基于不同Kalina循環(huán)的三種冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的熱力學(xué)與熱經(jīng)濟(jì)學(xué)分析

董師彤，潘 振，商麗艷，周 莉

（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)化學(xué)化工與環(huán)境學(xué)部，遼寧 撫順 113001）

地?zé)崮茏鳛橹匾目稍偕茉?，因具有分布廣、儲(chǔ)量大等優(yōu)點(diǎn)，在能源緊缺的當(dāng)下受到了越來(lái)越多研究者的關(guān)注[1-3]。地?zé)豳Y源根據(jù)溫度可分為高溫地?zé)?、中溫地?zé)帷⒌蜏氐責(zé)?，地?zé)崴l(fā)電是有效利用中低溫地?zé)豳Y源的一種方法[4-5]。王建永等[6]和劉繼芬等[7]對(duì)地?zé)岚l(fā)電循環(huán)進(jìn)行了熱力學(xué)分析，確定了系統(tǒng)最佳工質(zhì)的選擇標(biāo)準(zhǔn)。M.Zeyghami[8]為了提高地?zé)岚l(fā)電系統(tǒng)的熱力學(xué)性能，在地?zé)崴疁囟葹?50～250℃的情況下對(duì)閃蒸-雙循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行了熱力學(xué)分析。

在諸多學(xué)者的研究中，Kalina循環(huán)在中低溫地?zé)岚l(fā)電方面得到了廣泛的應(yīng)用[9-12]。其中，KCS-11、KCS-34、KSG-1等三種Kalina循環(huán)被廣泛應(yīng)用于中低溫地?zé)岚l(fā)電[13-15]。付文成等[16]以KCS-11為研究對(duì)象，分析了冷、熱源溫度和氨水濃度等重要參數(shù)對(duì)發(fā)電循環(huán)的影響。結(jié)果表明，提高熱源溫度和降低冷源溫度能使系統(tǒng)的循環(huán)效率增大。H.D.Madhawa Hettiarachchi等[17]研究了 KCS-11利用地?zé)岬男阅?，發(fā)現(xiàn)汽輪機(jī)進(jìn)口壓力一定時(shí)存在最佳氨水濃度。O.Arslan[18]對(duì)KCS34在地?zé)崽镏械陌l(fā)電情況進(jìn)行了研究，確定了最佳設(shè)計(jì)，使系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性最優(yōu)。H.Mergner等[19]對(duì)KSG-1和KCS-34利用地?zé)岚l(fā)電的熱力學(xué)性能進(jìn)行了比較，結(jié)果表明KSG-1的效率比KCS-34略高。

綜上可知，KCS-11、KCS-34和 KSG-1等三種Kalina循環(huán)能較好地回收中低溫地?zé)?。上述研究比較集中于對(duì)單種Kalina循環(huán)的研究和分析，而對(duì)KCS-11、KCS-34和KSG-1等三種Kalina循環(huán)在以地?zé)釣闊嵩吹睦錈犭娐?lián)供系統(tǒng)中的利用情況進(jìn)行對(duì)比分析的研究未見(jiàn)報(bào)道。因此，為了更好地回收利用地?zé)崮?，本文選取溫度大于155℃的地?zé)崴疄闊嵩矗?jīng)過(guò)閃蒸使其溫度降到中低溫的范圍，再利用Kalina循環(huán)和吸收式制冷的聯(lián)合系統(tǒng)進(jìn)一步回收此部分熱量。將KCS-11、KCS-34和KSG-1等三種Kalina循環(huán)作為底循環(huán)，對(duì)比其在冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)中的性能，并通過(guò)熱力學(xué)和熱經(jīng)濟(jì)學(xué)分析，經(jīng)對(duì)比選出效率高又經(jīng)濟(jì)的系統(tǒng)，討論地?zé)嵩礈囟葘?duì)系統(tǒng)性能的影響。

1 系統(tǒng)描述

閃蒸-KCS11發(fā)電循環(huán)和吸收式制冷循環(huán)的復(fù)合系統(tǒng)——F-KCS11-ARC系統(tǒng)流程示意圖如圖1所示。該系統(tǒng)分為閃蒸-Kalina循環(huán)和吸收式制冷循環(huán)兩部分。圖1中，數(shù)字1－43表示物流。

圖1 F-KCS11-ARC系統(tǒng)流程示意圖

來(lái)自地下的高溫高壓地?zé)崴斔偷介W蒸器1，通過(guò)降壓轉(zhuǎn)化為兩相流體；蒸汽流（2）被輸送到汽輪機(jī)1，驅(qū)動(dòng)發(fā)電機(jī)以產(chǎn)生電力，另一液體流（4）進(jìn)入Kalina循環(huán)，依次通過(guò)換熱器1和換熱器2，加熱氨-水混合物；氨水被地?zé)崴訜?，成為過(guò)熱蒸汽（19）后進(jìn)入汽輪機(jī)2膨脹做功，乏汽經(jīng)過(guò)回?zé)崞?和回?zé)崞?放熱后進(jìn)入冷凝器，冷凝至飽和狀態(tài)的氨水經(jīng)泵1升壓，升壓后的物流（12）先進(jìn)入回?zé)崞?預(yù)熱，然后分成2支：一支（14）進(jìn)入換熱器2吸熱，另一支（16）進(jìn)入回?zé)崞?繼續(xù)與汽輪機(jī)乏汽換熱。兩條物流混合后，物流（18）進(jìn)入換熱器1吸熱，至此完成閃蒸-Kalina部分循環(huán)。

離開(kāi)冷凝器的液態(tài)氨水混合物分流成兩股，其中一股（25）流入吸收式制冷循環(huán)，先后經(jīng)過(guò)回?zé)崞?和閥門(mén)2降壓降溫后，通入制冷循環(huán)的蒸發(fā)器，工質(zhì)蒸發(fā)吸熱使空氣溫度降低，用于夏季供冷。離開(kāi)蒸發(fā)器的低壓氨蒸汽（28）通過(guò)回?zé)崞?對(duì)冷凝液氨預(yù)冷，然后與經(jīng)由閥門(mén)3降壓的來(lái)自精餾塔塔底的稀溶液（37）一同進(jìn)入吸收器吸收。吸收后的溶液（30）經(jīng)泵2送至換熱器3，由地?zé)崴A(yù)熱后物流（32）進(jìn)入回?zé)崞?，與精餾塔產(chǎn)出的稀溶液（35）進(jìn)行換熱后變?yōu)楦邷亓黧w（33），隨后進(jìn)入精餾塔。從精餾塔出來(lái)的高濃度氨蒸氣（34）與經(jīng)過(guò)回?zé)崞?放熱后的氨水溶液混合，一同在回?zé)崞?處降溫后進(jìn)入冷凝器，完成吸收式制冷循環(huán)過(guò)程。經(jīng)過(guò)換熱器3降溫的地?zé)崴?）通過(guò)閥門(mén)1降壓后與汽輪機(jī)1乏氣合流，此時(shí)的低溫地?zé)崴?）通過(guò)換熱器4給水加熱，所得熱量可用于冬季家庭供暖或農(nóng)業(yè)土壤加溫等。

基于KSG-1的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)（F-KSG1-ARC）流程示意圖如圖2所示。與圖1所示系統(tǒng)不同的是，氨水在換熱器1中吸收熱量而部分蒸發(fā)為物流（13）。兩相氨水混合物被輸送到氨水分離器，在其中氨水溶液被分離成富氨蒸氣（16）和貧氨液體（14）。液態(tài)氨水通過(guò)閥門(mén)2降壓，降壓后的物流（15）與汽輪機(jī)1的出口乏氣（17）匯合。

圖2 F-KSG1-ARC系統(tǒng)流程示意圖

基于KCS-34的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)（F-KCS34-ARC）流程示意圖如圖3所示。與圖2所示系統(tǒng)大致相同，F(xiàn)-KCS34-ARC的唯一區(qū)別在于多了一個(gè)回?zé)崞?。被分離的液態(tài)氨水（15）通過(guò)回?zé)崞?放熱，接著通過(guò)閥門(mén)2降壓后（17）與汽輪機(jī)1的出口乏氣匯合。

圖3 F-KCS34-ARC系統(tǒng)流程示意圖

2 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算方法

2.1 假設(shè)條件

基于質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒建立數(shù)學(xué)模型。為了簡(jiǎn)化模型，設(shè)置如下假設(shè)[20-21]：系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)為穩(wěn)態(tài)；忽略動(dòng)能和勢(shì)能的變化；系統(tǒng)設(shè)備與環(huán)境之間沒(méi)有熱傳遞；忽略閃蒸裝置、蒸汽發(fā)生器、氨水分離器、冷凝器、熱交換器和連接管中的壓降；泵和汽輪機(jī)分別具有給定的等熵效率；忽略地?zé)崃黧w供水水泵及冷卻塔水泵的耗功。模擬的系統(tǒng)基本參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 系統(tǒng)基本參數(shù)

2.2 熱力學(xué)計(jì)算模型

以F-KCS11-ARC系統(tǒng)為例，系統(tǒng)內(nèi)各設(shè)備數(shù)學(xué)模型如下[22-23]。

閃蒸器的質(zhì)量、能量守恒方程：

式中，m為物流的質(zhì)量流量，kg/s；h為焓，J/g；下標(biāo)與圖1中的數(shù)字相對(duì)應(yīng)，下同。

換熱器的能量守恒方程：

冷凝器的能量守恒方程：

精餾塔的控制方程：

式中，mV、mL、mD和mF分別為氣體、液體、出料和加料的質(zhì)量流量，kg/s；Qd為熱量，kJ/s。

系統(tǒng)的熱效率為：

式中，Qc、Qh和Qin分別為系統(tǒng)的制冷量、制熱量和進(jìn)入系統(tǒng)的總熱量，kW；Wnet為系統(tǒng)的凈輸出功，kW。

Wnet的計(jì)算公式：

式中，WT、WP分別為汽輪機(jī)的輸出功和泵的耗功，kW。

Qc、Qh和Qin的計(jì)算公式如下。

F-KCS11-ARC系統(tǒng)：

F-KCS34-ARC系統(tǒng)：

F-KSG1-ARC系統(tǒng)：

系統(tǒng)各組件的?損I的計(jì)算方程如下[24]。

閃蒸器：

式中，E為?值，kW；下標(biāo)in表示進(jìn)口，out1和out2分別表示閃蒸器的兩個(gè)出口。

汽輪機(jī)：

式中，下標(biāo)in和out分別表示進(jìn)口和出口，下同。

泵：

換熱器：

式中，下標(biāo) inHOT、inCOLD、outHOT和 outCOLD分別代表熱流進(jìn)口、冷流進(jìn)口、熱流出口和冷流出口。

地?zé)峄厥招视?jì)算公式[25]：

式中，Ts1和Ts2分別為熱源進(jìn)入系統(tǒng)前和出系統(tǒng)后的溫度，℃；T0為環(huán)境溫度，℃。

2.3 熱經(jīng)濟(jì)學(xué)計(jì)算模型

地?zé)狎?qū)動(dòng)的新型冷熱電三聯(lián)供系統(tǒng)的總投資成本包括閃蒸器、蒸發(fā)器、冷凝器、回?zé)崞?、汽輪機(jī)、泵等設(shè)備的投資成本，系統(tǒng)各部件的投資成本計(jì)算公式如下[26]：

式中，Z為部件費(fèi)用的基本參數(shù)：對(duì)換熱器來(lái)說(shuō)，Z為換熱面積A，m2；對(duì)泵來(lái)說(shuō)，Z為消耗的泵功Wp，kW；對(duì)汽輪機(jī)來(lái)說(shuō)，Z為汽輪機(jī)輸出功Wt，kW；對(duì)分離器來(lái)說(shuō)，Z為分離器的容量Vs，L；有關(guān)計(jì)算式見(jiàn)文獻(xiàn)[27]；Cp為基于碳鋼結(jié)構(gòu)和環(huán)境壓力的基本投資成本，美元；p為各部件承受的壓力，MPa；Fp為壓力修正系數(shù)；K1、K2、K3及C1、C2、C3均為系數(shù)。修正后基本投資費(fèi)用CBM為：

式中，F(xiàn)M、FBM分別為材料修正系數(shù)和綜合修正系數(shù)。式（23）—（25）中各系數(shù)[28]列于表2。

表2 投資成本計(jì)算系數(shù)

以1996年為基準(zhǔn)年，基準(zhǔn)年的總投資費(fèi)用C1996為各設(shè)備修正后基本投資費(fèi)用CBM之和。根據(jù)貨幣時(shí)間價(jià)值修正為2018年的系統(tǒng)總投資成本C2018：

式中，2018年和1996年的化工成本指數(shù)分別為603.1和381.7。

投資回收因子CRF：

式中，i為銀行利率，本文取5%；n為正常運(yùn)行時(shí)間，a，本文取20 a。

發(fā)電成本LEC：

式中，Cs為系統(tǒng)運(yùn)行及維護(hù)費(fèi)用，美元，取C2018的1.5%；top為年運(yùn)行時(shí)間，h，本文取8 000 h。

該系統(tǒng)的年凈收入包括制冷、供暖收入和發(fā)電收入，美元，其計(jì)算公式為：

式中，Cpri為當(dāng)下電價(jià)，取 0.15 美元/（kW·h）；Cr為熱價(jià)，取6.8美元/GJ；Qr為熱耗，GJ。

系統(tǒng)投資回收年限N計(jì)算公式為：

3 結(jié)果與討論

3.1 熱力學(xué)分析

基于不同Kalina循環(huán)的三種冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)熱力學(xué)計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。由表3可以看出，在汽輪機(jī)發(fā)電量、系統(tǒng)制冷量和制熱量相同的情況下，三種系統(tǒng)的熱效率相差不大，F(xiàn)-KCS34-ARC系統(tǒng)的熱效率最高；F-KCS11-ARC系統(tǒng)具有比其他兩種系統(tǒng)更高的凈輸出功和地?zé)峄厥章?。盡管三種系統(tǒng)的汽輪機(jī)發(fā)電量相同，但是F-KCS34-ARC和F-KSG1-ARC系統(tǒng)泵1的損耗比F-KCS11-ARC系統(tǒng)大，因此F-KCS11-ARC系統(tǒng)的凈輸出功更大。

表3 熱力學(xué)計(jì)算結(jié)果

各系統(tǒng)的總?損如圖4所示。從圖4可以看出，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)的總?損最低，分別比FKCS34-ARC系統(tǒng)和F-KSG1-ARC系統(tǒng)低5.3%和2.7%。

圖4 各系統(tǒng)的總?損

系統(tǒng)中各組件的?損如圖5所示。

圖5 系統(tǒng)中各組件的?損

從圖5（a）可以看出，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)中換熱器1的?損最大，為384.4 kW，占該系統(tǒng)總?損的31.4%；其次是精餾塔和吸收器，分別為280.2 kW和104.8 kW，占系統(tǒng)總?損的22.9%和8.6%；其他組件的?損總計(jì)占系統(tǒng)?損的37.1%。

從圖5（b）可以看出，F(xiàn)-KCS34-ARC系統(tǒng)中精餾塔的?損最高，達(dá)到了315.2 kW，占系統(tǒng)總?損的24.4%；換熱器1仍為?損較高的組件，其?損為213.5 kW，與?損為192.2 kW的冷凝器分別占據(jù)了系統(tǒng)總?損的16.5%與14.9%。

從圖5（c）可以看出，如同F(xiàn)-KCS34-ARC系統(tǒng)，F(xiàn)-KSG1-ARC系統(tǒng)中精餾塔為?損最高的組件，占系統(tǒng)總?損的25.1%；換熱器1和冷凝器的?損相近，分別為200.9 kW和200.7 kW，均占據(jù)系統(tǒng)總?損的約16.0%。

各系統(tǒng)的地?zé)峄厥招孰S地?zé)釡囟群烷W蒸壓力變化的情況如圖6所示。

圖6 閃蒸壓力和地?zé)嵩礈囟葘?duì)各系統(tǒng)地?zé)峄厥招实挠绊?/p>

從圖6可以看出，當(dāng)?shù)責(zé)嵩礈囟鹊陀?75℃時(shí)，較低的閃蒸壓力使各系統(tǒng)獲得更高的地?zé)峄厥招?；?dāng)?shù)責(zé)嵩礈囟雀哂?75℃時(shí)，地?zé)峄厥章什浑S閃蒸壓力的變化而發(fā)生改變。在地?zé)嵩礈囟葹?55～220℃時(shí)，隨著地?zé)嵩礈囟鹊脑黾樱責(zé)峄厥招食尸F(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。在地?zé)嵩礈囟葹?75℃時(shí)，三個(gè)系統(tǒng)的地?zé)峄厥章蔬_(dá)到極小值；當(dāng)?shù)責(zé)釡囟鹊陀?75℃時(shí)，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)的地?zé)峄厥章瘦^高；當(dāng)?shù)責(zé)嵩礈囟雀哂?75℃時(shí)，F(xiàn)-KSG1-ARC系統(tǒng)的地?zé)峄厥章瘦^另外兩個(gè)系統(tǒng)更高一些。地?zé)嵩礈囟雀哂?75℃時(shí)，由于熱源的熱量足夠高，系統(tǒng)出口處地?zé)崴疁囟炔粫?huì)隨閃蒸壓力的變化而改變，而地?zé)釡囟鹊陀?75℃時(shí)，較低的閃蒸壓力使閃蒸器出口的地?zé)崴疁囟认陆?，?dǎo)致系統(tǒng)出口處地?zé)崴疁囟茸冃?，進(jìn)入系統(tǒng)的總熱量變大，故熱回收率增高。當(dāng)?shù)責(zé)嵩礈囟仍龈邥r(shí)，進(jìn)入系統(tǒng)的熱量理應(yīng)變大，但閃蒸壓力一定時(shí)，閃蒸出口的地?zé)釡囟仁遣蛔兊?，溫度越高，閃蒸后流入Kalina循環(huán)和吸收式制冷循環(huán)的地?zé)崴髁吭叫?，而這部分是回收利用地?zé)岬闹饕鞒?，故地?zé)釡囟乳_(kāi)始升高時(shí)地?zé)峄厥章史炊档汀５?，隨著地?zé)釡囟戎饾u增大，進(jìn)入系統(tǒng)的熱量越來(lái)越高，此時(shí)即使流量減小，熱回收效率也會(huì)增大。所以，當(dāng)?shù)責(zé)釡囟瘸^(guò)175℃后，地?zé)峄厥章逝c熱源溫度的變化成正比。

F-KCS11-ARC系統(tǒng)的熱效率隨地?zé)嵩礈囟群烷W蒸壓力的變化如圖7所示。

圖7 閃蒸壓力和地?zé)嵩礈囟葘?duì)F-KCS11-ARC系統(tǒng)熱效率的影響

從圖7可以看出，系統(tǒng)的熱效率隨閃蒸壓力的減小而變大，而較高的地?zé)嵩礈囟饶苁瓜到y(tǒng)獲得較大的熱效率。這是因?yàn)椋寒?dāng)閃蒸壓力減小時(shí)，流入汽輪機(jī)1的地?zé)崃黧w的質(zhì)量流量增加，使汽輪機(jī)1的發(fā)電量變大，雖然這必然導(dǎo)致汽輪機(jī)2的發(fā)電量減小，但汽輪機(jī)1的發(fā)電量增加幅度比汽輪機(jī)2發(fā)電量的減小幅度大，所以系統(tǒng)的凈輸出功增加，導(dǎo)致系統(tǒng)的熱效率變大。隨著地?zé)釡囟鹊脑黾?，汽輪機(jī)1的入口溫度變大，所以汽輪機(jī)1的發(fā)電量增加，系統(tǒng)的凈輸出功變大，故系統(tǒng)熱效率隨地?zé)釡囟鹊脑黾佣兇蟆?/p>

3.2 熱經(jīng)濟(jì)學(xué)分析

各系統(tǒng)的熱經(jīng)濟(jì)學(xué)分析結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 熱經(jīng)濟(jì)學(xué)分析結(jié)果

由表4可以看出，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)的投資成本最低，遠(yuǎn)小于另外兩個(gè)系統(tǒng)；F-KCS11-ARC系統(tǒng)的年凈收入最高，而且投資回收年限最小，為3.72 a。由此可知，在三個(gè)系統(tǒng)中，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)在經(jīng)濟(jì)方面具有較大優(yōu)勢(shì)。

系統(tǒng)各組件的成本如圖8所示。從圖8可以看出，在F-KCS11-ARC系統(tǒng)中汽輪機(jī)組的投資成本最高，占系統(tǒng)總成本的47.1%，其次是泵組和換熱器組。其中，泵1的成本是所有組件中最高的，占系統(tǒng)總成本的29.4%。在F-KCS34-ARC和F-KSG1-ARC系統(tǒng)中，泵組的投資成本最高，分別占據(jù)了其系統(tǒng)總成本的49.7%和50.0%；在F-KCS34-ARC和F-KSG1-ARC系統(tǒng)中，成本第一高的泵1比成本第二高的汽輪機(jī)2高出了113.2%。由此可見(jiàn)，F(xiàn)-KCS34-ARC和F-KSG1-ARC系統(tǒng)成本較高的主要原因?yàn)楸?的成本較大。這是因?yàn)椋涸谡舭l(fā)溫度相同的情況下，通過(guò)換熱器1被加熱至相同溫度的氨水工質(zhì)在三個(gè)系統(tǒng)中的相態(tài)不同，在F-KCS11-ARC系統(tǒng)中，氨水為氣態(tài)，在F-KCS34-ARC和F-KSG1-ARC系統(tǒng)中為氣液共存的兩相狀態(tài)，所以二者需要的壓力不同。顯然，使氨水為氣態(tài)所需要的壓力較小，而泵的成本與其壓力直接相關(guān)，所以F-KCS11-ARC系統(tǒng)中泵的成本比另外兩個(gè)系統(tǒng)低。

圖8 系統(tǒng)各組件成本

4 結(jié) 論

（1）熱力學(xué)分析表明，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)具有最高的地?zé)峄厥招?，與外另兩種系統(tǒng)相比，其在地?zé)嵩礈囟葹?55～220℃時(shí)優(yōu)勢(shì)最為明顯，且較低的閃蒸壓力能使該系統(tǒng)的地?zé)峄厥招屎蜔嵝试黾?。F-KCS11-ARC系統(tǒng)的熱效率隨地?zé)嵩礈囟鹊脑黾佣兇螅責(zé)峄厥招逝c地?zé)嵩礈囟瘸煞幢取?/p>

（2）通過(guò)?分析可知，在三種不同的系統(tǒng)中F-KCS11-ARC系統(tǒng)的總?損最低。在F-KCS11-ARC系統(tǒng)中，換熱器1與精餾塔在該系統(tǒng)中是?損較大的組件，?損分別為384.4 kW和280.2 kW；在F-KCS34-ARC系統(tǒng)和F-KSG1-ARC系統(tǒng)中，精餾塔的?損最高，?損為315.2 kW，分別占系統(tǒng)總?損的24.4%和25.1%，其次為換熱器1和冷凝器。

（3）從經(jīng)濟(jì)學(xué)角度來(lái)看，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)的投資成本最低，比F-KCS34-ARC系統(tǒng)和F-KSG1-ARC系統(tǒng)低27.7%和27.2%。其中，汽輪機(jī)和泵的成本最高，分別占該系統(tǒng)總成本的47.1%和34.5%。

（4）綜合比較結(jié)果可知，F(xiàn)-KCS11-ARC系統(tǒng)的性能最優(yōu)，在地?zé)嵩礈囟葹?70℃時(shí)，熱效率為35.41%，分別比F-KCS34-ARC系統(tǒng)和F-KSG1-ARC系統(tǒng)低4.2%和1.3%；其地?zé)峄厥招士蛇_(dá)到79.07%，分別比F-KCS34-ARC系統(tǒng)和F-KSG1-ARC系統(tǒng)高4.3%和1.9%；F-KCS11-ARC系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性最好，其投資回收年限分別比F-KCS34-ARC系統(tǒng)和F-KSG1-ARC系統(tǒng)低33.0%和32.5%。