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    基于?效率與經濟性的雙級并聯ORC循環(huán)性能研究

    2021-01-09 02:39:32吳林軍
    石油和化工設備 2020年12期
    關鍵詞:冷凝器工質部件

    吳林軍

    (福建省鍋爐壓力容器檢驗研究院, 福建 福州 350008)

    1 引言

    能源的發(fā)展是全世界、全人類共同關心的問題,也是我國社會經濟發(fā)展的重要問題。然而,多年來由于我國能源開發(fā)與利用中的低效率和高消耗,一直制約著我國經濟與社會的可持續(xù)發(fā)展。近年來,低品位的熱回收利用出現了顯著增長,我國已將“余熱利用工程”列為國家十大重點節(jié)能工程之一。此外,基于有機朗肯循環(huán)(ORC,Organic Rankine Cycle)的低溫余熱發(fā)電技術,可以充分實現能源的梯級利用[1-3]。

    本文提出了一種雙級并聯ORC發(fā)電系統(tǒng),并對系統(tǒng)進行分析和優(yōu)化。相較于簡單朗肯循環(huán),雙級ORC系統(tǒng)的研究難度很大。由于其結構的復雜性,所研究的工質組合和關鍵參數數量倍增。本文針對典型的并聯雙級ORC發(fā)電系統(tǒng),選用10種工質分別作為循環(huán)I和循環(huán)II的工質,對可能的多種工質組合進行了研究,并對兩個ORC的蒸發(fā)溫度對工質的性能影響進行分析。

    2 系統(tǒng)描述與數學模型

    如圖1所示,本文所研究的雙級朗肯循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)由兩個朗肯循環(huán)并聯組成。該循環(huán)系統(tǒng)是由蒸汽發(fā)生器SG、冷凝器CON、膨脹機Turb、以及工質泵Pump組成。為了實現LNG冷能的高效梯級利用,使其依次經過冷凝器CON1和冷凝器CON2。在低溫ORC(循環(huán)Ⅰ,1-2-3-4-1)中,工質1在蒸發(fā)器SG1中被熱源加熱,形成過熱蒸汽,推動膨脹機Turb1旋轉并帶動發(fā)電機發(fā)電,然后進入冷凝器CON1被液化天然氣冷凝,同時液化天然氣氣化成低溫天然氣。工質2在高溫ORC(循環(huán)Ⅱ,5-6-7-8-5)中,先推動膨脹機Turb2做功,然后進入冷凝器CON2,隨后被來自冷凝器CON1的低溫天然氣冷凝。為了充分利用LNG的壓力能,設置了膨脹機Turb3。天然氣進入膨脹機Turb3中做功后壓力能轉化為機械能,同時溫度也進一步降低,通常需另設置加熱器將其加熱至5℃后送入管網。

    為了簡化整個系統(tǒng)的數學模型,本文采用以下假設:

    (1)系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài);

    (2)忽略系統(tǒng)設備與環(huán)境之間的熱交換;

    (3)有機工質在冷凝器出口為飽和液狀態(tài);

    (4)忽略整個系統(tǒng)管組件的壓降;

    (5)LNG由純甲烷組成。

    圖1 雙級并聯機朗肯循環(huán)原理圖

    2.1 熱力學模型

    本文工質物性參數由REFPROP9.0軟件進行計算。

    冷凝器中LNG出口溫度為熱流體出口溫度減去換熱端差。系統(tǒng)循環(huán)流量計算以LNG流量為基準。根據能量守恒可得冷凝器中熱流體流量為:

    工質在泵出口處的焓值和泵的耗功分別為:

    蒸發(fā)器SG采用節(jié)點溫差模型,熱源在節(jié)點處的溫度為:由能量守恒可得熱源流量為:

    膨脹機出口處工質的焓值及膨脹機輸出功為:

    循環(huán)的凈輸出功Wnet,x為:

    由于循環(huán)同時利用了低品位熱能和LNG冷能,熱效率無法準確反映出LNG蘊含的大量冷能,因此本文采用?效率作為評價指標,其定義為:

    系統(tǒng)的主要參數如表1所示。

    表1 發(fā)電系統(tǒng)的計算條件

    2.2 工質選擇

    工質性質對發(fā)電系統(tǒng)性能的影響至關重要。工質要達到預期的工作性能,必須考慮其熱力學性能,主要包括臨界溫度,三相點溫度和常壓沸點??紤]到100℃的熱源溫度,臨界溫度范圍限制為[60℃,200℃]。由于LNG的-162℃的初始溫度,三相點溫度高的工質可能在冷凝器中結冰。因此,其范圍控制在[-180℃,0℃]。同樣,出于冷凝壓力可能過低的考慮,常壓沸點溫度取值為[-160℃,0℃]。除了工質的熱力性能,綜合考慮其安全性、經濟性、環(huán)保等因素,選取工質的基本性能如表2所示[4-6]。

    表2 工質物性參數

    R1234ze 3.64 109.37 -104.53 -18.95 0 4 propane 4.25 96.74 -187.63 -42.11 0 3.3 R245fa 3.651 154.01 -102.1 15.14 0 820 R134a 4.059 101.06 -103.3 -26.07 0 1300

    2.3 換熱面積計算

    有機工質在蒸發(fā)器中的傳熱過程可分為三段:預熱段、蒸發(fā)段和過熱段,為了簡化模型,每個分段中采用均勻模型。換熱器采用常用的管殼式換熱器。傳熱溫差采用對數平均溫差計算:

    換熱面積的計算公式為:

    式中綜合傳熱系數U為:

    熱源水側的換熱系數為[7]:

    循環(huán)工質在蒸發(fā)器的單相區(qū)管內的換熱系數為[8]:

    當n=0時,適用于過熱蒸汽;n=0.25時,適用于液體。

    循環(huán)工質在兩相區(qū)管內的換熱系數為[9]:

    循環(huán)工質在冷凝器中的管外換熱系數[10]:

    LNG在冷凝器中的管內換熱系數[11]:

    2.4 經濟模型

    由于ORC系統(tǒng)的投資成本主要由設備造價、運行及管理費用所決定,有機工質的原料費用占比相對較小;因此,本文根據各設備的造價、運行及管理費用建立ORC系統(tǒng)的經濟模型[12]。

    系統(tǒng)各部件投資成本的計算式如下:

    其中:Y為循環(huán)系統(tǒng)各部件的參數:對于蒸發(fā)器和冷凝器,Y為換熱面積;對膨脹機和壓力泵,Y為膨脹功和泵所消耗的功。此外,K1、K2、K3是設備成本系數,如表3所示。計算出各部件的基本費用Cp后,再根據部件材料和所承受的壓力進行修正后的部件投資費用CBM,X為:

    對于膨脹機,系數FBM,X值是給定的,如表3所示;而對于其他部件,系數FBM,X可根據下式計算:

    式中,B1,X和B2,X是各個部件的系數,FM,X是部件材料修正系數。B1,X、B2,X和的值見表;FP,X為壓力修正系數,其計算式如下:

    考慮到物價和經濟因素,還應根據化工行業(yè)每年發(fā)布的化工設備成本指數(CEPCI),將貨幣時間價值折算為2017年的系統(tǒng)總投資成本:

    最后,本文的經濟型目標函數為凈功率輸出指數(NPI),代表凈輸出功Wnet與系統(tǒng)總投資成本Ctot的比值,定義為:

    工質熱力學性質和傳輸特性由NIST(National Institute of Standards and Technology)開發(fā)的軟件REFPROP 9.0計算。

    表3 ORC系統(tǒng)各部件投資成本系數

    C1,X*103 -64.99 168.20 /C2,X*103 50.25 347.70 /C3,X*103 14.74 484.10 /B1,X 1.80 1.80 /B2,X 1.50 1.51 /FM,X 1.25 1.80 /FBM / / 3.50

    3 結果與討論

    3.1 模型驗證

    基于前節(jié)所述的模型,綜合利用了MATLAB數字軟件與NIST REFPROP工質物性計算軟件,模擬了有機朗肯循環(huán)的運算過程。為了對模型的準確程度進行驗證,采用與文獻[13]相同的結構和假定的條件,采用工質ethane,對系統(tǒng)進行熱力學性能計算,其結果對比情況如圖3所示??梢钥闯?,在四種不同的壓比情況下,模擬結果的熱效率與文獻差異較小,總體的趨勢一致。而引起差異的原因可能是:(1)計算工質計算軟件NIST REFPROP版本的不同;(2)文獻中部分條件(環(huán)境溫度、夾點溫度等)與結構未明確顯示,可能存在差異。綜上所述,文中的計算結果還是可靠的,因此可以采用這種數學模型開展相應的研究。

    圖2 模型驗證

    3.2 系統(tǒng)運行參數分析

    對于復雜的雙級并聯ORC系統(tǒng),循環(huán)參數的變化對系統(tǒng)性能產生較大的影響。因此有必要進行詳細的分析,為循環(huán)實際運行過程工況的選取提供一定的選擇依據。本文對循環(huán)內部參數—蒸發(fā)溫度(te1, te2)影響進行分析,考察其對循環(huán)系統(tǒng)?效率及經濟性評價指標NPI的影響。計算過程中,設V={65℃,60℃,-60℃,-30℃,75℃,70℃}。當其中一個參數改變時,其余循環(huán)參數為固定值,并且所考察工質的系統(tǒng)參數一致。

    圖3 蒸發(fā)溫度對工質的性能影響

    由圖3可知,隨循環(huán)I蒸發(fā)溫度te1的增加,?效率先增大后減小,存在一個最優(yōu)值。這是由于隨著te1的不斷增加,膨脹機Turb1入口溫度不變時,T-s圖上的膨脹過程線向左移動,膨脹機Turb1排汽焓值也隨之下降。LNG流量不變時可冷卻更多的膨脹機排汽,因此工質1流量增加,系統(tǒng)凈輸出功不斷增加,但同時低溫熱源流量也不斷增加。初始時系統(tǒng)凈輸出功的增加量大于低溫熱源輸入?的增加量,?效率不斷上升。而隨著te1的進一步增加,凈輸出功的增加量不斷減小,因此?效率隨著te1的增大而先上升后下降,存在一個最優(yōu)值。十種工質的變化趨勢總體一致,而變化的程度有所不同,主要由于單個工質自身參數的差異。

    工質的經濟性隨循環(huán)I蒸發(fā)溫度的變化較為復雜。隨著te1的增長,R600等工質的NPI值不斷增大,增大的趨勢也在不斷減?。籖1234ze等工質的NPI值先增大再減小。te1的變化主要會引起蒸發(fā)器SG1和膨脹機Turb1總投資成本Ctot的變化??偟耐顿Y成本Ctot的增加比例會先增大再減小。第一組工質臨界溫度較高,系統(tǒng)總投資成本增加比例在緩慢上升,凈輸出功率增加比例較大,因此工質的經濟性指數呈上升趨勢。第二組工質的系統(tǒng)總投資成本增加比例從緩慢上升到快速上升,凈輸出功率增加比例不斷減小,因此NPI隨著te1的增大而先上升后下降,存在一個最優(yōu)值。

    循環(huán)II蒸發(fā)溫度te2對系統(tǒng)?效率的影響與循環(huán)I蒸發(fā)溫度te1的影響相似。隨著te2的不斷增加,?效率先增大后減小,存在一個最優(yōu)值。對比圖3(a)和圖4(c)可知,循環(huán)I的蒸發(fā)溫度變化對系統(tǒng)?效率的影響比循環(huán)II蒸發(fā)溫度變化的效果顯著。這是由于循環(huán)I中LNG進口溫度和冷凝溫度較低,導致工質在循環(huán)I膨脹機Turb1中的輸出功較大,是并聯雙級ORC的主要對外輸出功部件。而循環(huán)I的蒸發(fā)溫度變化對該部件的對外輸出功影響顯著,因此系統(tǒng)的?效率有明顯的上升。同時循環(huán)II中的LNG進口溫度和冷凝溫度相對較高,工質在循環(huán)II中的對外輸出功量有限,因此循環(huán)II的蒸發(fā)溫度變化對系統(tǒng)的?效率影響較小。由于低溫余熱與LNG冷能的能源成本較低,在實際生產過程中應該盡量利用這部分有限的能量對外輸出功。

    經濟性指數NPI會隨著循環(huán)II蒸發(fā)溫度的增大而減小。循環(huán)II蒸發(fā)溫度影響循環(huán)II膨脹機的輸出功率,由于膨脹機Turb2的輸出功率相對于整個系統(tǒng)較小,對凈輸出功的影響不大,因此凈輸出功增幅不大。系統(tǒng)總投資成本隨循環(huán)II蒸發(fā)溫度的增大而增大,增長比例大于凈輸出功率,因此NPI會隨著循環(huán)II蒸發(fā)溫度的增大而減小。

    此外,從計算的結果看,在蒸發(fā)溫度的變化下,不同工質對?效率的影響差別不大,對凈功率輸出指數NPI的影響較大。

    4 結論

    為了充分利用低溫余熱和LNG冷能,本文建立了雙級并聯ORC系統(tǒng),并建立了熱力學模型與經濟模型,基于熱力學特性和安全環(huán)保性原則,選取了butane、isobutene、R32等10種有機工質,作為系統(tǒng)的循環(huán)Ⅰ、Ⅱ的工作流體。在分析了系統(tǒng)的主要參數后,得出以下結論:

    (1)由于循環(huán)I的凈輸出功遠大于循環(huán)II,循環(huán)I的工質對系統(tǒng)的影響要比循環(huán)II大得多。相對的,循環(huán)II對經濟性的影響要比對熱力學性能的影響大。

    (2)對于熱力學性能,循環(huán)Ⅱ的蒸發(fā)溫度對?效率的影響類似于循環(huán)I:存在一個蒸發(fā)溫度(循環(huán)Ⅱ的最佳蒸發(fā)溫度大于循環(huán)Ⅰ),使得?效率取得極值。

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