Deutsch
Francais
Nederlands
Svenska
Norsk
Dansk
Suomi
Espanol
Italiano
Portugues
Magyar
Polski
Cestina
Русский
I det exempel vi tidigare analyserade var den maximala cykeltemperaturen 600°C. För en Carnot-motor som arbetar mellan en het temperaturreservoar vid 600°C och en kall temperaturreservoar vid 15°C (ISO-ambients temperatur), beräknas effektiviteten som 1 - (15 + 273,15) / (600 + 273,15) = 0,670, eller 67%. Detta värde är lägre än den ideala cykeleffektiviteten som ges av ekvation (10.5) för y < 0,8. Vid första anblick verkar detta som ett brott mot termodynamikens andra lag. Vad vi egentligen ser här är emellertid en annan manifestation av split-flow-egenskapen i sCO2-cykeln. Den teoretiska Carnot-effektiviteten förutsätter implicit att y = 1. Därför är en konsekvent jämförelse med Carnot-effektiviteten den effektivitet som förutsägs av ekvation (10.2).
När vi återgår till den ursprungliga frågan, kan vi konstatera att avvikelsen mellan förutsägelsen från ekvation (10.5) och den faktiska ideala cykeleffektiviteten beror på icke-idealiska 100% effektiva återvinningssystem. Detta kan lätt ses i värmeöverföringsdiagrammet för den högtrycks (HP) återvinningsvärmeväxlaren (för y = 0,68) i figur 10.4. Exergiförstöringen (den "förlorade arbetet") i denna värmeväxlare kvantifieras av området mellan de heta och kalla vätskornas värmeöverföringslinjer. Den kan beräknas genom att använda det stationära, stationära flödet av exergi (tillgång) balans för värmeväxlarkontrollvolymen, det vill säga:
där subindex i betecknar kalla och heta vätskors in- och utgångspunkt, h är vätskans entalpi (i kJ/kg), s är vätskans entropi (i kJ/kg-K) och T_0 är den "döda tillståndstemperaturen" (dvs. omgivningstemperaturen, i K). Baserat på tillståndspunktsegenskaperna i tabell 10.2 är det förlorade arbetet i HP-återvinningssystemet i figur 10.4 14,4 kJ/kg. Den andra effekten av ett "imperfekt" värmeväxlande system på cykeleffektiviteten är den ökade värmeadditione (med cirka 75 kJ/kg). När ett hypotetiskt fall körs med "perfekta" återvinningssystem (som ett praktiskt omöjligt antagande), beräknas den ideala cykeleffektiviteten till 74,34% (för y = 0,68), vilket är nästan samma som förutsagt av ekvation (10.5), 74,08%. Den lilla skillnaden kan hänföras till den verkliga gaspaketet som används i simuleringens mjukvara och den lilla förlorade arbetet på grund av blandning nedströms bypass-kompressorn (ungefär 0,75 kJ/kg).
Det är också viktigt att förstå att den "verkliga" prestandan för en sCO2-cykel inte nödvändigtvis kommer att vara lika hög som de idealiserade siffrorna som presenteras i litteraturen. Enligt nuvarande teknologi inom gasturbiner, där teknologi-faktorn ligger mellan 0,7 och 0,75, kan man realistiskt inte förvänta sig bättre resultat från sCO2-teknologi. I figur 10.3 är den maximala ideala cykeleffektiviteten för sCO2-cykeln runt 56%. Därför kan vi realistiskt förvänta oss att en sCO2-cykel med en turbininloppstemperatur (TIT) på 600°C och en cykel-PR på cirka 3:1 kommer att ha en effektivitet på mellan 39,2 och 42,1%. För en TIT på 700°C, kommer den ökade cykeleffektiviteten att vara 0,6 procentenheter.
Den partiella kylcykeln är en modifiering av split-flow-rekompressionscykeln. Denna modifiering innebär tillsättning av en kylare och kompressor uppströms från rekonditioneringskompressorn. Flödesdelningen sker vid utloppet från förkompressorn. Den nettopåverkan av precooler och prekompressor är att minska temperaturen på sCO2 vid utloppet från rekonditioneringskompressorn. En effekt av denna modifiering är att den ökade temperaturintervallet för cykelvärmeaddition gör att cykeln blir mer lämplig för bottoming-cykler, dvs. värmeåtervinningsapplikationer. Nackdelen är, förstås, en minskning av METH, vilket är negativt för cykeleffektiviteten. Lyckligtvis kan effektivitetspenaliseringen på grund av låg METH delvis kompenseras av en lägre METL på grund av den låga utsläppstemperaturen från prekompressorn jämfört med rekonditioneringskompressorn i en split-flow-rekompressionscykel.
För en kostnads- och prestandajämförelse av de tre cyklerna i en koncentrerad solenergiapplikation, se Neises och Turchi [10]. För tillämpning av den partiella kylcykeln i kolkraftapplikationer (med en cirkulerande fluidiserad bädd för sCO2-värmeväxlare), se Pidaparti et al. [11], som funnit högre effektivitet och lägre COE för den partiella kylcykeln med uppvärmning.
När det gäller den verkliga cykeln är det viktigt att notera att marknadsföringshypoteser ibland missar avgörande faktorer. Det viktigaste målet är att leverera nettoelektrisk kraft till elnätet, vilket innebär att man måste beakta den energi som förloras genom kraftverket självt, exempelvis genom förbrukning av externa hjälpmedel och ineffektiviteter i värmeväxlaren. En realistisk design innebär ofta att värmen som tas upp av arbetsvätskan eller det mellanliggande värmeöverföringsmediet är mycket lägre än bränsleinsatsen. För att bättre förstå detta, bör man i ett exempel titta på en nominell 300 MW (netto) sCO2-kraftanläggning, både med naturgaseldad värmeväxlare och kärnenergi med ett mellanliggande värmeöverföringsloop.
Hur man optimerar fläktkraften i koldioxidinfångning genom fluegasflöde och tryckkontroll
I en kraftverksanläggning som implementerar koldioxidinfångning är det av största vikt att exakt kontrollera fluegasflödet och trycket. En fläkt som används för att hantera detta flöde måste vara noggrant kalibrerad för att undvika onödig energiåtgång. En viktig aspekt här är att undvika att fluegasen lämnar HRSG-stacken under drift, vilket inte bara påverkar infångningssystemets effektivitet utan även kan påverka hela kraftverksdriften.
Vid designen av ett sådant system är fluegastemperaturen vid HRSG-utloppet, samt inloppet till absorberkolonnen, de kritiska gränsvillkoren. Dessa parametrar är viktiga för att säkerställa att fluegasflödet är tillräckligt för att möta kraven för koldioxidinfångning utan att skapa för höga tryckförluster. Det är också avgörande att ha ett system som inte tillåter luft att tränga in i infångningsanläggningen genom stacköppningen, då detta skulle kunna påverka koldioxiduppfångningen negativt.
För att minska fläktkraftens konsumtion är det viktigt att designa fluegaskanaler och system för att optimera fläktens prestanda. Fläktens effekt är en funktion av fluegasens inloppstemperatur och det tryckhuvud som genereras av tryckförluster längs kanalen. Dessa förluster kan komma från olika delar av systemet, såsom DCC, absorberkolonnen och absorberns avgasrör. En ökning av fläktens tryckhuvud på 10 mbar kan exempelvis öka fläktkraften med cirka 1,3 kJ/kg. Eftersom varje procentpunkt i fläktens isentropiska verkningsgrad motsvarar en minskning på cirka 0,22 kJ/kg i energiförbrukning, är det uppenbart att fläktens design och verkningsgrad har en avgörande inverkan på den totala energiåtgången.
En viktig aspekt av systemets funktion är integrationen av olika dammsystem. För att effektivt kontrollera fluegasflödet under både normal drift och under infångning är det nödvändigt att fläktens inlopp, HRSG-stackdämparen och isoleringsdämparna i systemet fungerar sömlöst tillsammans. När infångningssystemet aktiveras måste stackdämparen gradvis stängas, vilket gör att fläktens inlopp och andra dämpare måste justeras exakt för att minimera fluegasflödet från stacken och förhindra att föroreningar släpps ut i atmosfären.
En annan kritisk komponent för att säkerställa effektiv koldioxidinfångning är kylningen av fluegasen. Detta kan göras på flera sätt, varav de vanligaste är indirekt kylning genom vattenkylda rör, avdunstningskylning med vattensprutning, samt direktkontaktkylning med ett packat sängsystem. Indirekt kylning är effektiv men kostsam, eftersom den kräver att värmeväxlare och stora kylsystem installeras. Avdunstningssystem, som använder direkt vattensprutning eller dimma, är en billigare lösning men kan inte reducera fluegasen till under sin daggpunkts temperatur, vilket innebär att det inte kan användas för att kyla gasen under en viss nivå.
För att fluegasen ska ha tillräcklig lyftkraft när den lämnar absorberkolonnen och når atmosfären, kan det vara nödvändigt att värma den till en temperatur på mellan 70-80°C. Detta kan göras genom värmeintegration, vilket innebär att man använder ett mellanliggande kylmedium för att samtidigt kyla fluegasen och värma den rena gasen. Emellertid kan kostnaden och storleken på detta system vara hinder för vissa tillämpningar.
Vid val av material för fluegasledningar används ofta kolstål för dess kostnadseffektivitet, men i system där vattensprutning används för att kyla fluegasen, används ofta rostfritt stål för att motstå korrosion. Ett alternativ till dessa material är glasfiberarmerad plast (FRP), som har visat sig vara pålitlig och kostnadseffektiv i användning i olika applikationer, särskilt inom industriella kolförbränningssystem.
För att effektivt kunna kontrollera fluegasflödet under drift måste fläktar och dämpare vara exakt synkroniserade. Vid uppstart är stackdämparen helt öppen, vilket gör att fluegasen kan strömma ut. När infångningssystemet är redo att aktiveras, startas fläkten medan dämparen långsamt stängs. Detta kräver en noggrant kontrollerad process, som styrs genom ett distribuerat kontrollsystem (DCS) och säkerställer att inget fluegas flödar ut från stacken under operation med infångning.
I sammanhanget är det också värt att förstå att fluegasens sammansättning, temperatur och tryckförhållanden spelar en avgörande roll för effektiviteten i hela systemet. Förutom fläktens effektivitetsoptimering, måste varje del av fluegasflödeshanteringen vara exakt dimensionerad för att hålla energiförbrukningen på en lägsta nivå och samtidigt säkerställa maximal effektivitet i infångningen av koldioxid.