1、 2020-1-1000MW 二次再热 S-CO2 燃煤发电系统锅炉优化及分 析 徐泽宇，刘超，王兆福，徐进良，刘 欢1.()102206 2.(),102206 Optimization of boiler and system analysis of 1000MW double-reheat S-CO2 coal-fired power plant XU Zeyu,LIU Chao,WANG Zhaofu,XU Jinliang,LIU Huan Beijing Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer for Low Grad
2、e Energy Utilization(North China Electric Power University),Beijing 102206,PR China Key Laboratory of Power Station Energy Transfer Conversion and System Ministry of Education(North China Electric Power University),Beijing 102206,PR China 摘要：超临界二氧化碳（S-CO2）循环 具有效率高、系统紧凑等优点，未来可 能取代或部分取代水蒸气朗肯循环，具有很大发展前
3、景。二次再热 S-CO2 循环由于提高了平均吸热温度，可进一步提高循环效率，但再热压降导致效率惩罚，较大 的再 热压 降 将抵 消此增 量 甚至 降低 循环 效 率。当循环 与 燃煤 发电 系统 耦 合时，锅炉内 存在 工质 质量 流 量 大导致的大压降 问题，使得上述矛盾更加突出。同时，由于进入锅炉的 CO2 温度偏高，炉内 冷却壁面临超温危机。因此，锅 炉 的 设 计 优 化 目 标 为：在 保 证 冷 却 壁 安 全 的 前 提 下，进 一 步 降 低 炉 内 压 降，提 高 循 环 效 率。本文围绕1000MW 二次再热顶底复合循环系统，采用耦合热力学循环、锅炉热力计算与流动传热 的
4、计算 方法，对模块化锅炉锅炉进行了优化设计及分析。结果表明，优化后，循环热效率由 50.36%增加至 50.75%；系统效率由 46.41%增加至 46.77%；机组发电煤耗率由 322.88g/(kW h)降至 320.40g/(kW h)，节煤 2.48g/(kW h)，节煤效果显著。优化后冷却壁壁温变化在 5 以内，可保 证安全性。关键词：超临界二氧化碳；燃 煤 锅炉；二次再热；冷却壁优化布置；分析 ABSTRACT:Supercritical carbon dioxide(S-CO2)cycle has the advantages of high efficiency and com
5、pact system,and may replace or partially replace water vapor Rankine cycle in the future,which has a great development prospect.The double-reheat S-CO2 cycle can further improve the cycle efficiency by increasing the average heat absorption temperature,but the reheat pressure drop leads to the effic
6、iency penalty,and a larger reheat pressure drop will offset the increase or even reduce the cycle efficiency.When the cycle is coupled with the coal-fired power generation system,there is a problem of large pressure drop caused by large working medium mass flow in the boiler,which makes the above co
7、ntradiction more prominent.At the same time,due to the high temperature of CO2 entering the boiler,the cooling wall in the furnace is faced with over-temperature crisis.Therefore,the optimal design objective of the boiler is to further reduce the pressure drop in the furnace and improve the cycle ef
8、ficiency on the premise of ensuring the safety of the cooling wall.In this paper,the modular boiler was optimized and analyzed by means of coupling thermodynamic cycle,boiler thermal calculation and flow heat transfer based on the 1000MW double-reheat connected-top-bottom system.The results show tha
9、t after optimization,the cycle thermal efficiency increases from 50.36%to 50.75%.The exergy efficiency of the system increased from 46.41%to 46.77%.The coal consumption rate of the generating set decreased from 322.88g/(kW h)to 320.40g/(kW h),and the coal saving was 2.48g/(kW h),achieving significan
10、t coal saving effect.After optimization,the wall temperature change of the cooling wall is within 5,which can ensure the safety.2020-2-KEY WORD:Supercritical CO2;coal-fired boiler;double reheat;cooling wall optimized arrangement;exergy analysis 1 引言 S-CO2布 雷 顿 循 环 发 电 系 统 具 有 循 环 效 率高、设备 紧凑、系统 简单、响
11、应快 速和 热源 适应性广等 优点1，近 年来 在 能源动 力领 域引 起广 泛关注。根 据我 国“富 煤、贫油、少 汽”的 资源 现状，在未 来相 当长 一段 时 间内煤 炭仍 是我 国主 要燃料来 源2。因 此 可将 化 石能源 与 S-CO2循 环耦合，以寻 求更高 效的 燃煤 动力系 统。现有 研究 表明，S-CO2燃 煤发 电系 统 能实现 高效 热功 转换，不仅比传统蒸汽朗肯循环发电系统具有更高效率，而且 还有 更好 的机 组 灵活性3,4。S-CO2燃煤发电系 统作 为我 国燃 煤发 电变革 性技 术，有 望改变我国燃煤电站快速调峰及可再生能源发电并网的难 题5。当 S-CO2布
12、雷 顿循 环与 煤 粉炉耦 合时，会 面临三个 主要 问题。一是 锅 炉大质 量流 量导 致大 压降问题。1000MW S-CO2布雷顿 循环 的工 质质 量流 量 是传 统水 机组的 68 倍，引起 炉内 超高 压降，导 致 效 率 的 压 降 惩 罚 效 应。Yang 等6计算300MW 一次 再热 再压缩 S-CO2机 组锅 炉加 热管时采用 100*6mm 的 大管 径，计 算结 果表 明炉 内压降在 可接 受范 围。Xu 等7提出分流 减阻 方案，保证工 质总 流量 及焓 增不 变，分流 模式 将压 降减为全流 模式 的 1/8，可 以 有效减 小锅 炉内 工质 压降。1/8 分流
13、减阻 原则 应 用于锅 炉上 直接 引起 锅炉模块 化设 计。Zhou 等8提出三 种锅 炉加 热模 块布置策 略，认 为可 通过 降 低各个 加热 管的 质量 流量来降 低压 力，炉 内压 降 随管径 和分 流系 数的 增加呈指 数下 降。二是宽 温区 烟气 吸收 问题。S-CO2动力 循环为深度 回热 循环，工质 进 入锅炉 前已 通过 回热 器充分余 热，工质 温度 达到 很高水 平。因而 在炉 膛内吸热 量较 小，温度 提升 有限。在这 种情 况下，燃煤锅 炉烟 气余 热不 能充 分吸收，大量 烟气 热量（520）不 能得 到有 效利 用。为 解决 这一 问题，Bai 等9对燃 煤 3
14、00MW 一次再 热再 压 缩 S-CO2布雷顿 循环 锅炉 进行 了概 念设计，采用 分离 式受热面替代传统省煤器，以降低炉膛进口工质温度，回 收烟 气热 量。Mecheri 等10为提高烟 气热量利用 率，进行 了 5 种解 决 方案对 比，结果 表明，从 电 力 生 产角 度“HTR 旁路”方 案 最优，但从投资成 本角 度“旁路 LTR”方案 最优。Sun 等11提出了 顶底 复合 循环 吸收 烟气余 热，顶循 环、底循环、空 气预 热器 分别 吸 收高温 区、中 温区、低温区烟 气热 量，烟气 热量 梯级利 用，实现 全温 区吸收，并 指出 顶底 循 环 结 合的方 式更 具有 效率
15、 优势。三是冷 却壁 管壁 超温 危机。由于 CO2在 炉膛入口温 度过 高，不能 充分 吸收炉 膛热 量，因此 高温炉膛 缺乏 低温 工质 的冷 却，引发 冷却 壁管 壁超温危机。Zhou 等8同时 研 究了三 种锅 炉加 热模 块布置策 略下 的壁 温情 况，认为减 小管 径和 降低 流速是冷 却壁 不超 温的 关键。Yang 等12提出“冷热匹配，层 级降 温”布 置原 理 以及“低温 流体 匹配 高热流密度燃烧器”等 三 种具体 方 法，认 为 冷 却壁螺旋布 置方 式可 有效 降低 冷却壁 最高 壁温。文献13在文献12的 基 础 上 对 炉 膛 燃 烧 侧 进 行 深 度 优化，提
16、出 引入烟 气再 循环 降低冷 却壁 壁 温，结 果表明烟气再循环结合冷却壁布置的方法降温效果良好。由 以 上 研 究 可 知，对 于 S-CO2燃 煤 发 电 系统，需解决 炉内 压降 对效 率的惩 罚问 题、烟气 热量全 温 区吸 收问 题及 冷却 壁超温 问题。对于 二次再热循 环，二 次再 热工质压降对 循环 效率 的压 降惩罚 效 应最 明显，其 次是 一次再 热工 质压 降，最后是主 流工 质压 降14。因 此，本 文热力 系统 由 基于能量 复叠 利用 的顶 底复 合循环15与应用 1/8 分流减阻 原则 的受热 面 模块 化布置 锅炉 耦合 得到，并优化 锅炉 受热 面模 块的
17、 位置分 布，达 到减 小炉内工质 压降 尤其 是二 次再 热 工质 压降，以增 加循环效率，完善 部件 及系 统。计 算表 明，在 保证 冷却壁安 全的 条件 下，优化 后发电 系统 性能 更 好。2 S-CO2循环 循 环 采 用 基 于 能 量 复 叠 利 用 的 顶 底 复 合 循环，实现 顶底 循环 效率 相 等及烟 气热 量的 全温 区吸收15。图 1 为本 研究 系 统 1000MW S-CO2二次再热布雷顿循环流程图。高温回热器(HTR)出口的顶循 环工 质 在 4 点 进入 锅炉，分 别在 加热 器 1(Heater 1)、加热 器 2(Heater 2)、加 热器 3(He
18、ater 3)中吸 收热 量，依次 在透 平 1(T1)，透平 2(T2)2020-3-和透平 3(T3)中做 功。在 T3 做 功后 的工 质进 入HTR，在 HTR 中 与高 压 低温工 质换 热后 进入 低温回热器(LTR)，工质在低温回热器出口分流，分流工 质进 入辅 助压 缩机(C2)，另 一部 分进 入冷却器(Cooler)冷 却后 进入主 压缩机(C1)，经 压缩 后流过 LTR，在 LTR 出 口 两股工 质汇 合共 同进 入HTR，随 后工 质进 入锅 炉，至 此顶 循环 结束。底循环实 质也 是一 个 S-CO2再压缩 二次 再热 循环。高温回 热 器 2(HTR2)出 口
19、 的底循 环工 质 在 4b 点进入位 于尾 部的 烟道 加热 器 4a(Heater 4a)，后进入对流 烟道 加热 器 4b(Heater 4b)，依 次在 3 个透平中做 功。在 T3 做功 后 的工质 进入 外置 式空气预热器(EAP)，将 部 分热 量返 还 锅炉。在 HTR2中与高 压低 温工 质换 热后 与顶循 环工 质合 并，进入低温回热器(LTR)。通过参数匹配能够与顶循环共用 部件 透平、压 缩机、冷却器、低 温回 热器，简化热 力系 统的 复杂 性。顶循环、底循环 和空 气预热器 分别 吸收 高温、中 温及部 分高 温、低温 烟气热量，通过 对烟 气热 量 的复叠 利用
20、实现 烟气 热量全温 区吸 收，同时 消除 顶底循 环热 效率 差。Heater 1-3C2C1T2T1T3HTR LTRCoolerHTR21 23 4545456784b6bT fg,exT fg,oT fg,i213AP返回锅炉Heater 4b一次风 冷二次风返回锅炉EAPHeater 4a 图 1 1000MW 二 次 再 热 S-CO2 布 雷 顿 循 环 流 程 图15 Fig 1 The flow chart of 1000MW double reheat S-CO2 Brayton cycle 15 3 锅 炉 模 块 化 设 计 及 优 化 布置 现 阶 段 针 对 S-C
21、O2锅 炉 传 热 特 性 与 受 热 面设计研 究较 少，锅炉 仍处 于概念 性设 计阶 段，因此本文中锅炉总体结构设计与超临界水机组相似。锅炉 为 型炉，燃烧 器双切 圆布 置，冷 却壁采用垂 直上 升光 管膜 式壁。锅炉换 热面 模块 的布 置应 用 1/8 分 流减 阻原则7，采用 炉膛 模块 化创 新型构 型，模 块布 置见图 2(a)。锅 炉换 热面 分为 12 个换 热模 块，沿烟气流程 分别 为冷 却 壁 Part1Part4，过热 器 SH1、SH2，高 温 再 热 器 RH3、RH4，底 循 环 加 热 器Heater 4b，低 温再 热器 RH1、RH2，底循 环加 热器
22、 Heater 4a。其 中，换 热 面 Part1、Part2、SH1、SH2 统称 为 Heater 1，换热 面 Part3、RH3、RH1统称 为 Heater 2，换热 面 Part4、RH4、RH2 统称为 Heater 3。Heater 4bRH24(50%)4(50%)4(50%)4(50%)4(50%)Part1Part2Part3Part4SH1 SH2 RH3 RH4xbottom(a)RH1Heater 4a555RH4Heater 4bRH24(50%)4(50%)4(50%)4(50%)4(50%)Part1Part2Part4Part3SH1 SH2 RH3xbo
23、ttom RH1Heater 4a555(b)图 2 优化 前 后 炉 膛 受 热 面 布 置 情 况（a:优 化 前;b:优化后）Fig 2 Layout of furnace cooling wall before and after optimization(a:Before optimization;b:After optimization)由 于 二 次 再 热 工 质 压 降 对 循 环 效 率 惩 罚 效应最为 突出，因此 可通 过 减低二 次再 热工 质压 降达到提 高 循 环效 率 的 目的。基 于此，本 文 对 原有锅炉进 行了 部分 模块 互换 的优化，见图 2(b)。即
24、辐射换 热面 中，一次 再热 工质加热器 Part3 与二次再热 工质 加热 器 Part4 位置互 换；对流 换热面中一次 再热 工质 加热 器 RH3 与二 次再 热工质 加 2020-4-热器 RH4 位 置互 换。本 文 将对互 换后 锅炉 性能、循环热 效率、效率、冷 却 壁壁温 进行 详细 探究，结果表 明优 化后 的布 置更 加有利。4 计 算 模 型 与 方 法 计算模 型包 括了 循环 热力 学计算 模型、锅炉热力计 算模型 与 换热 面流 动传热 计算 模型。通过循环热 力学 计算，求 出循 环边界 条件；通过 锅炉热力计算与换热面流动传热计算能够确定锅炉各个换热模块的结构
25、参数并计算锅炉侧工质压降，进而 得到循 环效 率。其中各 个模 块高 度由 模块吸热 量、炉 膛周 界和 热 负荷不 均匀 曲线 计算 得到。本计 算方 法由 Matlab 软 件编 制而 成，CO2的物性 查询 调用 软件 REFPROP。已 知量 为循 环参数及 空预 器 设 计参 数，见 表 1。假设条件如下：1 炉内烟 气 成 分 与 温 度 均 匀 2 炉膛内冷却壁管子的对流吸热量相比于辐射吸热量可忽略不计 3 管壁向管内工质的对流放热系数沿管子周界为常数 4 金属导热系数为常数，不随时间变化 5 炉膛热流密度沿宽度、深度方向均匀 表 1 S-CO2 循环 及 空 预 器 参数 Ta
26、b 1 S-CO2 cycle and air pre-heater parameters 参数 数值 透平进 口温 度(T 5,T 5,T 5)620 透平 T1 进口 压力(P 5)30 MPa 透平等 熵效 率(c,s)93%压缩 机 C1 进口 温度(T 1)32 压缩 机 C1 进口 压力(P 1)7.6 MPa 压缩机 等熵 效率(t,s)89%HTR 与 LTR 压降(P LTR or P HTR)0.1 MPa HTR 与 LTR 夹点 温度(T LTR or T HTR)一次风 温 冷一次 风温 一次风 率 冷二次 风温 二次风 率 过量空 气系 数 排烟温 度(T fg,e
27、x)环境温 度 10 320 31 19%23 81%1.2 123 25 4.1 炉膛传 热采 用零 维计算 模 型，计算 炉膛 出口截面烟 气温 度和 辐射 热受 热面平 均热 负荷。炉膛出口烟 温 Tfe采用考虑 火 焰辐射 强度 沿炉 膛截 面方向减 弱的 基于 苏 联 73 年炉膛 计算 框架 的修 正方法16，计算 公式 为：fe0.6synflamef11TTM a Bo(1)式中，为无量 纲出 口烟 温；M 为表 征火 焰最 高温度位 置的 参数；synfa 为炉膛 黑度；Bo 为玻 尔兹曼特征 数。得到炉 膛总 传热 量Qb：b ef fe calQ Q Q B(2)式中Qe
28、f为1kg 燃 料 带 入 炉内 的 有 效 热；Qfe为1kg燃 料 在 炉 膛 出 口 烟 气 的 有 效 热；Bcal为 计 算 燃 煤消耗量；为 考虑 散热 损失 的保热 系数。计 算 锅 炉 含 屏 的 平 均 热 负 荷qave，计 算 公 式如下：ave b W SH/q Q A A(3)式中 Aw为 冷却 壁换 热面 积；ASH为屏 式过 热器 换热面积。4.2 由热负 荷不 均匀 系数 曲线、平均 热负 荷 qave及冷却壁模块吸热量计算冷却壁各个模块高度及压降。由 于目 前没 有实 际运行 的 S-CO2锅 炉，且锅炉 的容 量等 级、燃烧 方式、锅 炉型式 等因 素均会对
29、 不均 匀曲 线产 生影 响，因此 只能 近似 选取热负荷 不均 匀系 数曲 线。本文选 取的 炉膛 内沿高度方向热负荷分布曲 线 为 典 型 的 超 超 临 界 水 机组炉膛 热负 荷不 均匀 曲线17，见图 3。通 过能 量平衡计算冷 却壁管 屏高度 Hw。因热 负荷沿 高度方向 不 均匀 系数 变化 较大，因 此需 要 对 炉膛 沿高度 方向 进行 离散 计算：2020-5-w,CO2 CO2,o CO2,ixyave q,z2iiiH q S m h hS w wqq(4)式中：Hw,i 为第 i 段冷 却壁 的管屏 高度；qi 为第 i段的热 负荷；q,z为炉高 方向 热负荷 均匀
30、系数；S为炉膛 周长；wx与 wy代表炉膛宽 度与 深度；hCO2,o为冷却壁出口工质焓值；hCO2,i为冷却壁进口 工质焓值。w w,iHH(5)冷却壁 压 降 Pw为重 位压 降 Pg,w与摩 擦压降 Pf,w之和：w g,w f,wP P P(6)冷却壁 管的 重位 压降：g,w1NiiP g l(7)式中：i表示 第 i 段 冷却 壁内 工 质的 密度；g 表示重力 加速 度；l 为离散 管 屏长度，l=l/N，N取为 200；l 为冷 却壁 管长。摩擦压 降公 式为：22f,w11 ii22NNi i i iiii iu f G l lPfdd(8)其中 fi为 第 i 段冷 却壁
31、内 工质 摩 擦阻 力系 数；di为冷却 壁 管 道内 径；ui表示 第 i 段冷 却壁 内 工 质流速；Gi表示 第 i 段 冷却 壁内 工 质质 量流 速。上式中，管 内工 质处 于阻 力 平方区，流 速高，摩擦阻 力系 数 f 计 算采 用 Prandtlvon Karman 公式18,19:2i7.3/lg 41 df(9)式中，为 管内 绝对 粗糙 度，按不 锈钢 选取，为0.008mm。工 质 在 锅 炉 内 已 经 远 离 拟临界区，选 用Dittus-Boelter 公式20计算对流换 热系 数 hf：4.0f8.0fiffPr Re 023.0dh(10)式中f表示工 质平
32、均温 度 状态下 的导 热系 数；di表示内径；Ref表示工质 平均温度状态下的雷 诺数；Prf表示 工质 平均 温度 状态下 的普 朗特 数。0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.00.40.60.81.01.21.41.6不均匀系数相对高度(0.47,1.47)图 3 炉 高 方 向 热 负 荷 不 均 匀 曲 线 Fig 3 Non-uniform coefficient of heat flux of cooling wall in height direction 4.3 S-CO2锅炉 冷 却壁 的外 壁 温度大 部分 将超 过600，最高 处 甚至 逼近 700，因此 应
33、选 用耐温级别 与水 机组 过热 器相 当或更 优的 材质，本文选择铬 奥氏 体耐 热 钢 10Cr18Ni9NbCu3BN，该 材料工作 外壁 温可 达 到 705 21，满足工 作要 求。管壁厚 度计 算公 式如下22：min2 iPdcP(11)式中，P 为计 算压 力；di为管内 径；min为最小减弱系 数；c 为厚 度附 加量；为材料 在计 算壁温下的 许用 应力。外壁最 高温 度壁 温计 算23:oow f 01i1 1ln()21nnnnqd d BttBi d n B(12)2 oi()nnd n BiBd n Bi(13)式中，q 为炉 膛辐 射热 负荷；tf为管内 工 质
34、温度；do为管 道外 径；di为管 道内 径；Bi 为 工质 毕渥 数；为金 属导 热系 数；系数 通过线 算图 查得。4.4 2020-6-分 析 是 一 种 基 于 热 力 学 第 二 定 律 的 能 量分析方 法，从 能量 的质 量 和品位 角度 对系 统进 行分析，从 而确定 系统 中 损失最 大的 部位，可 为进一步 提高 系统 效 率指 明方向。分 析模 型及方法如 下：各个状 态点 稳定 流动 时 1kg 工质 的 值 e：0 0 0e h h T s s(14)式中，环境 参 数 T0=298.15K，P0=0.101MPa。系统或 部件 平 衡方 程：ioI E E(15)式
35、中 I 为 损量，Ei为输 入，Eo为输 出。锅炉的 损 失 Ib：b b,in o i CO2,b()I E e e m(16)式中，ei,eo分别 代表 流进、流出锅炉 的 工质 值；mCO2,b为流 经锅炉 的 工质 质 量；Eb,i为锅炉 的输 入。将外 置式 空气 预热 器 EAP 与 锅炉 看做 整体，透平膨胀做功 后 的 底 循 环 工 质 将 热 量 输入锅炉。又 输 入锅 炉的 燃料 与 空气均 不需 外部 热源 预热，不带 入热 量。因此，锅 炉的 输 入 为 燃料的化学 与 底循 环工 质 带 入的热 量，见 下 式：b,i coal EAPE E E(17)式中，Eco
36、al为燃 料的化 学；EEAP为底循环 工质带入的 热量。EEAP，Ecoal计算公式 如下：EAP 6 6b EAP,CO2m E e e(18)coal coalE B e(19)coal fH O N1.0064 0.1519 0.0616 0.0429C C Cw w weQw w w(20)Eq(18)(20)中，B 为 燃 煤 消耗量；mEAP,CO2为底循环工 质质 量流 量；ecoal为单位 质量 的燃 料化 学24,25；Qf为锅 炉输 入热 量；w(H),w(C),w(O),w(N)分别 为煤 的收 到基 氢 含量、碳含 量和 氧含 量和氮含 量，煤质 参数 见 表 2。表
37、 2 煤 质 参 数 Tab 2 Properties of the designed coal C ar H ar O ar N ar S ar A ar M ar V daf Q net,ar 61.70 3.67 8.56 1.12 0.60 8.80 15.55 34.73 23442 系统的 输入 Es,i：s,i coalEE(21)系统 效率ex：exs,iPE(22)P 为 系统 净输 出功，1000MW。4.5 热 效率分析 根据能 量守 恒方 程计 算单 位工质 做功 量 wnet与单位 工质 吸热 量 qtotal，根据热 力学 第一 定律 计算循环 效 率 th：net
38、thtotalwq(23)为 更 加 直 观 显 示 优 化 前 后 两 种 系 统 发 电 水平，引 入热 经济 性指 标发 电煤耗 率：1000BbP(24)bb netQBq(25)式中，b 为发 电煤 耗率；B 为 燃煤 消耗 量；Qb为锅 炉 总 传 量；b为 锅 炉 效 率，P 为 发 电 功 率，1000MW。5 优 化 前 后 锅 炉 及 系 统 对 比 分 析 5.1 图 4 为 优 化前 后 炉 内 加热器 的 压 降 对 比情况。图 中 Heater 13 分别 指炉内 的三 个加 热器，紫色部 分表 示各 个加 热器 中冷却 壁压 降，黄 色部分表示各个加热器中屏式过热
39、器 或 对流受热面加热器 压降。其中 Heater 1 为加热 器 Part2 与 RH2的压降 总和，由 于工 质在 进入锅 炉前 一分 为二，又 Part1 由 于冷 灰斗 的存 在 其压降 较 Part2 压降 有所增加，因 此计 算 Heater 1 的压降 时，取 Part1与 SH1 的压 降总 和，后文 中所提 到 Heater 1 压降与此计 算相 同。由 图可 知，优 化后 Heater 3 的压降为 0.406MPa，降低 明显，降幅 为 47%。其中冷却壁 压降 降幅 为 55%，再热器 的降 幅 为 29%。虽然 Heater 2 压降 有所 增 加，增 幅 为 80%
40、，但 由于 Heater 3 压降 对循 环效 率的影 响比 Heater 2 压降 影响 显著，因此 通过 降 低 Heater 3 压 降、适 当增加 Heater 2 压降 可实 现 循环效 率的 提高。同 时，2020-7-优化后 由于 单位 工质 做功 量的增 加，总 质量 流量减少，反 应在 图 4 中，即 Heater 1 压降 的轻 微减少，减 幅 为 4.6%。(a)(b)1 2 3 40.00.20.40.60.81.01.21.40.2350.5360.2410.4420.1710.1420.6890.6890.4060.6780.9301.131 PPart PSH o
41、r RHHeater 3 Heater 2 Heater 1P(MPa)Heater 11 2 3 40.00.20.40.60.81.01.21.40.5260.268 0.2670.4730.240 0.1090.7120.7120.7660.3770.9791.185Heater 3 Heater 2 Heater 1P(MPa)Heater 1 PPart PSH or RH 图 4 优 化 前 后 压 降 变 化（PHeater 1=PPart1+PSH1;PHeater 1=PPart2+PSH2;PHeater 2=PPart3+PRH3;PHeater 4=PPart4+PRH
42、4;a:优 化 前；b:优 化 后）Fig 4 Pressure drop change before and after optimization（PHeater 1=PPart1+PSH1;PHeater 1=PPart2+PSH2;PHeater 2=PPart3+PRH3;PHeater 4=PPart4+PRH4;a:Before optimization;b:After optimization）为进一 步探 究优 化前 后 Part14 中 工质 的压降变化原因，对比了影响工质压降的影响因素（压降 计算 公式 为 Eq(8)），即加 热 器 Part14 内工质摩 擦阻 力系 数
43、、密度、工质质 量 流 速与 管长。其中，因 优化 前后 锅炉 冷 却壁各 个模 块内 径分 别对应相 等，因此 摩擦 阻力 系数相 等，不需 详细 讨论。图 5(a)(c)分别 讨 论了 工 质密 度f、工质质量流 速 G 与 冷却 壁管 长 l 对压降 的影 响。图 5(a)为管内 工质 密度 对比，可 以看出，优化后 工质 密度除 Part3 略 有增 加外，其余均 略有 减小，减 幅不大；图 5(b)为管 内质 量 流速，由图 可知，工 质质量流 速在 优化 后均 减小，减小 幅度 为 1.60%，1.60%，1.08%，1.04%，变 化幅度 较小，同 时 Part3质量流速减小而压
44、降增大，二者变化规律不一致；图 5(c)为管 长对 比，由 图可知，Part3 与 Part4管长差异明显，Part14 管长变化幅度依次为下降 3.68%，下 降 3.42%，增 长 104.84%，下 降54.88%。Part14 管 长变 化与压 降变 化一致，且Part3、Part4 变 化幅度 明 显，因此 减小 冷却壁 管长是降 低冷 却壁 压降 的关 键。(a)(b)(c)2.62.83.03.23.43.63.82.6523.1063.3793.4342.6803.1403.3793.434G 10-3(kg/sm2)Before AfterPart1 Part2 Part3
45、Part451015202530Part4 Part3 Part2 Part110.1322.4523.2711.3612.4412.8823.0323.91l(m)Before After609012015018021076.33 77.36117.20 116.38187.80 187.99182.75 182.99f(kg/m3)Before AfterPart1 Part2 Part3 Part4 图 5 锅 炉 冷 却 壁 压 降 影 响 因 素(a:Part1Part4 管 内 工质 密 度；b:Part1Part4 管 内 质 量 流 速；c:Part1Part4管长)Fig 5
46、 The impact factors of boiler cooling wall pressure drop（a:The density of CO2 in Part1Part4;b:The mass flow rate of CO2 in Part1Part4;c:The cooling wall length of Part1Part4）图 6 为 优 化前 后 循 环 效率与 发 电 煤 耗 率的对 比。优 化 后 发 电 热 效 率 由 50.36%增加为 2020-8-50.75%，变 化 幅 度 为 0.39%。其 发 电 煤 耗 由322.88g/(kW h)减为 320.4
47、0g/(kW h)，减 幅 为0.77%，节煤 2.48g/(kW h)，假 设 年 运 行 时间 为6900h26，则 1000MW 发 电机组 每年 减少 耗煤 量为 17112 吨，节 煤效 果显 著。现 阶段 S-CO2燃煤发电锅 炉仍 处于 概念 性设 计阶段，充分 发挥 效率潜能，探 索效率 的最 大化 成为研 究的 重点。本 文提出的优化的二次再热锅炉在原有效率优势的基础上 进一 步提 高了 循环 热效率，在热 效率 方面实现了 系统 性能 更优。50.050.250.450.650.851.0(a)After Before50.7550.36th%319320321322323
48、324(b)320.40b(g/(kW h)322.88Before After 图 6 优 化 前 后 循 环 热 效 率 与 发 电 煤 耗 率 对 比（a:循环热 效 率 对 比;b:发 电 煤 耗 率 对 比）Fig 6 Comparison of cycle thermal efficiency and coal consumption rate of power generation before and after optimization(a:Comparison of cycle thermal efficiency;b:Comparison of coal consumpt
49、ion rate of power generation)5.2 采 用 损 失 和 效 率 作 为 分 析 的 评 价 标准。与 水锅 炉相 同，锅炉 由 于换热 面换 热 损失、燃料燃 烧 损失、排 烟 损失等，成为系 统中 损失最 大的 部件。图 7 为 优化前 系统 部件 损 失分布情 况，由 图可 以看 出 锅炉为 主要 的 损失 部件，占比 高达 79.65%。因此 优化锅 炉设计 成为提高系 统设 备完 善度 的首 要任务。0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0-2002040608010012014016018020079.64%5.03%2.89%6.06%3.01%
50、3.38%T1+T2+T3 C1+C2 Cooler Boiler LTR HTR+HTR279.65%图 7 系 统 损 失 分 布 情 况 Fig 7 Distribution of exergy loss in the system 图 8 为 优化 前后 各个 部件 损失 对比，由图可 知，优 化 后 锅 炉 损 失 由 919.44MW 减为906.39MW，减小 13.05MW，减 幅 为 1.42%，效果明显；除 锅炉 外，其余 部 件损 亦有 轻微 变化，T1，T2，T3，C1，C2，Cooler，LTR，HTR，HTR2 变 化 情 况 依 次 为 减 小 0.68MW，增
