用燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料的新流程及優(yōu)化設(shè)計(jì)

陸志穎， 李國(guó)慶， 曾文欽

(1.華南理工大學(xué) 化學(xué)與化工學(xué)院，廣東 廣州 510641；2.中海油 惠州石化有限公司，廣東 惠州 516086)

大型石化企業(yè)由于蒸汽用量大，多自備熱電站。過(guò)去熱電站多燃煤產(chǎn)汽，蒸汽部分供工藝裝置，部分送汽輪機(jī)組發(fā)電，以網(wǎng)電和自發(fā)電之“雙網(wǎng)”機(jī)制保證企業(yè)用電。但隨著環(huán)保要求越來(lái)越嚴(yán)格，自備電站逐漸改用天然氣或脫硫煉廠氣(又稱瓦斯)做燃料，并采用較高能效的燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)工藝[1-2](Gas turbine combined cycle，GTCC)。其中，膨脹發(fā)電后的約600 ℃高溫尾氣進(jìn)余熱鍋爐(Heat recovery steam generator，HRSG)，發(fā)生3.5 MPa或1.0 MPa蒸汽。無(wú)疑，其第二定律能效不高[3]，故開(kāi)發(fā)燃?xì)廨啓C(jī)尾氣能量高效利用工藝一直是研究熱點(diǎn)。概括講，有3個(gè)方面：①改進(jìn)現(xiàn)有余熱鍋爐尾氣熱交換流程。如Behbahani-nia等[4]就針對(duì)微型燃?xì)廨啓C(jī)(30～800 kW)尾氣流量小的特點(diǎn)，改尾氣不走蒸發(fā)器管程，而走殼程，即用所謂的Fire tube HRSG流程，強(qiáng)化尾氣側(cè)傳熱。Madzivhandila等[5]則在尾氣流程設(shè)計(jì)中，引入接觸式省煤器系統(tǒng)(Contact economizer system， CES)，以最大限度地回收尾氣余熱加熱鍋爐給水。而借助吸收式制冷技術(shù)回收尾氣余熱發(fā)生冷量的熱電冷多聯(lián)供(Combined cooling， heat & power， CCHP)流程[6-7]和發(fā)生雙等級(jí)蒸汽的雙壓流程(Dual pressure HRSG)[8]也都屬于這一類(lèi)。②與太陽(yáng)能、燃料電池等能量單元集成。如文獻(xiàn)[9]就報(bào)道多個(gè)GTCC與太陽(yáng)能槽式熱系統(tǒng)(PT-HTF)集成，即所謂的太陽(yáng)能聯(lián)合循環(huán)(Integrated solar combined cycle， ISCC)的案例。其中太陽(yáng)能集熱場(chǎng)(Solar field)發(fā)生的 390 ℃ 循環(huán)熱油在太陽(yáng)能蒸汽發(fā)生器(Solar steam generator)中產(chǎn)生高壓蒸汽，作為燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)HRSG蒸汽的補(bǔ)充，一起推動(dòng)汽輪機(jī)發(fā)電，實(shí)現(xiàn)燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)在不同空氣溫度、濕度及氣壓下的高效和穩(wěn)定運(yùn)行。而Montes等[10]則采用PT-HTF直接蒸汽發(fā)生工藝(Direct steam generation， DSG)改進(jìn)傳統(tǒng)ISCC循環(huán)，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。與燃料電池(Fuel cell， FC)的集成則是由于熔融碳酸鹽(MC)和固體氧化物(SOFC)這兩類(lèi)高溫燃料電池排氣溫度高，客觀地為燃?xì)廨啓C(jī)二次利用電池燃料能創(chuàng)造了機(jī)會(huì)，因此出現(xiàn)了MCFC-GT[11]和SOFC-GT[12]兩種混合動(dòng)力系統(tǒng)。近年更有研究者[13]在SOFC-GT中嵌入有機(jī)朗肯循環(huán)聯(lián)合(ORC)，以進(jìn)一步回收上層系統(tǒng)的低溫余熱發(fā)電。③與其他過(guò)程工廠集成。如Jabbari等[14]就在塞爾維亞Methanol-vinegar紙廠擴(kuò)能改造中引入了燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電部分替代網(wǎng)電，尾氣則用于余熱鍋爐產(chǎn)汽和驅(qū)動(dòng)吸收式熱泵(Adsorption heat pump， AHP)。Li等[15]則在煉油廠烴類(lèi)蒸汽轉(zhuǎn)化制氫單元引入膨脹透平，以充分回收一次轉(zhuǎn)化氣的高溫?zé)崮芎蛪毫δ馨l(fā)電。而燃?xì)廨啓C(jī)在生物質(zhì)氣化廠(Biomass gasification)的應(yīng)用也多有報(bào)道[16-17]。

筆者提出了將加熱爐進(jìn)料送與之鄰近的熱電站，讓其與燃?xì)廨啓C(jī)尾氣換熱，待溫度提高后再返回加熱爐，尾氣則繼續(xù)走老流程進(jìn)余熱鍋爐產(chǎn)汽的新流程。新流程帶來(lái)的好處主要有兩個(gè)方面：一方面因工藝爐的進(jìn)料溫度通常在300 ℃以上，尾氣一次的傳熱溫差可以降低，其過(guò)程損將減少；另一方面，尾氣一次的高溫?zé)崮鼙晦D(zhuǎn)移給工藝爐，相當(dāng)于以少發(fā)中壓或低壓蒸汽為代價(jià)，等值減少加熱爐的高能級(jí)燃料化學(xué)能消耗，從而實(shí)現(xiàn)尾氣能量升級(jí)利用。

1 燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料新流程

圖1是用燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料的新流程示意。圖1中，在熱電站燃?xì)廨啓C(jī)尾氣流路的合適位置新增了尾氣-工藝爐進(jìn)料換熱器EN，敷設(shè)了工藝爐進(jìn)料來(lái)回?zé)犭娬镜墓芫€和增壓泵(必要的話)。通過(guò)與相鄰工藝裝置的跨系統(tǒng)熱集成，電站以余熱鍋爐少產(chǎn)蒸汽為代價(jià)，換取了工藝爐燃料化學(xué)能的等值節(jié)省，從而實(shí)現(xiàn)了尾氣能量的升級(jí)利用。不利之處是，為克服流動(dòng)阻力，尾氣需升壓1.8～3.0 kPa，相應(yīng)燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電會(huì)少許降低[18]。

2 燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料新流程熱力學(xué)分析

鑒于壓力能是尾氣的重要特征，筆者選用能級(jí)[19]表征熱力學(xué)體系。

Ω=Ex/H

(1)

式中，Ex是體系在某溫度(T)、壓力(p)狀態(tài)下的做功能力，即；H是體系的焓；故Ω是體系與焓的比值，其大小表征了體系溫度能/熱能、壓力能同時(shí)轉(zhuǎn)化為功的能力。如只考慮熱能，Ω將等值于卡諾(Carnot)效率。

圖1 燃?xì)廨啓C(jī)(GT)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料的新流程示意Fig.1 New process of exhausted gas of GT heating feed of process furnace1—Air compressor； 2—Combustion chamber； 3—Gas turbine； 4—Exhausted gas heat exchanger (EN)；5—Heat recovery steam generator (HRSG)； 6—Deaerator； 7—Pump； 8—Steam turbine； 9—Chiller

Ω=1-T1/T

(2)

體系從狀態(tài)1變?yōu)闋顟B(tài)2的做功能力由式(3)計(jì)算。

(3)

2.1 現(xiàn)有流程的尾氣效率

圖2是基于ASPEN計(jì)算得到的某現(xiàn)有燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)流程的尾氣Ω-H曲線。

圖2 某現(xiàn)有燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)(GTCC)流程的尾氣Ω-H曲線Fig.2 Ω-H curve of exhausted gas ofGTCC in an existing process

圖2中，出自燃燒室的935.15 t/h、1341.15 K、1.12 MPa燃?xì)廨啓C(jī)尾氣進(jìn)膨脹透平，按等熵效率83%計(jì)，透平做功154782 kW，然后104.33 kPa、861.15 K進(jìn)余熱鍋爐，發(fā)生3.5 MPa、678.15 K蒸汽159 t/h和0.3 MPa、473.15 K蒸汽17 t/h，最后374.15 K、101.33 kPa排大氣。全流程尾氣(1341.15 K、1.12 MPa)總242742 kW，其中154782 kW用于透平出力，56440 kW用于產(chǎn)汽，合計(jì)回收211222 kW，故尾氣效率87.01%(相應(yīng)熱效率92.27%)。

2.2 新流程的尾氣效率

圖3是基于ASPEN計(jì)算得到的新流程的尾氣Ω-H曲線。

圖3 基于ASPEN計(jì)算得到的某燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)(GTCC)新流程的尾氣Ω-H曲線Fig.3 Ω-H curve of exhausted gas of GTCC in thenew process based on calculation of ASPEN

圖3中，出自燃燒室的935.15 t/h、1341.15 K、1.12 MPa燃?xì)廨啓C(jī)尾氣進(jìn)膨脹透平，按等熵效率83%、背壓106.33 kPa計(jì)，透平做功153939 kW，排氣溫度為864.15 K；然后分出600 t/h進(jìn)新增的尾氣換熱器，釋放熱量22388 kW，將595.24 t/h爐進(jìn)料從563.15 K加熱到608.15 K，再與剩余尾氣混合，104.33 kPa、790.15 K進(jìn)余熱鍋爐，發(fā)生3.5 MPa、678.15 K蒸汽124 t/h和0.3 MPa、473.15 K蒸汽24 t/h，最后374.15 K、101.33 kPa排大氣。全流程尾氣總保持242742 kW不變，其中153939 kW用于透平出力，14233 kW用于加熱爐進(jìn)料，46587 kW用于產(chǎn)汽，合計(jì)回收214759 kW，故尾氣效率88.47%(熱效率保持92.27%不變)。

2.3 新、老流程對(duì)比

表1總結(jié)了新、老流程尾氣的回收情況。由表1可見(jiàn)，相比原流程，新流程多回收尾氣3537 kW，效率增加了1.46%。

表1 某燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)(GTCC)新、老流程尾氣回收情況Table 1 Exergy recoveries of exhausted gas of GTCC in the old and new process

ItemTotal exergyof exhaustedgas/kWNet workof gasturbine/kWExergy of steam ofHRSG/kWAdded exergyof furnace’s inletmaterial/kWExergy ofsmoke/kWTotal exergyrecoveries/kWExergy efficiencyof exhaustedgas/%Old process242742154782564400574521122287.01New process2427421539394658714233574521475988.47Difference0-843-985314233035371.46

2.4 新流程關(guān)鍵變量

分析圖3可以發(fā)現(xiàn)，燃?xì)廨啓C(jī)尾氣出換熱器溫度(Tg4a)是新流程的關(guān)鍵變量。Tg4a越高，分配給工藝爐進(jìn)料的尾氣熱量越少，故工藝爐燃料節(jié)省越少，但余熱鍋爐產(chǎn)汽越多；Tg4a越低，則工藝爐燃料節(jié)省越多，但余熱鍋爐產(chǎn)汽越少。另外，新增換熱器的面積(A)也嚴(yán)重制約著改進(jìn)效果。A越大，越利于節(jié)省工藝爐燃料，但需更高的尾氣背壓(p)補(bǔ)償流動(dòng)阻力，致使膨脹透平發(fā)電減少；反之亦然。因此，在新流程優(yōu)化設(shè)計(jì)中，要高度關(guān)注Tg4a和A(p)的選值。

3 燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料新流程機(jī)理模型

本節(jié)將建模新流程，以為其仿真和優(yōu)化設(shè)計(jì)建立基礎(chǔ)。建模單元包括空氣壓縮機(jī)、膨脹透平、余熱鍋爐、汽輪機(jī)、尾氣-爐進(jìn)料換熱器、除氧器等。

3.1 空氣壓縮機(jī)

假設(shè)空氣是理想氣體，壓縮過(guò)程為一級(jí)等熵壓縮，則有：

p2=p1×rac

(4)

(5)

Wac=ma(ha2-ha1)

(6)

本文取T1=293.15 K、p1=101.33 kPa，經(jīng)ASPEN計(jì)算，ha1=293.41 kJ/kg。另取γa=1.4、ηac=0.85。

空氣比焓與溫度、壓力有關(guān)。采用物性計(jì)算軟件REFPROP計(jì)算不同溫度、壓力下的ha值，再用Excel回歸，得到：

ha=-29.961276+1.062046T-
1.9061835p+0.003017Tp

(7)

式(7)適應(yīng)T為623～673 K、p為1.11～1.21 MPa 的條件，驗(yàn)證其方差為0.999，說(shuō)明滿足精度要求。

3.2 燃燒室

假設(shè)燃料為純甲烷，293.15 K、3.0 MPa進(jìn)噴嘴。燃燒室物料、壓力、熱平衡計(jì)算公式見(jiàn)式(8)～式(10)。

mg=ma+mf

(8)

p2-p3=Δpcc

(9)

mghg3=mfhf+maha2+ηccmfLHV

(10)

筆者取LHV=50049 kJ/kg，ηcc=0.98，Δpcc=0.03p2。經(jīng)ASPEN計(jì)算，hf=867.94 kJ/kg。

燃燒室富氧燃燒，為此取壓縮空氣與燃料的摩爾流率之比為z，完全燃燒有：

CH4+z(0.21O2+0.79N2)→CO2+2H2O+(0.21z-2)O2+0.79zN2

筆者取z=26.39(對(duì)應(yīng)質(zhì)量比48.83)，計(jì)算尾氣組成(摩爾分?jǐn)?shù))：CO2占3.65%、O2占12.93%、N2占76.12%、H2O占7.30%。同3.1節(jié)，擬合得到尾氣比焓與溫度、壓力的關(guān)系如下：

hg=-64.60791+1.28847T+
0.029906p+0.0005265Tp

(11)

式(11)適應(yīng)T為1320～1370 K、p為1.05～1.15 MPa，驗(yàn)證其方差為0.999。

故尾氣離開(kāi)燃燒室的溫度T3為：

T3=(hg3+64.60791-0.029906pg3)/
(1.28847+0.0005265pg3)

(12)

3.3 膨脹透平

假設(shè)尾氣為理想氣體，燃?xì)廨啓C(jī)透平一級(jí)等熵膨脹，則有：

T4=T3{1-ηgt[1-(p3/p4)(1-γg)/γg]}

(13)

Wgt=mg(hg3-hg4)

(14)

Wnet=Wgt-Wac

(15)

式中，下標(biāo)gt表示膨脹透平，4表示尾氣出膨脹透平，net表示凈功。取γg=1.33，ηgt=0.83。同3.1節(jié)，擬合得到T為573～913 K、p為101.33～111.33 kPa范圍內(nèi)，尾氣比焓與溫度、壓力的關(guān)系如下：

hg=978.5561+0.102758T-
8.7330407p+0.0101429Tp

(16)

驗(yàn)證式(16)方差為0.999。

3.4 燃?xì)廨啓C(jī)尾氣-工藝爐進(jìn)料換熱器

圖4為尾氣-工藝爐進(jìn)料換熱器示意圖。

圖4 尾氣-工藝爐進(jìn)料換熱器示意圖Fig.4 Demonstration diagram of the heat exchangerbetween exhausted gas and furnace’s feed

故有：

mg4a(hg4-hg4a)=my(hy2-hy1)

(17)

mg=mg4a+mg4b

(18)

mghg5=mg4ahg4a+mg4bhg4

(19)

規(guī)定尾氣走換熱器殼程，其流動(dòng)壓降為[20]：

Δpsh=KAαsh5.109

(20)

取K=1.661×10-11、αsh=140 W/(m2·K)。因此：

pg4=pg5+Δpsh/1000

(21)

3.5 余熱鍋爐

不失一般性，筆者選用雙壓余熱鍋爐(Double-pressure HRSG)建模，其示意圖見(jiàn)圖5。

圖5 雙壓余熱鍋爐系統(tǒng)示意Fig.5 Demonstration diagram for adouble-pressure HRSG system

圖5中，由除鹽水和汽輪機(jī)凝結(jié)水組成的混合給水依次進(jìn)預(yù)熱器、除氧器、低壓省煤器、低壓蒸發(fā)器、低壓過(guò)熱器、中壓省煤器、中壓蒸發(fā)器和中壓過(guò)熱器，發(fā)生低壓0.3 MPa、473.15 K和中壓3.5 MPa、678.15 K過(guò)熱蒸汽。0.3 MPa蒸汽供除氧和電站自用，3.5 MPa蒸汽部分進(jìn)汽輪機(jī)發(fā)電，部分外送煉油裝置。

3.5.1 中壓過(guò)熱器和蒸發(fā)器

依單元熱平衡計(jì)算中壓蒸汽的質(zhì)量流量mhs。

mhs(hhs-hw2)=mg(hg5-hg6)

(22)

mhs=mg(hg5-hg6)/(hhs-hw2)

(23)

為保證產(chǎn)汽，取中壓蒸發(fā)器節(jié)點(diǎn)溫差和接近點(diǎn)溫差分別為12.4 K和12.6 K。

T6=Ts2+12.4

(24)

Ts2=Tw2+12.6

(25)

3.5.2 中壓省煤器、低壓過(guò)熱器和蒸發(fā)器

式(26)是單元熱平衡。

mg(hg6-hg7)=mhs(hw2-hw1)+mls(hls-hw1)

(26)

取低壓蒸發(fā)器節(jié)點(diǎn)溫差和接近點(diǎn)溫差分別為6.5 K和13.5 K，即：

T7=Ts1+6.5

(27)

Ts1=Tw1+13.5

(28)

3.5.3 低壓省煤器

熱平衡：

mg(hg7-hg8)=(mhs+mls)(hw1-hw)

(29)

3.5.4 除氧器和預(yù)熱器

首先，忽略鍋爐連排和定排，則單元物料平衡為：

mhs+mls=mcy+mu

(30)

進(jìn)一步忽略給水泵功耗，除氧器、預(yù)熱器熱平衡為：

mu(hw-hu1)=mcy(hcy-hw)

(31)

hcy=hls

(32)

mg(hg8-hg9)=mu(hu1-hu)

(33)

取給水進(jìn)預(yù)熱器溫度為313.15 K。擬合得到給水比焓hu與溫度T的關(guān)系為：

hu=4.1916(T-273.15)-0.1794

(34)

故給水出預(yù)熱器溫度Tu1為：

Tu1=(hu1+0.1794)/4.1916+273.15

(35)

3.6 汽輪機(jī)

汽輪機(jī)部分的計(jì)算公式如式(36)～式(38)所示：

mhs=mhq+mhs1

(36)

mhq=mcq+mlq

(37)

Wst=mhq(hhs-hcq)+
[(1-φl(shuí))(hcq-hnq)+φl(shuí)(hcq-hny)]

(38)

本文中汽輪機(jī)出口壓力取8.0 kPa，取ηst=0.85，相應(yīng)的汽輪機(jī)出口排汽溫度為314.75 K(41.6 ℃)，φl(shuí)為10.27%。

3.7 模型檢驗(yàn)

在MATLAB中編程上述機(jī)理模型，并將其應(yīng)用于某圖1案例(該案例，燃?xì)廨啓C(jī)消耗甲烷燃料19.15 t/h，產(chǎn)生尾氣935.15 t/h，其中600 t/h加熱工藝爐進(jìn)料)，計(jì)算結(jié)果及與ASPEN模擬值的比較如表2所示。

表2 新建模型的主要計(jì)算結(jié)果及與ASPEN計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 2 Calculation results comparison of the established model with those from ASPEN

從表2可知，筆者所建模型計(jì)算結(jié)果與ASPEN計(jì)算結(jié)果的平均誤差只有0.48%，說(shuō)明模型是可靠的，可以仿真新流程和實(shí)施新流程優(yōu)化設(shè)計(jì)。

4 優(yōu)化設(shè)計(jì)燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料新流程

4.1 優(yōu)化變量

依據(jù)2.4節(jié)分析，對(duì)改造方案而言，新流程宜選擇尾氣換熱器面積(A)和尾氣出換熱器EN的溫度(Tg4a)為優(yōu)化變量。

4.2 目標(biāo)函數(shù)

兼顧效益和熱力學(xué)特性，選擇新流程增益最大和過(guò)程損最小為雙目標(biāo)函數(shù)。

4.2.1 總年度化增益

基于改造方案，按以下規(guī)定計(jì)算新流程的總年度化增益(Total annual added benefit，TAAB)：

TAAB=8400[(ΔWnet+ΔWst)Cele+
mfuCfu+Δmhs1Chs1+ΔmcqCcq-Cinvβ]

(39)

Cfu是工藝爐燃料單價(jià)(CNY/t)，Cele是電單價(jià)(CNY/(kW·h))，Chs1、Ccq分別是3.5 MPa、1.0 MPa 蒸汽單價(jià)(CNY/t)，β是投資折舊率(本文中取投資回收期10 a，流程年運(yùn)行8400 h，故β=0.0000119/h)。

分別取Cfu=3.2 CNY/m3、Cele=0.715 CNY/(kW·h)、Chs1=300 CNY/t和Ccq=200 CNY/t。

尾氣換熱投資按式(40)計(jì)算[21]。

Cinv=7296θrωA0.65

(40)

式中，θr是維修系數(shù)，取1.06；ω是美元對(duì)人民幣匯率，取6.29。

4.2.2 過(guò)程損

新流程尾氣過(guò)程損則按式(41)計(jì)算[22]。

ΔExl=ΔExl,hx+ΔExl,d

(41)

式中，ΔExl為過(guò)程損，ΔExl,hx是傳熱損(鍋爐/換熱器)，ΔExl,d是動(dòng)力損(透平/壓縮機(jī))。

ΔExl,hx=Q×T1(1/Tcm-1/Thm)

(42)

ΔExl,gt=ΔH(1-T1/Tlm)+nRT1ln(p3/p4)-Wgt

(43)

ΔExl,ac=Wac-[ΔH(1-T1/Tlm)+
nRT1ln(p2/p1)]

(44)

式(42)～式(44)中，Q表示傳熱量，ΔH表示焓差。

4.3 約束條件

主要約束首先是過(guò)程推動(dòng)力約束：(1)723.15 K≤Tg4a≤823.15 K；(2)p5≮104.33 kPa；(3)ηac、ηgt、ηst與原流程一致；(4)余熱鍋爐節(jié)點(diǎn)溫差和接近點(diǎn)溫差與原流程一致；(5)余熱鍋爐排煙溫度維持在374.15 K(101 ℃)。

其次作為改造工程，還必須滿足以下工程約束：(1)熱電站向工藝裝置的3.5 MPa和1.0 MPa供汽量與原流程保持一致，且品質(zhì)保持不變；(2)熱電站發(fā)電量在許可變化范圍內(nèi)變化；(3)新增尾氣換熱器面積：800 m2≤A≤1500 m2。

4.4 優(yōu)化問(wèn)題描述

綜合4.1～4.3節(jié)，新流程優(yōu)化問(wèn)題可以表述為：

max TAAB=8400[(ΔWnet+ΔWst)Cele+
mfuCfu+Δmhs1Chs1+ΔmcqCcq-Cinvβ]
min ΔExl=ΔExl,h+ΔExl,d
s.t. 450≤tg4a≤550；800≤A≤1500；
p5≥104.33；ηac=0.85；ηgt=0.83；
T6=Ts2+12.4；Tw2=Ts2-12.5；Tu=313.15；
T7=Ts1+6.5；Tw1=Ts1-13.5；
Ths=678.15；T5-Ths≥50；T9=374.15

顯然這是一個(gè)雙目標(biāo)非線性規(guī)劃問(wèn)題(Non-linear programming，NLP)，擬用帶有精英策略的非支配排序遺傳算法(Non-dominated sorting genetic algorithm，NSGA-II)[23]求解。它的特點(diǎn)是：1)采用Pareto最優(yōu)解思想，為研究對(duì)象多目標(biāo)優(yōu)化提供了可能；2)采用簡(jiǎn)潔明晰的非支配排序，使算法具有逼近Pareto最優(yōu)解前沿的能力；3)當(dāng)同一個(gè)層中的個(gè)體不能全部進(jìn)入父代種群時(shí)，采用擁擠度(Crowing distance)機(jī)制篩選，保持了種群的多樣性，擴(kuò)大了搜索范圍，因此得到的Pareto最優(yōu)解具有良好分布。由于以上3點(diǎn)復(fù)雜度并不高，易于電算化，NSGA-II得到了廣泛使用。

優(yōu)化設(shè)計(jì)框圖如圖6所示?？梢?jiàn)，設(shè)計(jì)過(guò)程由3部分組成。

圖6 燃?xì)廨啓C(jī)尾氣加熱工藝爐進(jìn)料新流程優(yōu)化設(shè)計(jì)框圖Fig.6 Process block diagram of heating furnace inlet materials with flue gas from gas turbine

(1)根據(jù)兩個(gè)變量的取值范圍，給定初始種群數(shù)，隨機(jī)產(chǎn)生初始種群，即得到優(yōu)化變量群體。

(2)計(jì)算產(chǎn)生的每個(gè)個(gè)體的適應(yīng)度，其過(guò)程如圖6 中虛線框所示。先根據(jù)產(chǎn)生的種群個(gè)體變量，利用第3節(jié)建立的MATLAB模型計(jì)算出新流程中各點(diǎn)的狀態(tài)參數(shù)，再據(jù)此計(jì)算目標(biāo)函數(shù)中的收益、投資以及各個(gè)單元的損。滿足約束條件要求的變量個(gè)體對(duì)應(yīng)的目標(biāo)值進(jìn)入以非支配排序?yàn)樘卣鞯倪m應(yīng)度篩選，否則將其目標(biāo)值改為無(wú)窮再進(jìn)入篩選。

(3)步驟2中計(jì)算得到的所有變量個(gè)體及其適應(yīng)度形成父代種群，通過(guò)非支配排序及擁擠度機(jī)制篩選實(shí)現(xiàn)種群劃分；通過(guò)錦標(biāo)賽規(guī)則進(jìn)行選擇(Selection)、交叉(Crossover)、變異(Mutation)得到子代種群，子代種群和父代種群合并進(jìn)行種群并選，取接近Pareto最優(yōu)前沿的個(gè)體形成新一代父代種群，回到步驟2重新計(jì)算直至滿足代數(shù)要求，最終得到Pareto解集。

5 案例應(yīng)用

某煉油廠100 MW燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)熱電站現(xiàn)耗燃?xì)?9.15 t/h,產(chǎn)3.5 MPa、678.15 K蒸汽 159 t/h 和0.3 MPa、473.15 K蒸汽17 t/h，其中3.5 MPa蒸汽60 t/h直接外供，99 t/h進(jìn)汽輪機(jī)；且汽輪機(jī)單抽1.0 MPa蒸汽30 t/h外送，69 t/h蒸汽用于凝汽式發(fā)電；0.3 MPa蒸汽9.6 t/h電站自用，7.4 t/h作為除氧蒸汽。電站合計(jì)發(fā)電83589 kW，外送蒸汽90 t/h。鑒于鄰近5.0 Mt/a原油蒸餾裝置常壓爐進(jìn)料(595.24 t/h)溫度較低，只有563.15 K，故改造實(shí)施燃?xì)廨啓C(jī)尾氣預(yù)熱改造。

以Tg4a和A為優(yōu)化變量，以maxTAAB和minΔExl為雙目標(biāo)函數(shù)，運(yùn)用MATLAB的Optimization模塊對(duì)問(wèn)題進(jìn)行NSGA-II求解。為此，取初始種群數(shù)100，經(jīng)30代運(yùn)行收斂，得到其Pareto最優(yōu)解集分布如圖7所示。

圖7中，系統(tǒng)效益TAAB為橫坐標(biāo)，過(guò)程損ΔExl為縱坐標(biāo)，不失一般性，它們互為消漲。無(wú)疑，圖中每個(gè)點(diǎn)都是優(yōu)化解，故分析5個(gè)有代表性的點(diǎn)。

(1)a點(diǎn)對(duì)應(yīng)效益最佳(TAAB最大)，但熱力學(xué)性能最差(ΔExl最大)；

(2)d點(diǎn)對(duì)應(yīng)效益最差(TAAB最小)，但熱力學(xué)性能最佳(ΔExl最小)；

(3)b、c點(diǎn)兼顧TAAB和ΔExl，是折中點(diǎn)；

(4)e點(diǎn)對(duì)應(yīng)TAAB最大、ΔExl最小，最理想，但矛盾，故不在Pareto解集。

各點(diǎn)行為如表3所示。

圖7 某煉油廠100 MW燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)熱電站燃?xì)廨啓C(jī)尾氣預(yù)熱改造的帕累托最優(yōu)解集Fig.7 Pareto optimum of retrofit of exhausted gas preheating>of a 100 MW GTCC thermal power station in a refinery

PointTg4a/KA/m2TAAB×10-6/(CNY·a-1)ΔExl/kWa723.1580013.2834721b723.1599712.6334709c723.15116312.0934699d723.15134911.4934687

從表3可以看出：4個(gè)點(diǎn)的Tg4a均選下限723.15 K(對(duì)應(yīng)尾氣進(jìn)余熱鍋爐溫度Tg5=774.15 K)，說(shuō)明低Tg4a對(duì)雙目標(biāo)均有益；從a到d，A依次增大，但TAAB和ΔExl均減小。

鑒于b點(diǎn)距離e點(diǎn)最近，選其為最優(yōu)設(shè)計(jì)點(diǎn)，對(duì)應(yīng)Tg4a=723.15 K、A=997 m2。其主要參數(shù)及與原流程的差異如表4所示。由表4可以看出，相比原流程，新流程減少工藝爐燃料消耗4404 kg/h(基于爐效率90%)、降幅73.32%；少發(fā)電11393 kW、降幅13.62%；減少總過(guò)程損4280 kW、降幅10.98%。雖然發(fā)電量和蒸汽產(chǎn)量有所下降，但由于實(shí)現(xiàn)了尾氣熱量升級(jí)利用，系統(tǒng)增效1.263×107CNY/a。

6 結(jié) 論

(1)分析了石油化工企業(yè)自備熱電站燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合循環(huán)工藝中高溫燃?xì)廨啓C(jī)尾氣的能量利用情況。認(rèn)為尾氣直接進(jìn)余熱鍋爐發(fā)生中壓或低壓蒸汽，其第二定律能效率偏低。同時(shí)，又發(fā)現(xiàn)與電站相鄰的一些工藝裝置的加熱爐進(jìn)料的溫度普遍偏低，如不足300 ℃，需消耗較多的燃料才能達(dá)到規(guī)定的工藝溫度，故提出了燃?xì)廨啓C(jī)尾氣一次先預(yù)熱工藝爐進(jìn)料，再進(jìn)余熱鍋爐發(fā)生蒸汽的跨單元熱集成新流程，實(shí)現(xiàn)了尾氣能量升級(jí)利用。

表4 新流程主要計(jì)算結(jié)果及與原流程參數(shù)的對(duì)比Table 4 Calculation results of the new process and comparison with those from original design

(2)基于ASPEN模擬技術(shù)，建立了新、老流程尾氣能量利用過(guò)程的能級(jí)-焓(Ω-H)曲線，發(fā)現(xiàn)新流程的過(guò)程損小于老流程，且其中尾氣與加熱爐進(jìn)料換熱后溫度和新增尾氣-加熱爐進(jìn)料換熱器面積是制約新流程效果強(qiáng)化的關(guān)鍵因素。

(3)建立了新流程的詳細(xì)機(jī)理模型，模型單元包括空氣壓縮機(jī)、燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室、燃?xì)廨啓C(jī)膨脹透平、余熱鍋爐、汽輪機(jī)，以及新增的尾氣-工藝爐進(jìn)料換熱器，為仿真新流程和實(shí)施新流程優(yōu)化設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)。

(4)提出了基于機(jī)理模型的完整的新流程優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。該方法兼顧效益和熱力學(xué)特性，以系統(tǒng)增益最大和過(guò)程損最小為雙目標(biāo)函數(shù)，以尾氣換后溫度和新增尾氣換熱器面積為優(yōu)化變量，以帶精英策略的非支配排序遺傳算法(NSGA-II)為最優(yōu)化計(jì)算工具。由于內(nèi)置了傳熱推動(dòng)力以及自備熱電站負(fù)荷(如蒸汽和電力供應(yīng)量)等約束，該方法具有實(shí)際工程應(yīng)用價(jià)值。

(5)將筆者建立的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法應(yīng)用于某煉油廠100 MW燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)熱電站與鄰近5.0 Mt/a原油蒸餾裝置常壓爐熱集成，計(jì)算表明新流程可實(shí)現(xiàn)增益1.263×107CNY/a，過(guò)程損減少10.98%。

符號(hào)說(shuō)明：

A——換熱面積，m2；

Cfu——工藝爐燃料單價(jià)，CNY/t；

Cele——電單價(jià)，CNY/(kW·h)；

Chs1、Ccq——3.5 MPa、1.0 MPa蒸汽單價(jià)，CNY/t；

Cinv——尾氣換熱器投資，CNY；

Ex——，kW；

ΔExl——損，kW；

ΔExl,hx——(鍋爐/換熱器)傳熱損，kW；

ΔExl,d——(透平/壓縮機(jī))動(dòng)力損，kW；

H——焓，kW；

ΔH——焓差，kW；

h——比焓，kJ/kg；

K——換熱器構(gòu)型參數(shù)；

LHV——燃料低熱值，kJ/kg；

m——質(zhì)量流量，kg/h；

mfu——工藝爐燃料消耗減少量，t/h；

p——壓力，kPa；

Δp——燃燒室壓降，kPa；

Δpsh——尾氣壓降，Pa；

Q——傳熱量，kW；

r——壓比；

T——絕對(duì)溫度，K；

W——功率，kW；

z——壓縮空氣與燃料的摩爾流率之比；

Ω——能級(jí)；

αsh——換熱器殼側(cè)的膜傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；

β——投資折舊率，/h；

γ——絕熱系數(shù)；

η——效率；

θr——維修系數(shù)；

φ1——液化率；

ω——美元對(duì)人民幣匯率；

下角標(biāo)

1——環(huán)境狀態(tài)；

2——空氣出壓縮機(jī)；

3——尾氣出燃燒室；

4——尾氣出膨脹透平；

5～9——處于余熱鍋爐不同位置的尾氣；

a——空氣；

ac——空氣壓縮機(jī)；

cc——燃燒室；

cm、hm——參與換熱的冷、熱物流的對(duì)數(shù)平均溫差；

lm——透平/壓氣機(jī)的進(jìn)、出口物流溫度的對(duì)數(shù)平均值；

cq——汽輪機(jī)1.0 MPa抽氣；

cy——除氧蒸汽；

ele——電；

EN——燃?xì)廨啓C(jī)尾氣-工藝爐進(jìn)料換熱器；

f——燃料；

fu——加熱爐；

g——燃?xì)廨啓C(jī)尾氣；

g4a——燃?xì)廨啓C(jī)尾氣出尾氣換熱器；

g4b——旁通部分的燃?xì)廨啓C(jī)尾氣；

gt——透平；

hq——進(jìn)入汽輪機(jī)高壓氣缸的蒸汽；

hs——中壓蒸汽；

hs1——鍋爐直接外送中壓3.5 MPa蒸汽；

HRSG——余熱鍋爐；

lq——進(jìn)汽輪機(jī)低壓氣缸的蒸汽；

ls——低壓蒸汽；

net——凈功；

nq——凝氣；

ny——凝液；

s1、s2——低壓、中壓飽和蒸汽；

st——汽輪機(jī)；

y1、y2——工藝物料進(jìn)、出尾氣換熱器；

u、u1——給水進(jìn)、出預(yù)熱器；

w——377.15 K除氧水；

w1、w2——低壓、中壓蒸發(fā)器給水。