兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)深度回收燃煤鍋爐煙氣余熱的研究

王志軍，熊源泉

(東南大學(xué) 熱能工程研究所,能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)深度回收燃煤鍋爐煙氣余熱的研究

王志軍，熊源泉

(東南大學(xué) 熱能工程研究所,能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

針對燃煤鍋爐排煙溫度低且含有會產(chǎn)生低溫腐蝕成分的特點，提出了一種更適合于回收燃煤鍋爐排煙余熱的兩級循環(huán)蒸發(fā)有機朗肯循環(huán)(ORC)系統(tǒng).以R123為工質(zhì)，結(jié)合國內(nèi)某燃煤鍋爐尾部排煙參數(shù)，建立了該兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的熱力模型和經(jīng)濟模型，并進行計算分析，與傳統(tǒng)一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)進行比較.結(jié)果表明：就熱力性能而言，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的凈做功量、凈回收效率高于一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)，相應(yīng)的換熱面積也更大；就經(jīng)濟性而言，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本高，但設(shè)計使用年限內(nèi)，年均凈收益更豐厚，性價比更高.

煙氣余熱；ORC系統(tǒng)；凈回收效率；循環(huán)式蒸發(fā)器

隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，對能源的需求越來越大，但傳統(tǒng)化石燃料的使用卻會帶來很多環(huán)境和社會問題，因此節(jié)能減排勢在必行.現(xiàn)階段，電站燃煤鍋爐的排煙溫度約為120～140 ℃，工業(yè)燃煤鍋爐的排煙溫度約為150～204 ℃.燃煤鍋爐排煙熱損失巨大，若能有效地回收利用其煙氣余熱，對提高鍋爐燃煤利用率，減少燃煤使用量，降低污染物排放有重大意義.目前，回收燃煤煙氣余熱的主要措施有加熱熱網(wǎng)水、安裝低溫省煤器和預(yù)熱空氣等.加熱熱網(wǎng)水會受到季節(jié)的約束，而安裝低溫省煤器、預(yù)熱空氣等措施由于冷源介質(zhì)溫度的限制，整個換熱設(shè)備的管壁溫度基本都處于酸露點以下，會受到低溫腐蝕的威脅.

有機朗肯循環(huán)(ORC)系統(tǒng)是一種利用有機工質(zhì)蒸發(fā)來吸收低品位熱源余熱的設(shè)備，可就近布置，不需要對原有系統(tǒng)進行改造.然而傳統(tǒng)ORC系統(tǒng)使用的蒸發(fā)器多為干式蒸發(fā)器，工質(zhì)的預(yù)熱、蒸發(fā)環(huán)節(jié)都在同一換熱器內(nèi)進行[1-3].在ORC系統(tǒng)回收燃煤煙氣余熱的過程中，若換熱設(shè)備因低溫腐蝕嚴重需要替換，則整個換熱器都要被替換掉，設(shè)備更換成本高，且由于煙氣余熱能量品質(zhì)不高，ORC系統(tǒng)的熱效率同樣也不高.為了提高ORC系統(tǒng)的熱效率，所采用的方法可總結(jié)為2個方面：一是工質(zhì)的優(yōu)化選擇，二是系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化.針對工質(zhì)優(yōu)化選擇的研究已有很多，劉杰[4]以發(fā)動機廢熱為熱源，對ORC系統(tǒng)采用8種不同工質(zhì)時的熱力性能進行對比分析，認為在考慮環(huán)保特性時R245fa與R123是較好的工質(zhì).王志奇[5]則針對燃氣鍋爐低溫?zé)煔釵RC發(fā)電系統(tǒng)，研究了不同煙氣溫度下的最佳工質(zhì)，得出當(dāng)煙氣溫度在100～180 ℃時，系統(tǒng)采用R123的發(fā)電成本最低，而煙氣溫度高于180 ℃時，R141b的經(jīng)濟性更高.針對系統(tǒng)結(jié)構(gòu)優(yōu)化的研究目前較少，Li等[6]使用兩級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)回收地?zé)崮?，對系統(tǒng)進行性能分析得出，與一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)相比，兩級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)有更高的系統(tǒng)效率.這種兩級蒸發(fā)的形式在提高傳統(tǒng)一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)熱效率方面具有獨特優(yōu)勢.

為使ORC系統(tǒng)更適用于回收燃煤鍋爐排煙余熱，筆者提出在兩級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，引入循環(huán)式蒸發(fā)器來改善原有系統(tǒng)的性能.循環(huán)式蒸發(fā)器使得傳統(tǒng)干式蒸發(fā)器的預(yù)熱與蒸發(fā)環(huán)節(jié)分離，煙道內(nèi)換熱器被分成低壓級預(yù)熱段、低壓級蒸發(fā)段、高壓級預(yù)熱段和高壓級蒸發(fā)段4個部分，可實現(xiàn)分段處理各部分換熱設(shè)備的低溫腐蝕問題.當(dāng)設(shè)備需更換時，只需對腐蝕嚴重段進行更換，大大降低了設(shè)備更換成本.同時，通過調(diào)節(jié)高壓級蒸發(fā)溫度，可使高壓級換熱器壁溫高于酸露點，該段換熱器可免于酸腐蝕威脅，其使用壽命大大增加.為了研究該兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的性能，筆者建立了熱力模型和經(jīng)濟模型，并結(jié)合國內(nèi)某燃煤鍋爐煙氣參數(shù)，對其進行計算分析，與傳統(tǒng)一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)進行分析比較.

1 系統(tǒng)模型

1.1 兩級循環(huán)蒸發(fā)有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)

由于針對一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的研究已有很多，其系統(tǒng)流程及相關(guān)的計算模型就不進行介紹.為方便后續(xù)的比較，一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)可視為高壓級蒸發(fā)溫度和低壓級蒸發(fā)溫度相同的兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng).

兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)流程如圖1所示：經(jīng)過冷凝的工質(zhì)先經(jīng)低壓級工質(zhì)泵加壓后進入低壓級預(yù)熱器預(yù)熱，達到飽和狀態(tài)；飽和狀態(tài)的工質(zhì)其中一路從低壓級預(yù)熱器進入到低壓級汽包中，然后進入低壓級蒸發(fā)器蒸發(fā)，蒸發(fā)后的氣液兩相工質(zhì)返回低壓級汽包中進行氣液分離.其中，蒸汽進入汽輪機中，液相工質(zhì)再次進入低壓級蒸發(fā)器循環(huán)蒸發(fā)；達到飽和狀態(tài)的工質(zhì)另一路從低壓級預(yù)熱器進入高壓級工質(zhì)泵中繼續(xù)加壓，加壓后的工質(zhì)依次進入高壓級預(yù)熱器、高壓級蒸發(fā)器及高壓級汽包中完成第二次預(yù)熱和循環(huán)蒸發(fā)過程；隨后工質(zhì)進入高壓級汽包中進行氣液分離，其中，蒸汽進入汽輪機膨脹做功，液相工質(zhì)回流至高壓級蒸發(fā)器進行新一輪蒸發(fā)；經(jīng)熱功動力轉(zhuǎn)換機械膨脹做功后的乏汽進入冷凝器冷凝成飽和液體，流入工質(zhì)儲液罐中，完成整個工質(zhì)循環(huán).

1—低壓級預(yù)熱器;2—低壓級蒸發(fā)器;3—高壓級預(yù)熱器;4—高壓級蒸發(fā)器;5—高壓級汽包;6—低壓級汽包;7—熱功動力轉(zhuǎn)換機械;8—發(fā)電機;9—冷凝器;10—工質(zhì)儲液罐;11—低壓級工質(zhì)泵; 12—高壓級工質(zhì)泵.

圖1 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)簡圖

Fig.1 Schematic diagram of the two-stage cyclic

evaporation ORC system

1.2 數(shù)學(xué)熱力模型

兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)溫熵圖T-s關(guān)系如圖2所示.假設(shè)系統(tǒng)處于穩(wěn)定流動狀態(tài)，設(shè)備與環(huán)境之間無熱交換，蒸發(fā)器、冷凝器及相應(yīng)管道內(nèi)的壓力損失可以忽略不計，其循環(huán)基本方程如下：

圖2 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)T-s圖

(1)1-2過程和3-4過程為工質(zhì)泵增壓過程，工質(zhì)泵的消耗功率分別為

WPH=mH(h4-h3)

(1)

WPL=(mL+mH)(h2-h1)

(2)

WP=WPH+WPL

(3)

式中：WPH和WPL分別為高、低壓級工質(zhì)泵能耗；WP為總的泵消耗功；mH和mL分別為高、低壓級蒸發(fā)器工質(zhì)循環(huán)蒸發(fā)量；hi為各對應(yīng)點的比焓,i=1,2,…,10.

(2)4-5-6過程為工質(zhì)在高壓級預(yù)熱器和高壓級蒸發(fā)器內(nèi)的吸熱過程.

QH=mH(h6-h4)

(4)

式中：QH為高壓級預(yù)熱器和高壓級蒸發(fā)器的吸熱量.

(3)2-3-10過程為工質(zhì)在低壓級預(yù)熱器和低壓級蒸發(fā)器內(nèi)的吸熱過程.

QL=(mL+mH)(h3-h2)+mL(h10-h3)

(5)

式中：QL為低壓級預(yù)熱器和低壓級蒸發(fā)器的吸熱量.

(4)10-8過程和7-8過程為低壓級蒸汽與汽輪機內(nèi)蒸汽的混合過程.

mL(h8-h10)=mH(h7-h8)

(6)

(5)6-7過程和8-a過程分別為混合前蒸汽和混合后蒸汽在汽輪機中的膨脹過程.

WtH=mH(h6-h7)

(7)

WtL=(mL+mH)(h8-ha)

(8)

Wt=WtH+WtL-WP

(9)

式中：WtH和WtL分別為混合前、后蒸汽在汽輪機中的膨脹功；Wt為系統(tǒng)總的做功量.

(6)a-1過程為工質(zhì)在冷凝器內(nèi)的冷凝過程.

Qc=mL(ha-h1)

(10)

式中：Qc為工質(zhì)在冷凝器內(nèi)的放熱過程.

1.3 傳熱計算

為保證ORC系統(tǒng)的安全運行，需考慮換熱設(shè)備的低溫腐蝕問題.低壓級預(yù)熱段換熱設(shè)備壁溫最低，處于水露點以下，使用幾乎不與酸堿反應(yīng)的導(dǎo)熱塑料管[7].對于低壓級蒸發(fā)段和高壓級預(yù)熱段，根據(jù)前蘇聯(lián)1973年版鍋爐機組熱力計算標準，換熱設(shè)備金屬壁溫應(yīng)高于水露點25 ℃，小于105 ℃，則金屬的腐蝕速度≤0.2 mm/s，在可接受范圍內(nèi).文中水露點約為45 ℃，則低壓級蒸發(fā)溫度不低于70 ℃；而高壓級蒸發(fā)段則通過調(diào)節(jié)高壓級蒸發(fā)溫度使換熱設(shè)備的金屬壁溫高于酸露點(94 ℃)，該段換熱器可以避免酸腐蝕.低壓級蒸發(fā)段、高壓級預(yù)熱段、高壓級蒸發(fā)段換熱設(shè)備都使用具有抗腐蝕能力的ND鋼.表1給出了某燃煤鍋爐尾部煙氣參數(shù)及相應(yīng)的系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù),其中系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)參考文獻[8]～文獻[10].

表1 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)

煙道內(nèi)總換熱面積A的計算[11-12]可統(tǒng)一為

(11)

式中：Q為換熱器的總換熱量；K為綜合傳熱系數(shù)；ΔT為換熱器內(nèi)的傳熱溫差.

其中，綜合傳熱系數(shù)可由下式[11-12]得到：

(12)

式中：αi為管內(nèi)工質(zhì)傳熱系數(shù)；αo為管外煙氣傳熱系數(shù)；λ為換熱管導(dǎo)熱系數(shù)；Ai為管內(nèi)表面積；Ao為管外總換熱面積；ηo為肋片總效率；δ為換熱管壁厚.

整個系統(tǒng)的凈做功量為

Wnet=Wt-Wf

(13)

式中：Wnet為整個系統(tǒng)的凈做功量；Wf為風(fēng)機能耗,計算參考文獻[13]和文獻[14].

整個系統(tǒng)的凈回收效率nnet為

(14)

2 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)熱力性能分析

圖3給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)凈做功量Wnet隨高、低壓級蒸發(fā)溫度(T5和T3)的變化情況.深色區(qū)域代表高壓級蒸發(fā)溫度T5高于酸露點的區(qū)域.很顯然，若一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的蒸發(fā)溫度低于94 ℃時，整個煙氣換熱設(shè)備將全部置于酸露點以下，但兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)可以通過控制高壓級蒸發(fā)溫度高于酸露點，使高壓級蒸發(fā)段的換熱設(shè)備無酸腐蝕，換熱設(shè)備的使用壽命將大大延長.從圖3可以看出，當(dāng)?shù)蛪杭壵舭l(fā)溫度恒定時，系統(tǒng)的凈做功量隨著高壓級蒸發(fā)溫度的升高先增加后減小，此時，存在某一個高壓級蒸發(fā)溫度使得凈做功量最大.雖然在不同低壓級蒸發(fā)溫度情況下，凈做功量最大時對應(yīng)的高壓級蒸發(fā)溫度不同，但都高于酸露點，系統(tǒng)的最大凈做功量仍處于深色區(qū)域，即系統(tǒng)可以在保證高壓級蒸發(fā)段無腐蝕的情況下，凈做功量達到最大.即使因燃料改變，酸露點提高至超過凈做功量最大時對應(yīng)的高壓級蒸發(fā)溫度，深色區(qū)域仍是凈做功量較大區(qū)域.

圖3 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)凈做功量Wnet隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

圖4給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)凈回收效率隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化情況.從圖4可以看出，不管是一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)還是兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)，系統(tǒng)的凈回收效率都隨著低壓級蒸發(fā)溫度的降低而降低，這是因為系統(tǒng)產(chǎn)生的蒸汽品質(zhì)降低.但兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的凈回收效率下降的速度明顯小很多.這是因為兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)有2個蒸發(fā)壓力，高壓段煙氣利用相對高壓的工質(zhì)蒸發(fā)吸熱，低壓段煙氣利用相對低壓的工質(zhì)蒸發(fā)吸熱，實現(xiàn)了煙氣余熱的梯級回收，有效緩解了一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)在煙氣余熱回收深度加大時熱效率的下降速率，且深色所在區(qū)域是系統(tǒng)凈回收效率較高的區(qū)域.

圖4 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)凈回收效率nnet隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

從圖3和圖4可以看出，相比傳統(tǒng)的一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)既可保證高壓級蒸發(fā)段換熱設(shè)備無酸腐蝕，又可實現(xiàn)其凈做功量更大，凈回收效率更高.且該系統(tǒng)還可有效緩解煙氣余熱回收深度加大時熱效率的下降速率，更適用于低溫?zé)煔庥酂岬纳疃然厥疹I(lǐng)域.

圖5給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)出口煙溫Tgo隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化情況.從圖5可以看出，隨著低壓級蒸發(fā)溫度的降低，一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)和兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的出口煙溫也隨之降低，且出口煙溫Tgo的值與高壓級蒸發(fā)溫度沒有太大關(guān)系，這表明一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)和兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的出口煙溫主要取決于低壓級蒸發(fā)溫度，低壓級蒸發(fā)溫度越低，煙氣余熱回收深度越大.

圖5 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)出口煙溫Tgo隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

圖6給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)總換熱面積A隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化情況.從圖6可以看出，一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)和兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的總換熱面積都隨著低壓級蒸發(fā)溫度的降低而逐漸增加，這是因為隨著煙氣余熱回收深度的增加，換熱量增大；同時，在低壓級蒸發(fā)溫度相同的情況下，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的總換熱面積隨高壓級蒸發(fā)溫度的升高出現(xiàn)峰值.為探討出現(xiàn)這一峰值的原因，以低壓級蒸發(fā)溫度為70 ℃為例，將煙道內(nèi)4段換熱器面積及總換熱面積隨高壓級蒸發(fā)溫度的變化趨勢列于圖7中.

圖6 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)總換熱面積A隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

圖7T3=70 ℃時兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)煙道內(nèi)各段換熱器面積及總換熱面積A隨T5的變化

Fig.7 Sectional and total heat-transfer areaAvs.T5forT3=70 ℃

從圖7可以看出，當(dāng)?shù)蛪杭壵舭l(fā)溫度恒定時，高壓級蒸發(fā)段的換熱面積隨高壓級蒸發(fā)溫度的升高而減小；高壓級預(yù)熱段的換熱面積隨高壓級蒸發(fā)溫度的升高而先增加后減?。坏蛪杭壵舭l(fā)段的換熱面積隨高壓級蒸發(fā)溫度的升高而增加；而低壓級預(yù)熱段的換熱面積隨高壓級蒸發(fā)溫度的升高變化很小.當(dāng)高壓級蒸發(fā)溫度較小時，其與低壓級蒸發(fā)溫度相差較小，系統(tǒng)吸熱量主要發(fā)生在高壓級蒸發(fā)段，隨著高壓級蒸發(fā)溫度的升高，高壓級蒸發(fā)段的吸熱量減小，低壓級蒸發(fā)段的吸熱量相應(yīng)增加，但此時高壓級蒸發(fā)段吸熱量的減少速率小于低壓級蒸發(fā)段吸熱量的增加速率，相應(yīng)的高壓級蒸發(fā)段換熱面積的減小速率小于低壓級蒸發(fā)段換熱面積的增加速率.這從計算結(jié)果也可以看出，如T5從72 ℃升至94 ℃時，高壓級蒸發(fā)段的換熱面積減少速率約為178 m2/K，而低壓級蒸發(fā)段的換熱面積增加速率約為365 m2/K.此外，相對應(yīng)的高壓級預(yù)熱段換熱面積也呈增加趨勢，這使得總換熱面積在高壓級蒸發(fā)溫度較低時隨高壓級蒸發(fā)溫度的升高而出現(xiàn)增加趨勢.當(dāng)高壓級蒸發(fā)溫度繼續(xù)升高并達到某一值時，低壓級蒸發(fā)段吸熱量與高壓級蒸發(fā)段吸熱量趨于相近，甚至超過高壓級蒸發(fā)段，此時高壓級蒸發(fā)段吸熱量的減少速率逐漸超過低壓級蒸發(fā)段吸熱量的增加速率，相應(yīng)的高壓級蒸發(fā)段換熱面積的減少速率將大于低壓級蒸發(fā)段換熱面積的增加速率.如T5從94 ℃升至108 ℃時，高壓級蒸發(fā)段的換熱面積減少速率約為293 m2/K，而低壓級蒸發(fā)段的換熱面積增加速率約為252 m2/K.然而，此時相對應(yīng)的高壓級預(yù)熱段換熱面積也在相應(yīng)減小，因此，總換熱面積在T5較大時隨T5的升高而減小.

另外，從圖6還可以看出，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)煙道內(nèi)總換熱面積A大于一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)，這是因為在低壓級蒸發(fā)溫度相同的情況下，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)提高了高壓級蒸發(fā)段的蒸發(fā)壓力，使其傳熱溫差減小，致使該系統(tǒng)換熱面積增加.

圖8給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)高壓級蒸發(fā)溫度高于酸露點時，高壓段換熱面積占總換熱面積之比Ahe/A隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化情況.從圖8可以看出，當(dāng)?shù)蛪杭壵舭l(fā)溫度高于酸露點后，低壓級蒸發(fā)器、高壓級預(yù)熱器和高壓級蒸發(fā)器的壁溫都已高于酸露點，大部分的換熱設(shè)備已不再受低溫腐蝕威脅，此處不進行討論.而當(dāng)?shù)蛪杭壵舭l(fā)溫度低于酸露點時(如圖8所示)，有約25%甚至高達55%比例的換熱設(shè)備可免于低溫腐蝕的威脅，大大延長了換熱設(shè)備的使用壽命.

圖8 高壓級蒸發(fā)溫度高于酸露點時兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)Ahe/A隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

Fig.8 RatioAhe/Avarying withT3andT5,whenT5is higher than the dew point of the acid

3 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性分析

3.1 經(jīng)濟模型

投資與收益是燃煤鍋爐回收煙氣余熱時最需要關(guān)注的因素.因此，有必要建立一個合適的經(jīng)濟模型，對系統(tǒng)的發(fā)電成本及設(shè)備壽命內(nèi)所能獲得的收益進行計算.對于熱源是煙氣的ORC系統(tǒng)，換熱器熱阻大，投資費用高，占整個系統(tǒng)投資的80%～90%.因此，以換熱器的投資為基準，對系統(tǒng)的總投資進行修正，修正系數(shù)取1.15.換熱器的投資成本可由以下公式[2,15-16]計算：

lg Cb=K1+K2lg A+K3(lg A)2

(15)

CBM=Cb(B1+B2FmFp)

(16)

lg Fp=C1+C2lg p

(17)

S1996=1.15·CBM

(18)

(19)

式中：Cb為按1996年美元購買力計算的設(shè)備費用；K1、K2、K3、B1、B2、C1和C2為常數(shù)；Fm、Fp分別為換熱器材料與承受的修正系數(shù)；p為換熱器所能承受的壓力；CBM為修正后的成本；I為化工設(shè)備成本指數(shù)(Chemical economic plant cost index),數(shù)據(jù)會定時更新并發(fā)表于雜志《Chemical Engineering Journal》[15-16]上；S為系統(tǒng)總投資.

式(15)～式(19)中是以美元來計算的，換算過程中按2015年美元與人民幣匯率(6.4)進行折算.公式中各系數(shù)如表2所示.系統(tǒng)投資的資本回收成本[5,15-16]為

(20)

式中：i為年利率，取5%；Ts為系統(tǒng)使用年限，取15年.

ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本[5,15-16]為

(21)

式中：M為系統(tǒng)運行及管理費用，取1.5%S2015；ps為系統(tǒng)年運行時間，取5 500 h.

年均凈收益R[5,15-16]為

R=年發(fā)電收益-折算年設(shè)備成本-年運行及維護費用=Wnet·Cpri·ps-

S2015/Ts-M

(22)

式中：Cpri為當(dāng)前電價，取0.5元/(kW·h).

表2 換熱器投資成本公式中的各參數(shù)

3.2 經(jīng)濟性計算結(jié)果與分析

圖9給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)發(fā)電成本L隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化情況.從圖9可以看出，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本高于一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)，這是因為前者的換熱設(shè)備面積較大，自然發(fā)電成本也就越高，但這種差距并不大.如在T3=70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本在0.296 4～0.298 8 元/kW,而一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本為0.283 7元/kW,兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本只比一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)高4.4%～5.3%.但從圖3可知，當(dāng)T3=70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)凈做功量為2 733～2 891 kW,一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的凈做功量為2 295 kW,前者比后者高出了19.08%～25.97%，且兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)最大凈做功量對應(yīng)的總換熱面積是一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的1.061倍，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的性價比更高.

圖9 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)發(fā)電成本L隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

圖10給出了兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)年均凈收益R隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化情況.在設(shè)計年限內(nèi)，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的年均凈收益遠高于一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng).當(dāng)T3=70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)最高年均凈收益為448萬元/a，一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)年均凈收益只有368.47萬元/a，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)最高年均凈收益是一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的1.22倍.因此，可得出雖然兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的發(fā)電成本比一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)高，但其凈做功量、凈回收效率更高，對于設(shè)計使用年限內(nèi)折算的年均凈收益，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)比一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)更豐厚.

圖10 兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)年均凈收益R隨高、低壓級蒸發(fā)溫度的變化

4 結(jié) 論

(1)引入循環(huán)式蒸發(fā)器后，控制高壓級蒸發(fā)溫度T5高于酸露點94 ℃，有約25%甚至55%的換熱設(shè)備可免于低溫腐蝕的威脅.

(2)就熱力性能而言，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的凈做功量、凈回收效率要高于一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)，同時相應(yīng)的總換熱面積也更大.當(dāng)?shù)蛪杭壵舭l(fā)溫度為70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的最大凈做功量為2 891 kW,而一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的凈做功量為2 295 kW,前者比后者高了25.97%，但兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)最大凈做功量對應(yīng)的總換熱面積卻是一級蒸發(fā)ORC系統(tǒng)的1.061倍.

(3)就經(jīng)濟性而言，兩級循環(huán)蒸發(fā)ORC系統(tǒng)發(fā)電成本較高，但在設(shè)計使用年限內(nèi)，年均凈收益更豐厚.

[1] 楊新樂,黃菲菲,趙陽升,等.低溫余熱蒸汽ORC發(fā)電系統(tǒng)熱力性能實驗研究[J].熱能動力工程,2013,28(5):465-470.

YANG Xinle,HUANG Feifei,ZHAO Yangsheng,et al.Experimental study of the thermal performance of a low temperature waste heat steam ORC power generation system[J].Journal of Engineering for Thermal Energy and Power,2013,28(5):465-470.

[2] KOSMADAKIS G,MANOLAKOS D,KYRITSIS S,et al.Economic assessment of a two-stage solar organic Rankine cycle for reverse osmosis desalination[J].Renewable Energy,2009,34:1579-1586.

[3] WANG E H,ZHANG H G,ZHAO Y,et al.Performance analysis of a novel system combining a dual loop organic Rankine cycle (ORC) with a gasoline engine[J].Energy,2012,43(1):385-395.

[4] 劉杰.低溫?zé)嵩打?qū)動的小型有機朗肯循環(huán)研究[D].上海:上海交通大學(xué),2012.

[5] 王志奇.有機朗肯循環(huán)低溫?zé)煔庥酂岚l(fā)電系統(tǒng)實驗研究及動態(tài)特性仿真[D].長沙:中南大學(xué),2012.

[6] LI Tailu,WANG Qiulin,ZHU Jialing,et al.Thermodynamic optimization of organic Rankine cycle using two-stage evaporation[J].Renewable Energy,2015,75:654-664.

[7] 陳林,孫穎穎,梁江濤,等.用于煙氣余熱回收的塑料翅片管換熱器的設(shè)計及分析[J].化工學(xué)報,2014,65(增刊1):175-179.

CHEN Lin,SUN Yingying,LIANG Jiangtao,et al.Design and analysis of plastic fin-tube heat exchanger for flue gas heat recovery[J].CIESC Journal,2014,65(S1):175-179.

[8] 張建福,趙欽新,王海超,等.煙氣余熱回收裝置的參數(shù)優(yōu)化分析[J].動力工程學(xué)報,2010,30(9):652-657.

ZHANG Jianfu,ZHAO Qinxin,WANG Haichao,et al.Analysis on parameter optimization of flue gas heat recovery device[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering,2010,30(9):652-657.

[9] 趙欽新,張知翔,杜文智,等.模擬氣氛下硫酸露點的腐蝕試驗研究[J].動力工程學(xué)報,2012,32(5):420-424.

ZHAO Qinxin,ZHANG Zhixiang,DU Wenzhi,et al.Experimental study on sulfuric acid dewpoint corrosion in simulated atmospheric condition[J].Journal of Chinese Society of Power Engineering,2012,32(5):420-424.

[10] 徐鋼,許誠,楊勇平,等.電站鍋爐余熱深度利用及尾部受熱面綜合優(yōu)化[J].中國電機工程學(xué)報,2013,33(14):1-8.

XU Gang,XU Cheng,YANG Yongping,et al.Deep utilization of exhaust heat and comprehensive optimization of tail heating surfaces for utility boilers[J].Proceedings of the CSEE,2013,33(14):1-8.

[11] 《工業(yè)鍋爐設(shè)計計算方法》編委會.工業(yè)鍋爐設(shè)計計算方法[M].北京:中國標準出版社,2005.

[12] 楊世銘,陶文銓.傳熱學(xué)[M].4版.北京:高等教育出版社,2006.

[13] XU Gang,HUANG Shengwei,YANG Yongping,et al.Techno-economic analysis and optimization of the heat recovery of utility boiler flue gas[J].Applied Energy,2013,112:907-917.

[14] 林宗虎,張永照,章燕謀,等.熱水鍋爐手冊:設(shè)計、結(jié)構(gòu)、強度與運行[M].北京:機械工業(yè)出版社,1994.

[15] 王建寧.換熱器節(jié)點溫差對有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)性能影響分析[D].重慶:重慶大學(xué),2013.

[16] ZHANG Shengjun,WANG Huaixin,GUO Tao.Performance comparison and parametric optimization of subcritical organic Rankine cycle (ORC) and transcritical power cycle system for low-temperature geothermal power generation[J].Applied Energy,2011,88(8):2740-2754.

Waste Heat Recovery from Boiler Flue Gas with Two-stage Cyclic Evaporation ORC System

WANGZhijun,XIONGYuanquan

(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education,Thermoenergy Engineering Research Institute,Southeast University,Nanjing 210096,China)

For the fact that the temperature of coal-fired boiler flue gas is low and the flue gas contains water vapor and acid vapor that may produce acid corrosion at low temperatures,a two-stage cyclic evaporation ORC system was proposed,which is more suitable for the waste heat recovery from coal-fired boiler flue gas.Taking R123 as the working medium,by referring to the flue gas parameters of a domestic coal-fired boiler,a thermodynamic model and an economic model of the two-stage cyclic evaporation ORC system were set up to calculate and analyze the performance of the boiler,which was then compared with traditional one-stage evaporation ORC system.Results show that,in terms of thermal performance,both the net work and net recovery efficiency of the two-stage cyclic evaporation ORC system are greater than the one-stage evaporation ORC system,which accordingly has larger heat-transfer area.Whereas,in terms of economic performance,the cost of the two-stage cyclic evaporation ORC system is higher in power generation,but its annual income is also higher within designed lifetime,indicating higher performance-to-price ratio of the two-stage cyclic evaporation ORC system.

flue gas waste heat; ORC system; net recovery efficiency; circulation evaporator

2016-01-20

2016-03-04

國家自然科學(xué)基金資助項目(51376047)

王志軍(1990-)，男，江蘇如皋人，碩士研究生，研究方向為余熱回收.熊源泉(通信作者)，男，教授，博士，電話(Tel.):13814053240；E-mail:yqxiong@seu.edu.cn.

1674-7607(2017)01-0066-07

TM611

A 學(xué)科分類號：470.30