潘本藝, 楊 帆, 周 莉, 商麗艷, 李 萍

(1. 遼寧石油化工大學(xué) 石油天然氣工程學(xué)院, 遼寧 撫順 113001;2. 遼寧石油化工大學(xué) 石油化工學(xué)院, 遼寧 撫順113001;3. 遼寧石油化工大學(xué) 環(huán)境與安全工程學(xué)院, 遼寧 撫順 113001)

1 引 言

為滿足人們?nèi)找嬖鲩L(zhǎng)的需求，化石燃料用量日益增加。由中國(guó)能源網(wǎng)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)可知，我國(guó)工業(yè)余熱資源占化石燃料消耗總量的17%～67%，其中60% 的余熱資源都可以再次被回收利用[1]。因此，作為能夠緩解能源和環(huán)境問(wèn)題的有效對(duì)策，余熱利用越來(lái)越受重視。天然氣作為一種具有高熱值的清潔能源，被廣泛用于能源工業(yè)[2]。天然氣的成分中不含硫，因此在燃燒過(guò)程中不會(huì)產(chǎn)生二氧化硫等污染環(huán)境的氣體，并且產(chǎn)生二氧化碳的量也遠(yuǎn)低于石油和煤炭。天然氣在大約-162 ℃的溫度和常壓下被液化，以便于運(yùn)輸和存儲(chǔ)[3]。因此，將液化天然氣(LNG)輸送到終端之前應(yīng)進(jìn)行氣化，LNG 氣化過(guò)程將釋放約830 kJ·kg-1的冷量[4]。如果能將這部分冷能與天然氣燃燒后產(chǎn)生的余熱聯(lián)合利用，并對(duì)余熱中的二氧化碳進(jìn)行捕集，將可以有效地改善我國(guó)的能源消費(fèi)結(jié)構(gòu)，提高能源的綜合利用效率，同時(shí)對(duì)環(huán)境保護(hù)也起到一定作用。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)余熱與LNG 冷能的利用進(jìn)行研究。潘振等[5]以朗肯循環(huán)為基礎(chǔ)設(shè)計(jì)一種利用低溫燃煤廢氣和LNG 冷能的三級(jí)式利用系統(tǒng)。與二級(jí)式系統(tǒng)對(duì)比后發(fā)現(xiàn)，三級(jí)式系統(tǒng)的熱效率和?效率分別提高了57.74% 和36.67%。張麗等[6]設(shè)計(jì)了一種對(duì)水平井蒸汽輔助泄油(SAGD)稠油開(kāi)采余熱進(jìn)行吸收利用的冷熱電三聯(lián)供系統(tǒng)，并產(chǎn)生了每年約270 萬(wàn)元的經(jīng)濟(jì)效益。梁瑩等[7]為梯級(jí)利用LNG 冷能和煙氣余熱設(shè)計(jì)了一套布雷頓(Brayton)循環(huán)和有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)結(jié)合的發(fā)電系統(tǒng)，經(jīng)模擬計(jì)算后得知，該發(fā)電系統(tǒng)凈發(fā)電效率比常規(guī)的燃?xì)?蒸氣聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)效率提高了11.16%。Sun 等[8]對(duì)LNG 直接膨脹分別與單級(jí)ORC、并聯(lián)兩級(jí)ORC 和級(jí)聯(lián)兩級(jí)ORC 聯(lián)合的系統(tǒng)進(jìn)行分析比較，計(jì)算結(jié)果表明在熱源溫度較低時(shí)，并聯(lián)兩級(jí)ORC 表現(xiàn)更佳，而級(jí)聯(lián)兩級(jí)ORC 更適用于較高溫度熱源。

目前針對(duì)余熱與LNG 冷能利用的研究大多以單級(jí)ORC 與Brayton 循環(huán)為主， LNG 冷能沒(méi)有得到充分的利用。因此，本文提出一種氮?dú)饣責(zé)酈rayton 與乙烯-丙烷二級(jí)ORC 聯(lián)合的動(dòng)力循環(huán)。該循環(huán)以煙氣為熱源，以LNG 為冷源。其中，氮?dú)饣責(zé)酈rayton 循環(huán)利用低溫部分的LNG 冷量，而乙烯-丙烷二級(jí)ORC回收高溫部分的LNG 冷量[9]，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)能量的梯級(jí)利用。分析蒸發(fā)溫度、蒸發(fā)壓力等熱力學(xué)參數(shù)對(duì)循環(huán)性能的影響，并對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行技術(shù)經(jīng)濟(jì)學(xué)分析，使能量得到更為合理的利用。

2 系統(tǒng)簡(jiǎn)介與模型建立

2.1 系統(tǒng)介紹

利用中低溫余熱的LNG 冷能發(fā)電方式主要有：直接膨脹法、聯(lián)合ORC 法以及氮?dú)釨rayton法[9]。但該方法不能充分高效地利用LNG 的冷量，造成了能量的浪費(fèi)。為使LNG 的冷量得到充分的利用，本文提出了一種氮?dú)饣責(zé)酈rayton 與乙烯-丙烷二級(jí)ORC 聯(lián)合的動(dòng)力循環(huán)。該循環(huán)以LNG作為冷源，熱源為天然氣在純氧中完全燃燒后得到的煙氣。其中，煙氣為CO2和水蒸氣的混合氣體，CO2和水蒸氣的量比n(CO2):n(H2O)=1:2。系統(tǒng)模擬主要參數(shù)如表1 所示。具體流程設(shè)計(jì)如圖1 所示。

圖1 氮?dú)饣責(zé)酈rayton 與乙烯-丙烷二級(jí)ORC 聯(lián)合動(dòng)力循環(huán)系統(tǒng)流程圖Fig.1 Flow chart of the combined power cycle system with nitrogen regenerative Brayton cycle and ethylene-propane secondary ORC

表1 系統(tǒng)模擬主要參數(shù)Table 1 Simulation parameters of the system

LNG 經(jīng)過(guò)泵1 加壓后進(jìn)入冷凝器1 中，升溫后進(jìn)入透平機(jī)4 膨脹對(duì)外做功，接著依次進(jìn)入冷凝器2、3 中，為乙烯-丙烷二級(jí)ORC 提供冷量。而被LNG 冷凝為液體的乙烯進(jìn)入換熱器2 向丙烷提供冷量。而利用乙烯和LNG 冷量的丙烷匯聚一起經(jīng)泵3 加壓后，進(jìn)入透平機(jī)5 膨脹做功。煙氣依次與氮?dú)?、乙烯、丙烷、循環(huán)水進(jìn)行換熱后，溫度降到常溫后進(jìn)入分離器。經(jīng)過(guò)氣液分離后，CO2經(jīng)過(guò)壓縮機(jī)2 升壓后進(jìn)入換熱器5 中，在其中被連續(xù)升溫并膨脹做功后的LNG 冷卻液化，從而完成碳捕集。

2.2 假設(shè)條件

本文通過(guò)使用數(shù)值模擬軟件對(duì)系統(tǒng)性能進(jìn)行模擬計(jì)算。根據(jù)給定的煙氣質(zhì)量流量，選用P-R 方程對(duì)循環(huán)進(jìn)行模擬計(jì)算。為簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)本文模型進(jìn)行如下假設(shè)：LNG 由純甲烷組成[10]；忽略換熱器和管道中的壓降損失[11-12]，系統(tǒng)內(nèi)流體處于穩(wěn)定流動(dòng)狀[13]；泵、透平機(jī)以及壓縮機(jī)效率均為給定值75%。

2.3 熱力學(xué)模型

煙氣進(jìn)入蒸發(fā)器1 所釋放的熱量為

式中：qm,h為煙氣質(zhì)量流量，單位：kg·h-1；hin和hout分別為煙氣進(jìn)出口的比焓，單位：kJ·kg-1。

冷水所提供的能量為

式中：qm,56為流程節(jié)點(diǎn)56 質(zhì)量流量，單位：kg·h-1；h56和h57分別為流程節(jié)點(diǎn)56 和57 的比焓，單位：kJ·kg-1。

熱空氣所提供的熱量為

式中：qm,26和qm,46分別為流程節(jié)點(diǎn)26 和46 質(zhì)量流量，單位：kg·h-1；h25、h26、h45和h46分別為流程節(jié)點(diǎn)25、26、45 和46 的比焓，單位：kJ·kg-1。

系統(tǒng)凈輸出功為

式中：Wtur為透平機(jī)所做的功，單位：kW；Wpump和Wcom分別為泵和壓縮機(jī)所消耗的功，單位：kW。

系統(tǒng)熱效率為

各流體的?值為

式中：qm,i為各流體的質(zhì)量流量，單位：kg·h-1；h0、s0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下(溫度為298.15 K，壓力為101.325 kPa)流體的比焓和比熵，單位：kJ·kg-1和kJ·(kg·K)-1；hi、si分別為流體的比焓和比熵，單位：kJ·kg-1和kJ·(kg·K)-1；T0為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)的溫度，取值為298.15 K。

各設(shè)備?損為

式中：Exiao和Eshou分別為循環(huán)中的消耗?和收益?，單位：kW。

各設(shè)備?損率為

式中：Ii和Itot分別為各設(shè)備?損和總?損，單位：kW。

各設(shè)備?損失系數(shù)為

系統(tǒng)?效率為

式中：Ein和Eout分別為循環(huán)中各設(shè)備的進(jìn)口?和出口?，單位：kW。

2.4 經(jīng)濟(jì)模型

循環(huán)各設(shè)備的投資成本如式(11)～(20)[14-16]所示。式中：K1、K2、K3、M1、M2、M3、B1、B2、Fm和Fbm為常數(shù)，取值見(jiàn)表2。

表2 等式中的常數(shù)值[19-20]Table 2 Values of equation constants

熱交換器投資成本為

式中：Aheat為熱交換器的換熱面積，單位：m2；pheat為熱交換器壓力，單位：MPa。

透平機(jī)投資成本為

泵投資成本為

壓縮機(jī)投資成本為

式中：pcom為壓縮機(jī)壓力，單位：MPa。

熱交換器換熱面積為

式中：Qheat為熱交換器的換熱量，單位：kW；U為熱交換器的傳熱系數(shù)，單位：W·(m2·K)-1；ΔT為熱交換器的對(duì)數(shù)平均溫差，單位：K。

1996 年以美元為單位的系統(tǒng)設(shè)備的總投資成本[17]為

2020 年系統(tǒng)設(shè)備的總投資成本為

式中：CEPCI1996和CEPCI2020分別為1996 年和2020 年的化學(xué)經(jīng)濟(jì)工廠成本指數(shù)，數(shù)值分別為382 和668[18]。

成本回收系數(shù)為

式中：i為年利率，取值6%；ts為系統(tǒng)正常使用壽命，取值20 a[16]。

當(dāng)發(fā)電量為1 kW·h 時(shí)的系統(tǒng)成本為

式中：trun為系統(tǒng)年度運(yùn)行時(shí)間，取值8 600 h；COMs 為系統(tǒng)管理和運(yùn)行成本，其值為設(shè)備投資成本的1.5%[16]。

系統(tǒng)的年度凈資產(chǎn)為

式中：Pe為工業(yè)用電價(jià)格，取值0.1548 $·kW-1·h-1；Cr為熱能價(jià)格，取值6.8 $·GJ-1；Qr為熱量消耗[16]，單位：GJ。

系統(tǒng)的折舊回收期為

3 模擬結(jié)果分析

將系統(tǒng)分成氮?dú)饣責(zé)酈rayton 循環(huán)和乙烯-丙烷二級(jí)ORC 兩個(gè)部分進(jìn)行分析。分析氮?dú)赓|(zhì)量流量、蒸發(fā)溫度以及蒸發(fā)壓力對(duì)系統(tǒng)性能的影響。

3.1 氮?dú)饣責(zé)酈rayton 循環(huán)

如圖2 所示為系統(tǒng)凈輸出功和熱效率在不同氮?dú)赓|(zhì)量流量隨蒸發(fā)溫度變化的情況。從圖2 中可以看出，系統(tǒng)凈輸出功和熱效率均隨著蒸發(fā)溫度的升高呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)，而隨著氮?dú)赓|(zhì)量流量的增多呈現(xiàn)減少的趨勢(shì)。出現(xiàn)上述趨勢(shì)的原因是，改變透平機(jī)進(jìn)口溫度會(huì)使其焓差發(fā)生變化。透平機(jī)的焓降隨著溫度的升高而增加，從而做功量增多，進(jìn)而凈輸出功增多；而當(dāng)?shù)獨(dú)赓|(zhì)量流量增多時(shí)，雖然透平機(jī)3 的做功量隨之增大，但壓縮機(jī)1 消耗的壓縮功大于其做功量，因此由公式(4)可知，凈輸出功呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。在蒸發(fā)溫度升高時(shí)，雖然總吸熱量也隨之增多，但漲幅小于凈輸出功增長(zhǎng)量，因此熱效率隨蒸發(fā)溫度的升高而增加；當(dāng)?shù)獨(dú)赓|(zhì)量流量增多時(shí)，雖然總吸熱量隨之減小，但凈輸出功減少量大于其減小幅度，因此熱效率的變化趨勢(shì)與凈輸出功相似。

圖2 系統(tǒng)凈輸出功和熱效率在不同氮?dú)赓|(zhì)量流量隨蒸發(fā)溫度的變化Fig.2 Profiles of net output power and thermal efficiency of the system as a function of nitrogen mass flow rate under different evaporation temperatures

3.2 乙烯-丙烷二級(jí)ORC

如圖3 和4 所示分別為系統(tǒng)凈輸出功和熱效率在不同蒸發(fā)溫度下對(duì)蒸發(fā)壓力的變化情況。由圖3 和4 可知，系統(tǒng)凈輸出功和熱效率均隨著蒸發(fā)溫度的升高呈線性增加趨勢(shì)。當(dāng)蒸發(fā)溫度小于125 ℃時(shí)，蒸發(fā)壓力的增大使得系統(tǒng)凈輸出功和熱效率均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，最佳蒸發(fā)壓力為4 000 kPa；當(dāng)蒸發(fā)溫度大于125 ℃時(shí)，系統(tǒng)凈輸出功和熱效率均隨著蒸發(fā)壓力增大而增大，但增大幅度逐漸減小。出現(xiàn)上述趨勢(shì)的原因是，透平機(jī)1、2、6 的焓降均隨著蒸發(fā)溫度的升高而增大，從而做功量增多[22]；隨著蒸發(fā)壓力升高，丙烷焓增量不斷降低，使得丙烷質(zhì)量流量不斷增加[22]，進(jìn)而泵3 的泵功逐漸增加，同時(shí)透平機(jī)6 的做功也逐漸增加，但漲幅逐漸減小。而透平機(jī)1、2 焓降的減少使得其做功減少，并且低蒸發(fā)溫度又限制了循環(huán)的輸出功，二者的共同作用下，出現(xiàn)了上述現(xiàn)象。由于循環(huán)總吸熱量變化不大，因此熱效率的變化趨勢(shì)與凈輸出功相似。

圖3 系統(tǒng)凈輸出功在不同蒸發(fā)溫度隨蒸發(fā)壓力的變化Fig.3 Profiles of net output work of the system as a function of evaporation pressure under different evaporation temperatures

圖4 系統(tǒng)熱效率在不同蒸發(fā)溫度隨蒸發(fā)壓力的變化Fig.4 Thermal efficiency of the system as a function of evaporation pressure under different evaporation temperatures

3.3 ?分析

如圖5 所示為氮?dú)赓|(zhì)量流量和蒸發(fā)溫度對(duì)系統(tǒng)?效率的影響。從圖5 中可以看出，系統(tǒng)?效率隨著蒸發(fā)溫度的升高而增大。而當(dāng)?shù)獨(dú)赓|(zhì)量流量增加時(shí)，系統(tǒng)?效率呈現(xiàn)線性降低的趨勢(shì)。由于規(guī)定了所有物流的進(jìn)口溫度和空氣及循環(huán)水的出口溫度，并且LNG 出口溫度也不發(fā)生變化，雖然循環(huán)水質(zhì)量流量會(huì)隨著二者的變化發(fā)生變化，但對(duì)總輸入和總輸出?的影響小于凈輸出功。所以?效率的變化趨勢(shì)與凈輸出功大致相同。

圖5 氮?dú)赓|(zhì)量流量和蒸發(fā)溫度對(duì)系統(tǒng)?效率的影響Fig.5 Effects of nitrogen mass flow rate and evaporation temperature on system exergy efficiency

如圖6 所示為蒸發(fā)溫度和蒸發(fā)壓力對(duì)系統(tǒng)?效率的影響。由圖6 可知，系統(tǒng)?效率隨著蒸發(fā)溫度的升高而增加。蒸發(fā)壓力的升高使得系統(tǒng)?效率出現(xiàn)了先增大后減小的變化趨勢(shì)，且極值出現(xiàn)在4 500 kPa 附近。隨著蒸發(fā)溫度升高，空氣質(zhì)量流量的增多使得總輸入和總輸出?均逐漸增大，但漲幅相差不大。因此?效率的變化受凈輸出功影響較大。即?效率的變化趨勢(shì)與凈輸出功相似；同理，雖然蒸發(fā)壓力的增大使得空氣進(jìn)出口?值增大，但漲幅對(duì)總輸入和總輸出?值影響不大，與此同時(shí)LNG 出口?值的變化使得總輸出?值呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，綜上所述，得出?效率隨著蒸發(fā)壓力的增大而先增大后減小的結(jié)論。

圖6 蒸發(fā)溫度和蒸發(fā)壓力對(duì)系統(tǒng)?效率的影響Fig.6 Effects of evaporation temperature and evaporation pressure on system exergy efficiency

系統(tǒng)各設(shè)備的?損失系數(shù)、?損率以及?效率如表3 所示。通過(guò)對(duì)表中參數(shù)的綜合分析，可以在對(duì)各設(shè)備的?損進(jìn)行分析的同時(shí)，對(duì)系統(tǒng)的用能情況進(jìn)行更全面的分析。例如，泵和透平機(jī)的?損率雖然較小，但二者的?損失系數(shù)都比較高，說(shuō)明二者的用能較高。從表中可以看出，冷凝器1 和換熱器4 的?損失系數(shù)較高，分別為44.75%和40.64%，并且冷凝器1 的?損率最高，為52.85%。 出現(xiàn)上述情況的原因是，熱源和冷源之間的溫度匹配程度不高。又因?yàn)長(zhǎng)NG 本身的?值較大，導(dǎo)致冷凝器1 計(jì)算出來(lái)的?損較大，二者的綜合使得其?損率最大；而泵和透平機(jī)除了有LNG?值較大這一原因之外，還因?yàn)槠涞褥匦时辉O(shè)置成定值75%。冷凝器1 和換熱器4 的熱交換過(guò)程見(jiàn)圖7 和8。

表3 系統(tǒng)各設(shè)備?分析Table 3 Exergy analysis of each equipment

圖7 冷凝器1 的熱交換過(guò)程Fig.7 Heat exchange process of condenser 1

圖8 換熱器4 的熱交換過(guò)程Fig.8 Heat exchange process of heat exchanger 4

3.4 經(jīng)濟(jì)分析

投資成本Cbm也是影響系統(tǒng)性能和技術(shù)應(yīng)用的重要因素之一。對(duì)于本文提出的系統(tǒng)，其總投資成本包括設(shè)備投資成本、系統(tǒng)管理和運(yùn)行成本。在LEC 最低的情況下，各設(shè)備投資成本的比例如圖9 所示。

由圖9 可知，透平機(jī)的投資成本最高，而回?zé)岬淖畹?。壓縮機(jī)由于在循環(huán)中具有較小的功率消耗和氣體壓縮壓力，因此其投資成本不到5%；而透平機(jī)由于在循環(huán)中具有較高的氣體膨脹壓力，并且使用數(shù)量也較多，使得其投資成本最大。對(duì)于熱交換設(shè)備，具體投資成本見(jiàn)圖10。從圖10 中可知，換熱器4投資成本最高，而換熱器2 最低。如果換熱器中冷源與熱源之間的溫度較為匹配的話，在相同的傳熱系數(shù)下，那么換熱器的面積就會(huì)較小，從而設(shè)備投資成本也會(huì)減少。而換熱器2 的投資成本最小，說(shuō)明在乙烯-丙烷二級(jí)ORC 中工質(zhì)的選擇較為合理。

圖9 各設(shè)備投資成本Fig.9 Investment cost of each equipment

圖10 各熱交換設(shè)備投資成本Fig.10 Investment cost of each heat exchange equipment

3.5 與氮?dú)饣責(zé)酈rayton 和單級(jí)ORC 聯(lián)合動(dòng)力循環(huán)對(duì)比

經(jīng)過(guò)模擬計(jì)算后得出，本文所提出的動(dòng)力循環(huán)凈輸出功為2 834.1 kW，熱效率為42.7%，?效率為35.1%。與同條件下的氮?dú)饣責(zé)酈rayton 與單級(jí)ORC 聯(lián)合動(dòng)力循環(huán)相比，凈輸出功提高了30.6%，熱效率提高了10%，?效率提高了5.6%。

4 結(jié) 論

本著高效利用LNG 冷能的原則，本文提出了一種氮?dú)饣責(zé)酈rayton 循環(huán)與乙烯-丙烷二級(jí)ORC 聯(lián)合的冷熱電三聯(lián)供系統(tǒng)。使用數(shù)值模擬軟件對(duì)系統(tǒng)性能進(jìn)行模擬計(jì)算，得到如下結(jié)論：

(1) 設(shè)計(jì)了一種以LNG 冷能為冷源，發(fā)電量達(dá)到2 834.1 kW，供熱量和制冷量分別為6 138.5、1 368.2 kW的動(dòng)力循環(huán)系統(tǒng)。由分析可知，提高氮?dú)饣責(zé)酈rayton 和ORC 的蒸發(fā)溫度以及降低氮?dú)赓|(zhì)量流量均有利于增大系統(tǒng)的發(fā)電量、熱效率和?效率。當(dāng)ORC 蒸發(fā)溫度小于125 ℃時(shí)，凈輸出功、熱效率均在蒸發(fā)壓力為4 000 kPa 取得最佳值；當(dāng)蒸發(fā)溫度大于125 ℃時(shí)，二者均隨蒸發(fā)壓力的增大而增加，但變化幅度逐漸減小。系統(tǒng)?效率在此過(guò)程中先增大后減小，最佳蒸發(fā)壓力為4 500 kPa。綜合考慮熱電的經(jīng)濟(jì)效益、設(shè)備投資成本、系統(tǒng)管理和運(yùn)行成本，系統(tǒng)可帶來(lái)的理想收益為4.21×106$，折舊回收期為4.23 a。

(2) 提出的系統(tǒng)能夠有效地梯級(jí)利用LNG 的冷量，回收利用天然氣燃燒后所釋放的煙氣，并對(duì)其中的CO2進(jìn)行捕集，使能量得到充分利用。但冷凝器內(nèi)冷熱流溫度匹配程度不高，導(dǎo)致其?損較大，同時(shí)系統(tǒng)?效率略低，有待提高改進(jìn)。