基于矩阵法的燃煤机组混合发电系统性能研究

叶学民，王 佳，李春曦

(华北电力大学 能源动力与机械工程学院，河北 保定071003)

0 引 言

我国能源消费以煤为主，是世界上唯一以煤为主的能源消费大国，在现有能源消费结构中，煤占68 %，据国际能源机构预测，2030年煤炭仍占我国能源消费总量的60 %。以煤为主的能源结构不仅对我国能源安全及能源发展战略构成威胁，而且不利于环境保护［1，2］。据世界银行的统计报告显示，全球有20 个污染最严重的城市，我国占了16 个。因此，寻求新的可替代、无污染、可再生能源是我国现阶段亟待解决的战略问题。

近年来，多能源综合互补混合发电系统引起了国内外的广泛关注［3～7］，太阳能、生物质能与燃煤机组互补混合发电系统就属于多能源综合互补混合发电系统，在澳大利亚已建成太阳能－燃煤混合发电厂，其装机容量达200 MW［8］。研究表明，这种系统是促进可再生能源大规模开发利用、缓解一次能源紧张局面以及减少环境污染的有效途径，可作为调整能源结构的一个发展方向。

目前，针对多能源综合互补混合发电系统的研究主要集中在集成方式的选取上，对混合发电系统热经济性分析方法尚未进行深入研究，传统热经济性分析方法如等效焓降法、循环函数法等过程繁琐、规律性不强［9］，而矩阵法具有物理意义明确、规律性及通用性强、适合计算机编程等优点，可弥补传统热经济性分析方法的不足，从而获得了较为广泛的应用。因此本文以矩阵法为基础，建立了由太阳能、生物质组成的辅助系统分别作用于燃煤机组回热系统高加侧、低加侧的热经济性分析矩阵模型，在此基础上以300 MW 机组为例，分析了混合发电系统的热力性能，为电厂节能改造提供可供参考的理论依据。

1 热力性能分析矩阵模型

图1 为太阳能、生物质能与燃煤机组混合发电系统示意图，辅助系统由太阳能集热器与生物质气化装置串联构成。考虑参数匹配问题，太阳能集热系统选取抛物面槽式太阳能集热器，其可达到的工质参数为10 MPa/400 ℃［10］，生物质气化装置为循环流化床生物质气化炉，可达到的蒸汽参数为5.5 MPa/470 ℃［11］。辅助系统与回热加热器具体的集成方式如下(以5 号低加为例):从5 号低加给水出口引出部分给水，送入辅助系统加热至5 号低加的抽汽参数后，与5 号低加的抽汽混合一起在加热器进行放热，从而可替代甚至取代抽汽。辅助系统作用于其他加热器时与此类似。

为推导出矩阵形式的混合发电系统热力性能分析模型，以除氧器为界，将其之前的1 ～3 级高压加热器划分为高加侧，之后的5 ～8 级低压加热器划分为低加侧。由于除氧器具有特殊功能，为不影响其工作效果，不将辅助系统作用于除氧器。

图1 太阳能、生物质能与燃煤机组混合发电系统示意图Fig.1 Solar and biomass energy aided coal-fired hybrid power generation system

1.1 高加侧热力性能分析矩阵

定义分流系数:

式中:Dasi为辅助系统给水流量;Dfwi为主管路给水流量。通过辅助系统加热后的蒸汽比焓为hasi，则辅助系统放热量qasi根据加热器形式不同可分为:疏水自流面式加热器:qasi= hasi-hdi;汇集式加热器:qasi= hasi- hw(i+1)，其他基本参数见文献［9］。令λi=1 - κi，对每级控制单元建立能量平衡方程，经形式变换可得矩阵形式:

由于引入辅助系统之后只对主给水流量产生了影响，对汽轮机抽汽和辅助蒸汽放热量无影响，因此抽汽和辅助蒸汽放热矩阵可按常规方法填写。其他新定义矩阵分别为辅助水放热矩阵Afw，辅助系统放热矩阵Aas，分流系数矩阵φ，给水泵功矩阵Γ′b，主给水影响系数矩阵B，表达式分别为

1.2 低加侧热力性能分析矩阵

辅助系统作用于低加侧5 ～8 级加热器时，对1 ～4 级加热器不产生影响，因此1 ～4 级加热器矩阵表达式可按常规方法填写，具体可参考文献［9］。作用于5 ～8 级加热器时矩阵形式的表达式为

式中:

1.3 混合发电系统热力性能评价指标

1.3.1 汽轮机侧性能指标

(1)汽轮机做功方程:

(2)汽轮机绝对内效率方程:

式中:Q 为锅炉吸热量;αzr为再热蒸汽份额。

1.3.2 辅助系统侧性能指标

(1)定义辅助系统做功方程:

式中:ωf为辅助系统做功量;ωi，ω0分别为引入及未引入辅助系统时汽轮机侧做功量。

(2)辅助系统吸热量方程:

式中:hwi为辅助系统作用级加热器给水出口比焓。

(3)辅助系统及混合发电系统整体循环效率

定义辅助系统效率，表征辅助系统将吸收的热量转化为功的能力，表达式:

(4)混合发电系统整体循环效率:

2 热力性能分析矩阵模型应用

以300 MW 机组为例，热力系统如图2 所示，在满足参数匹配的条件下，假定引入辅助系统之后主蒸汽流量保持不变，当辅助系统投入比例过多导致排挤的汽轮机抽汽量过大而影响汽轮机末端通流部分安全时，应适当减少分流系数。根据热经济性分析模型(1)～(8)，经计算分析可得混合发电系统性能指标随分流系数的变化关系如图3 所示。

图2 300 MW 机组热力系统Fig.2 Thermodynamic system of a 300 MW unit

由图3 可看出，辅助系统作用于不同加热器时分流系数的最大值不同，其中，6 号低加分流系数的最大值较小，主要是由于6 号低加的抽汽量最少，相对于其他加热器，辅助系统作用于6 号低加时能排挤的抽汽量最小，因而其分流系数的最大值是所有加热器中最小的。

从图3(a)～3(c)可看出，在原燃煤机组的基础上集成辅助系统之后，混合发电系统各性能指标均提高，并随分流系数增大而增大。其中，辅助系统作用于高加侧的性能指标高于低加侧，并随分流系数增大，高加侧的优势更突出。引起这种变化的原因是分流系数增大即辅助系统投入比例增加，排挤的汽轮机抽汽量增加，高加侧的抽汽参数高于低加侧，因而高加侧的汽轮机出力明显高于低加侧，经济性较好。

当分流系数一定时，如图3 所示，辅助系统作用于高加侧的经济性好于低加侧。取分流系数为0.02，则高加侧汽轮机做功平均值为1 231.99 kJ/kg，低加侧则为1 210.46 kJ/kg;辅助系统作用于高加侧的平均做功量为27.43 kJ/kg，低加侧为5.92 kJ/kg;高加侧汽轮机绝对内效率平均值为46.81 %，低加侧为46.13 %。因此，在选取辅助系统作用位置时应选择经济性较好的高加侧某级加热器。

图3(d)反映了混合发电系统整体循环效率随分流系数的变化关系，从中可看出，辅助系统作用于低加侧时，整体循环效率随分流系数变大反而减小。这是因为低加侧的给水参数和抽汽参数相差较大，将给水加热到与抽汽相对应的参数需要消耗的能量较多，并随分流系数增大，引入辅助系统吸热的给水量增加，消耗的能量增多，而排挤低加侧的抽汽做功并不明显，进而整体循环效率呈下降趋势。作用在高加侧时，整体循环效率则随分流系数增大而提高，其中，1 号高加的整体循环效率最高，并随分流系数增大，与2 号、3 号高加的差距扩大，主要是因1 号高加的抽汽来自汽轮机高压缸中部，而2 号、3 号高加的抽汽则分别来自高压缸排汽和中压缸所致。

图3 性能指标随分流系数变化Fig.3 Performance indices of different shunt coefficients

当分流系数增大到某一值时汽轮机抽汽份额为0，此时辅助系统完全排挤汽轮机抽汽。完全排挤抽汽时，各项热经济性指标如表1 所示。

表1 完全排挤抽汽时性能指标Tab.1 Performance indices of turbine extraction totally supplanted by auxiliary system

对比表1 和图3 可知，完全排挤抽汽时，混合发电系统各性能指标达最大值，汽轮机做功及绝对内效率最高达1 309.86 kJ/kg，49.19 %，最低1 209.57 kJ/kg，46.09 %，相对于原燃煤机组，提高率分别达0.42 % ～8.74 %，0.42 % ～7.2%。辅助系统作用于高加侧时辅助系统效率及混合发电系统整体循环效率高于低加侧，作用于高加侧时辅助系统效率及整体循环效率平均值分别为66.02 %，46.44 %，低加侧则分别为12.67 %，44.85 %。其中，1 号高加各项性能指标最高，因此辅助系统的最佳作用位置在1 号高加。

3 结 论

(1)在原燃煤机组基础上集成由太阳能、生物质能组成的辅助系统之后，混合发电系统各项性能指标均升高，并随分流系数的增大而增大。当分流系数增大到辅助系统完全排挤汽轮机抽汽时混合发电系统各性能指标达最大值。其中，辅助系统作用于1 号高加的经济性效果最好，相对于原燃煤机组，汽轮机做功及绝对内效率提高率分别达8.74 %，7.2 %，辅助系统效率及整体循环效率分别达81.88 %，46.93 %。

(2)分流系数一定时，辅助系统作用于高加侧的经济性好于低加侧。当分流系数为0.02 时汽轮机做功高加侧高于低加侧21.53 kJ/kg，辅助系统做功及汽轮机绝对内效率高加侧分别高于低加侧21.51 kJ/kg，0.68 %。

(3)辅助系统作用于低加侧时混合发电系统整体循环效率随分流系数增大反而减小，而高加侧则随分流系数增大而增大。并随分流系数增大，1 号高加整体循环效率与2 号、3 号高加之间的差距扩大，分流系数越大，辅助系统作用于1 号高加取得的经济效益越好。

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