生物質(zhì)氣化耦合化學(xué)鏈技術(shù)氨電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的火用分析

金仕勝 諸林 何陽東 曾行艷 王遠(yuǎn) 郝強

1.西南石油大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院 2.中國石油西南油氣田公司天然氣研究院

氨是應(yīng)用于化學(xué)工業(yè)的重要原料。由于具有儲運成本低[1-2]、能量密度大(3 kW·h/kg)、無碳足跡的特點,氨被視為極具前景的綠色能源。隨著大量化石燃料消耗以及CO2等溫室氣體排放急劇增多,氨因潛在的無碳燃料屬性而受到廣泛關(guān)注[3]。盡管傳統(tǒng)的哈伯工藝反應(yīng)條件較為苛刻(高能耗并伴隨大量CO2排放),但仍是目前工業(yè)合成氨的主要技術(shù)路徑[4]。在“雙碳”目標(biāo)背景下,節(jié)能減排與綠色低碳成為焦點話題[5]。開發(fā)低能耗、低碳排放以及高效的合成氨技術(shù)是實現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)的現(xiàn)實路徑之一[6]。目前的綠氨生成過程主要分為兩大類:①降低反應(yīng)活化能從而使反應(yīng)條件變得溫和,如多相催化[7]、電催化[8]、光催化和等離子體催化[9-10];②改變合成氨的原料氫氣來源,以此減少化石能源消耗和CO2排放,如電解水制氫、生物質(zhì)氣化制氫和生物質(zhì)化學(xué)鏈制氫。然而,這些技術(shù)都基于哈伯工藝,其中熱力學(xué)和動力學(xué)之間的競爭導(dǎo)致氨氣產(chǎn)量低(單次反應(yīng)氨氣轉(zhuǎn)化率僅為10%～25%)的現(xiàn)狀仍未得到有效改變[11]。

隨著化學(xué)鏈技術(shù)的發(fā)展,化學(xué)鏈制氨(chemical looping ammonia generation,CLAG)得到了廣泛關(guān)注。CLAG技術(shù)分為高溫碳熱還原反應(yīng)(氮吸附)和低溫水解反應(yīng)(氮脫附)兩個步驟[12],從而實現(xiàn)低的熱力學(xué)能量勢壘和優(yōu)異的動力學(xué)可調(diào)性,并通過氮載體實現(xiàn)了物質(zhì)和能量的傳遞。與傳統(tǒng)的哈伯工藝相比,CLAG工藝避免了反應(yīng)物N2和H2在催化劑表面的競爭吸附,并通過氮吸附和氮脫附分離,解決了催化合成氨反應(yīng)熱力學(xué)與動力學(xué)之間的競爭。

然而,目前對CLAG的研究大多以實驗為主,與該技術(shù)相關(guān)的集成系統(tǒng)鮮有報道。本研究提出了一種生物質(zhì)氣化耦合化學(xué)鏈制氨的高效集成系統(tǒng)(biomass gasification coupled with chemical looping ammonia generation system,BG-CLAG),以生物質(zhì)為原料,通過生物質(zhì)氣化和化學(xué)鏈技術(shù)耦合制氨,余熱利用單元發(fā)電,基于“溫度對口,梯級利用”熱力學(xué)系統(tǒng)集成理念,重點探究了化工單元與動力單元的能量匹配機制,進(jìn)行了單元間的有機耦合,從而減少原料與熱能系統(tǒng)的品位差值,實現(xiàn)能量的梯級利用,為化學(xué)鏈制氨和可再生能源綜合利用提供思路。該系統(tǒng)具有以下潛在優(yōu)勢:①結(jié)構(gòu)緊湊,通過高效熱集成實現(xiàn)系統(tǒng)自熱運行,無需外部供能;②基于化學(xué)鏈技術(shù)生產(chǎn)氧氣和氨氣,避免了碳氧化物排放,減小了工藝能耗,實現(xiàn)氨氣的清潔高效生產(chǎn);③用氮化鋁(AlN)水解替代H2作為反應(yīng)物,避免了傳統(tǒng)能源密集型制氫工藝的弊端;④在制備氨氣的同時聯(lián)產(chǎn)電,大大提高了資源利用率以及工藝的經(jīng)濟(jì)可行性。

1 工藝過程

BG-CLAG流程如圖 1所示。其主要包括4個部分:生物質(zhì)氣化(biomass gasification,BG)、化學(xué)鏈空分(chemical looping air seperation,CLAS)、CLAG、燃?xì)廨啓C蒸汽朗肯循環(huán)(gas turbine-steam Rankine cycle,GT-SRC)。生物質(zhì)不完全氣化生成生物炭和合成氣,生物炭與循環(huán)Al2O3混合進(jìn)入氮吸附反應(yīng)器,在N2氛圍下發(fā)生碳熱還原反應(yīng)生成AlN和CO,AlN在氮脫附反應(yīng)器發(fā)生水解生成NH3和Al2O3。合成氣和CO通過水汽變換(water gas shift,WGS)單元和CO2分離單元(carbon dioxide seperation unit,CSU)后通入燃燒爐,進(jìn)行純氧燃燒,為CLAS和CLAG單元提供能量。高溫?zé)煔夂驼羝糜谕钙疆a(chǎn)電。

不同于傳統(tǒng)的BG工藝,該系統(tǒng)采用了生物質(zhì)不完全氣化生產(chǎn)生物炭以及將CLAS單元獲得的高純N2作為CLAG單元碳熱還原反應(yīng)器的原料。此外,利用CLAS單元制備的純氧供給BG和燃燒單元,相較于傳統(tǒng)低溫空氣分離技術(shù)制氧,其能耗顯著降低。

系統(tǒng)主要反應(yīng)如下:

(1) CLAG單元[13]

(Ⅰ)

(Ⅱ)

(2) BG單元[14]

生物質(zhì)→揮發(fā)分+生物炭+灰分

(Ⅲ)

部分氧化:

(Ⅳ)

甲烷形成:

(Ⅴ)

甲烷重整:

(Ⅵ)

逆Boudouard反應(yīng)(RBD):

(Ⅶ)

(3) CLAS單元[15]

4Mn3O4+O2?6Mn2O3

(Ⅷ)

(4) WGS單元[16]

(Ⅸ)

2 過程模擬與性能評價

2.1 模擬與驗證

本研究中的生物質(zhì)選用木屑,進(jìn)料量為1 kg/s,其工業(yè)分析與元素分析見表 1[17]。采用Aspen Plus建立模擬流程,選用PR-BM作為物性方程進(jìn)行模擬,主要參數(shù)設(shè)定和模擬結(jié)果見表 2。假設(shè)條件:①忽略反應(yīng)器的熱損失;②在反應(yīng)時間內(nèi),所有化學(xué)反應(yīng)均能達(dá)到相平衡與化學(xué)平衡;③生物質(zhì)炭和灰分能完全分離(忽略焦油的影響);④空氣組成摩爾分?jǐn)?shù)為 N279%、 O221%。

表1 木屑的工業(yè)分析和元素分析%工業(yè)分析質(zhì)量分?jǐn)?shù)元素分析摩爾分?jǐn)?shù)含濕量10.00C49.20固定碳18.97H5.99揮發(fā)分80.05O42.98灰分0.98N0.82發(fā)熱量①18.11S0.03其他元素0.98 注:①單位為MJ/kg。

表2 主要操作參數(shù)設(shè)置單元參數(shù)氣化爐[18]生物質(zhì)進(jìn)料速率:1 kg/s;氣化溫度:550～800 ℃;氣化壓力:2.8 MPa;n(O2)/n(C):0.130;n(CO2)/n(C):0.050～0.550CLAS[15]空氣反應(yīng)器操作溫度:950 ℃;還原反應(yīng)器操作溫度:860 ℃;反應(yīng)器壓力:0.1 MPa;n(蒸汽)/n(Mn2O3):0.200;n(空氣)/n(Mn3O4):1.034CLAG[19]生物炭流速:23.62 mol/s;Al2O3流速:8.9 mol/s;n(3N2)/n(C):2.5;還原反應(yīng)器操作溫度:1 800 ℃;還原反應(yīng)器壓力:0.1 MPa;水解反應(yīng)器操作溫度:100 ℃;水解反應(yīng)器壓力:0.1 MPa;水進(jìn)料溫度:25 ℃;水流率:25 mol/s余熱鍋爐、蒸汽透平[14]夾點溫差:10 K;高壓蒸汽:11.0 MPa;中壓蒸汽:3.0 MPa;低壓蒸汽:1.0 MPa;排氣壓力:2.0 kPa;過熱蒸汽溫度:540 ℃;等熵效率:0.88;機械效率:0.99CO2捕集單元[20]分離溫度:40 ℃;分離壓力:2.8 MPa;分離效率:0.90燃燒器、GT-SRC[21-22]燃燒溫度:1 732 ℃;燃燒壓力:2.8 MPa;循環(huán)壓縮機出口壓力:5.5 MPa;膨脹機出口壓力:5.6 kPa

BG中熱解過程的模擬采用RYield模塊,氣化反應(yīng)采用RGibbs模塊。此外,WGS裝置采用REquil模塊模擬,系統(tǒng)中其他反應(yīng)器采用RGibbs模塊。系統(tǒng)可行性驗證分析結(jié)果如表3所列。生物質(zhì)不完全氣化驗證結(jié)果如圖2所示,合成氣組成和參考文獻(xiàn)值的誤差低于4%[23],證實了新建模型的可靠性。

表3 系統(tǒng)的模擬驗證項目CLASCLAGGT-SRC檢驗指標(biāo)SPC/(kW·h·m-3)氮吸附反應(yīng)溫度/℃循環(huán)效率模擬值0.1591 400～2 0540.344參考值0.054～0.162[24]1 371～1 930[25]0.380[21]誤差0.036

2.2 性能評價指標(biāo)

為探究系統(tǒng)熱力學(xué)性能和經(jīng)濟(jì)可行性,了解系統(tǒng)能量損失的內(nèi)在原因,確立了以下系統(tǒng)性能評價指標(biāo)。

系統(tǒng)能量利用效率的定義如式(1)所示。

ηen=(Wnet+EHN3)/Ebio

(1)

CO2捕集的能量消耗可按式(2)計算。

Wcsu=-NgRT0[XglnXg+(1-Xg)ln(1-Xg)]/(ηsepXg)

(2)

式中:Wcsu為CO2分離能耗,kW;Ng為氣體的分離量,kmol/s;R為氣體常數(shù),8.314 J/(mol·K);T0為環(huán)境溫度,298.15 K;Xg為待分離氣體的濃度,mol/kg;ηsep為分離過程火用效率,無量綱,Selexol分離技術(shù)的估計值為0.3[14]。

凈發(fā)電量定義為:

Wnet=Wst+Wgt-Wcsu-Wcomp-Wpumps

(3)

式中:Wnet為凈發(fā)電量,kW;Wst為蒸汽輪機產(chǎn)電量,kW;Wgt為煙氣輪機產(chǎn)電量,kW;Wcomp為壓縮機耗電量,kW;Wpumps為泵耗電量,kW。

系統(tǒng)火用損失定義為:

Exdest=Exin-Exout

(4)

式中:Exdest為系統(tǒng)火用損,kW;Exin為燃料火用,kW;Exout為產(chǎn)品火用,kW。

產(chǎn)品火用包括氨氣與凈電的火用再加上尾氣排放火用以及CO2捕集火用。而通常把尾氣排放火用、CO2捕集火用和火用損失之和定義為未利用的火用。產(chǎn)品火用和未利用的火用計算方式如式(5)、式(6)所示。

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Exout=ExNH3+Wnet+ExCO2+Exexhuast

(5)

Exunused=Exdest+Exexhaust+ExCO2

(6)

式中:ExNH3為氨氣的火用,kW;Wnet為凈電的火用,kW;Exunused為未利用的火用,kW;Exexhuast為尾氣排放火用,kW;ExCO2為CO2捕集火用,kW。

系統(tǒng)火用效率等于產(chǎn)品火用與燃料火用之比,具體如式(7)所示。

ηex=(Wnet+ExNH3)/Exbio

(7)

式中:ηex為系統(tǒng)火用效率,無量綱;Exbio為燃料火用,kW。

對于給定的物料流,其火用值由物理火用和化學(xué)火用組成,如式(8)所示。

Exm=Exph+Exch

(8)

式中:Exm為物料流的火用值,kW;Exph為物理火用,kW;Exch為化學(xué)火用,kW。

Exph和Exch可以通過式(9)、式(10)計算得到。

Exph=(H-H0)-T0(S-S0)

(9)

Exch=ΣyiExi+RT0Σyilnyi

(10)

式中:H為焓值,J/mol;H0為基準(zhǔn)狀態(tài)下的焓值,J/mol;S為熵值,J/K;S0為基準(zhǔn)狀態(tài)下的熵值,J/K;yi為組分i的摩爾分?jǐn)?shù);Exi為組分i的化學(xué)火用,kW。

對于物理和化學(xué)過程,每個模塊的火用效率如式(11)所示。

(11)

式中:ηex,i為模塊的火用效率,無量綱;Ex'out,i為模塊i的總火用輸出,kW;Ex'in,i為模塊i的總火用輸入,kW。

燃料能源節(jié)約率(fuel energy saving rate,FESR )用于評價聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)相較于單產(chǎn)系統(tǒng)的優(yōu)勢,具體定義見式(12):

(12)

式中:CFESR為能源節(jié)約率,無量綱;ηe和ηNH3分別為燃煤發(fā)電效率和H-B工藝制氨能量效率,其數(shù)值分別為0.42[26]、0.61[27]。

運行和管理成本、投資成本、冷熱電生產(chǎn)成本、投資回收周期等都是重要的經(jīng)濟(jì)指標(biāo),每個設(shè)備成本都受容量的影響,設(shè)備成本可通過式(13)計算得到。

Ck=Cb(Q/Qb)r

(13)

式中:Ck為容量Q所對應(yīng)的設(shè)備成本,k$;Cb為容量Qb所對應(yīng)的設(shè)備成本,k$;r為設(shè)備縮放因子指數(shù),取決于設(shè)備類型,通常取值為0.6～0.7。

經(jīng)濟(jì)分析評價指標(biāo)主要包括固定投資成本、操作和維護(hù)成本、單位氨氣生產(chǎn)成本,單位氨氣生產(chǎn)成本(CLCOA)可通過式(14)計算得到。

(14)

式中:CLCOA為單位氨氣生產(chǎn)成本,$/kg NH3;CACC為年度投資成本,k$/a;CO&Mcost為運營和維護(hù)成本,k$/a;Pe為電能銷售年獲利,k$/a;mNH3為氨氣產(chǎn)量,t/a。

考慮到存在年利率的情況,可以通過式(15)來表示年度投資成本和總投資成本之間的關(guān)系。

(15)

式中:Ctotal為總資本成本,k$;i為年利率,取值8%;n為工廠的年限,25年。

3 結(jié)果與討論

3.1 靈敏度分析

3.1.1n(CO2)/n(C)和n(O2)/n(C)的影響

生物質(zhì)氣化爐的操作條件主要根據(jù)炭產(chǎn)量和熱負(fù)荷進(jìn)行優(yōu)化。圖 3所示為n(O2)/n(C)對氣化產(chǎn)物分布的影響。由圖3可知,隨著n(O2)/n(C)增加,碳轉(zhuǎn)化率增加,炭和CH4產(chǎn)率減小。當(dāng)n(O2)/n(C)為0.40時,碳完全轉(zhuǎn)化,超過0.40時,H2產(chǎn)率降低且H2O產(chǎn)率增加,這表明炭和CH4完全轉(zhuǎn)化,并且過量的O2氧化部分H2。由于系統(tǒng)效率與炭產(chǎn)量成正比,n(O2)/n(C)應(yīng)該小于0.40,并且在滿足自熱運行的條件下盡可能的小。

圖4顯示了n(O2)/n(C)和氣化溫度對氣化爐熱負(fù)荷的協(xié)同影響。從圖4可以看出,氣化溫度越高以及氧炭物質(zhì)的量比越低,氣化爐的熱負(fù)荷則越大。紅色虛線表示熱氣化爐熱平衡點,虛線左邊表示正熱負(fù)荷,反應(yīng)器吸熱;虛線右邊則表示負(fù)熱負(fù)荷,反應(yīng)器放熱。因此,氣化爐n(O2)/n(C)設(shè)定為0.13,溫度為550 ℃。

圖5顯示了n(CO2)/n(C)對系統(tǒng)效率的影響。由圖5可知,當(dāng)n(CO2)/n(C)在0.05～0.55范圍內(nèi)時,ηex、ηen和CFESR隨著n(CO2)/n(C)的增加而增加。其中,ηen從0.37增加至0.45,ηex從0.33增加至0.39,CFESR從0.04增加至0.12。這一現(xiàn)象可以解釋為隨著氣化劑的增加,熱負(fù)荷相應(yīng)增加,而氣化溫度降低,碳轉(zhuǎn)化率下降,生物炭的產(chǎn)率增加,氨產(chǎn)量增加。在此過程中合成氣發(fā)熱量有所降低,但是碳熱還原反應(yīng)會產(chǎn)生CO,使進(jìn)入燃燒室的合成氣發(fā)熱量升高,燃燒耗氧量也隨著增大。當(dāng)n(CO2)/n(C)超過0.55時,系統(tǒng)效率下降,這主要是由于電能消耗大于氨產(chǎn)能增加所導(dǎo)致的。

n(CO2)/n(C)對系統(tǒng)能量輸出的影響如圖6所示,隨著n(CO2)/n(C)從0.05增大到0.55,系統(tǒng)能量輸出呈快速增長趨勢,并在0.55時達(dá)到峰值,總能量約為8 227.6 kW,其中電能為3 460.0 kW。當(dāng)n(CO2)/n(C)超過0.55時,盡管氨能輸出持續(xù)增加,但系統(tǒng)電能輸出下降,系統(tǒng)總能量輸出呈緩慢下降趨勢。這是由于CLAS單元、CLAG單元、壓縮機和CO2捕集能耗增加,導(dǎo)致系統(tǒng)電能產(chǎn)出下降幅度大于氨能產(chǎn)出增加幅度。綜合n(CO2)/n(C)對系統(tǒng)效率和系統(tǒng)能量輸出的影響,n(CO2)/n(C)設(shè)定為0.55。

3.1.2CLAS還原溫度和n(蒸汽)/n(Mn2O3)的影響

圖7所示為不同還原溫度下Mn2O3轉(zhuǎn)換率隨n(蒸汽)/n(Mn2O3)的變化。在相同n(蒸汽)/n(Mn2O3)下,由吸熱特性可知,溫度越高,Mn2O3轉(zhuǎn)換率越高,說明在一定范圍內(nèi)提高還原溫度可以促進(jìn)還原反應(yīng)的進(jìn)行,而空氣反應(yīng)器出口氧化態(tài)載氧體溫度可達(dá)1 000 ℃,可滿足還原反應(yīng)器中蒸汽和 Mn2O3反應(yīng)的大部分能量需求。

圖8所示為還原反應(yīng)器溫度變化對反應(yīng)器熱負(fù)荷和蒸汽能耗的影響。從圖8可以看出,隨著反應(yīng)器溫度的升高蒸汽能耗下降,并且蒸汽能耗下降幅度遠(yuǎn)大于反應(yīng)器熱負(fù)荷上升幅度。這是由于溫度改變是從動力學(xué)角度上加快反應(yīng)的進(jìn)程,而還原反應(yīng)器中通入蒸汽是通過降低氧氣的分壓促使反應(yīng)正向移動,前者對反應(yīng)的影響程度遠(yuǎn)大于后者。當(dāng)反應(yīng)溫度從800 ℃增加到860 ℃時,蒸汽能耗減小了8 497 kW,反應(yīng)器熱負(fù)荷僅增加了1 152 kW,所以適當(dāng)提升溫度能降低能耗。因此,在滿足 Mn2O3轉(zhuǎn)化率前提下減小熱負(fù)荷,確定CLAS單元的還原反應(yīng)器溫度為860 ℃,n(蒸汽)/n(Mn2O3)為0.20。

3.1.3CLAG單元操作參數(shù)的影響

圖9所示為n(3N2)/n(C)對碳轉(zhuǎn)化率的影響。從圖9可以看出,由紫到紅表示碳熱還原反應(yīng)進(jìn)程逐漸加深,紅色區(qū)域表示推薦的操作區(qū)間,它標(biāo)志著n(3N2)/n(C)和還原溫度的可操作界限。在此區(qū)域內(nèi),碳轉(zhuǎn)化率可達(dá)99%以上,CO生成速率為85 kmol/h。從等高線的走勢來看,高溫和高氮氣流速都有利于碳熱還原反應(yīng),但在n(3N2)/n(C)大于1.25時,由于強吸熱的反應(yīng)特性,溫度的改變對碳轉(zhuǎn)化率的影響更為顯著。綜上所述,設(shè)定n(3N2)/n(C)為2.50,碳熱還原溫度為1 800 ℃。

圖 10所示為在n(H2O)/n(AlN)為1.50時,水解溫度對氣體產(chǎn)率分布的影響。在100～400 ℃區(qū)間內(nèi)NH3產(chǎn)率快速下降,這是由于NH3在高溫下分解為H2和N2。此外,當(dāng)水解溫度超過400 ℃,NH3幾乎完全被分解,此時,H2和N2產(chǎn)率達(dá)到最大。因此,AlN水解反應(yīng)應(yīng)當(dāng)在100 ℃以下進(jìn)行。

圖11所示為n(H2O)/n(AlN)對氣體產(chǎn)率分布和AlN轉(zhuǎn)化率的影響。由圖 11可知,NH3生成速率在n(H2O)/n(AlN)為1.50時出現(xiàn)拐點,可解釋為低水流率時水解反應(yīng)不完全所致。當(dāng)n(H2O)/n(AlN)大于1.50時,通過增加H2O降低產(chǎn)物濃度促進(jìn)了NH3的分解,導(dǎo)致氨產(chǎn)率略微下降。

在同等氨產(chǎn)率的情況下,系統(tǒng)優(yōu)化前后與甲烷蒸汽重整(steam methane reforming,SMR)以及甲烷熱解(thermal decomposition of methane,TDM)技術(shù)路徑制氨的性能指標(biāo)對比結(jié)果如表4所列。

表4 系統(tǒng)優(yōu)化前后及傳統(tǒng)技術(shù)的性能指標(biāo)對比指標(biāo)蒸汽用量/(kg·s-1)空氣用量/(kg·s-1)電用量/(kW·h·(kg NH3)-1)空分能耗/(kW·h·(m3 O2)-1) 單位氨氣能耗/(kW·h·(kg NH3)-1)CLAG優(yōu)化前1.714.730.16410.95CLAG優(yōu)化后1.104.730.15910.31SMR[27]27.9027.801.040.2278.87TDM[27]28.501.130.22713.71

3.2 火用分析

3.2.1系統(tǒng)整體火用分析

基于最佳參數(shù)條件下,BG-CLAG系統(tǒng)的火用分析結(jié)果如表5所列。由表5可知,生物質(zhì)火用輸入為20 939.00 kW。氨和凈電的火用輸出分別為4 767.70 kW和3 460.00 kW,系統(tǒng)火用效率為0.39。系統(tǒng)內(nèi)部火用損為10 251.73 kW,包含CO2捕集火用損552.00 kW。外部火用損為2 460.31 kW,主要包括CLAS單元過量產(chǎn)出的N2和捕集的CO2,其火用損分別為517.70 kW和723.30 kW。值得注意的是,系統(tǒng)內(nèi)部火用損為外部火用損的近5倍,這是由于內(nèi)部轉(zhuǎn)化過程的不可逆損失遠(yuǎn)大于外排放副產(chǎn)物的火用值所致。

表5 氨電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的火用值和效率火用分布火用值/kW占輸入火用百分比/%生物質(zhì)輸入火用20 939.00100.00氨氣4 767.7022.77凈電3 460.0016.52內(nèi)部火用損10 251.7348.96捕集的CO2(內(nèi)部)552.002.64外部火用損2 460.3111.75產(chǎn)出的N2517.702.47捕集的CO2(外部)723.303.45總火用損12 712.0460.71火用效率39.39

3.2.2系統(tǒng)各個單元火用損分析

為了進(jìn)一步分析系統(tǒng)的不可逆損失,幫助實現(xiàn)系統(tǒng)的高效運行,對所提出的聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)進(jìn)行了火用分析,各組件的火用性能如圖12所示。

在物理過程中,組件火用損主要集中在余熱鍋爐2、CSU、冷凝器(1和2)以及加熱器(2和3)。尤其是冷凝器2,其火用損占總火用損的7.90%,其次為余熱鍋爐1,占總火用損的3.56%,較高火用損原因是冷熱流股溫差過大,可以通過優(yōu)化換熱網(wǎng)絡(luò)來降低其火用損[28]。

化學(xué)過程火用損占總火用損的73.14%。由圖12可知,主要的火用損分布在氣化爐和燃燒爐,分別占總火用損的44.42%和9.95%。相較于傳統(tǒng)BG工藝[14],由于不完全氣化會產(chǎn)生生物炭,系統(tǒng)氣化單元火用損減少了528.00 kW,其占總火用損的4.10%,在氣化爐中能量轉(zhuǎn)化帶來的不可逆損失是無法避免的,但可以通過提升氣化溫度、減小生物質(zhì)進(jìn)料顆粒度等方式進(jìn)行優(yōu)化。對于燃燒爐,則可以通過恒溫燃燒設(shè)備或預(yù)熱燃燒反應(yīng)物來減少火用損[29]。

3.3 經(jīng)濟(jì)分析

基于表6列出的基本經(jīng)濟(jì)假設(shè)[26],對系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)可行性進(jìn)行了驗證,運用縮放因子法和成本關(guān)聯(lián)法計算設(shè)備造價,詳細(xì)計算過程見參考文獻(xiàn)[30]。

表6 基本經(jīng)濟(jì)假設(shè)項目假設(shè)總裝備成本(TEC)各組件費用的總和公用工程和輔助設(shè)施費用(U&OU)TEC的25.0%總安裝成本(TIN)TEC+U&OU土地許可和勘察費用(LPS)TIN的5.0%業(yè)主成本和應(yīng)急資金(OC&C)TIN的15.0%總投資成本(TIC)TIN+LPS+OC&C+氧載體初次裝載費用年運行維護(hù)成本TIN的3.5%年財產(chǎn)稅和保險費TIN的3.0%年平均勞動力成本(LC)50 000 $/人(30人)年行政和管理費用LC的35.0%燃料成本(木屑)0.051 $/kg售電價格0.108 $/(kW·h)氨售價593.940 $/t錳基氧載體價格584.000 $/t年平均操作時間8 000 h

基于上述假設(shè)得到聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)設(shè)備、運行維護(hù)成本如表7、表8所列。設(shè)備成本分析表明,氣化爐設(shè)施的成本最大,占設(shè)備總投資的33.55%。其次為CO2捕集單元和透平裝置,占比分別為22.40%和16.07%。該新建系統(tǒng)的總運行維護(hù)成本為設(shè)備投資成本的25%。

表8 聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)設(shè)備運行維護(hù)成本k$/a運行維護(hù)清單運行維護(hù)成本固定運行維護(hù)成本 年運行維護(hù)成本 514.07 年財產(chǎn)稅和保險費440.63 年平均勞動力成本1 500.00 年行政和管理費用525.00合計2 979.70可變運行維護(hù)成本 燃料成本1 468.80 氧載體、氮載體補充成本10.83合計1 479.63總運行維護(hù)成本4 459.33

經(jīng)濟(jì)評估結(jié)果如表9所列。當(dāng)電價為0.108 $/(kW·h)時,系統(tǒng)電量銷售年獲利為2 989.44 k$,CLCOA為0.461 $/kg NH3。該新建系統(tǒng)的投資回收期為6.91年,處3～7年合理范圍內(nèi)。內(nèi)部收益率可達(dá)9.03%,具有良好的投資潛能。

表9 聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)評價結(jié)果系統(tǒng)氨氣年產(chǎn)量/t電量銷售年獲利/k$CLCOA/($·(kg NH3)-1)動態(tài)投資回收期/年項目建設(shè)期/年內(nèi)部收益率/%6 778.432 989.440.461 6.9119.03

為了進(jìn)一步凸顯本系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性能以及碳減排方面的優(yōu)勢,圖13比較了CLAG與SMR、TDM路徑制氨有無碳捕集存儲技術(shù)(carbon capture and storage,CCS)的CLCOA和單位產(chǎn)品輸出的CO2排放量。無論采用CCS與否,CLAG技術(shù)均具有較強的經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢,CLCOA分別為0.461 $/kg NH3和0.425 $/kg NH3。此外,在增加了CCS后,傳統(tǒng)的SMR制氨路徑單位質(zhì)量氨成本漲幅較為明顯,其值增加約0.143 $/kg NH3。相較而言,CLAG技術(shù)受碳捕集成本影響最小,其經(jīng)濟(jì)成本僅增加了0.036 $/kg NH3。在碳減排方面,CLAG工藝所對應(yīng)的CO2排放量最小,約為0.978 kg/kg NH3,而SMR工藝所造成的溫室氣體排放約為前者的2.5倍。

4 結(jié)論

本研究提出了一種基于化學(xué)鏈技術(shù)的新型氨電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng),并從熱力學(xué)性能以及經(jīng)濟(jì)性方面進(jìn)行論證以驗證該工藝的可行性。此外,還引入CFESR以及碳排放量來探究系統(tǒng)的節(jié)能和環(huán)境性能,具體結(jié)論如下:

(1) 在最佳操作條件下(n(CO2)/n(C)=0.55,CLAS還原反應(yīng)器溫度860 ℃,CLAG還原溫度1 800 ℃,n(3N2)/n(C)=2.50,n(H2O)/n(AlN)=1.50),ηen為0.45,ηex為0.39,燃料能源節(jié)約率為12.16%。

(2) 由于生產(chǎn)生物炭的原因,相較于傳統(tǒng)的生物質(zhì)完全氣化,本研究不完全氣化減小了氣化過程中的不可逆火用損528 kW,占總火用損的4.10%。

(3) 基于化學(xué)鏈技術(shù)的新型氨電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的火用損主要集中在化學(xué)過程,占總火用損的73.14%,其中氣化爐和燃燒爐占比較大,分別為44.42%和9.95%,因此,需重點優(yōu)化這兩個組件的性能參數(shù)。

(4) 從經(jīng)濟(jì)性和碳排放量的角度來看,無論有無CCS工藝,CLAG聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)相較于基于SMR或TDM技術(shù)路徑的制氨系統(tǒng)均展現(xiàn)出較大的優(yōu)勢。經(jīng)濟(jì)成本較后者低了0.182 $/kg NH3(0.184 $/kg NH3),碳排放量較后者減少了1.532 kg/kg NH3(0.442 kg/kg NH3),表明該系統(tǒng)在經(jīng)濟(jì)性和碳減排方面均具有較強的競爭力。