基于蒸汽壓縮-分流的電廠煙氣CO2捕集過程模擬優(yōu)化

郭李恒，丁玉棟，廖 強(qiáng)，朱 恂，王 宏

(1． 重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400030；2． 重慶大學(xué) 工程熱物理研究所， 重慶 400030)

化石燃料燃燒產(chǎn)生的大量二氧化碳排放被認(rèn)為是造成大氣CO2含量上升和溫室效應(yīng)的主要原因。燃煤電站作為主要的CO2排放源之一，對其進(jìn)行煙氣二氧化碳捕集是減少碳排放、改善溫室效應(yīng)重要有效的手段。在現(xiàn)有的碳捕集方案中，燃燒后醇胺法捕集技術(shù)被認(rèn)為是現(xiàn)階段最具前景的技術(shù)方案之一[1]。然而醇胺法碳捕集系統(tǒng)中用于吸收劑再生的高能耗限制了該技術(shù)的大規(guī)模推廣[2]。研究表明，采用汽輪機(jī)抽汽用于碳捕集系統(tǒng)吸收劑再生將使600 MW機(jī)組的輸出功率降低33.7%[3]；對于90% CO2捕集率的燃煤發(fā)電廠，抽取汽輪機(jī)中低壓蒸汽為碳捕集系統(tǒng)吸收劑再生供熱的方案將導(dǎo)致電廠效率降低11%～15%[4]。

為了降低碳捕集系統(tǒng)所需熱負(fù)荷及碳捕集對電站效率的影響，除了開發(fā)低能耗、性能穩(wěn)定的新型吸收劑[5-6]外，對碳捕集工藝流程進(jìn)行改進(jìn)與優(yōu)化也是一個(gè)重要的研究方向。Lawal等[7]對吸收塔填料高度進(jìn)行了優(yōu)化，當(dāng)吸收塔填料高度從17 m增加到25 m時(shí),能耗降低0.7 MJ/kg；Karimi等[8]研究了帶有中間冷卻的吸收塔對碳捕集性能的影響，結(jié)果表明由于中間冷卻可以增加吸收劑富液的吸收容量，降低貧液流量，再沸器能耗降低了2.84%。在以質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的乙醇胺(MEA)為吸收劑的碳捕集傳統(tǒng)工藝流程中，解吸塔頂部排出的混合氣(100 ℃左右)中含有近50%的水蒸氣，采用直接冷卻的處理方式不僅會造成高品質(zhì)能量的浪費(fèi)，還會增大循環(huán)冷卻水的需求量。為了能有效回收該部分熱量，楊暉等[9]基于富液分流工藝，提出并對比了3種改進(jìn)方法，結(jié)果表明以MEA為吸收劑時(shí)，熱負(fù)荷與冷負(fù)荷分別降低了15.65% 和34.41%。Zhang等[10]通過有機(jī)朗肯循環(huán)回收汽提廢熱用于小汽輪機(jī)發(fā)電或者預(yù)熱水循環(huán)給水，電廠效率損失可降低0.97%和0.91%。Song等[11]將汽提汽作為熱泵工質(zhì)，經(jīng)壓縮提升溫度和壓力后為再沸器供熱，能耗降低了17.5%。陸詩建等[12]基于常規(guī)工藝流程，對比了多種組合工藝的節(jié)能性能，其中“解吸塔壓縮式熱泵+貧液機(jī)械蒸汽壓縮回收(MVR)熱泵+分流解吸+級間冷卻”的組合再生能耗為2.533 GJ/t，節(jié)能率達(dá)到39.748%。Dubois等[13]研究了3種吸收劑在不同流程中的能耗，發(fā)現(xiàn)哌嗪/甲基二乙醇胺(PZ/MDEA)混合吸收劑在富液蒸汽壓縮(RVC)工藝流程中表現(xiàn)出較低的再生單位CO2能耗(2.39 GJ/t)。Zhao等[14]對“吸收塔中間冷卻+富液分流+解吸塔中間再熱”的組合工藝優(yōu)化后獲得了2.24 GJ/t的再沸器負(fù)荷。盡管已有眾多碳捕集流程被設(shè)計(jì)與優(yōu)化，但較高的再生能耗和成本仍是限制碳捕集系統(tǒng)大規(guī)模應(yīng)用的主要因素。因此碳捕集過程優(yōu)化仍需更多關(guān)注與研究。

為進(jìn)一步優(yōu)化碳捕集系統(tǒng)，降低能耗，筆者針對某600 MW燃煤電廠的煙氣，以MEA溶液為吸收劑，結(jié)合蒸汽壓縮(OVC)工藝和富液分流(RSS)工藝建立新的捕集系統(tǒng)模型，考察了富液分流比、進(jìn)口位置和蒸汽壓縮參數(shù)對碳捕集系統(tǒng)及壓縮系統(tǒng)能耗的影響。

1 碳捕集工藝流程

傳統(tǒng)的燃煤電廠煙氣碳捕集工藝流程如圖1(a)所示。來自脫硫裝置的煙氣經(jīng)預(yù)處理后進(jìn)入吸收塔底部，與由頂部進(jìn)入的貧液吸收劑逆流接觸并發(fā)生反應(yīng)；凈化煙氣由吸收塔頂部排出，吸收了CO2的富液由吸收塔底部排出后經(jīng)貧富液換熱器升溫進(jìn)入解吸塔頂部，在與高溫蒸汽逆流接觸過程中實(shí)現(xiàn)再生；解吸出的CO2在蒸汽攜帶下從塔頂排出，經(jīng)冷卻至40 ℃后進(jìn)入壓縮系統(tǒng)，再生的高溫貧液經(jīng)貧富液換熱器后回到吸收塔，形成完整循環(huán)。

以傳統(tǒng)二氧化碳捕集系統(tǒng)為研究對象，從能量守恒角度考慮：

Qfg+Qreb+Qmakeup+Wp=Qeg+QCO2+QC

(1)

式中：Qfg、Qeg、QCO2和Qmakeup分別為吸收塔入口煙氣、吸收塔頂部排放凈化氣、解吸塔頂部CO2產(chǎn)品氣和補(bǔ)充液所含熱量；Qreb、QC分別為蒸汽供給再沸器的熱量和冷卻水在系統(tǒng)內(nèi)帶走的熱量；Wp為泵功。

筆者主要考慮解吸塔側(cè)優(yōu)化，因此Qfg、Qeg、Wp和Qmakeup保持恒定，Qreb的變化主要取決于QCO2和QC。在傳統(tǒng)工藝流程中，解吸塔頂部出口蒸汽溫度較高(約100 ℃)，且含有大量水蒸氣，其大量汽化潛熱和顯熱被循環(huán)冷卻水帶走。采用富液泵出口的低溫富液充分回收該熱量，即QC減小，將有效降低再沸器能耗Qreb。對解吸塔塔頂蒸汽進(jìn)行壓縮可使蒸汽獲得更高的溫度和能量品質(zhì)，這與進(jìn)一步提升冷流股溫度或?yàn)樵俜衅?約120 ℃)供熱的需求相匹配。同時(shí)，取消常規(guī)熱泵精餾流程中的膨脹閥，在避免壓降帶來壓力損失的同時(shí)，可減少進(jìn)入壓縮系統(tǒng)的水蒸氣，降低壓縮能耗。

基于以上考慮，以傳統(tǒng)乙醇胺吸收劑碳捕集工藝為參考，基于解吸塔塔頂蒸汽壓縮和富液分流2種工藝，建立了2種耦合工藝流程。如圖1(b)所示，蒸汽壓縮-分流工藝流程1(OVC+RSS-1)中，來自解吸塔頂部的富含水蒸氣的蒸汽流股經(jīng)壓縮機(jī)升壓升溫后，與低溫分流富液換熱，再經(jīng)冷卻器2冷卻至40 ℃后進(jìn)入分離器，分離出高濃度CO2，冷凝液匯入貧液；被加熱后的分流富液進(jìn)入解吸塔。如圖1(c)所示，蒸汽壓縮-分流工藝流程2(OVC+RSS-2)中，壓縮后的高溫蒸汽先為再沸器供熱，再與分流富液進(jìn)一步換熱降溫，經(jīng)冷卻器2進(jìn)入分離器進(jìn)行氣液分離。由于蒸汽壓縮出口壓力的大小會影響壓縮單元的入口壓力及壓縮功，因此為全面衡量2種改進(jìn)工藝流程的節(jié)能能力，對壓縮單元也進(jìn)行模擬計(jì)算。

(a) 傳統(tǒng)流程

(b) OVC+RSS-1

(c) OVC+RSS-2

2 模擬方法及參數(shù)設(shè)置

煙氣參數(shù)參考某國產(chǎn)600 MW燃煤電廠脫硫后參數(shù)[15]：煙氣組分為φ(CO2)=12.81%、φ(N2)=75.84%、φ(H2O)=5.68%和φ(O2)=5.67%，忽略煙氣中硫氮氧化物及其他組分的影響，假設(shè)入口溫度為40 ℃，處理煙氣量為1 970 000 m3/h，CO2捕集率為90%。吸收劑為30%質(zhì)量分?jǐn)?shù)的MEA溶液，貧液負(fù)載率為0.25。

采用Aspen Plus自帶的胺數(shù)據(jù)包進(jìn)行計(jì)算，Rate-based模型用于計(jì)算和評估數(shù)值解的穩(wěn)定性，對于CO2-MEA-H2O體系，CO2的吸收、解吸由動力學(xué)反應(yīng)(速率控制反應(yīng))決定。基礎(chǔ)物性方法采用ENRTL-RK方法。吸收塔、解吸塔采用RadFrac模型，其結(jié)構(gòu)參數(shù)根據(jù)某碳捕集中試廠參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)放大獲得，如表1所示。換熱器端差設(shè)為5 K。

表1 吸收塔和解吸塔模型的參數(shù)設(shè)置[15]

CO2壓縮單元采用多級壓縮、級間冷卻的模型進(jìn)行模擬。來自捕集單元的CO2氣體依次經(jīng)過五級壓縮機(jī)和一級泵被壓縮為15.27 MPa的液態(tài)CO2。其中間壓力依次為0.36 MPa、0.78 MPa、1.71 MPa和8.27 MPa，級間冷卻溫度為30 ℃[16]。

3 結(jié)果與分析

為了便于衡量系統(tǒng)總能耗，采用當(dāng)量功作為評價(jià)指標(biāo)。系統(tǒng)中能耗包括再沸器所需的蒸汽熱以及泵和壓縮機(jī)的電力能耗。系統(tǒng)總當(dāng)量功Weq為：

Wp+Wcomp

(2)

式中：Treb為再沸器溫度，℃；TC為冷卻器2溫度，取40 ℃；Wcomp為壓縮功，GJe/t。

3.1 蒸汽壓縮-分流工藝流程1(OVC+RSS-1)

將分流富液與壓縮后的塔頂汽進(jìn)行換熱，回收塔頂汽中的潛熱和部分顯熱用于系統(tǒng)本身，既可減少再沸器能耗需求，也可降低循環(huán)冷卻水的需求量。圖2給出了分流富液入口位置對再生能耗的影響。由圖2(a)可知，當(dāng)壓縮機(jī)出口壓力為0.24 MPa，富液分流比為0.16時(shí)，隨著分流富液入口位置級數(shù)從4級降至20級，再沸器負(fù)荷從2.247 GJ/t增加到2.250 GJ/t，蒸汽壓縮功從0.048 GJe/t降低至0.043 GJe/t。當(dāng)分流富液入口靠近解吸塔頂部出口時(shí)，較高溫度的分流富液將提升解吸塔整體溫度，有利于CO2的解吸和再沸器能耗的降低，同時(shí)也導(dǎo)致CO2流股攜帶更多的水分和熱量離開解吸塔，導(dǎo)致再沸器負(fù)荷變化較小。塔頂汽的高水蒸氣含量和高壓縮機(jī)入口溫度也會導(dǎo)致壓縮功增加。在再沸器負(fù)荷和蒸汽壓縮功共同作用下，捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功隨分流富液入口位置級數(shù)的降低而減小的趨勢。因此，后續(xù)研究中在討論其他因素影響時(shí)分流富液入口位置級數(shù)選為20級。

(a) 對能耗的影響

(b) 對塔頂蒸汽溫度的影響

蒸汽壓縮機(jī)的升壓是影響壓縮功和壓縮后蒸汽品質(zhì)的重要因素。圖3給出了富液分流比為0.16時(shí)，蒸汽壓縮機(jī)出口壓力對捕集系統(tǒng)能耗和能量回收的影響。從圖3(a)可以看出，當(dāng)壓縮機(jī)出口壓力從0.22 MPa升高到0.27 MPa時(shí)，蒸汽壓縮功呈線性上升，而再沸器負(fù)荷先快速下降至2.250 GJ/t，然后趨于平緩；兩者共同導(dǎo)致捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功隨壓縮機(jī)出口壓力的升高先減小后增大，在0.24 MPa處出現(xiàn)最小值0.420 9 GJe/t。隨著壓縮機(jī)出口壓力的升高，塔頂汽被壓縮至更高的溫度，能夠?qū)⒎至鞲灰杭訜岬礁叩臏囟?。由于換熱器5 K端差的限定，當(dāng)壓縮機(jī)出口壓力高于0.24 MPa時(shí)，由冷卻器2的冷負(fù)荷(圖3(b))可知，蒸汽熱量能夠被分流富液有效回收。因此，對于不同富液分流比，均會存在一個(gè)最佳的壓縮機(jī)出口壓力以保證總當(dāng)量功最小。

(a) 對再沸器負(fù)荷和總當(dāng)量功的影響

(b) 對流股溫度和冷負(fù)荷的影響

圖4給出了富液分流比對再沸器負(fù)荷和捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功的影響。富液分流比主要影響主流富液入口溫度和壓縮蒸汽的熱能回收。由圖4可知，當(dāng)蒸汽壓縮機(jī)出口壓力為0.24 MPa時(shí)，富液分流比從0.12增加到0.20，再沸器負(fù)荷由2.68 GJ/t快速降低后趨于平緩，富液分流比為0.16時(shí)達(dá)到2.25 GJ/t。由于富液分流比增加，主流富液流量減少，經(jīng)貧富液換熱器后主流富液以更高的溫度進(jìn)入解吸塔，導(dǎo)致塔頂蒸汽溫度和水蒸氣含量上升，壓縮機(jī)功耗增大，因此總當(dāng)量功呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，當(dāng)富液分流比為0.16時(shí)，冷分流富液可以充分回收壓縮蒸汽的熱能。

(a) 對再沸器能耗的影響

(b) 對捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功的影響

隨著蒸汽壓縮機(jī)出口壓力的升高，最佳富液分流比減小。對比常規(guī)流程，在最佳富液分流比-壓縮機(jī)出口壓力的組合下，該工藝流程可降低再沸器能耗35.7%～36.9%，總當(dāng)量功減小25.9%～29.4%。對比最佳組合情況下的能耗，較高的壓縮機(jī)出口壓力對應(yīng)較低的再沸器能耗，而總當(dāng)量功較大。這是因?yàn)楸M管分流富液能夠充分回收蒸汽能量，但壓縮機(jī)出口壓力較高導(dǎo)致壓縮機(jī)功耗增加，使得捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功更大。

3.2 蒸汽壓縮-分流工藝流程2(OVC+RSS-2)

耦合工藝流程2中解吸塔塔頂蒸汽壓縮后直接對再沸器供熱。與再沸器換熱后的流股溫度仍高于再沸器溫度，因此將蒸汽流股與低溫的分流富液進(jìn)行換熱，進(jìn)一步回收熱量后進(jìn)入氣液分離器。

為了保證壓縮蒸汽能夠?yàn)樵俜衅?約120 ℃)供熱，且供熱后保持高于再沸器溫度5 K的端差，塔頂汽需被壓縮到更高的壓力。圖5給出了蒸汽壓縮機(jī)出口壓力對系統(tǒng)能耗的影響。圖5(a)中，當(dāng)富液分流比為0.16，壓縮機(jī)出口壓力從0.25 MPa升高到0.45 MPa時(shí)，再沸器負(fù)荷從2.25 GJ/t降低至2.07 GJ/t。蒸汽壓縮功明顯升高導(dǎo)致捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功呈增大趨勢。

圖6給出了不同蒸汽壓縮機(jī)出口壓力下富液分流比對系統(tǒng)能耗的影響。由圖6可知，當(dāng)壓縮機(jī)出口壓力一定時(shí)，隨富液分流比的增加，再沸器負(fù)荷先大幅降低而后趨于平緩，捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功先減小后增大，與耦合工藝流程1變化趨勢相同。對于壓縮機(jī)出口壓力與富液分流比的最佳組合，當(dāng)壓縮機(jī)壓力從0.30 MPa升高到0.45 MPa，相應(yīng)的最佳富液分流比由0.18減小到0.12。這是由于壓力升高，水蒸氣的汽化潛熱降低，冷分流富液可回收的能量減少。

(a) 再沸器負(fù)荷與總當(dāng)量功

(b) 蒸汽壓縮機(jī)進(jìn)出口流股溫度

(a) 對再沸器負(fù)荷的影響

(b) 對捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功的影響

3.3 能耗對比

表2給出了傳統(tǒng)流程與2種耦合工藝流程在各蒸汽壓縮機(jī)出口壓力與富液分流比最佳組合下的能耗對比。由表2可知，對比傳統(tǒng)流程，2種耦合工藝流程均能有效回收塔頂汽中水蒸氣所含大量潛熱、部分顯熱以及壓縮機(jī)電能轉(zhuǎn)化成的熱能，再沸器能耗顯著下降。由于回收了更多熱量，OVC+RSS-2的再沸器能耗降低更顯著。從捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功來看，與傳統(tǒng)流程相比，盡管有蒸汽壓縮功的存在，OVC+RSS-1的捕集系統(tǒng)總當(dāng)量功仍然可減小28.1%～34.4%；而OVC+RSS-2盡管再沸器能耗降低了38.2%～41.2%，但由于過高的壓縮比導(dǎo)致壓縮功達(dá)到0.100 2～0.192 4 GJe/t，其捕集系統(tǒng)總能耗與傳統(tǒng)流程相比僅下降8.5%～21.1%。

考慮到OVC+RSS-2壓縮單元入口壓力較高，其壓縮單元省略第一級壓縮，改為四級壓縮機(jī)與一級泵的組合。與傳統(tǒng)流程相比，OVC+RSS-1的捕集-壓縮總能耗降低了21.0%～21.6%，且隨蒸汽壓縮機(jī)出口壓力的升高先減小后增大，在蒸汽壓縮機(jī)出口壓力為0.23 MPa時(shí)取得最小值；而OVC+RSS-2捕集-壓縮總能耗可降低13.0%～17.7%，在研究范圍內(nèi)總能耗隨蒸汽壓縮出口壓力的升高呈上升趨勢。綜合考慮碳捕集與壓縮系統(tǒng)總能耗，塔頂蒸汽壓縮后直接與富液分流換熱的OVC+RSS-1流程具有更好的節(jié)能效果。

表2 流程能耗對比

4 結(jié) 論

(1) 富液分流比與蒸汽壓縮機(jī)出口壓力是影響系統(tǒng)能耗的2個(gè)主要因素，存在最佳的富液分流比與蒸汽壓縮機(jī)出口壓力組合，實(shí)現(xiàn)壓縮蒸汽能量的充分回收，且隨著蒸汽壓縮機(jī)出口壓力的升高，最佳富液分流比減小。

(2) 在各蒸汽壓縮機(jī)出口壓力與富液分流比最佳組合下，相比傳統(tǒng)流程，2種蒸汽壓縮-分流耦合工藝流程的分流富液入口溫度被提高，蒸汽熱量得到有效回收，二者的再沸器負(fù)荷顯著降低，可分別降低至2.231 GJ/t和2.078 GJ/t。

(3) 由于壓縮蒸汽僅加熱分流富液時(shí)需要較低的壓縮機(jī)出口壓力和蒸汽壓縮功，耦合工藝流程1的節(jié)能效果表現(xiàn)更佳，相比傳統(tǒng)流程，其捕集-壓縮總能耗可降低21.0%～21.6%。

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