以燃煤廢氣為熱源的LNG冷能三級利用系統

潘振，仇陽，喬偉彪，宗月，陳樹軍

（1遼寧石油化工大學石油天然氣工程學院，遼寧 撫順 113001；2中國石油大學（華東） 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580）

應用技術

以燃煤廢氣為熱源的LNG冷能三級利用系統

潘振1，仇陽1，喬偉彪1，宗月1，陳樹軍2

（1遼寧石油化工大學石油天然氣工程學院，遼寧 撫順 113001；2中國石油大學（華東） 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580）

隨著化石燃料的日益枯竭，回收工業(yè)過程中產生的低溫余熱已成為一種利用能源的重要方式，針對能量回收再利用的問題，將低溫燃煤廢氣（70℃）及LNG（-162℃）冷能進行聯合利用，以朗肯循環(huán)為基礎，設計了一種可以在發(fā)電的同時，對CO2進行液化的LNG冷能三級式利用系統。詳細分析了膨脹機入口壓力和溫度對LNG冷能三級式利用系統熱力性能的影響，確定了循環(huán)參數，利用HYSYS進行模擬計算，并與之相對應的LNG冷能二級式利用系統進行比較。結果表明：設計的三級式系統發(fā)電單元的熱效率及?效率較二級式系統分別提升了57.74%及36.67%；三級式系統總凈輸出功較二級式系統提升了61.16%，按90%發(fā)電效率，0.5元/（kW·h）電價計算，三級式系統每年可帶來約52萬元的經濟效益，CO2液化量為1580kg/h，每年可減排約CO21.365×104t，具有可觀的經濟效益和較好的減排效果。

液化天然氣；燃煤廢氣；冷能；有機朗肯循環(huán)；熱力學；模擬；發(fā)電；減排

2015年12月12日巴黎氣候變化大會通過了全球氣候變化新協定?！栋屠鑵f定》中指出，各方將加強對氣候變化威脅的全球應對，并定下了21世紀下半葉實現溫室氣體凈零排放的目標。而我國是以煤炭為一次性能源、以火力發(fā)電為主的國家，以300MW燃煤機組為例，其CO2年排放量約為1.5×106t［1］，在造成嚴重的環(huán)境污染的同時又浪費了大量的低溫熱能。若能將燃煤廢氣所攜帶的低溫熱能充分利用并運用技術手段將排放的CO2進行回收，則可以在創(chuàng)造巨大經濟價值的同時，對減少溫室氣體排放做出貢獻。

針對目前余熱利用率低的現狀［2］，GUO等［3］、WANG等［4］、HUNG等［5］及SCHUSTER等［6］已經對有機朗肯循環(huán)回收各種不同形式的低溫余熱能源進行了大量的工作。吳俐俊等［7］對比研究了3種中低溫余熱發(fā)電系統，結果表明在回收低溫余熱方面，有機朗肯循環(huán)有著較好的熱效率、?效率和發(fā)電量，肯定了有機朗肯循環(huán)在回收低溫余熱上的優(yōu)勢。楊凱等［8］利用有機朗肯循環(huán)回收車用采油機排氣余熱，結果顯示循環(huán)具有較高的余熱回收效率和發(fā)動機熱效率。根據熱力學原理：熱力循環(huán)中熱轉功效率最大值受制于理想卡諾循環(huán)效率，熱源溫度越低，冷源溫度越高，循環(huán)效率越低。LNG作為一種超低溫（-162℃）液體，汽化過程中釋放大量的冷能，約為830～860kJ/kg［9-10］。若能將其與低溫余熱聯合應用，則能大幅降低冷源溫度，進而提高余熱的利用率。王強等［11-12］在分析LNG物理冷?的基礎上，對基于低溫位熱源的LNG冷能回收低溫動力系統進行了分析，指出冷凝溫度以及蒸發(fā)壓力對循環(huán)效率有重要的影響。SHI等［13］和MIYAZAKI等［14］各自提出了使用氨水作為工質的聯合循環(huán)，并對各部件進行了能量分析，結果顯示循環(huán)能達到較高的循環(huán)熱效率和?效率。

通過以上學者研究可發(fā)現，利用朗肯循環(huán)，將LNG冷能和工業(yè)余熱聯合利用可以達到較好的能源利用效果?；诖?，本文以朗肯循環(huán)為基礎，將燃煤廢氣和LNG冷能聯合應用，建立了一種LNG冷能三級式利用系統，該系統可以利用LNG的冷能及低溫余熱資源對燃煤電廠進行發(fā)電調峰的同時，對燃煤廢氣進行CO2液化，以期達到節(jié)能減排的目的。

1　LNG冷能三級系統分析

1.1系統計算熱力基礎

循環(huán)系統主要包括冷凝器、蒸發(fā)器等換熱設備和工質泵、膨脹機等動力機械，以回收單位質量流量LNG的冷量?為例（1kg/s），為簡化計算，低溫燃煤廢氣以100%CO2計算，對各設備的?損失、系統循環(huán)熱效率、換熱設備?效率和系統?效率計算如式（1）～式（12）［15-16］。

蒸發(fā)器熱平衡方程

蒸發(fā)器?損

冷凝器熱平衡方程

冷凝器?損

泵的?損

式中，ΔSs,p表示工質在泵中進出口的熵增。膨脹機的?損

式中，ΔSs,e表示工質在膨脹機中進出口的熵增。

LNG?值的計算見式（7）。

式中，hL0和SL0分別為LNG初始狀態(tài)下的比焓和比熵。

廢氣?值

式中，TH為廢氣初始狀態(tài)下的溫度，K。

凈輸出功Wnet

循環(huán)熱效率ηsys

換熱設備?效率ηx

系統的?效率ηexg

1.2發(fā)電循環(huán)工質選擇

考慮到LNG的低溫特性，為實現LNG氣化曲線和循環(huán)工質冷凝曲線更好的匹配，要求工質在低溫狀態(tài)下冷凝。工質冷凝壓力低至常壓以下時，系統要添加真空設備，操作復雜，故此循環(huán)工質冷凝壓力一般為微正。表1為常見工質在微正壓下冷凝溫度。

表1　常見工質微正壓下冷凝溫度

由卡諾定理可知工質的冷凝溫度越低，則循環(huán)效率越高，因此冷凝器中最小傳熱溫差越小越好，但是減小傳熱溫差會導致冷凝器換熱面積增加，低溫工程中相關的大量文獻推薦最小傳熱溫差采用5℃［17-18］。循環(huán)Ⅰ中，LNG在冷凝器Ⅰ的出口溫度為-106.5℃，為減小換熱溫差應取冷凝溫度接近-106.5℃的工質。循環(huán)Ⅱ中，LNG在冷凝器Ⅱ出口溫度約為-75.48℃，故應取冷凝溫度接近-75.48℃的工質。由表1可以看出，工質R1150和R170分別滿足循環(huán)Ⅰ和循環(huán)Ⅱ需要。

1.3系統設計及簡介

LNG接收站一般建設在沿海地區(qū)，所氣化得到的天然氣大多為本地用戶所消費，LNG的組成與產地有關，不同地區(qū)出產的天然氣成分有一定的差別。參考沿海某接收站所接受的LNG組分，其各組分的體積比為甲烷97%、乙烷2%、丙烷1%。LNG的流量為1kg/s，汽化壓力為2MPa，初始溫度為-162℃，LNG氣化的最終溫度為20℃。

不同壓力下的LNG氣化T-S（熵）曲線如圖1為所示。從圖1可以看出，LNG的氣化經歷了液相段、兩相段和氣相段三部分。不同的區(qū)段LNG呈現不同的氣化特征。因此對其冷能進行回收時應按區(qū)段分別進行。以2MPa下LNG氣化過程為例，LNG冷?Exc釋放情況如表2所示。

由表2可知，液相區(qū)和兩相區(qū)所釋放的冷?占據整個氣化過程中冷?的大部分份額，采用燃煤廢氣低溫余熱構建朗肯發(fā)電系統只需盡量利用液相區(qū)和兩相區(qū)的冷?即可。而氣相區(qū)釋放的冷?略大于液相區(qū)釋放的冷?，因此可利用氣相區(qū)釋放的冷?構建燃煤廢氣中CO2回收工藝。

圖1　不同壓力下LNG氣化曲線

表2　2MPa下各階段LNG冷?值對比

系統由兩級朗肯循環(huán)發(fā)電和CO2液化三部分組成。循環(huán)Ⅰ：以LNG為冷源（-162℃），低溫燃煤廢氣為熱源（70℃），循環(huán)工質R1150經加壓泵Ⅰ、蒸發(fā)器Ⅰ后變?yōu)楦邷馗邏汗べ|蒸氣進入膨脹機Ⅰ做功，帶動發(fā)電機發(fā)電，做功后的低壓工質蒸氣進入冷凝器Ⅰ與LNG進行換熱冷凝，循環(huán)完成。循環(huán)Ⅱ：工質R170經加壓泵Ⅱ、蒸發(fā)器Ⅱ后變?yōu)楦邷馗邏汗べ|蒸氣進入膨脹機Ⅱ做功，帶動發(fā)電機發(fā)電，做功后的低壓工質蒸氣進入冷凝器Ⅱ與LNG進行換熱冷凝，循環(huán)完成。其中，循環(huán)Ⅱ中的冷、熱源分別是循環(huán)Ⅰ中與工質R1150換熱后的LNG和燃煤廢氣。經兩次換熱后的氣態(tài)LNG依然攜帶部分冷能，故此利用低溫氣態(tài)LNG與兩次換熱后的低溫CO2構建CO2液化單元。具體流程如圖2所示。其中循環(huán)Ⅱ和CO2液化單元所需能量由循環(huán)Ⅰ中產生的能量來提供，循環(huán)II中的發(fā)電量可作為燃煤電廠發(fā)電調峰使用。

作為對照，構建以LNG為冷源，低溫燃煤廢氣為熱源的LNG冷能兩級利用系統，如圖3所示。依據文獻［19-21］選取丙烷為循環(huán)工質，并在氣化等量的LNG前提下，對該系統進行熱力計算，與設計的LNG冷能三級式利用系統進行對比。

圖2　LNG冷能三級利用系統流程圖

圖3　LNG冷能兩級利用系統流程圖

2　計算結果和分析

取膨脹機出口工質壓力為定值（P=0.11MPa），討論膨脹機入口壓力與溫度對LNG冷能三級利用系統熱力性能的影響。

2.1循環(huán)Ⅰ中凈輸出功隨壓力比和隨膨脹機入口溫度的變化

圖4表示循環(huán)Ⅰ中凈輸出功隨壓力比（膨脹機入口壓力和冷凝器出口壓力比值）和膨脹機入口溫度的變化情況，從圖4可知，凈輸出功量隨溫度的升高呈線性增加，隨著比壓的增加呈階梯式增加。這是由于蒸發(fā)壓力的提高使得蒸發(fā)器內部換熱溫差降低，有效地降低了蒸發(fā)器內部的不可逆損失，大幅度提高了凈輸出功量。而凈輸出功隨溫度升高而增加則是由于隨著溫度升高，工質質量流量減少，工質泵的泵功降低，使得凈輸出功量呈上升趨勢。

圖4　循環(huán)Ⅰ凈輸出功隨壓力比和膨脹機入口溫度的變化

綜上所述可知，壓力比和膨脹機入口溫度均對凈輸出功有較大的影響，但壓力對其影響遠大于溫度對其的影響。故此，在選擇蒸發(fā)溫度及蒸發(fā)壓力時應取較高的溫度和較大的壓力。

2.265℃時膨脹機入口壓力對循環(huán)Ⅰ凈輸出功的影響

為提高凈輸出功，在忽略換熱面積的情況下，將循環(huán)Ⅰ的蒸發(fā)溫度設定為蒸發(fā)器允許的最高蒸發(fā)溫度，此時蒸發(fā)器出口溫度為65℃。分析此時膨脹機入口壓力對循環(huán)Ⅰ中凈輸出功的影響如圖5所示。由圖5可知，在溫度一定的情況下，凈輸出功量隨壓力增高而明顯增大，但其增長斜率隨壓力增大而逐漸減小。這是因為膨脹機入口壓力越大，膨脹機出口處工質溫度越低，與LNG溫差越小，在換熱量不變的情況下工質質量流量增大，即膨脹機輸出功提高的同時工質泵的泵功也隨之提高，導致了凈輸出功增加量逐漸減小。且當壓力超過4.7MPa時，膨脹機出口工質溫度低于其液化溫度，導致液相存在，故此，其壓力應低于4.7MPa。為滿足高凈輸出功，循環(huán)Ⅰ中壓力取4.7MPa。

2.3循環(huán)Ⅱ中凈輸出功及CO2液化量隨壓力比和膨脹機入口溫度的變化

圖6表示循環(huán)Ⅱ中系統凈輸出功隨壓力比和膨脹機入口溫度的變化情況，從圖6可知，與循環(huán)Ⅰ類似，蒸發(fā)溫度及壓力比對凈輸出功量均有較大影響，但壓力對其影響要大于溫度對其的影響。

圖7表示CO2液化量與循環(huán)Ⅱ中壓力比和溫度的變化關系。由圖7可以看出，CO2液化量隨著膨脹機入口溫度的升高而降低，隨著壓力比的增加，降低幅度變小。這是因為當壓力一定時，膨脹機出口工質溫度隨入口溫度的升高而升高，使得冷凝器Ⅱ出口LNG氣化比增大，即循環(huán)Ⅱ中LNG可用能增加，導致CO2液化單元可用能減少，進而降低了CO2的液化量。而當壓力增大時，膨脹機出口工質溫度降低，冷凝器中溫差減小，減少了對CO2液化單元可用能的占用，使得CO2液化量增大。因此綜合圖6、圖7可以得出，為增大循環(huán)Ⅱ中凈輸出功和第三部分CO2液化量，應取較大的壓力。

圖5　65℃時循環(huán)Ⅰ中膨脹機入口壓力對循環(huán)Ⅰ凈輸出功的影響

圖6　循環(huán)Ⅱ中系統凈輸出功隨壓力比和膨脹機入口溫度的變化

2.461℃時膨脹機入口壓力對循環(huán)Ⅱ中凈輸出功的影響

與循環(huán)Ⅰ相同，為取得最大凈輸出功，在忽略換熱面積的情況下，將循環(huán)Ⅱ的蒸發(fā)溫度設定為蒸發(fā)器允許的最高蒸發(fā)溫度，此時蒸發(fā)器出口溫度為61℃。圖8表示61℃時循環(huán)Ⅱ中凈輸出功隨膨脹機入口壓力的變化關系。由圖8可以明顯看出循環(huán)Ⅱ凈輸出功值隨壓力增大呈先增大后減小的趨勢，在壓力為3.5MPa時，凈輸出功達到峰值。故本循環(huán)蒸發(fā)壓力選取3.5MPa。

2.5HYSYS模擬計算與結果比對

借助化工模擬軟件ASPEN HYSYS分別對兩種系統在各自最優(yōu)參數下進行穩(wěn)態(tài)模擬計算。關鍵過程控制方程為PR實際氣體狀態(tài)方程。原料LNG組分為：甲烷97%，乙烷2%，丙烷1%。LNG的流量為1kg/s，氣化壓力2MPa，初始溫度為-162℃，最終氣化溫度為20℃。為簡便計算，低溫（70℃）燃煤廢氣為100%CO2氣體。參比系統為LNG冷能兩級利用系統，兩種系統關鍵操作參數見表3，具體計算結果對比如表4所示

圖7　循環(huán)Ⅱ中壓力比和膨脹機入口溫度對CO2液化量的影響

圖8　61℃時循環(huán)Ⅱ中凈輸出功隨膨脹機入口壓力的變化

表3　系統關鍵操作參數表

表4　兩種系統計算結果比對表

3　結 論

（1）設計了一種與低溫燃煤廢氣相結合的，以發(fā)電為主，CO2液化為輔的LNG冷能三級式利用系統，通過對該系統分析發(fā)現，系統做功量會隨著壓比和膨脹機入口溫度的增加而增大。且壓比對其影響要遠大于溫度對其的影響。為取得最大凈輸出功，在忽略換熱面積的前提下，將蒸發(fā)溫度設定為蒸發(fā)器允許的最高蒸發(fā)溫度。在循環(huán)Ⅰ中，沒有最佳做功壓力，但當壓力超過4.7MPa時，膨脹機出口出現液體工質，故循環(huán)Ⅰ壓力應控制在4.7MPa以內。在循環(huán)Ⅱ中存在最佳做功壓力，即當壓力在3.5MPa時，凈輸出功值最大。

（2）為方便比對，構建了LNG冷能兩級式利用系統。三級式系統與之相比，系統總凈輸出功提高了61.16%，發(fā)電單元熱效率和?效率分別提高了57.74%和36.67%，兩種系統液化單元CO2液化量基本持平。

（3）LNG冷能三級式利用系統以回收單位質量流量LNG的冷量?為例（1kg/s），每小時總凈輸出功為133.39kW，按發(fā)電效率90%計算，每年發(fā)電量（按360天計算）達106kW·h，可實現電廠調峰的目的，CO2每小時液化量為1580kg，每年（按360天計算）減排CO2可達13651.2t，具有較大的經濟價值和良好的減排效果。

符 號 說 明

EH——廢氣?值，kW

Ein——LNG初始的?值，kW

EL——LNG?值，kW

Eout——LNG升溫至20℃后的?值，kW

hHin,evap——廢氣在蒸發(fā)器中的進口比焓，kJ/kg

hHout,evap——廢氣在蒸發(fā)器中的出口比焓，kJ/kg

hLin,c——LNG在冷凝器中的進口比焓，kJ/kg

hLout,c——LNG在冷凝器中的出口比焓，kJ/kg

hSin,evap——工質在蒸發(fā)器中的進口比焓，kJ/kg

hSout,evap——工質在蒸發(fā)器中的出口比焓，kJ/kg

h0——LNG初始狀態(tài)下的比焓，kJ/kg

Δhs,c——工質在冷凝器中的進出口焓變，kJ/kg

Δhs,evap——工質在蒸發(fā)器中的進出口焓變，kJ/kg

Ie——膨脹機?損，kW

Ievap——蒸發(fā)器?損，kW

Ip——泵中的?損，kW

mH——廢氣質量流量，kg/s

mL——LNG質量流量，kg/s

ms——工質質量流量，kg/s

Q——熱量，kJ

S0——LNG初始狀態(tài)下的比熵，kJ/（k·kg）

ΔSs,p——工質在泵中的進出口熵增，kJ/（kmol·℃）

ΔSS,evap——工質在蒸發(fā)器中的進出口熵增，

kJ/（kmol·℃）

ΔSH,evap——廢氣在蒸發(fā)器中的進出口熵增，

kJ/（kmol·℃）

ΔSL,c——LNG在冷凝器中進出口熵增，

kJ/（kmol·℃）

ΔSL,evap——工質在蒸發(fā)器中的進出口熵增，

kJ/（kmol·℃）

ΔSs,c——工質在冷凝器中的進出口熵增，

kJ/（kmol·℃）

TH——廢氣的初始溫度，K

T0——環(huán)境溫度，℃

THin,evap——廢氣在蒸發(fā)器中的進口溫度，K

THout,evap——廢氣在蒸發(fā)器中的出口溫度，K

TLin,c——LNG在冷凝器中的進口溫度，K

TLout,c——LNG在冷凝器中的出口溫度，K

Wnet——凈輸出功，kW

ηexg——系統?效率

ηsys——循環(huán)熱效率

ηx—— 換熱設備?效率

∑Wp—— 總消耗功，kW

∑Wt—— 系統總輸出功，kW

［1］ 張媛媛，許嘉鈺，張建，等. 我國燃煤電廠CO2捕集技術的環(huán)境影響［J］. 工業(yè)安全與環(huán)保，2014，40（6）：13-15.

［2］ 丁毅，史德明. 鋼鐵企業(yè)余熱資源高效利用［J］. 鋼鐵，2011，46（10）：88-93，98.

［3］ GUO Tao，WANG Huaixin，ZHANG Shengjun. Comparative analysis of CO2-based transcritical rankine cycle and HFC245fa-Based subcritical organic Rankine cycle using low-temperature geothermal source［J］. Science China： Technological Sciences，2010，53（6）：1638-1646.

［4］ WANG Jianli，ZHAO Li，WANG Xiaodong. A comparative study of pure and zeotropic mixtures in low-temperature solar Rankine cycle［J］. Applied Energy，2010，87（11）：3366-3373.

［5］ HUNG T C，WANG S K，KUO C H，et al. A study of organic working fluids on system efficiency of an orc using low-grad energy sources ［J］. Energy，2010，35（3）：1403-1411.

［6］ SCHUSTER A，KARELLAS S，AUMANN R. Efficiency optimization potential in supercritical organic rankine cycles［J］. Energy，2010，35（2）：1033-1039.

［7］ 吳俐俊，張曉軍. 三種中低溫余熱蒸汽發(fā)電系統的比較研究［J］. 同濟大學學報：自然科學版，2015，43（7）：1082-1088.

［8］ 楊凱，張紅光，宋松松，等. 變工況下車用采油機排氣余熱有機朗肯循環(huán)回收系統［J］. 化工學報，2015，66（3）：1097-1102.

［9］ 饒文姬，趙良舉，劉朝，等. 利用LNG冷能與工業(yè)余熱的有機朗肯循環(huán)研究［J］. 工程熱物理學報，2014，35（2）：213-217.

［10］ 王方，付一珂，范曉偉，等. 液化天然氣（LNG）冷能利用研究進展［J］. 化工進展，2016，35（3）：748-753.

［11］ 王強，厲彥忠，陳曦. 一種基于低品位熱源的LNG冷能回收低溫動力系統［J］. 熱能動力工程，2003，18（3）：245-247.

［12］ WANG Q，LI Y Z，WANG J. Analysis of power cycle based on cold energy of liquefied natural gas and low-grade heat source［J］. Applied Thermal Engineering，2004，24（41）： 539-548.

［13］ SHI X J，CHE D F. A combined power cycle utilizing low-temperature waste heat and LNG cold energy［J］. Energy Conversion and Management，2009，50（3）：567-575.

［14］ MIYAZAKI T，KANG Y T，AKISAWA A，et al. A combined power cycle using refuse incineration and LNG cold energy［J］. Energy，2000，25（7）：639-655.

［15］ 湯學忠. 熱能轉換與利用［M］. 北京：冶金工業(yè)出版社，2013：45.

［16］ 倪淵，趙良舉，劉朝，等. 非共沸工質ORC低溫煙氣余熱利用分析與優(yōu)化［J］. 化工學報，2013，64（11）：3985-3992.

［17］ 孫憲航，陳保東，王雷，等. 以太陽能為高溫熱源的LNG衛(wèi)星站冷能發(fā)電系統［J］. 天然氣工業(yè)，2012，32（10）：103-106.

［18］ 陳煜，巨永林. 利用液化天然氣冷能的朗肯循環(huán)與聯合法發(fā)電系統流程的工藝模擬與對比分析［J］. 化工學報，2015，66（s2）：387-391.

［19］ 張墨耕，趙良舉，劉朝，等. 利用LNG冷能與工業(yè)余熱的有機朗肯循環(huán)復合系統優(yōu)化分析［J］. 化工學報，2014，65（8）：3144-3151.

［20］ 韓中合，杜燕，王智. 有機朗肯循環(huán)低溫余熱回收系統的工質選擇［J］. 化工進展，2014，33（9）：2279-2285.

［21］ 王弢，林文勝，顧安忠. 利用LNG冷能的有機朗肯循環(huán)系統的工質研究和變工況性能分析［J］. 化工學報，2010，61（s2）：107-111.

A three-stage utilization system of LNG cold energy with coal-fired waste gas heat source

PAN Zhen1，QIU Yang1，QIAO Weibiao1，ZONG Yue1，CHEN Shujun2
（1College of Petroleum Engineering，Liaoning Shihua University，Fushun 113001，Liaoning，China；2College of Pipeline and Civil Engineering，China University of Petroleum（East China），Qingdao 266580，Shandong，China）

With the increasing depletion of fossil fuels，recovering industrial low temperature waste heat is becoming an effective way to save energy. Aimed at the problem of energy recovery and reuse，based on the organic Rankine cycle and using low-temperature coal-fired waste gas（about 70℃）and cold energy of liquefied natural gas（LNG，about -162℃），this paper presents a three-stage system by which CO2liquefaction and power generation are achieved. The effects of expander inlet pressure and temperature on thermal performance of the LNG three-stage cold energy utilization system were analyzed in detail，and the optimal cycle parameters were obtained. HYSYS software simulation for the system was done with comparative analysis on a three-stage system and a two-stage system. The results show that for a three-stage cold energy utilization system，the thermal efficiency and energy efficiency of the generating unit increased 57.74% and 36.67% compared to those of a two-stage system；the net work output was 61.16% greater than that of a two-stage system. According to the efficiency of 90% power generation and 0.5 Yuan/（kW·h） calculation，the three-stage cold energy utilization system can result in saving of 0.52 million RMB every year. At the same time，the CO2liquefaction capacity is1580kg/h which can reduce emission of CO2about 1.365×104t/a. The system can bring considerable economic benefit and achieve better emission reduction.

liquefied natural gas；coal-fired waste gas；cold energy；organic Rankine cycle；thermodynamics；simulation；power generation；emission reduction

TE 09

A

1000-6613（2016）11-3720-07

10.16085/j.issn.1000-6613.2016.11.050

2016-04-05；修改稿日期：2016-05-05。

國家自然科學基金項目 （51306210）。

及聯系人：潘振（1981—）,男，博士，副教授，主要研究方向為天然氣綜合利用技術。E-mail 28335719@qq.com。