以SCO2為底循環(huán)工質的燃氣聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)優(yōu)化

由 岫，任顯龍 ，卜一凡

(1. 哈爾濱電氣集團有限公司，哈爾濱 150028；2. 哈爾濱鍋爐廠有限責任公司，哈爾濱 150046)

燃氣輪機具有功率密度大、啟動速度快、低污染等特點，近年來得到了廣泛應用，但由于燃氣輪機燃燒溫度高，排氣當中還蘊藏著巨大的能量，因此常規(guī)的聯(lián)合循環(huán)會配置蒸汽朗肯循環(huán)作為底循環(huán)，提高能源利用率。

S-CO2透平是以超臨界CO2為工質，基于布雷頓循環(huán)原理的動力發(fā)電設備，是一種比傳統(tǒng)蒸汽輪機更為先進的發(fā)電設備。具有以下特點：功率密度高，體積小，一般為蒸汽輪機的1/20～1/30；成本低，初始投資比蒸汽輪機低30%～40%，比燃氣輪機低20%；熱效率高，最高可達55%；結構簡單，屬于單相循環(huán)，沒有相變過程，不使用凝汽器，所使用的閥的數量只有朗肯循環(huán)的1/10。S-CO2工質的主要優(yōu)點有：惰性，不易發(fā)生化學反應,無毒，臨界壓力、臨界溫度適中，易獲取。已有研究表明，在透平初溫為620 ℃和720 ℃時，采用S-CO2循環(huán)比常規(guī)的蒸汽朗肯循環(huán)效率更高[1]。在一些嚴重缺水地區(qū)，將其作為聯(lián)合循環(huán)的底循環(huán)尤為適合。

關于S-CO2的系統(tǒng)模擬，國內外一些學者已做過相應研究。Seong Kuk Cho等人以西門子公司的SGT5-4000F重型燃氣輪機為計算對象，對該等級燃氣輪機與S-CO2循環(huán)方式進行對比分析計算[2]，國內廈門大學、中科院等科研單位做S-CO2的變工況特性分析[3-4]，研究對象是核電與S-CO2的聯(lián)合利用。中小型燃氣輪機可廣泛應用于海上油氣開發(fā)平臺、艦船動力、分布式供能系統(tǒng)等方面，本文建立適用于30 MW等級中小型燃氣輪機，尾氣余熱利用以S-CO2為底循環(huán)工質的燃氣聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)模型，并對模型進行性能優(yōu)化。

1 計算模型搭建

采用Aspen Plus軟件進行計算模型搭建，底循環(huán)以S-CO2為循環(huán)工質，頂循環(huán)系統(tǒng)中燃氣輪機選用LM2500+，該機型源于CF6-6航空發(fā)動機，壓氣機16級，壓比20，進口可轉導葉，6級可調靜葉(以提高燃氣輪機在不同負荷下的效率，并防止壓氣機發(fā)生喘振)，高壓透平2級，動力透平6級，性能參數和排氣組分如表1和表2所示。

表1 頂循環(huán)燃氣輪機排氣參數

表2 燃氣輪機排氣組分

CO2的臨界溫度為31.2 ℃，臨界壓力為7.38 MPa，超臨界流體是溫度、壓力高于其臨界狀態(tài)的流體。超臨界流體具有許多特有的性質，粘度和擴散系數接近氣體，而密度和溶劑化能力接近液體。在臨界點附近，流體的密度、粘度、溶解度、介電常數等物性發(fā)生急劇變化。

S-CO2循環(huán)系統(tǒng)計算的準確性取決于工質的物性參數，尤其是在臨界點附近的各參數，本文的物性計算采用REFPROP物性數據庫。對于純CO2工質來說，目前最精確的計算方法為Span-Wagner狀態(tài)方程[5]，基于這種方法由NIST開發(fā)的REFPROP物性數據庫確保在整個循環(huán)系統(tǒng)中CO2工質處在超臨界態(tài)，主壓縮機的壓力應大于7.4 MPa。

由于不同壓力下的S-CO2熱容相差很大，回熱器的效率很難提高，為降低節(jié)點溫差，提高換熱器的換熱效果，在簡單的回熱循環(huán)的基礎上將低壓流體分流，增加一級回熱器構成再壓縮循環(huán)，如圖1所示。這種循環(huán)方式是目前研究最廣泛的一種高效的循環(huán)類型，熱源溫度500～600 ℃的范圍內循環(huán)效率最高，適用于核電發(fā)電等要求熱源溫度小范圍內變化的情況下[2,6]。

為提高對燃氣輪機排氣余熱的利用，對壓氣機出口流體進行分流，增加一級余熱利用器，構成部分加熱循環(huán)，如圖2所示。另一種降低回熱器節(jié)點溫差的循環(huán)方式如圖3所示預壓縮循環(huán)。

循環(huán)系統(tǒng)包括以下幾種主要工作部件，余熱加熱器HX；預冷器PC；主壓縮機MC；再壓縮機RC；預壓縮機PreC；透平TB；低溫回熱器LTR；高溫回熱器HTR；簡單循環(huán)回熱器RCP及其它輔助設備，ΔT表示不同位置余熱加熱器的換熱端差。

計算結果中底循環(huán)效率ηb和總循環(huán)效率ηt定義如下所示：

三種循環(huán)方式的計算結果見表3。由表3結果可知，再壓縮循環(huán)、部分加熱循環(huán)、預壓縮循環(huán)三種循環(huán)方式中，部分加熱循環(huán)方式的出力最高，為7.269 MW，這是因為這種循環(huán)方式中，余熱利用設備采用兩級加熱，余鍋的排氣溫度為193.25 ℃，相比其它兩種方式降低100 ℃以上，增加了對燃氣輪機排氣的利用程度。但是通過對底循環(huán)效率的對比可知，部分加熱循環(huán)方式的效率為26%，是三種方式中最低的。

2 循環(huán)系統(tǒng)型式優(yōu)化

再壓縮循環(huán)效率高達36.5%，余鍋排氣溫度仍高達319.85 ℃，只采用這一種循環(huán)方式對余熱的利用不充分，并不適用于燃氣輪機聯(lián)合循環(huán)[6]，因此下文中將再壓縮循環(huán)之后的排煙余熱分別通過簡單回熱循環(huán)和部分加熱循環(huán)的方式進一步利用，循環(huán)示意見圖4和圖5。高溫煙氣首先通過余熱加熱器HX1將熱量傳遞給再壓縮循環(huán)中的做功工質S-CO2，在圖4中HX1的排氣通過HX2將煙氣中的余熱傳遞至簡單循環(huán)；在圖5中HX1的排氣通過HX2和HX3將煙氣中余熱傳遞至部分加熱循環(huán)。

表3 循環(huán)系統(tǒng)主要性能參數

優(yōu)化后循環(huán)參數如表4所示，循環(huán)系統(tǒng)的排氣溫度降低至200 ℃等級，這代表底循環(huán)對燃氣輪機余熱利用更充分，循環(huán)功率和效率相比再壓縮循環(huán)都有提高，底循環(huán)功率提高了1.383 MW和1.792 MW。再壓縮循環(huán)+部分加熱循環(huán)方式總功率34.9 MW，系統(tǒng)總效率達到49.2%，與常規(guī)的朗肯循環(huán)效率相比持平，是一種較適宜于燃氣聯(lián)合循環(huán)的方式。

表4 循環(huán)參數對比

3 對再壓縮+部分加熱循環(huán)的參數優(yōu)化

以再壓縮循環(huán)+部分加熱循環(huán)為參考模型，建立整廠循環(huán)模型，對影響循環(huán)的幾個主要參數進行優(yōu)化設計。模型暫未考慮循環(huán)系統(tǒng)相關管道、閥門及換熱器的溫損及壓損。對換熱器、壓氣機和透平均做了相應的簡化處理，其中壓氣機和透平性能采用固定的等熵效率，系統(tǒng)中所有的換熱器通過端差計算能量平衡，不進行詳細的換熱器計算。端差是指換熱器的冷熱源在高溫或低溫側工質的溫度差值。

影響循環(huán)系統(tǒng)的參數主要包括壓氣機進口溫度壓力和透平進口溫度壓力。其中透平進口溫度由燃氣輪機的排煙溫度決定，取決于余熱利用設備的換熱效率。其它參數對系統(tǒng)的影響結果如圖6～圖8所示。縱坐標采用當前點數值與基準點對應數值的比值，圖6選取壓比為3.1時的功率效率參數作為基準點，圖7選取壓氣機進口溫度為33℃時的參數作為基準點，圖8選取壓氣機進口壓力為7.4 MPa的參數作為基準點。

由圖6可知，隨著系統(tǒng)壓比的升高，底循環(huán)功率和總循環(huán)效率變化趨勢相同，均為先略升高再降低，壓比為3.4時為最優(yōu)值。底循環(huán)的效率隨著系統(tǒng)壓比的升高而下降。

由圖7可知，壓氣機進口溫度越高，底循環(huán)和總循環(huán)的功率、效率越低，因此在保證CO2工質處于臨界態(tài)的前提下，溫度越低系統(tǒng)效率和功率越高。

由圖8可知，從循環(huán)的角度來說，保證系統(tǒng)壓比和壓氣機進口溫度的前提下，壓氣機的進口壓力越高，底循環(huán)和系統(tǒng)的效率越高，但是對于壓氣機部件設計來說進口壓力越高，氣體可壓縮程度越低，壓氣機效率降低，因此壓氣機的進口壓力不宜無限制增大，取7.8～8.0 MPa為宜。

4 結論

1) 采用S-CO2作為底循環(huán)工質的聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)，可采用再壓縮+簡單循環(huán)和再壓縮+部分加熱循環(huán)的型式，功率和效率比單一型式的系統(tǒng)有所提高。

2) 對于LM2500+為頂循環(huán)的S-CO2再壓縮+部分加熱聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)，系統(tǒng)最優(yōu)參數為，壓氣機進口壓力7.8～8.0 MPa，壓氣機進口溫度33 ℃，壓比3.4。