生[6]對典型余熱鍋爐受熱面結構及模塊膨脹設計等方面進行闡述；鄭海英等[7]闡述了非受壓部件中模塊、墻板、連接墻板、各類擋板和膨脹節等的功能及設計理念；焦樹建[8]比較了單壓、雙壓和三壓余熱鍋爐特性的差異，指出了在設計余熱鍋爐時必須著重考慮的若干問題。超臨界直流余熱鍋爐是回收燃氣輪機排氣熱量的理想裝置[9]。梁慶嬌等[10]對超超臨界機組的動態特性進行了研究，建立了從省煤器、蒸發受熱面、過熱器到汽輪機的綜合模型；連鵬等[11]分析了超臨界直流鍋爐的結構特點，為余熱鍋爐結構設計提供了參考；李金波等[12]介紹了U形立式直流余熱鍋爐的結構及受熱面布置，其蒸汽參數為亞臨界參數；英國Cottam電廠余熱鍋爐采用了直流蒸發器[13]，燃氣蒸汽聯合循環試驗電站的余熱鍋爐采用高壓直流與中壓汽包相結合的方式，使主蒸汽壓力達到16 MPa。然而國內外已投入商業運行的燃氣蒸汽聯合循環機組均為亞臨界機組[14]，尚無燃氣蒸汽聯合循環超臨界機組。

筆者根據燃氣蒸汽聯合循環的底循環高壓系統采用超臨界蒸汽參數，中低壓系統采用亞臨界蒸汽參數的設計思路，提出了超臨界余熱鍋爐采用雙層煙道臥式結構，高壓蒸發器采用垂直對流蒸發管束的方式布置在余熱鍋爐上層煙道和下層煙道，中低壓蒸發器仍然采用自然循環汽包結構，通過對高壓直流蒸發管束的傳熱系數、煙氣阻力和鋼材消耗量的計算，得到了超臨界余熱鍋爐煙道高度和高壓直流蒸發管束結構，并對燃氣蒸汽聯合循環進行了熱力性能計算。

1 超臨界余熱鍋爐結構及特點

超臨界余熱鍋爐整體采用雙層煙道臥式結構布置，燃氣輪機和余熱鍋爐的部分受熱面布置在下層煙道，余熱鍋爐的其余受熱面布置在上層煙道。其中高壓蒸發器采用垂直對流蒸發管束穿過煙道隔板跨上層煙道和下層煙道布置，其主要優點如下：

(1)超臨界余熱鍋爐高壓蒸發器采用垂直對流蒸發管束，而中低壓蒸發器仍然采用自然循環汽包結構，汽水系統簡單，結構布置緊湊，成本較低，縮短了啟停時間，具有更好的啟停特性。

(2)目前投入運行的臥式余熱鍋爐煙道高度為30 m左右，超臨界余熱鍋爐的高壓直流蒸發管束上半部分布置在余熱鍋爐的上層煙道，下半部分布置在余熱鍋爐的下層煙道，在上下2層煙道之間設置煙氣轉向室使煙道高度達到40 m以上，余熱鍋爐內部保障了足夠的垂直高度，實現了高壓直流蒸發管束的垂直布置方式。盡管煙氣流經煙氣轉向室會增加煙氣側的流動阻力，但由于燃氣輪機排氣壓力較高，并不影響機組的經濟性，只需采取導流措施即可避免煙氣沖刷不均勻。

(3)超臨界余熱鍋爐高壓直流蒸發管束管內工質由下而上，下部為熱水段，上部為過熱段，中間為煙道隔板，隔板上部與下部同一受熱管的直徑不同，中間采用變徑管連接，下層煙道管徑小于上層煙道管徑，防止高壓直流蒸發管束上層過熱段管內工質流速過大，并通過合理設計上層煙道和下層煙道的流通面積，以保持合理的煙氣流速和管內工質質量流速。

(4)超臨界余熱鍋爐高壓蒸發器采用垂直對流蒸發管束布置方式，管內工質垂直向上一次流過高壓直流蒸發管束，既克服了高壓直流蒸發管束的水動力不穩定性，又降低了工質流動阻力，是最合理的布置方案。

(5)超臨界余熱鍋爐使燃氣蒸汽聯合循環的主蒸汽參數達到了超臨界狀態，既提高了主蒸汽的做功能力，又實現了提高燃氣蒸汽聯合循環效率的目的。

2 超臨界余熱鍋爐布置

2.1 燃氣蒸汽聯合循環參數

選取出力為397 MW的GE9HA燃氣輪機為燃氣蒸汽聯合循環的頂循環，燃氣輪機參數見表1。

表1 燃氣輪機參數Tab.1 Gas turbine parameters

隨著燃氣蒸汽聯合循環中燃氣輪機排氣溫度的提高，提出以超臨界蒸汽參數27 MPa/585 ℃為燃氣蒸汽聯合循環的底循環，蒸汽參數見表2。

2.2 布置方案

根據燃氣蒸汽聯合循環的頂循環采用397 MW的燃氣輪機，底循環采用27 MPa/585 ℃的超臨界蒸汽參數，超臨界余熱鍋爐采用雙層煙道臥式結構型式，受熱面布置方案如圖1所示。

表2 蒸汽參數Tab.2 Steam conditions

圖1 受熱面布置圖Fig.1 Layout of heating surfaces

3 超臨界余熱鍋爐設計

超臨界余熱鍋爐采用三壓再熱、臥式、無補燃、自身除氧、帶緊身封閉，余熱鍋爐主要由入口煙道、鍋爐本體(受熱面模塊和鋼架護板)、出口煙道、選擇性催化還原(SCR)裝置、煙囪、汽包、除氧器、管道和平臺扶梯等部件以及給水泵和再循環泵等輔機組成。自帶式除氧器設計壓力為0.61 MPa，設計溫度為159.5 ℃，利用余熱鍋爐低壓鍋筒降低凝結水中溶解氧的含量；為控制蒸汽溫度，分別在高壓過熱器1與高壓過熱器2和再熱器1與再熱器2之間布置減溫器1和減溫器2，過熱器減溫水來自高壓給水泵，再熱器減溫水來自給水泵中間抽頭(中壓給水)。

3.1 高壓蒸發器設計

高壓蒸發器采用強制流動一次上升的垂直對流蒸發管束布置方式，管子采用錯列布置。工質由下部熱水段變為上部過熱段，密度減小，比體積增加，所以選取上層管徑大于下層管徑，以防止管內工質流速過大影響機組的安全性。

3.1.1 設計方法及計算

燃氣輪機的燃料采用天然氣，煙氣無積灰且磨損較小，煙氣流速選取10～14 m/s[15]。高壓直流蒸發管束采用環形肋片管，在一定的換熱量下，通過改變高壓直流蒸發管束的高度選取環形肋片管的肋片節距和肋片高度。采用Matlab編程計算得到滿足煙氣流速的高壓直流蒸發管束上層高度分別為 20 m、21 m、22 m、23 m、24 m、25 m、26 m、27 m、28 m和29 m，下層高度分別為18 m、19 m、20 m、21 m、22 m、23 m、24 m、25 m和26 m。

(1)管排數確定。

單根管子管內工質流通面積為

(1)

工質流通面積為

(2)

管子根數為

(3)

式中：A為單根管子管內工質流通面積，m2；H為工質流通面積，m2；qm為工質質量流量，kg/s；ρω為工質質量流速，kg/(m·s2)；n為管子根數；din為管子內徑，m。

(2)寬度和長度確定。

橫向寬度為

a1=s1n1

(4)

縱向長度為

b1=s2n2

(5)

式中：a1為橫向寬度，m；b1為縱向長度，m；s1為橫向節距，m；s2為縱向節距，m；n1為橫向排數；n2為縱向排數。

(3)高度確定。

在高壓直流蒸發管束換熱量一定時，對上層和下層不同高度、不同肋片節距的環形肋片管進行了傳熱系數、煙氣阻力和鋼材消耗量計算。

傳熱系數計算結果如圖2和圖3所示。由圖2和圖3可知，高壓直流蒸發管束環形肋片管肋片節距較小時，傳熱系數隨著高度的增加呈減小趨勢，但隨著肋片節距繼續增加，傳熱系數又隨著高度的增加而增大。傳熱系數直接影響了燃氣蒸汽聯合循環余熱鍋爐的受熱面布置，在選取傳熱系數時，必須考慮余熱鍋爐的受熱面布置以減小燃氣蒸汽聯合循環初投資。

圖2 高壓直流蒸發管束上層傳熱系數Fig.2 Heat transfer coefficient in upper layer of the high-pressure once-through evaporation bundles

圖3 高壓直流蒸發管束下層傳熱系數Fig.3 Heat transfer coefficient in lower layer of the high- pressure once-through evaporation bundles

煙氣阻力計算結果如圖4和圖5所示。由圖4和圖5可知，高壓直流蒸發管束煙氣阻力隨著高度的增加呈減小趨勢，但是減小的幅度逐漸降低，煙氣阻力直接影響燃氣輪機的出力，所以在選取高壓直流蒸發管束高度時，必須考慮煙氣阻力。

圖4 高壓直流蒸發管束上層煙氣阻力Fig.4 Upper flue resistance of the high-pressure once- through evaporation bundles

圖5 高壓直流蒸發管束下層煙氣阻力Fig.5 Lower flue resistance of the high-pressure once- through evaporation bundles

鋼材消耗量計算結果如圖6和圖7所示。由圖6和圖7可知，高壓直流蒸發管束鋼材消耗量隨著高度的增加呈增加趨勢，鋼材消耗量直接影響機組的初投資，鋼材消耗量增加導致機組經濟性下降，所以在選取高壓直流蒸發管束高度時，必須考慮鋼材消耗量以提高機組的經濟性。

圖6 高壓直流蒸發管束上層鋼材消耗量Fig.6 Steel consumption for upper layer of the high-pressure once-through evaporation bundles

圖7 高壓直流蒸發管束下層鋼材消耗量Fig.7 Steel consumption for lower layer of the high-pressure once-through evaporation bundles

(4)肋片節距確定。

由圖2～圖7還可知，傳熱系數隨著肋片節距的增加先增大后減??；煙氣阻力隨著肋片節距的增加而增大，但是增大的幅度是逐漸升高的；鋼材消耗量隨著肋片節距的增加先減小后增大。傳熱系數最大值對應的肋片節距同樣是鋼材消耗量最小值的肋片節距，而此時煙氣阻力也相對較小。

3.1.2 設計結果及分析

從高壓直流蒸發管束的傳熱系數、煙氣阻力和鋼材消耗量分析，既要保證較大的傳熱系數，也要確定較小的煙氣阻力和較少的鋼材消耗量，所以高壓直流蒸發管束上層高度選取23 m，肋片節距選取0.004 m；下層高度選取21 m，肋片節距選取0.005 m。高壓直流蒸發管束結構參數見表3。

表3 高壓直流蒸發管束結構參數Tab.3 Structural parameters of the high-pressure once-through evaporation bundles

根據超臨界余熱鍋爐高壓直流蒸發管束的結構，對其管內工質參數進行計算，結果見表4。

表4 高壓直流蒸發管束管內水和蒸汽參數Tab.4 Water and steam conditions of the high-pressure once-through evaporation bundles

由計算可得，超臨界余熱鍋爐煙道寬度選取11.5 m，上層煙道高度選取23 m，下層煙道高度選取21 m。在超臨界壓力區，比定壓熱容值最大位置處的工質溫度稱為擬臨界溫度，擬臨界溫度兩側工質的狀態不同，擬臨界溫度左邊的工質是水，右邊的工質是蒸汽[16]。由工質入口壓力計算得到高壓直流蒸發管束的工質擬臨界溫度為395 ℃，在工質溫度為395 ℃時(高壓直流蒸發管束21 m處)，工質比體積增加，需增大管徑以防止上層管內工質流速過大，而高壓直流蒸發管束上層與下層管內工質質量流量是相等的，所以選取合理的上層和下層管內工質質量流速[17]可使上層管徑增大，同時合理的管內工質質量流速既減小了工質流動阻力又防止了管內傳熱惡化的發生。

3.2 其他受熱面設計

由于燃氣蒸汽聯合循環余熱鍋爐煙氣入口溫度較低，為獲取一定的傳熱量，需要布置的受熱面比常規煤粉鍋爐大得多，因此超臨界余熱鍋爐受熱面均采用環形肋片管錯列布置的結構，以增加換熱面積。超臨界余熱鍋爐的高壓蒸發器結構設計不同于一般余熱鍋爐，采用垂直對流蒸發管束；而其余受熱面的結構可根據一般余熱鍋爐進行設計與選取。其中過熱器位于溫度最高的余熱煙氣區，管內的工質為過熱蒸汽，因此設計時需采用具有耐高溫、抗氧化和抗蠕變能力的材料，既可以減少管子壁厚，又可以減少蠕變破壞的積累，從而改善過熱器的性能。

4 燃氣蒸汽聯合循環熱力性能分析

以表1燃氣輪機參數為燃氣蒸汽聯合循環的頂循環，表2蒸汽參數為底循環，根據燃氣蒸汽聯合循環計算模型對2種蒸汽參數的聯合循環進行熱力性能計算，結果見表5。

表5 燃氣蒸汽聯合循環熱力性能計算結果Tab.5 Thermal calculation results of the gas-steam combined cycle

由表5可知，在余熱鍋爐排煙溫度相等時，超臨界蒸汽參數比亞臨界蒸汽參數的余熱鍋爐蒸發量增加了0.67%，蒸汽輪機出力增加了7.84%，聯合循環出力增加了2.46%，廠用電率增加了0.32%，聯合循環凈效率提高了1.16個百分點。

5 結 論

(1)針對燃氣蒸汽聯合循環的底循環采用超臨界蒸汽參數，提出了超臨界余熱鍋爐雙層煙道臥式結構布置方案，通過在余熱鍋爐煙道之間設置煙氣轉向室使余熱鍋爐內部形成足夠的垂直高度，實現了高壓直流蒸發管束的垂直布置和煙氣的橫向沖刷。

(2)超臨界余熱鍋爐高壓蒸發器采用強制流動一次上升的垂直對流蒸發管束布置方式，既克服了高壓直流蒸發管束的水動力不穩定性，又減小了工質流動阻力，汽水系統簡單，結構布置緊湊，成本降低，縮短了啟停時間，具有更好的啟停特性。超臨界余熱鍋爐使主蒸汽參數達到了超臨界狀態，提高了主蒸汽的做功能力，達到提高燃氣蒸汽聯合循環效率的目的。

(3)通過計算選取余熱鍋爐煙道寬度為11.5 m，上層煙道高度為23 m，下層煙道高度為21 m。

(4)在余熱鍋爐排煙溫度相等時，超臨界蒸汽參數比亞臨界蒸汽參數的聯合循環出力增加了2.46%，聯合循環凈效率提高了1.16個百分點。