冷凍氨脫碳機組流程仿真及其耦合方式優(yōu)化

韓中合,白亞開,王繼選

(1.華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室,河北 保定 071003；2.河北工程大學(xué) 水電學(xué)院，河北 邯鄲 056021)

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冷凍氨脫碳機組流程仿真及其耦合方式優(yōu)化

韓中合1,白亞開1,王繼選2

(1.華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室,河北 保定 071003；2.河北工程大學(xué) 水電學(xué)院，河北 邯鄲 056021)

摘要:基于Aspen Plus建立火電廠及冷凍氨脫碳工藝(CAP)的仿真模型,并驗證模型的正確性.冷凍氨脫碳工藝的仿真結(jié)果顯示,二氧化碳捕集系統(tǒng)再生塔的熱耗為1.26 GJ/(tCO2),氨氣捕集系統(tǒng)再生塔的熱耗為1.42 GJ/(tCO2).根據(jù)冷凍氨脫碳工藝的能耗特點提出3種二氧化碳捕集系統(tǒng)可能的疏水返回方案和3種氨氣捕集系統(tǒng)疏水返回方案.結(jié)果顯示,冷凍氨脫碳工藝與燃煤機組的最佳耦合方案以五號加熱器入口作為碳捕集系統(tǒng)疏水的返回位置,以七號加熱器入口作為氨氣捕集系統(tǒng)疏水返回的位置.相對于原機組,最佳耦合方案下的脫碳機組的凈輸出功降低了127.17 MW、全廠熱效率降低了7.44%、全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗增加了58.28 g/kWh,全廠熱耗增加了1 705.80 kJ/kWh,與傳統(tǒng)單乙醇胺(MEA)脫碳工藝類似.最佳耦合方案下,碳捕集率每提升5%,耦合系統(tǒng)的凈輸出功降低7.48 MW、全廠熱效率降低0.44%、全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗增加4.09 g/kWh、全廠熱耗增加119.58 kJ/kWh.

關(guān)鍵詞：冷凍氨脫碳工藝(CAP)；再生能耗；耦合方案；熱力學(xué)性能

目前,主要存在3種碳捕集技術(shù),分別為以整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)(integratedgasificationcombinedcycle,IGCC)為代表的燃燒前脫碳技術(shù)[1]、采用煙氣再循環(huán)工藝的富氧燃燒技術(shù)[2]以及以化學(xué)吸收法和膜吸附技術(shù)為代表的燃燒后脫碳技術(shù)[3].其中,燃燒后脫碳技術(shù)易實施、新老電廠通用且技術(shù)較為成熟.其中,在燃燒后脫碳工藝中應(yīng)用最多的是化學(xué)吸收法脫碳工藝,其按吸收工質(zhì)的相態(tài)又可以分為以單乙醇胺(monoethanolamine,MEA)為代表的濕法脫碳[4]和以煅燒石灰石為代表的干法脫碳[5].MEA法脫碳是應(yīng)用最多的脫碳工藝,但是該工藝存在很多缺陷：MEA溶液價格昂貴、在氧氣和CO2的共同作用下易發(fā)生降解；具有較強的腐蝕性,只可在稀釋到一定程度后使用,降低了MEA溶液可以達到的吸收能力；再生過程能耗巨大,可使電廠出力降低10%左右,發(fā)電成本也大幅度增加[6],這些因素嚴(yán)重阻礙了濕法脫碳技術(shù)的發(fā)展和應(yīng)用.使用氨水作為碳捕集過程的吸收工質(zhì)可以有效降低碳捕集過程再生能耗,且氨水與CO2混合物性質(zhì)穩(wěn)定,碳捕集系統(tǒng)再生塔可以采用較高的壓力,氨水成本要遠低于MEA成本,氨水的降解不產(chǎn)生有毒物質(zhì),因此氨水脫碳具有很大的應(yīng)用前景[7].

氨水脫碳工藝根據(jù)進吸收塔煙氣的溫度可以分為常溫法和低溫法,低溫法脫碳工藝以Alstom公司的冷凍氨脫碳工藝(chilledammoniaprocess,CAP)為代表.關(guān)于氨水脫碳的研究,一方面集中在氨氣逃逸控制上.馬雙忱等[8-9]通過選取各類添加劑降低氨氣逃逸率,并且取得了一定的成果.宋卉卉[10]分析了有機添加劑和金屬添加劑對氨氣逃逸抑制的效果.另一方面是對氨法脫碳能耗的分析.楊陽等[11]研究顯示不考慮氨氣逃逸的控制氨法脫碳系統(tǒng)的能耗為2.09GJ/tCO2.Qin等[12]的結(jié)果顯示氨法脫碳過程的再生能耗無法達到理論上的最小值26.88kJ/(molCO2).Darde等[13]的結(jié)果顯示氨水脫碳能耗為2.05GJ/tCO2.Jilvero等[14-15]則得出氨水脫碳能耗為2.5GJ/tCO2；張民楷等[16-19]對常溫氨法脫碳系統(tǒng)能耗進行了研究和優(yōu)化,提出了改進建議.另有學(xué)者分析了脫碳工藝對電廠運行性能的影響,如Versteeg等[20]對氨水脫碳機組進行了分析,結(jié)果顯示脫除率在90%下,脫碳成本為73 $/tCO2,脫除率在95%下,脫碳成本為88 $/tCO2.楊陽等[11]的研究則顯示氨水脫碳會使機組發(fā)電效率降低4%～6%.

本文通過研究冷凍氨法脫碳工藝與熱力系統(tǒng)的耦合方式，建立火電廠及冷凍氨脫碳工藝的仿真模型,選取脫碳機組的最佳耦合方案.

1燃煤機組仿真模型

燃煤機組的仿真是研究氨法脫碳工藝與其耦合的基礎(chǔ),基于AspenPlus建立國產(chǎn)N600-24.2/566/566型超臨界機組的仿真模型.該超臨界機組采用一次中間再熱、三缸四排汽,額定功率為600MW,額定主蒸汽流量為1 700.5t/h.回?zé)嵯到y(tǒng)由3個高壓加熱器、4個低壓加熱器和1個除氧器構(gòu)成,除氧器采用滑壓運行,疏水逐級自流,如圖1所示,該機組的主要參數(shù)如圖中標(biāo)注所示.

圖1　600 MW超臨界機組熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1　Structure diagram of 600 MW super critical thermal system

1.1鍋爐模型

鍋爐的運行可以簡單總結(jié)為燃料在爐膛內(nèi)燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔?燃燒釋放的熱量通過煙氣傳給工質(zhì).使用“RGibbs”模塊來模擬煤的燃燒過程,由于“AspenPlus”不能處理非常規(guī)固體的相平衡和化學(xué)平衡(如：煤),必須先把煤分解為具有相同質(zhì)量和熱量的碳?xì)浠衔铩⒓儍粼匾约盎曳纸M成的常規(guī)物流混合物.因此,首先使用“RYield”模塊對煤進行分解,分解時產(chǎn)生的反應(yīng)熱通過熱量流與“RGibbs”模塊連接,以保證系統(tǒng)的熱量平衡.使用“SSplit”模塊來模擬排渣過程,分離過程完成后,渣直接從系統(tǒng)排出,煙氣則進入下面的流程.鍋爐中換熱系統(tǒng)的模擬將鍋爐的換熱簡化為加熱給水和再熱蒸汽和煙氣預(yù)熱冷空氣,分別采用“MHeatX”模塊和“HeatX”模塊來進行模擬,整個鍋爐模型的流程如圖2所示.

圖2　燃煤鍋爐簡化模型Fig.2　Simplified model of coal fired boiler

在建模過程中,通過控制排煙中氧氣的體積分?jǐn)?shù)來達到控制過量空氣系數(shù)的目的,忽略鍋爐中各處漏氣造成的過量空氣系數(shù)的改變.過量空氣系數(shù)和排煙中氧氣的體積分?jǐn)?shù)可以通過下式進行換算：

(1)

式中：α為過量空氣系數(shù),φ(O2)為排煙中氧氣的體積分?jǐn)?shù).

設(shè)定排煙中φ(O2)=5%,則通過式(11)可以求得此時的過量空氣系數(shù)為1.312 5.鍋爐的設(shè)計參數(shù)如表1所示,設(shè)定這些參數(shù)就可以滿足鍋爐部分仿真的要求.其中,D0為過熱蒸汽流量,p0為過熱蒸汽壓力,t0為過熱蒸汽溫度,Drh為再熱蒸汽流量,prh,in為再熱蒸汽進口壓力,prh,out為再熱蒸汽出口壓力,trh,in為再熱蒸汽進口溫度,trh,out為再熱蒸汽出口溫度,tf為給水溫度,tfg為空預(yù)器出口煙溫.

表1　設(shè)計工況下鍋爐的主要參數(shù)

煤炭種類的選擇對本文仿真結(jié)果中煙氣組成的影響很大,所選煤種的主要組成如表2所示.其中，Qdaf.gr為干燥無灰基高位發(fā)熱量.AspenPlus可以通過非常規(guī)組分(Nonconventional)來模擬煤的各種特性,煤渣也采用相同的處理方法.

1.2汽輪機模型

使用“Compr”模塊來模擬該燃煤機組中的汽輪機.為了簡化仿真過程,不以汽輪機的級組作為汽輪機子系統(tǒng)的劃分標(biāo)準(zhǔn),而是以汽輪機的8個抽汽口為分界線將汽輪機分為了9個部分.在以上的劃分標(biāo)準(zhǔn)下,汽輪機末級汽輪機由于有濕蒸汽的存在,不可以直接采用“Compr”模塊來進行模擬,而是采用“Heater”模塊來進行模擬,流程中的小汽機也采用相同的方法進行處理.為了簡化仿真過程,本研究考慮汽輪機各類漏汽對機組運行性能的影響.

機組中汽輪機的仿真相對鍋爐較為簡單,該機組在THA工況下各抽汽口的抽汽壓力如圖1所示.各個抽汽口的溫度通過等熵效率進行求解(不采用圖1給定值),變工況采用弗留格爾公式[21]確定各個抽汽口的壓力,添加回?zé)嵯到y(tǒng)熱平衡相關(guān)的設(shè)計規(guī)定來確定汽輪機組各個抽汽口的抽汽量.

表2　煤的主要組成分析

1.3其他設(shè)備仿真模型

模塊HeatX較為復(fù)雜,用HeatX模塊來模擬各級回水加熱器會使仿真模型不易收斂,因此用2個Heater模塊來模擬回水加熱器,即將回水加熱器分解為1個冷加熱器和1個熱加熱器.冷加熱器用于模擬蒸汽和疏水的放熱過程,熱加熱器用于仿真給水的溫升過程,通過熱流保持能量的平衡.

汽輪機各個抽汽口的抽汽過程實際上是將汽輪機出口的蒸汽分為兩部分：一部分進入下一個汽輪機模塊汽輪機,另一部分進入回?zé)峒訜崞?這一過程采用Fsplit模塊.抽汽與疏水同時在給水換熱器中換熱可以看作抽汽與疏水的混合,采用Mixer模塊.凝汽器采用HeatX模塊,冷卻工質(zhì)采用25 ℃的水.給水泵、凝結(jié)水泵均采用Pump模塊,除氧氣采用Mixer模塊,水蒸汽性質(zhì)采用IAPWS-95,非水蒸汽的氣相成分采用SRK物性方法,該600MW超臨界機組的整體流程如圖3所示.

注：為了加快迭代過程的收斂,將給水在進入鍋爐前斷開并設(shè)置了初始參數(shù).圖3　熱力系統(tǒng)Aspen Plus仿真流程圖Fig.3　Simulation flowsheet of power plant in Aspen Plus

1.4模型的驗證

為了驗證仿真模型的正確性,將仿真所得各個抽汽口的抽汽量與實際機組各個抽汽口的抽汽量進行對比,如表3所示.其中，Q為各段蒸汽的流量，σ為仿值的相對誤差.

表3AspenPlus仿真結(jié)果與實際機組對比

Tab.3ComparisonbetweensimulationresultsfromAspenPlusanddatafrompowerplant

項目Q/(t·h-1)實際值仿真值σ/%主蒸汽1700.51700.50一段抽汽116.3114.11.92二段抽汽142.8140.91.36三段抽汽71.571.70.24四段抽汽89.490.31.01五段抽汽41.342.11.94六段抽汽24.924.51.61七段抽汽45.646.11.10八段抽汽82.983.20.36排汽1085.81087.70.18

從表3的對比可以看出,通過AspenPlus仿真得到的機組各個抽汽口的抽汽量與實際機組的誤差在2%以內(nèi),滿足本文對熱力系統(tǒng)運行性能分析的需求.

利用以上仿真模型得到,該600MW超臨界機組出空預(yù)器時煙氣中含氮氣體積分?jǐn)?shù)為73.76%、氧氣的體積分?jǐn)?shù)為4.99%、水蒸汽的體積分?jǐn)?shù)為7.73%、二氧化碳的體積分?jǐn)?shù)為12.60%.

2冷凍氨脫碳流程仿真及能耗分析

2.1冷凍氨法脫碳機理

冷凍氨法脫碳工藝可以明顯降低二氧化碳捕集系統(tǒng)吸收塔塔頂氨氣的體積分?jǐn)?shù),這是由于在較低溫度下吸收CO2增強了吸收反應(yīng)中碳酸銨鹽和碳酸氫銨鹽之間的反應(yīng),降低了吸收塔頂部氨蒸汽的分壓,從而使氨氣的逃逸大幅度的降低[20].在ALSTOM冷凍氨法脫碳工藝[22]基礎(chǔ)流程的基礎(chǔ)上,本文提出一種類似的冷凍氨法脫碳工藝流程.

冷凍氨法脫碳與MEA法脫碳的基本原理類似,在較低溫度(0～20 ℃)下,氨水貧液在吸收塔內(nèi)吸收煙氣中的CO2,變?yōu)榘彼灰?再生塔內(nèi)再沸器的加熱使氨水富液釋放CO2,通過壓縮得到高純度的CO2,在整個流程中涉及到的化學(xué)反應(yīng)主要有6種,分別如下式所示：

2H2O?H3O++OH-,

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

2.2流程簡述

電廠產(chǎn)生的煙氣進入脫碳設(shè)備時大概在60 ℃,且已經(jīng)進行脫氮和脫硫,直接使用本文仿真結(jié)果中空氣預(yù)熱器出口的煙氣來進行模擬顯然不合理.因此本文對仿真所產(chǎn)生的煙氣成分進行處理,利用SSplit模塊去除煙氣中的NO、SO2和CO,并且采用Heater模塊使煙氣降溫到60 ℃進入碳捕集系統(tǒng)吸收塔.

冷凍氨法脫碳工藝分為2個子系統(tǒng),分別為二氧化碳捕集系統(tǒng)和氨氣捕集系統(tǒng).二氧化碳捕集系統(tǒng)如圖4所示,燃煤機組產(chǎn)生的煙氣通過壓縮機加壓、煙氣冷卻器冷卻冷卻、接觸式冷卻器進一步冷卻到10 ℃,最后從底部進入二氧化碳捕集系統(tǒng)吸收塔.同樣被冷卻到10 ℃的氨水貧液從吸收塔的塔頂進入吸收塔吸收煙氣中的CO2,產(chǎn)生的氨水富液從吸收塔的塔底流出經(jīng)富液泵和貧富液熱交換器從塔頂進入二氧化碳捕集系統(tǒng)再生塔.再生塔內(nèi)氨水富液被加熱,從塔頂釋放吸收的CO2,在塔底產(chǎn)生氨水貧液,分離出來的CO2通過加壓最后儲藏起來.塔底產(chǎn)生的氨水貧液通過貧富液交換器和貧液冷卻器最終返回吸收塔,完成一個循環(huán).

圖4　二氧化碳捕集系統(tǒng)基本流程圖Fig.4　Basic process of CO2 capture system

需要注意的是,很多研究指出,將氨氣捕集系統(tǒng)回收的氨直接與貧富液冷卻器后的氨水貧液混合,但是這會造成所回收的氨氣中熱量的大量浪費[13-20].為此,本文將回收的氨蒸汽通過加壓操作后與氨水富液匯合從塔頂進入再生塔,降低了碳捕集系統(tǒng)再生CO2過程的能耗,回收了氨蒸汽中的熱量.

雖然冷凍氨脫碳工藝大大降低了二氧化碳捕集系統(tǒng)吸收塔塔頂氨氣的逃逸率,但是二氧化碳捕集系統(tǒng)吸收塔塔頂?shù)呐艧熤腥院写罅康陌睔?為了進一步降低排煙中氨氣的逃逸率,需在二氧化碳捕集系統(tǒng)吸收塔塔頂增設(shè)氨氣捕集系統(tǒng).如圖5所示,從二氧化碳捕集系統(tǒng)吸收塔塔頂排出的煙氣進入氨氣捕集系統(tǒng),在氨氣捕集系統(tǒng)吸收塔內(nèi)與低濃度的氨水溶液接觸吸回收煙氣中的氨氣,使排煙中氨氣的濃度低于10ppm[20].吸收了氨氣的氨水富液從氨氣捕集系統(tǒng)吸收塔塔底流出,通過貧富液熱交換器進入氨氣捕集系統(tǒng)再生塔,在再生塔內(nèi)通過再沸器的加熱,從塔頂回收氨氣并返回碳捕集系統(tǒng).釋放了氨氣的氨水貧液從再生塔塔低流出,經(jīng)過貧富液熱交換器并被冷卻后,返回吸收塔完成循環(huán).

圖5　氨氣捕集系統(tǒng)流程圖Fig.5　Flowsheet of ammonia capture process

2.3仿真模型的搭建

采用AspenPlus自帶的物性包來仿真冷凍氨法脫碳工藝流程,該物性包通過SRK方程計算氣相成分性質(zhì)、非隨機雙液體模型方程(non-randomtwoliquid,NRTL)來計算溶液性質(zhì),NH3、CO2、N2、O2被設(shè)為亨利組分,關(guān)于該模型準(zhǔn)確性的討論可以參考文獻[23].吸收塔、再生塔和接觸式冷卻裝置在仿真中均采用平衡模型,采用平衡模型雖然降低了仿真過程的精確性,但是平衡模型將每一級看做相平衡降低了分析難度,對于冷凍氨脫碳的初步仿真已經(jīng)足夠了.在本文所述的仿真流程中,二氧化碳捕集系統(tǒng)和氨氣捕集系統(tǒng)中各個設(shè)備所采用的模塊及其設(shè)置分別如表4和5所示,這些參數(shù)的設(shè)置參照文獻[20].

表4二氧化塔捕集捕集系統(tǒng)采用的模塊和設(shè)置

Tab.4Parameterssetandmodulesusedincarboncapturesystem

設(shè)備模塊操作條件煙氣壓縮機Compr出口0.14MPa,等熵效率0.72煙氣冷卻器Heater忽略壓降,出口溫度25℃接觸式冷卻器Radfrac5層塔板,出口0.12MPa,10℃吸收塔Radfrac20層塔板,壓力0.12MPa富液泵Pump出口2MPa,等熵效率0.8貧富液熱交換器熱段Heater冷端溫差5℃,忽略壓降貧富液熱交換器冷段Heater冷端溫差5℃,忽略壓降再生塔Radfrac壓力2MPa,忽略壓降混合器Mixer絕熱混合貧液冷卻器1Heater出口25℃,忽略壓降貧液冷卻器2Heater出口10℃,忽略壓降再生氣分離器Flash2溫度40℃,忽略壓降

表5氨氣捕集系統(tǒng)所采用的模塊和基線設(shè)置

Tab.5Modulesandbaselinecaseusedinammoniacapturesystem

設(shè)備模塊操作條件吸收塔Radfrac5層塔板,壓力0.12MPa富液泵Pump出口0.14MPa,等熵效率80%貧富液熱交換器冷段Heater冷端溫差5℃,忽略壓降貧富液熱交換器熱段Heater冷端溫差5℃,忽略壓降貧液泵Pump出口0.14MPa,等熵效率0.8再生塔Radfrac5層塔板,壓力0.12MPa混合器Mixer絕熱混合貧液冷卻器Heater出口40℃,忽略壓降

2.4冷凍氨法脫碳工藝能耗分析

冷凍氨法脫碳工藝相對于常溫法脫碳工藝來說,需要增加制冷設(shè)備來冷卻系統(tǒng)中的氨水溶液和煙氣.當(dāng)冷卻溫度較低時,這部分能耗十分巨大,因此冷凍氨法脫碳工藝的冷卻功是系統(tǒng)中不可忽略的一部分.通過制冷系數(shù)來估算冷卻功,其表達式如下：

(8)

式中：COP為制冷系數(shù),取為8；Qcol為冷卻工質(zhì)吸收的冷量；Wcol為所求的冷卻功.

冷卻功由冷卻煙氣的冷卻功和冷卻氨水溶液的冷卻功兩部分組成,其中冷卻氨水溶液的冷卻功占冷卻功的絕大部分.除了冷卻功之外,氨水法脫碳過程與其他脫碳過程類似也涉及到煙氣壓縮過程的壓縮功、溶液升壓輸送過程的泵功以及再沸器的熱耗.其中再沸器熱耗由兩部分構(gòu)成:一部分為CO2再生過程的熱耗,另一部分為氨水再生過程的熱耗.

根據(jù)AspenPlus的仿真結(jié)果得到的冷凍氨法脫碳流程中各部分能耗如表6所示.表中,Ppum為泵功,Pgas為煙氣輸送功,t1為二氧化碳捕集系統(tǒng)再沸器溫度,Qreb,1為二氧化碳捕集系統(tǒng)再沸器熱耗,t2為氨氣捕集系統(tǒng)再沸器溫度,Qreb,2為氨氣捕集系統(tǒng)再沸器熱耗.

表6冷凍氨法各主要能耗

Tab.6Mainenergyconsumptioninchilledammoniaprocess(CAP)GJ/(tCO2)

項目脫碳機組項目脫碳機組Wcol0.14Qreb,11.26Ppum0.04t2/℃104.79Pgas0.05Qreb,21.42t1/℃128.29——

從表6的仿真結(jié)果中可以看出,二氧化碳捕集系統(tǒng)再沸器和氨氣捕集系統(tǒng)再沸器的熱耗分別是1.26和1.42GJ/(tCO2),兩者的能耗之和為2.68GJ/(tCO2),與其他學(xué)者的仿真和實驗結(jié)果相近,部分學(xué)者的仿真結(jié)果如表7所示.其中，Qreb為再沸器能耗，w(HN3)為氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)，α為系統(tǒng)中的貧液負(fù)荷.

表7氨法脫碳系統(tǒng)再生能耗文獻值

Tab.7Regenerationenergyconsumptioninchilledammoniaprocessfrompapers

文獻Qreb/(GJ·(tCO2)-1)w(NH3)/%αJilvero等[14-15]2.5026.0—楊陽[11]2.09——Valenti等[26]2.4620.00.25Kothandaraman等[27]2.4017.0～31.00.40Darde等[13]2.537.80.33

本文采用平衡級模型,關(guān)于脫碳工藝仿真更為精確的模型為Rate-Based模型,文獻[24]通過Rate-Based模型的分析結(jié)果顯示冷凍氨法脫碳過程熱耗為3.40GJ/(tCO2),而文獻[25]基于Rate-based模型的分析結(jié)果顯示能耗更大為4.8～6.7GJ/(tCO2).本文的平衡級模型分析結(jié)果要明顯低于Rate-Based模型的分析結(jié)果.平衡級法認(rèn)為離開吸收塔某一級的氣相和液相溫度、壓力相等,組成互成相平衡關(guān)系.Rate-Based模型采用傳遞動力學(xué)速率,能真實反應(yīng)吸收塔內(nèi)的吸收過程.平衡級模型可以說是一個理想模型,而Rate-Based模型的計算結(jié)果受到塔的種類、填料類型、工藝水平等因素的共同影響,反映實際脫碳工藝的吸收效果和能耗.文獻[24]、[25]的分析結(jié)果顯示,氨水脫碳工藝能耗較大(其實兩者結(jié)果也相差較大),這只能說明在其所述的工藝水平下能耗較大,并不能認(rèn)為通過改進氨水脫碳工藝、增加填料高度等無法降低其能耗水平.平衡級模型計算結(jié)果反映的可能不是實際過程的能耗,但是給出了理想情況下能達到的能耗.本章探討氨水脫碳工藝的能耗特性或者其可行性,采用平衡級模型比Rate-Based模型可能會更具有參考價值.

3耦合方案

由于冷凍氨法脫碳工藝由二氧化碳捕集系統(tǒng)和氨氣捕集系統(tǒng)兩部分構(gòu)成,需從燃煤電廠抽取2股不同參數(shù)的蒸汽分別為2個系統(tǒng)供熱.根據(jù)仿真結(jié)果,二氧化碳捕集系統(tǒng)再沸器內(nèi)工質(zhì)的溫度為128.29 ℃,設(shè)置再沸器內(nèi)換溫差為10 ℃,則所需飽和蒸汽的壓力為0.34MPa.從圖1中所標(biāo)注的熱力系統(tǒng)各部分的參數(shù)可知,僅有機組的5段及5段以前的抽氣參數(shù)滿足要求.根據(jù)能量的梯級利用原則使用機組的5段抽氣是最理想的抽氣方式,另外氨水不存在高溫下降解和腐蝕的問題,不用考慮對引出蒸汽的減溫過程,簡化了集成系統(tǒng)的結(jié)構(gòu).

對于氨氣捕集系統(tǒng),根據(jù)上文的仿真結(jié)果可知,氨氣捕集系統(tǒng)再沸器內(nèi)工質(zhì)的溫度為104.79 ℃,同樣設(shè)置換熱溫差為10 ℃,則所需飽和蒸汽的壓力為0.17MPa,機組的6段及6段以前的抽氣滿足蒸汽參數(shù)的要求,按照能量的梯級利用原則使用六段抽氣是最理想的抽氣方式.

二氧化碳捕集系統(tǒng)和氨氣捕集系統(tǒng)疏水返回回?zé)嵯到y(tǒng)的位置對耦合系統(tǒng)的運行性能有很大的影響,本文根據(jù)2股疏水和回?zé)嵯到y(tǒng)各股給水的參數(shù)特點為2股疏水分別提出了3種返回方式((a)、(b)、(c)),具體如圖6所示,二氧化碳捕集系統(tǒng)疏水返回回?zé)嵯到y(tǒng)的位置為(a)、(b),氨氣捕集系統(tǒng)疏水返回回?zé)嵯到y(tǒng)的位置為(1)～(3).

熱力系統(tǒng)耦合冷凍氨法脫碳工藝后,機組進入變工況運行,本文在對機組變工況運行進行模擬時保持主蒸汽流量不變.這種假設(shè)保證機組燃煤量基本穩(wěn)定,從而造成機組所產(chǎn)生的煙氣流量及其組成的基本恒定,加快了這個復(fù)雜熱力系統(tǒng)的收斂速度.

脫碳機組和原級組的全廠熱效率ηcp均可以通過下式進行計算：

(9)

式中：We為機組的凈輸出功,bin為機組的燃煤量,Qcoal為機組所燃煤種的低位發(fā)熱量.

根據(jù)系統(tǒng)的全廠熱效率可以確定該系統(tǒng)的全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗bs：

(10)

機組的全廠熱耗qcp通過下式進行求?。?/p>

(11)

4結(jié)果分析

4.1耦合方式的選取

基于AspenPlus計算冷凍氨法脫碳工藝與該燃煤機組熱力系統(tǒng)在不同耦合方案下的凈輸出功,結(jié)果如圖7所示.由計算結(jié)果可知,僅從二氧化碳捕集系統(tǒng)疏水返回方式來看,方案(b)為最佳返回方案.在方案(b)的條件下,氨氣捕集系統(tǒng)采用位置(2)時機組的凈輸出功最大為437.67MW,為最優(yōu)方案,采用位置(1)時的機組凈輸出功與其十分接近.因此,二氧化碳捕集系統(tǒng)的疏水從熱力系統(tǒng)的五號加熱器入口返回回?zé)嵯到y(tǒng)、氨氣捕集系統(tǒng)的疏水從七號加熱器入口返回回?zé)嵯到y(tǒng)時耦合系統(tǒng)的凈輸出功最高為最佳集成方案.表8列出了方案“(b)(2)”下機組的各類熱力學(xué)性能指標(biāo),并與不添加碳捕集設(shè)備的原機組進行對比.表中,Pele為電廠消耗電功率.從表8中可以看出,在最優(yōu)耦合方案下,相對于原機組,脫碳機組的凈輸出功降低了127.17MW、全廠熱效率降低了7.44%、 全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗增加了58.28g/kWh,全廠熱耗增加了1 705.80kJ/kWh,這些結(jié)果與MEA脫碳工藝對燃煤機組的影響相近.

圖7　不同耦合方案下機組的凈輸出功Fig.7　Net output of carbon capture plant with different coupling methods

Tab.8Comparisonofthermalperformancebetweencarboncaptureplantwithoptimumcouplingmethodandoriginalplant

項目We/MWPele/MWηcp/%bs/(g·kWh-1)qcp/(kJ·kWh-1)原機組564.8435.1643.51282.688273.9600最佳脫碳機組437.6759.7736.07340.969979.7556

注：以上結(jié)果已去除廠用.

4.2捕集率對機組運行性能的影響

在前面的分析及熱力系統(tǒng)集成方式的優(yōu)化過程中機組的碳捕集率固定在85%,為了分析捕集率對脫碳機組熱力性能的影響,計算捕集率分別為60%～90%的脫碳機組的熱力性能.捕集率的變動會改變二氧化碳捕集系統(tǒng)和氨氣捕集系統(tǒng)再沸器的能耗.如圖8所示為捕集率變動對2種能耗的影響.圖中,Qreb為再沸器熱耗,QCO2為二氧化碳捕集系統(tǒng)再沸器能耗,QNH3為氨氣捕集系統(tǒng)再沸器能耗,ηCap為機組的碳捕集率.

圖8　再沸器熱耗隨碳捕集率的變化趨勢Fig.8　Reboiler heat consumption varies with capture rate

由圖8中的結(jié)果可知,碳捕集系統(tǒng)再沸器的熱耗隨碳捕集率的增高呈先增大后降低的趨勢,氨氣捕集系統(tǒng)的變化趨勢則剛好相反.這是因為捕集率的提升一方面使二氧化碳捕集系統(tǒng)中氨水溶液的循環(huán)量大幅度增大,增大了二氧化碳捕集系統(tǒng)再生塔所需熱耗；另一方面氨氣捕集系統(tǒng)塔頂返回的蒸汽量也大量增加造成碳捕集系統(tǒng)再生塔所需熱量降低,導(dǎo)致碳捕集系統(tǒng)的再沸器熱耗呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢.在氨氣捕集系統(tǒng)中,捕集率的提高增大了塔頂氨氣的逃逸率,逃逸率越高氨氣的捕集能耗越低(這與CO2的捕集類似,CO2的體積分?jǐn)?shù)越高,捕集過程能耗越小),另一方面逃逸率的增大需增加吸收氨氣的低濃度氨水溶液的流速,從而增大再生過程的能耗,所以氨氣捕集系統(tǒng)的能耗呈現(xiàn)先降低后增大的趨勢.

在對冷凍氨法脫碳工藝能耗影響分析的基礎(chǔ)上,以碳捕集系統(tǒng)捕集率為自變量,分析了碳捕集系統(tǒng)捕集率的變動對機組發(fā)電效率和發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗的影響,結(jié)果如圖9所示.其中,ηe為脫碳機組的發(fā)電效率,bs,cp為碳捕集機組的標(biāo)準(zhǔn)發(fā)電煤耗.從分析結(jié)果的具體數(shù)值上來看,冷凍氨法脫碳機組的發(fā)電效率隨碳捕集率的增大,降低速度逐漸增大,但不是很明顯；冷凍氨法脫碳機組的發(fā)電效率隨碳捕集率的增大,提高速度逐漸增大,趨勢也不是很明顯.總體上來看,冷凍氨法脫碳機組的發(fā)電效率與發(fā)電煤耗在本文所討論的范圍內(nèi)(捕集率在60%～90%)基本上呈線性關(guān)系.碳捕集率每提升5%,脫碳機組全廠熱效率平均降低0.43%、全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗平均增加4.13g/kWh.

圖9　碳捕集率對脫碳機組熱力性能的影響Fig.9　Influence of carbon capture rate on thermal performance of carbon capture unit

5結(jié)論

(1) 本研究建立了600MW燃煤機組和冷凍氨法脫碳工藝的仿真模型,并驗證了模型的正確性.結(jié)果表明：二氧化碳捕集系統(tǒng)再沸器的熱耗為1.26GJ/(tCO2),氨氣捕集系統(tǒng)再沸器的熱耗為1.42GJ/(tCO2).

(2) 提出了冷凍氨法脫碳工藝與燃煤機組耦合的可行方案,選取了最佳方案.最佳耦合方案為五號加熱器入口作為二氧化碳捕集系統(tǒng)疏水的回流位置、七號加熱器入口作為氨氣捕集系統(tǒng)疏水回流的位置.

(3) 在最優(yōu)耦合方案下,相對于原機組,脫碳機組的凈輸出功降低了127.17MW、全廠熱效率降低了7.44%、全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗增加了58.28g/kWh,全廠熱耗增加了1 705.80kJ/kWh.碳捕集率每提高5%,脫碳機組全廠熱效率會降低0.43%、全廠標(biāo)準(zhǔn)煤耗會增加4.13g/kWh.

(4)MEA法脫碳工藝雖然對機組熱耗需求較大,但是不需要冷凍功,且冷凍氨法脫碳工藝設(shè)備成本較MEA法脫碳工藝要高很多,通過技術(shù)經(jīng)濟學(xué)方法合理對比MEA法和冷凍氨法脫碳工藝是未來的研究重點.

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DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.03.014

收稿日期：2015-10-22.

基金項目：國家自然科學(xué)基金資助項目(51076044,51306059);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)專項資金資助項目(13XS38).

作者簡介：韓中合(1964-)，男，教授，博導(dǎo)，從事熱力設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與故障診斷和兩相流計算與測量研究.ORCID：0000-0001-6772-2591. E-mail:zhonghe_han@163.com

中圖分類號：TK 11

文獻標(biāo)志碼：A

文章編號：1008-973X(2016)03-09-0499

Simulationofchilledammoniaprocessbasedcarboncapturepowerplantandoptimizationofcouplingmethod

HANZhong-he,BAIYa-kai

(1.Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Baoding 071003,China; 2.College of Water Conservancy and Hydropower, Hebei University of Engineering, Handan 056021, China)

Abstract:The simulation model of chilled ammonia process (CAP) and power plant were established and verified by using Aspen Plus. Simulation results show that the energy consumption of the reboiler in CO2 capture process is 1.26 GJ/(tCO2) and the energy consumption of the reboiler in ammonia capture process is 1.42 GJ/(tCO2). Three returning methods for draining from CO2 capture system and three returning methods for drain from ammonia capture system to the power plant were proposed and optimized. Results show that the drain from the CO2 capture process returning to the inlet of the fifth heater and the draining from the ammonia capture process returning to the inlet of the seventh heater are the condition of optimum coupling methods. Under the condition of optimum coupling method, the net output of the power plant decreases by 127.17 MW and the overall thermal efficiency decreases by 7.44%, the overall standard coal consumption of the power plant increases by 58.28 g/kWh and the overall heat consumption increases by 1 705.80 kJ/kWh, similar to the conventional mono ethanol amine (MEA) based carbon capture. Under the optimum coupling method, when carbon capture rate of the power plant increases by 5%, the net output of the power plant decreases by 7.48 MW, the overall efficiency decreases by 0.44%, the overall standard coal consumption increases by 4.09 g/kWh and the overall heat consumption increases by 119.58 kJ/kWh．

Key words:chilled ammonia process (CAP); regeneration energy; coupling method; thermal performance