我国发布的《“十四五”现代能源体系规划》[1]指出，在未来一段时间内，煤炭仍是我国能源结构主体，仍需大力推动煤电灵活性改造，根据发展需求合理建设先进煤电，充分发挥现有煤电机组应急调峰能力。因此，探索更加高效、低碳的先进煤电系统是我国实现“碳达峰、碳中和”目标的有力支撑。S-CO2燃煤发电系统相对水工质燃煤发电具有效率高、部件紧凑、负荷响应迅速等优势[2]，适合应用于燃煤发电领域。

在S-CO2燃煤发电领域，国内外诸多研究机构、学者围绕系统性能优势、关键部件特性等进行了深入研究。法国电力公司MOULLEC[3]率先将S-CO2循环应用于燃煤发电领域，并耦合了碳捕集，热力系统采用二次再热再压缩循环，利用烟气冷却器法吸收烟气余热，系统总利用效率可达41.35%，同时通过与水机组的比较，发现将S-CO2循环引入燃煤发电系统是提升电厂效率的有效途径。MOULLEC提出的系统流程也为后续多数研究者提供了参考。MECHERI等[4]进行了换热器夹点、部件压损、锅炉和循环布置对于燃煤S-CO2循环系统的敏感性分析，在主气参数为30 MPa、620 ℃条件下，通过优化，使得容量为1 009 MW的S-CO2燃煤电厂的总净效率可达47.80%。LI等针对1 000 MW[5]和300 MW[6]燃煤S-CO2热力系统进行了深入研究，并对锅炉[6-7]、热交换器[8-9]以及旋转机械[10-11]等进行概念设计，目前已经建成了5 MW级的S-CO2燃气发电示范装置[12]。

现有围绕S-CO2燃煤发电系统的研究多基于再压缩循环开展，相比于水机组能得到一些效率优势，但考虑到计算条件较为理想化，实际效率优势仍未明确。针对该问题，SUN等[13]基于拆分法在再压缩循环基础上提出更为共性的多级压缩循环，并指出三压缩循环可用于燃煤发电领域，在30 MPa、620 ℃主气参数条件下，三压缩循环(Tri-Compression,TC)热效率可达52.54%，相比再压缩循环效率提升0.99%，显著提高了系统效率潜力。进而XU等[14]考虑广义S-CO2循环和耦合锅炉热源2个方面，探索燃煤S-CO2效率极限，综合权衡循环复杂性和效率提升贡献度，将三压缩+二次再热+间冷的循环结构应用于1 000 MW S-CO2燃煤发电系统，在35 MPa、630 ℃主气参数条件下，发电效率51.03%，这是目前大容量S-CO2燃煤发电系统效率的最高水平。

围绕S-CO2燃煤发电，在“十四五”科技部重点研发计划煤炭专项与国家能源局“十四五”能源领域科技创新规划中均布局了20 MW等级的工业示范项目。20 MW容量的示范机组在锅炉、透平、回热系统等方面已初步具备大容量机组各部件的关键特征，同时小容量机组也更能发挥循环紧凑、灵活、高效等特点，具备充当综合能源系统中调节性电源的条件，能够更好地提升系统灵活性，因此有必要针对该容量的燃煤机组进行研究。目前针对小容量系统的研究较少，未能充分发挥系统效率优势，孙恩慧[15]对三压缩循环进行改进，提出末级部分压缩循环，同时系统更为简单，适合应用于燃煤发电领域，然而对于该循环的详细设计还未开展，系统整体的特性仍需挖掘。

基于此，笔者提出基于三压缩末级部分压缩(PTC)+再热(RH)的循环结构，并将其应用到小容量20 MW S-CO2燃煤发电系统中，进而对系统各关键部件进行了一维设计与分析，相对全面地揭示了系统整体特性，并对回热系统存在的紧凑性问题进行讨论，并提出了一种合理的解决方案。

1 末级部分压缩S-CO2燃煤发电系统

1.1 系统流程

基于三压缩末级部分压缩循环(PTC)构建了20 MW燃煤发电系统，图1为PTC+RH循环系统示意，图2为20 MW燃煤发电系统示意。系统采用一次再热布置、烟气冷却器法吸收尾部烟道余热，采用烟气再循环缓解炉膛内冷却壁超温爆管问题，并考虑了透平压缩机泄漏、回热器压降等。

图1中，C1、C2、C3为压缩机;T1、T2为透平;LTR、MTR、HTR、HTR2分别为低温回热器、中温回热器、高温回热器、高温回热器;1～14为状态点;x为分流系数。循环部分工作流程为：S-CO2工质在中温回热器MTR低压侧出口分流，一部分工质进入低温回热器LTR低压侧，另一部分进入压缩机C3，经C3压缩后依次进入高温回热器HTR2高压侧和加热器3，进入低温回热器LTR的工质在LTR低压侧出口进一步分流，其中一部分依次进入冷却器、压缩机C1后进入LTR高压侧，另一部分进入压缩机C2，经C2压缩后与LTR高压侧出口工质汇流依次进入MTR、高温回热器HTR、加热器1、透平 T1，在加热器2入口处与进入C3的工质汇流并进入T2做功后再次进行分流,一部分进入HTR 低压侧,另一部分进入HTR2低压侧,2股工质在MTR低压侧入口处汇流后进入MTR,至此完成一个循环。

图2中，UCW为上冷却壁;LUW为下冷却壁;SH1为过热器;RH1为再热器;FGC 为尾部烟气余热吸收器;AP1、AP2为空气预热器;1～17、6′、8′、a、b为状态点;Tfg,i、Tfg,o、Tfg,ex分别为尾部烟气进入FGC及AP2入口、出口温度。烟气工作流程为：煤粉在炉膛内燃烧，火焰与烟气主要通过辐射方式与下冷却壁LCW和上冷却壁UCW管内的S-CO2工质换热后，烟气依次与布置于锅炉烟道中的过热器SH1、再热器RH1、加热器3以及尾部烟气余热吸收器FGC内的S-CO2工质换热;空气预热器AP2与FGC并列布置在锅炉尾部，同时吸收烟气热量;随后烟气进入空气预热器AP1内与空气换热，最后经过多个热交换过程的低温烟气排出锅炉。图1中加热器1由LCW和SH1组成，加热器2由UCW和RH1组成。

1.2 循环热力学特性

本文计算包括循环热力计算、锅炉热力计算以及部件的一维设计计算，计算程序通过Matlab软件编制而成，CO2的物性参数通过调用REFPROP 9.0获得，表1为系统热力计算的设计条件。

表2为循环部件热力计算模型。其中，m为质量流量;T为温度;h为状态点的焓;下角数字为各状态点;下角标s为等熵状态，可由REFPROP物性函数调用;ηC,s为压缩机的等熵效率;ηT,s为透平的等熵效率;ΔTLTR、ΔTMTR、ΔTHTR、ΔTHTR2分别为低温回热器、中温回热器、高温回热器、高温回热器2的夹点温差;xC2、xC3分别为分流进入C2、C3的分流系数;xFGC为烟气冷却部分的分流系数;WT为透平所做的功;WC为压缩机耗功。循环的热效率ηth计算公式为

(1)

式中，WT,total为透平做的总功;WC,total为压缩机的总耗功;Wnet为总净功；Qin为工质吸入的总热量。

S-CO2循环因其高效紧凑的优势，因此有望成为未来更具竞争力的发电循环，但S-CO2循环的部件之间具有很强的耦合效应，循环效率高度依赖部件性能[16]。相关文献研究指出当压缩机效率和透平效率变化2%时，循环效率将分别变化0.5%和1.0%[17]，回热器的效能降低5%或压降增加2.5%可能导致循环效率降低1.0%[17-18]。因此，若想对循环性能进行准确分析就需要建立更为详细的部件一维计算模型。此外，更具体的S-CO2燃煤发电系统布局和关键部件设计评估也是证明其商业应用的技术可行性的必要条件[16]。

2 末级部分压缩S-CO2燃煤发电系统一维设计

2.1 锅炉与旋转机械一维设计

S-CO2燃煤发电系统中，采用四切角圆燃烧方式π型锅炉，设计煤种性质见表3。

锅炉热力计算的模型参考《锅炉机组热力计算方法》第73版，在S-CO2发电系统中，锅炉内的CO2工质接近定物性，因此可采用D-B公式[19]计算其对流换热系数，得到的锅炉参数见表4。

通过计算可得，炉膛容积热负荷为155.0 kW/m3，炉膛截面热负荷为3 400 kW/m2，其中锅炉效率为92.99%，燃煤量Bcal为2.17 kg/s，尾部烟道排烟温度设置为125 ℃，根据计算结果可知，在设计条件下锅炉炉膛尺寸为3.84 m×3.84 m×20.45 m。

在S-CO2循环系统中，涡轮机械是系统的重要组成部件，对系统性能的影响显著。对于压缩机以及透平，本文选择三级轴流透平，采用平均线模型[20]设计，压缩机采用单级离心式压缩机模型，采用子午线模型设计，其中关于透平以及压缩机的一维设计计算，具体计算流程如图3、4所示。参考表1给出的设计计算条件，可以得到关于透平以及压缩机的一维设计结构参数，其中表5为单级离心式压缩机的一维设计结构参数，表6为轴流透平的各级结构参数。

由表5可知，压缩机C1、C2、C3叶轮直径最大处即扩压器出口直径分别约为0.29、0.31、0.31 m，压缩机的叶片直径相对较小，紧凑性较高。根据设计参数可得到压缩机的进口条件以及等熵条件下压缩机的出口焓，参照文献[16,21-23]，通过对叶轮以及扩压器的几何设计以及损失模型计算，最终计算得到压缩机的出口的实际焓，进而根据等熵效率定义[18]，计算得到循环中压缩机C1、C2、与C3的等熵效率分别为80.0%、78.4%、78.4%，C2与C3效率较低的原因在于2个压缩机的流量偏小，因此需通过变速箱调整其转速以适应运行要求，变速箱效率取98%。

表6为三级轴流透平T1与T2的结构计算结果，对于透平的等熵效率计算，通过透平的入口参数条件可得到透平出口在等熵条件下的焓，参照文献[20,24-26]，通过设置各级透平焓降相等的原则，结合损失模型逐级校核计算各级的出口压力以及焓，三级计算结束，最终可得到透平出口的实际焓，由等熵效率计算公式，得到循环中2个透平的等熵效率均为87%[18]，其中透平T1与T2的体积分别为0.15、0.68 m3，与现役的水机组汽轮机相比，S-CO2密度大且比容小，相同质量流量情况下S-CO2透平的体积以及叶片参数尺寸紧凑性更高，竞争优势更明显。

2.2 回热器一维设计

印刷电路板式换热器(Printed Circuit Heat Exchanger，PCHE)是一种微通道热交换器，由大量刻蚀微通道板在高温高压下堆叠组成，工质在刻蚀通道中流通，其基本结构如图5所示，其中，t1为通道距离边缘位置;t2为板厚;t3为通道节距;Dh为刻蚀通道直径;Lw为Z型半波长;α为通道波纹角度;Lx、Ly、Lz分别为PCHE芯体的宽度、高度、长度。

PCHE中有多种通道类型，如波形、Z字型、直线型、S型等，其中Z型通道具有更加优越的流动传热性能及加工性能[27]。因此，本文系统中所用回热器和冷却器均采用Zigzag型PCHE，通道波纹角度为40o，PCHE流通通道横截面为半圆形[28]。印刷电路板换热器计算预设的几何参数见表7。在PCHE的热力计算中，由于CO2在临界点和近临界点附近的比热变化较大，因此采用分段设计。分段计算条件：设置每个子换热段内的压力恒定;假设与外界无热量交换;计算长度时，并不考虑半圆型通道的曲率，在横向方向上，忽略温度梯度与交叉流的影响的方法[29]。如图6所示(Th,in、Ph,in分别为热侧入口温度、压力;Tc,out、Pc,out分别为冷侧出口温度、压力;分别为第i个子单元上热侧平均温度、压力;Ti-1h、Pi-1h分别为第i-1子单元上热侧温度、压力;Ti-1c、Pi-1c分别为第i-1子单元上冷侧温度、压力;分别为第i个子单元上热侧温度、压力;分别为第i个子单元上冷侧温度、压力;分别为第i个子单元上冷侧平均温度、压力;Th,out、Ph,out分别为热侧出口温度、压力;Tc,in、Pc,in 分别为冷侧入口温度、压力;N为总子单元数;i为第i个子单元;下角h、c分别为热侧和冷侧)。将单个换热器分成N段，本文选取子单元数为20。假设已知热流体入口温度、冷流体入口温度、指定冷流体的出口温度、子单元换热系数Ki(i=1，2，…，n)，子单元上热流体释放热量全部被该段冷流体吸收[29]。应用分段设计方法，对换热器进行分段，取分段数为N，子换热单元的换热量为q。

Q=mhcp,h(Th,in-Th,out)

(2)

(3)

式中，Q为热交换器总换热量;mh为热侧质量流量;cp,h为热侧比容;in为入口;out为出口。

由于高温侧工质密度小，且高温侧压降对循环效率影响更大，因此取高温侧与低温侧通道数量之比为2[29-30]，记为Ny,h=2Ny,c，由此可以得到PCHE内高温侧与低温侧的换热面积为

A=(1+0.5π)dNxNyLc

(4)

式中，A为传热面积;d为通道直径，热侧、冷侧设置的通道直径相等，因此均为d;Nx、Ny为PCHE内x、y方向通道数量;Lc为通道的实际长度。

子换热单元的总传热系数为K，热导为UA，采用对数平均温度方法(LMTD)计算：

(5)

(6)

(7)

ΔTmax=max(Th,in-Tc,out,Th,out-Tc,in)

(8)

ΔTmin=min(Th,in-Tc,out,Th,out-Tc,in)

(9)

式中，λ为材料导热系数，W/(m·K);te为等效管壁厚;对于子换热单元，hh、hc分别为高温侧与低温侧管内对流传热系数：

(10)

式中，Nu为努塞尔数;λh、λc分别为冷热侧工质导热系数，W/(m·K)。

对于回热器来说，两侧工质均为二氧化碳，由文献[29]可知，对于回热器，其中努塞尔数Nu及范宁摩擦阻力系数f关联式为

(11)

Nu=0.084 5Re0.721Pr0.333

(12)

f=1.336Re-0.126 8

(13)

其中，G为工质质量流速，kg/(m2·s);d为通道直径;μ为黏度。对于冷却器，热侧为CO2，冷侧为水，其中冷侧努塞尔数Nu及范宁摩擦阻力系数f关联式[31]为

Nu=0.122Re0.56Pr0.14

(14)

f=(1.12ln Re-0.126 8+0.85)-2

(15)

微通道内流动摩擦阻力(即为压降)为

(16)

(17)

其中，ρ为密度;d′为水力直径。流道截面为半圆形。

结合循环的热力计算条件，可得到不同热交换器的一维设计计算参数见表8，计算可得LTR、MTR、HTR、HTR2、冷却器体积分别为4.21、4.40、8.29、2.05、3.11 m3。图7为基于上述计算方法得到的LTR内部子单元模块沿程换热系数与温度分布。

2.3 一维设计结果分析

对系统部件进行一维设计计算后，可得到关于涡轮机械的等熵效率(表9)。由于发电效率为循环热效率、锅炉效率和管道效率的乘积。因此，选取管道效率为99%[32-33]，考虑管结构参数、材料耐高温极限以及系统循环换热效率等约束条件，参考现役超超临界水机组主汽参数[34]，结合课题组已有的研究成果[2,13,15]，本文主气参数选取为27 MPa、605 ℃，综合考虑循环热力计算以及部件一维设计计算，可得到系统循环热效率为43.49%，发电效率为40.20%。

根据部件的一维计算结果，轴流透平T1与T2的体积分别为0.15、0.68 m3，压缩机C1、C2、C3叶轮直径最大处即扩压器出口直径分别约为0.29、0.31、0.31 m。可以看出，S-CO2发电系统透平以及压缩机的尺寸均较小，紧凑性好，与水机组相比，竞争优势明显。

对于S-CO2锅炉，XU等[35]比较了容量同为1 000 MW、蒸汽参数相同的2个发电系统，发现由于S-CO2锅炉受CO2传热能力的影响，受热面用钢等级和厚度均增加，锅炉结构复杂，使得其成本较水蒸气锅炉成本增加了36.3%。因此体积也有所增大。

在西安热工院300 MW燃煤S-CO2锅炉概念设计中[6]，经计算得到300 MW级S-CO2锅炉炉膛尺寸约为12.5 m×12.5 m×52.2 m，炉膛体积为8 156.25 m3。依据文献[36]，某主汽参数为16.76 MPa、555 ℃的亚临界锅炉，炉膛体积约为7 900.40 m3。北京巴威公司制造的亚临界压力300 MW自然循环锅炉[36]，锅炉炉膛尺寸约为13.35 m×12.3 m×46.40 m，炉膛体积仅为7 619.11 m3。

陈玮等[37]对50 MWS-CO2燃煤发电系统进行设计与参数分析，S-CO2循环系统锅炉采用倒π形布置，在主气参数为25 MPa、620 ℃的条件下，计算得到锅炉炉膛体积为1 641.99 m3;而某传统50 MW水机组[38]，在主蒸汽参数为8.62 MPa、535 ℃条件下，锅炉炉膛体积为688.82 m3。

因此，在相同容量下，对比燃煤水机组锅炉，S-CO2锅炉炉膛体积均偏大。由于公开发表的20 MW燃煤发电水机组锅炉的文献较少，只能通过其他容量锅炉进行比较，经合理推测后，相比于20 MW燃煤发电水机组，20 MWS-CO2锅炉体积稍有增大。

目前最突出的问题集中在回热系统上，本文所采用的末级部分压缩、三压缩循环共包含4个回热器，其回热系统的总体积约为18.95 m3，回热器系统的占地面积过大，远超现有水机组回热系统，问题明显。

3 基于印刷电路板换热器面临的紧凑性困境

S-CO2循环具有典型气态循环的特点，可通过较高的回热程度显著提高循环效率，然而较高的回热程度也意味着较大的回热面积，进而导致成本增大。因此，开发高效、紧凑、经济的回热器对于S-CO2循环的应用至关重要。

PIERRES[39]、MUSGROVE[40]等研究认为，印刷电路板换热器(PCHE)具有较高的基材强度和耐高压能力，同时具备紧凑性高、换热面积大及换热性能好等特点，适合作为S-CO2循环的换热设备。目前PCHE在S-CO2循环中应用广泛，如韩国先进科学技术研究院[41]、Sandia国家实验室[42]、东京工业大学[43]以及西安热工研究院[9]的实验中均采用此类换热器。

3.1 回热系统体积分析

由2.3节可知，在一维计算中基于PCHE的回热器体积并没有体现出明显的紧凑性优势。在循环层面，回热器对循环效率的影响主要通过压降与夹点温差，这2个参数增大均会使得循环效率显著下降。

对于回热系统的总体积，由图8可知，夹点温差不变，随着压降增大，回热系统的总体积减小;压降不变时，随着夹点温差增大，回热系统总体积减小。夹点温差越小，压降对换热体积的影响越显著，夹点温差为2 ℃时，压降每增加50 kPa，回热系统总体积会显著减小，最大可减少27.02 m3;压降不变时，随夹点温差的逐渐增大，回热系统总体积逐渐减小，在8 ℃以上时变化趋势放缓。

经反复计算，本文设计的回热系统夹点温差为10 ℃、压降为150 kPa，回热系统总体积为18.95 m3。由于回热系统性能与循环效率成正比，但与经济性成反比，因此仍需对回热系统进行成本分析。

3.2 回热系统成本分析

WEILAND等[44]认为，回热系统的建设成本约占整个机组建设成本的24%。XU等[35]研究发现，在三压缩S-CO2燃煤发电系统中，由于回热程度的提升，回热系统的投资成本占整个设备投资成本的44%左右。因此回热器的投资费用占总投资费用的比重较大。目前针对换热器成本的计算模型主要分为两大类：一类是基于换热器体积的正比例函数计算模型;另一类是基于换热器热导(UA)的幂函数计算模型，UA=Q/ΔTlm(其中ΔTlm为对数平均温差)，计算时，通常将换热器离散为多个单元[45]。

ZADA等[46]研究发现，换热器成本模型需要将热导与换热器的效能以及平均传热温差相结合，提出近似于正比例函数的换热器成本计算模型，并给出了单位热导的成本计算参考值，对于高温回热器，每单位热导成本为1.49～2.21$;对于低温回热器，每单位热导成本为1.19～1.77$。

WEILAND等[44]基于回热器热导的幂函数计算模型，提出了同时适用于高温回热器以及低温回热器的计算模型为

Crecup=49.45UA0.754 4fT,recup

(18)

fT,recup=1(Tmax<550 ℃)

(19)

fT,recup=1+0.021 41(Tmax-550)，(Tmax≥550 ℃)

(20)

其中，Crecup为回热器成本;fT,recup为温度修正因子;Tmax为回热器沿程或两侧最高温度。该模型的限制条件为换热器热导UA计算范围为1.60×105～2.15×108 W/K，高温回热器的可承受最高温度范围为407～584 ℃，低温回热器为165～252 ℃;回热器允许压降范围为0.07～0.40 MPa，低温侧的最大使用压力为21～32 MPa[44-45]。

DOSTAL等[47]基于换热器的质量以及体积等提出了基于换热器体积的正比例函数计算模型，其成本公式为

(21)

(22)

式中，L、W、H分别为PCHE的长、宽、高;ρ′为换热器材料密度(通常设定为不锈钢7 800 kg/m3);Cm为PCHE单位质量成本(不锈钢成本价为30$/kg);p为通道间距;t为板厚;fm为换热器耐热材料体积分数，当d=2 mm、p=2.60 mm、t=1.75 mm时，PCHE的fm=0.66。

本文选定上述3种换热器成本计算模型，其中Zada模型为case1，Weiland模型为case2，Dostal模型为case3，如图9所示，以LTR的case2成本模型为例，发现压降对于回热系统的投资成本影响并不显著，因此在分析回热系统总投资成本时，认为夹点温差是主导的影响因素。

基于3个成本模型在不同夹点温差下计算得到的回热系统总成本，如图10、表10所示。由图10可知，不同的模型成本计算结果差别较大，相比于case3以回热器体积为基础，case1与case2所采用的基于热导的计算模型会更合理。而相比于case1，case2通过线性变化对换热器运行温度的处理更为符合实际情况，因此采用case2的成本模型来计算回热系统的总制造成本。

根据3.1节对回热系统的体积分析可知，当夹点温差10 ℃，压降取150 kPa，此时回热系统的总体积维持在18.95 m3左右。按照case2的成本模型计算，由表10回热系统的总制造成本为12.77×106$。此外，公式计算得到的是PCHE的制造成本，在后期的建设过程中还要考虑基础建设成本(约为总成本的2%)以及人工费(约为总成本的3%)[44]，因此回热系统的制造成本约为总制造成本的1.05倍，即为13.41×106$，折合人民币约为9 347.47万。

鉴于目前循环热效率与回热系统经济性的制约关系，在没有更好回热器选择或技术突破的情况下，回热系统的体积难以进一步降低，其投资成本也会处于相对较高的水平。

3.3 回热系统的紧凑性潜力

以低温回热器为例，根据Heatric公司[48]发布的数据，PCHE的刻蚀通道直径最小为0.5 mm，最大为5 mm，基于此计算得到在不同刻蚀通道直径下对流换热系数与回热器压降的关系曲线如图11所示，随着对流换热系数的不断增大，回热器的体积逐渐缩小，呈负相关关系。根据2.3节可知，在现有技术条件下，回热系统的体积优势并不明显，因此需要针对待开发区域进行展望。在待开发领域，根据PCHE换热器的对流换热系数与回热器体积的曲线变化趋势可以看出，如果继续采用PCHE型换热器，即便在未来能够实现更小的通道直径，对流换热系数也不会实现量级的变化，回热器的体积不会得到明显的减小，还是维持在相对较高的水平。因此在表面式换热的形式下，S-CO2燃煤发电的回热系统难以体现出紧凑性的优势，仍需基于新原理开发新型换热技术。

3.4 机炉一体化布置方案

受目前技术水平限制，在S-CO2燃煤发电领域，具备应用前景的仍是PCHE，但由上述的分析可知，S-CO2机组回热量大，应用PCHE仍难以体现紧凑性优势，如何解决回热系统的占地是节约投资成本的关键问题。

为此，笔者提出了一种S-CO2燃煤发电系统的一体化布置方案，如图12所示，各回热器均采用串并联模块组合方式围绕布置在炉膛周围，同时透平采用高位布置。回热器采用串并联模块布置，可解决回热系统占地面积过大的问题，更大程度地减小系统压降;透平高位布置可极大缩短输送工质的管道长度，节约投资成本。

4 结 论

(1)换热器体积与循环热效率存在制约关系，在现有技术水平下，回热系统难以在保证循环高效的同时体现紧凑性与经济性优势。当夹点温差为10 ℃、压降为150 kPa时，回热系统总体积为18.95 m3，系统循环热效率为44.04%，考虑基础建设费及人工费，回热系统的投资成本约为9 347.47万元。

(2)若继续采用印刷电路板换热器，即使能开发出更小的刻蚀通道，回热器体积也不会显著减小，目前仍需研发新的换热器，实现换热系数量级性提升。

(3)针对回热系统体积过大问题，提出了一种高效、紧凑的S-CO2燃煤发电系统一体化布置方案，即采用回热器串并联模块围绕布置在炉膛周围的形式以及透平高位布置。该方案能够很好地解决回热系统占地面积过大的问题，为S-CO2燃煤发电系统的设计提供新的思路。

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One dimensional design of small capacity supercritical CO2 coal fired power generation system and analysis of regenerator compactness

XU Jinliang1,2，TIAN He1,2，SUN Enhui1,2，CHANG Cheng1,2，GUO Yuandong1,2，WANG Zhaofu1,2

(1.School of Energy,Power and Mechanical Engineering，North China Electric Power University，Beijing 102206,China;2.Beijing Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer for Low Grade Energy Utilization，North China Electric Power University，Beijing 102206,China)

Abstract:Supercritical CO2(S-CO2)cycle is expected to be the next generation power cycle for electricity generation because of its high efficiency,compactness and flexibility.In this study,a tri-compression with last-stage partial compression S-CO2 cycle was applied to a 20 MW S-CO2 coal-fired power generation system,and the one-dimensional designs of components were conducted.It is shown that the size of turbine is significant smaller than that of the traditional steam turbine,thus it has obvious competitiveness compared with the water steam unit.Based on the volume change law of boilers with different capacities,it is reasonably inferred that the volume of S-CO2 boiler is larger than the steam boiler due to the smaller heat transfer coefficient of the CO2 in the boiler.The regeneration system based on the printed circuit heat exchanger covers a large area with a volume around 18.95 m3,which is far more than the existing regeneration system of the water steam unit and the problem is significant.Therefore,this study further explored the characteristics of the regeneration system from the perspective of the heat transfer of the regeneration,discussed the difficulties faced by the existing technology,and found that there is a strong constraint relationship between the cycle thermal efficiency and the volume of the regeneration system,and then conducted an economic analysis of the regeneration system.After considering the infrastructure and labor costs,the investment cost of the regeneration system is about 93 474 700 yuan,which is a high initial investment cost.It was also found that the printed circuit heat exchanger has limited potential to reduce the size of the regeneration system,thus new heat exchanger types still need to be developed to increase the magnitude in heat transfer coefficient.Finally,to address the size problem of the regeneration system,this study proposed an integrated arrangement scheme for the S-CO2 coal-fired power generation system,which achieves the overall compactness of the system by optimizing the space arrangement.Currently,the demonstration of S-CO2 coal-fired power plants is promoted in China,and this research provides some novel technical ideas for the demonstration system.

Key words:S-CO2 ;coal-fired power plant;S-CO2 cycle;one-dimensional design;regeneration system;cost analysis

中图分类号:TK16

文献标志码:A

文章编号:0253-9993(2023)01-0438-14

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收稿日期:2022-12-22

修回日期:2023-01-13

责任编辑:张晓宁

DOI:10.13225/j.cnki.jccs.EX22.1861

基金项目:国家自然科学基金资助项目(52130608，52206010)

作者简介:徐进良(1966—)，男，安徽东至人，教授，博士。Tel：010-61771091，E-mail：xjl@ncepu.edu.cn

通讯作者：孙恩慧(1991—)，男，黑龙江七台河人，讲师，博士。E-mail：ehsun@ncepu.edu.cn

引用格式:徐进良，田贺，孙恩慧,等.小容量超临界二氧化碳燃煤发电系统的一维设计及回热器紧凑性分析[J].煤炭学报,2023,48(1):438-451.

XU Jinliang，TIAN He，SUN Enhui,et al.One dimensional design of small capacity supercritical CO2 coal fired power generation system and analysis of regenerator compactness[J].Journal of China Coal Society,2023,48(1):438-451.