兩級循環蒸發ORC系統深度回收燃煤鍋爐煙氣余熱的研究

王志軍，熊源泉

(東南大學 熱能工程研究所,能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

兩級循環蒸發ORC系統深度回收燃煤鍋爐煙氣余熱的研究

王志軍，熊源泉

(東南大學 熱能工程研究所,能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，南京 210096)

針對燃煤鍋爐排煙溫度低且含有會產生低溫腐蝕成分的特點，提出了一種更適合于回收燃煤鍋爐排煙余熱的兩級循環蒸發有機朗肯循環(ORC)系統.以R123為工質，結合國內某燃煤鍋爐尾部排煙參數，建立了該兩級循環蒸發ORC系統的熱力模型和經濟模型，并進行計算分析，與傳統一級蒸發ORC系統進行比較.結果表明：就熱力性能而言，兩級循環蒸發ORC系統的凈做功量、凈回收效率高于一級蒸發ORC系統，相應的換熱面積也更大；就經濟性而言，兩級循環蒸發ORC系統的發電成本高，但設計使用年限內，年均凈收益更豐厚，性價比更高.

煙氣余熱；ORC系統；凈回收效率；循環式蒸發器

隨著我國經濟的快速發展，對能源的需求越來越大，但傳統化石燃料的使用卻會帶來很多環境和社會問題，因此節能減排勢在必行.現階段，電站燃煤鍋爐的排煙溫度約為120～140 ℃，工業燃煤鍋爐的排煙溫度約為150～204 ℃.燃煤鍋爐排煙熱損失巨大，若能有效地回收利用其煙氣余熱，對提高鍋爐燃煤利用率，減少燃煤使用量，降低污染物排放有重大意義.目前，回收燃煤煙氣余熱的主要措施有加熱熱網水、安裝低溫省煤器和預熱空氣等.加熱熱網水會受到季節的約束，而安裝低溫省煤器、預熱空氣等措施由于冷源介質溫度的限制，整個換熱設備的管壁溫度基本都處于酸露點以下，會受到低溫腐蝕的威脅.

有機朗肯循環(ORC)系統是一種利用有機工質蒸發來吸收低品位熱源余熱的設備，可就近布置，不需要對原有系統進行改造.然而傳統ORC系統使用的蒸發器多為干式蒸發器，工質的預熱、蒸發環節都在同一換熱器內進行[1-3].在ORC系統回收燃煤煙氣余熱的過程中，若換熱設備因低溫腐蝕嚴重需要替換，則整個換熱器都要被替換掉，設備更換成本高，且由于煙氣余熱能量品質不高，ORC系統的熱效率同樣也不高.為了提高ORC系統的熱效率，所采用的方法可總結為2個方面：一是工質的優化選擇，二是系統結構的優化.針對工質優化選擇的研究已有很多，劉杰[4]以發動機廢熱為熱源，對ORC系統采用8種不同工質時的熱力性能進行對比分析，認為在考慮環保特性時R245fa與R123是較好的工質.王志奇[5]則針對燃氣鍋爐低溫煙氣ORC發電系統，研究了不同煙氣溫度下的最佳工質，得出當煙氣溫度在100～180 ℃時，系統采用R123的發電成本最低，而煙氣溫度高于180 ℃時，R141b的經濟性更高.針對系統結構優化的研究目前較少，Li等[6]使用兩級蒸發ORC系統回收地熱能，對系統進行性能分析得出，與一級蒸發ORC系統相比，兩級蒸發ORC系統有更高的系統效率.這種兩級蒸發的形式在提高傳統一級蒸發ORC系統熱效率方面具有獨特優勢.

為使ORC系統更適用于回收燃煤鍋爐排煙余熱，筆者提出在兩級蒸發ORC系統的基礎上，引入循環式蒸發器來改善原有系統的性能.循環式蒸發器使得傳統干式蒸發器的預熱與蒸發環節分離，煙道內換熱器被分成低壓級預熱段、低壓級蒸發段、高壓級預熱段和高壓級蒸發段4個部分，可實現分段處理各部分換熱設備的低溫腐蝕問題.當設備需更換時，只需對腐蝕嚴重段進行更換，大大降低了設備更換成本.同時，通過調節高壓級蒸發溫度，可使高壓級換熱器壁溫高于酸露點，該段換熱器可免于酸腐蝕威脅，其使用壽命大大增加.為了研究該兩級循環蒸發ORC系統的性能，筆者建立了熱力模型和經濟模型，并結合國內某燃煤鍋爐煙氣參數，對其進行計算分析，與傳統一級蒸發ORC系統進行分析比較.

1 系統模型

1.1 兩級循環蒸發有機朗肯循環系統

由于針對一級蒸發ORC系統的研究已有很多，其系統流程及相關的計算模型就不進行介紹.為方便后續的比較，一級蒸發ORC系統可視為高壓級蒸發溫度和低壓級蒸發溫度相同的兩級循環蒸發ORC系統.

兩級循環蒸發ORC系統流程如圖1所示：經過冷凝的工質先經低壓級工質泵加壓后進入低壓級預熱器預熱，達到飽和狀態；飽和狀態的工質其中一路從低壓級預熱器進入到低壓級汽包中，然后進入低壓級蒸發器蒸發，蒸發后的氣液兩相工質返回低壓級汽包中進行氣液分離.其中，蒸汽進入汽輪機中，液相工質再次進入低壓級蒸發器循環蒸發；達到飽和狀態的工質另一路從低壓級預熱器進入高壓級工質泵中繼續加壓，加壓后的工質依次進入高壓級預熱器、高壓級蒸發器及高壓級汽包中完成第二次預熱和循環蒸發過程；隨后工質進入高壓級汽包中進行氣液分離，其中，蒸汽進入汽輪機膨脹做功，液相工質回流至高壓級蒸發器進行新一輪蒸發；經熱功動力轉換機械膨脹做功后的乏汽進入冷凝器冷凝成飽和液體，流入工質儲液罐中，完成整個工質循環.

1—低壓級預熱器;2—低壓級蒸發器;3—高壓級預熱器;4—高壓級蒸發器;5—高壓級汽包;6—低壓級汽包;7—熱功動力轉換機械;8—發電機;9—冷凝器;10—工質儲液罐;11—低壓級工質泵; 12—高壓級工質泵.

圖1 兩級循環蒸發ORC系統簡圖

Fig.1 Schematic diagram of the two-stage cyclic

evaporation ORC system

1.2 數學熱力模型

兩級循環蒸發ORC系統溫熵圖T-s關系如圖2所示.假設系統處于穩定流動狀態，設備與環境之間無熱交換，蒸發器、冷凝器及相應管道內的壓力損失可以忽略不計，其循環基本方程如下：

圖2 兩級循環蒸發ORC系統T-s圖

(1)1-2過程和3-4過程為工質泵增壓過程，工質泵的消耗功率分別為

WPH=mH(h4-h3)

(1)

WPL=(mL+mH)(h2-h1)

(2)

WP=WPH+WPL

(3)

式中：WPH和WPL分別為高、低壓級工質泵能耗；WP為總的泵消耗功；mH和mL分別為高、低壓級蒸發器工質循環蒸發量；hi為各對應點的比焓,i=1,2,…,10.

(2)4-5-6過程為工質在高壓級預熱器和高壓級蒸發器內的吸熱過程.

QH=mH(h6-h4)

(4)

式中：QH為高壓級預熱器和高壓級蒸發器的吸熱量.

(3)2-3-10過程為工質在低壓級預熱器和低壓級蒸發器內的吸熱過程.

QL=(mL+mH)(h3-h2)+mL(h10-h3)

(5)

式中：QL為低壓級預熱器和低壓級蒸發器的吸熱量.

(4)10-8過程和7-8過程為低壓級蒸汽與汽輪機內蒸汽的混合過程.

mL(h8-h10)=mH(h7-h8)

(6)

(5)6-7過程和8-a過程分別為混合前蒸汽和混合后蒸汽在汽輪機中的膨脹過程.

WtH=mH(h6-h7)

(7)

WtL=(mL+mH)(h8-ha)

(8)

Wt=WtH+WtL-WP

(9)

式中：WtH和WtL分別為混合前、后蒸汽在汽輪機中的膨脹功；Wt為系統總的做功量.

(6)a-1過程為工質在冷凝器內的冷凝過程.

Qc=mL(ha-h1)

(10)

式中：Qc為工質在冷凝器內的放熱過程.

1.3 傳熱計算

為保證ORC系統的安全運行，需考慮換熱設備的低溫腐蝕問題.低壓級預熱段換熱設備壁溫最低，處于水露點以下，使用幾乎不與酸堿反應的導熱塑料管[7].對于低壓級蒸發段和高壓級預熱段，根據前蘇聯1973年版鍋爐機組熱力計算標準，換熱設備金屬壁溫應高于水露點25 ℃，小于105 ℃，則金屬的腐蝕速度≤0.2 mm/s，在可接受范圍內.文中水露點約為45 ℃，則低壓級蒸發溫度不低于70 ℃；而高壓級蒸發段則通過調節高壓級蒸發溫度使換熱設備的金屬壁溫高于酸露點(94 ℃)，該段換熱器可以避免酸腐蝕.低壓級蒸發段、高壓級預熱段、高壓級蒸發段換熱設備都使用具有抗腐蝕能力的ND鋼.表1給出了某燃煤鍋爐尾部煙氣參數及相應的系統結構設計參數,其中系統結構設計參數參考文獻[8]～文獻[10].

表1 兩級循環蒸發ORC系統設計參數

煙道內總換熱面積A的計算[11-12]可統一為

(11)

式中：Q為換熱器的總換熱量；K為綜合傳熱系數；ΔT為換熱器內的傳熱溫差.

其中，綜合傳熱系數可由下式[11-12]得到：

(12)

式中：αi為管內工質傳熱系數；αo為管外煙氣傳熱系數；λ為換熱管導熱系數；Ai為管內表面積；Ao為管外總換熱面積；ηo為肋片總效率；δ為換熱管壁厚.

整個系統的凈做功量為

Wnet=Wt-Wf

(13)

式中：Wnet為整個系統的凈做功量；Wf為風機能耗,計算參考文獻[13]和文獻[14].

整個系統的凈回收效率nnet為

(14)

2 兩級循環蒸發ORC系統熱力性能分析

圖3給出了兩級循環蒸發ORC系統凈做功量Wnet隨高、低壓級蒸發溫度(T5和T3)的變化情況.深色區域代表高壓級蒸發溫度T5高于酸露點的區域.很顯然，若一級蒸發ORC系統的蒸發溫度低于94 ℃時，整個煙氣換熱設備將全部置于酸露點以下，但兩級循環蒸發ORC系統可以通過控制高壓級蒸發溫度高于酸露點，使高壓級蒸發段的換熱設備無酸腐蝕，換熱設備的使用壽命將大大延長.從圖3可以看出，當低壓級蒸發溫度恒定時，系統的凈做功量隨著高壓級蒸發溫度的升高先增加后減小，此時，存在某一個高壓級蒸發溫度使得凈做功量最大.雖然在不同低壓級蒸發溫度情況下，凈做功量最大時對應的高壓級蒸發溫度不同，但都高于酸露點，系統的最大凈做功量仍處于深色區域，即系統可以在保證高壓級蒸發段無腐蝕的情況下，凈做功量達到最大.即使因燃料改變，酸露點提高至超過凈做功量最大時對應的高壓級蒸發溫度，深色區域仍是凈做功量較大區域.

圖3 兩級循環蒸發ORC系統凈做功量Wnet隨高、低壓級蒸發溫度的變化

圖4給出了兩級循環蒸發ORC系統凈回收效率隨高、低壓級蒸發溫度的變化情況.從圖4可以看出，不管是一級蒸發ORC系統還是兩級循環蒸發ORC系統，系統的凈回收效率都隨著低壓級蒸發溫度的降低而降低，這是因為系統產生的蒸汽品質降低.但兩級循環蒸發ORC系統的凈回收效率下降的速度明顯小很多.這是因為兩級循環蒸發ORC系統有2個蒸發壓力，高壓段煙氣利用相對高壓的工質蒸發吸熱，低壓段煙氣利用相對低壓的工質蒸發吸熱，實現了煙氣余熱的梯級回收，有效緩解了一級蒸發ORC系統在煙氣余熱回收深度加大時熱效率的下降速率，且深色所在區域是系統凈回收效率較高的區域.

圖4 兩級循環蒸發ORC系統凈回收效率nnet隨高、低壓級蒸發溫度的變化

從圖3和圖4可以看出，相比傳統的一級蒸發ORC系統，兩級循環蒸發ORC系統既可保證高壓級蒸發段換熱設備無酸腐蝕，又可實現其凈做功量更大，凈回收效率更高.且該系統還可有效緩解煙氣余熱回收深度加大時熱效率的下降速率，更適用于低溫煙氣余熱的深度回收領域.

圖5給出了兩級循環蒸發ORC系統出口煙溫Tgo隨高、低壓級蒸發溫度的變化情況.從圖5可以看出，隨著低壓級蒸發溫度的降低，一級蒸發ORC系統和兩級循環蒸發ORC系統的出口煙溫也隨之降低，且出口煙溫Tgo的值與高壓級蒸發溫度沒有太大關系，這表明一級蒸發ORC系統和兩級循環蒸發ORC系統的出口煙溫主要取決于低壓級蒸發溫度，低壓級蒸發溫度越低，煙氣余熱回收深度越大.

圖5 兩級循環蒸發ORC系統出口煙溫Tgo隨高、低壓級蒸發溫度的變化

圖6給出了兩級循環蒸發ORC系統總換熱面積A隨高、低壓級蒸發溫度的變化情況.從圖6可以看出，一級蒸發ORC系統和兩級循環蒸發ORC系統的總換熱面積都隨著低壓級蒸發溫度的降低而逐漸增加，這是因為隨著煙氣余熱回收深度的增加，換熱量增大；同時，在低壓級蒸發溫度相同的情況下，兩級循環蒸發ORC系統的總換熱面積隨高壓級蒸發溫度的升高出現峰值.為探討出現這一峰值的原因，以低壓級蒸發溫度為70 ℃為例，將煙道內4段換熱器面積及總換熱面積隨高壓級蒸發溫度的變化趨勢列于圖7中.

圖6 兩級循環蒸發ORC系統總換熱面積A隨高、低壓級蒸發溫度的變化

圖7T3=70 ℃時兩級循環蒸發ORC系統煙道內各段換熱器面積及總換熱面積A隨T5的變化

Fig.7 Sectional and total heat-transfer areaAvs.T5forT3=70 ℃

從圖7可以看出，當低壓級蒸發溫度恒定時，高壓級蒸發段的換熱面積隨高壓級蒸發溫度的升高而減??；高壓級預熱段的換熱面積隨高壓級蒸發溫度的升高而先增加后減?。坏蛪杭壵舭l段的換熱面積隨高壓級蒸發溫度的升高而增加；而低壓級預熱段的換熱面積隨高壓級蒸發溫度的升高變化很小.當高壓級蒸發溫度較小時，其與低壓級蒸發溫度相差較小，系統吸熱量主要發生在高壓級蒸發段，隨著高壓級蒸發溫度的升高，高壓級蒸發段的吸熱量減小，低壓級蒸發段的吸熱量相應增加，但此時高壓級蒸發段吸熱量的減少速率小于低壓級蒸發段吸熱量的增加速率，相應的高壓級蒸發段換熱面積的減小速率小于低壓級蒸發段換熱面積的增加速率.這從計算結果也可以看出，如T5從72 ℃升至94 ℃時，高壓級蒸發段的換熱面積減少速率約為178 m2/K，而低壓級蒸發段的換熱面積增加速率約為365 m2/K.此外，相對應的高壓級預熱段換熱面積也呈增加趨勢，這使得總換熱面積在高壓級蒸發溫度較低時隨高壓級蒸發溫度的升高而出現增加趨勢.當高壓級蒸發溫度繼續升高并達到某一值時，低壓級蒸發段吸熱量與高壓級蒸發段吸熱量趨于相近，甚至超過高壓級蒸發段，此時高壓級蒸發段吸熱量的減少速率逐漸超過低壓級蒸發段吸熱量的增加速率，相應的高壓級蒸發段換熱面積的減少速率將大于低壓級蒸發段換熱面積的增加速率.如T5從94 ℃升至108 ℃時，高壓級蒸發段的換熱面積減少速率約為293 m2/K，而低壓級蒸發段的換熱面積增加速率約為252 m2/K.然而，此時相對應的高壓級預熱段換熱面積也在相應減小，因此，總換熱面積在T5較大時隨T5的升高而減小.

另外，從圖6還可以看出，兩級循環蒸發ORC系統煙道內總換熱面積A大于一級蒸發ORC系統，這是因為在低壓級蒸發溫度相同的情況下，兩級循環蒸發ORC系統提高了高壓級蒸發段的蒸發壓力，使其傳熱溫差減小，致使該系統換熱面積增加.

圖8給出了兩級循環蒸發ORC系統高壓級蒸發溫度高于酸露點時，高壓段換熱面積占總換熱面積之比Ahe/A隨高、低壓級蒸發溫度的變化情況.從圖8可以看出，當低壓級蒸發溫度高于酸露點后，低壓級蒸發器、高壓級預熱器和高壓級蒸發器的壁溫都已高于酸露點，大部分的換熱設備已不再受低溫腐蝕威脅，此處不進行討論.而當低壓級蒸發溫度低于酸露點時(如圖8所示)，有約25%甚至高達55%比例的換熱設備可免于低溫腐蝕的威脅，大大延長了換熱設備的使用壽命.

圖8 高壓級蒸發溫度高于酸露點時兩級循環蒸發ORC系統Ahe/A隨高、低壓級蒸發溫度的變化

Fig.8 RatioAhe/Avarying withT3andT5,whenT5is higher than the dew point of the acid

3 兩級循環蒸發ORC系統經濟性分析

3.1 經濟模型

投資與收益是燃煤鍋爐回收煙氣余熱時最需要關注的因素.因此，有必要建立一個合適的經濟模型，對系統的發電成本及設備壽命內所能獲得的收益進行計算.對于熱源是煙氣的ORC系統，換熱器熱阻大，投資費用高，占整個系統投資的80%～90%.因此，以換熱器的投資為基準，對系統的總投資進行修正，修正系數取1.15.換熱器的投資成本可由以下公式[2,15-16]計算：

lg Cb=K1+K2lg A+K3(lg A)2

(15)

CBM=Cb(B1+B2FmFp)

(16)

lg Fp=C1+C2lg p

(17)

S1996=1.15·CBM

(18)

(19)

式中：Cb為按1996年美元購買力計算的設備費用；K1、K2、K3、B1、B2、C1和C2為常數；Fm、Fp分別為換熱器材料與承受的修正系數；p為換熱器所能承受的壓力；CBM為修正后的成本；I為化工設備成本指數(Chemical economic plant cost index),數據會定時更新并發表于雜志《Chemical Engineering Journal》[15-16]上；S為系統總投資.

式(15)～式(19)中是以美元來計算的，換算過程中按2015年美元與人民幣匯率(6.4)進行折算.公式中各系數如表2所示.系統投資的資本回收成本[5,15-16]為

(20)

式中：i為年利率，取5%；Ts為系統使用年限，取15年.

ORC系統的發電成本[5,15-16]為

(21)

式中：M為系統運行及管理費用，取1.5%S2015；ps為系統年運行時間，取5 500 h.

年均凈收益R[5,15-16]為

R=年發電收益-折算年設備成本-年運行及維護費用=Wnet·Cpri·ps-

S2015/Ts-M

(22)

式中：Cpri為當前電價，取0.5元/(kW·h).

表2 換熱器投資成本公式中的各參數

3.2 經濟性計算結果與分析

圖9給出了兩級循環蒸發ORC系統發電成本L隨高、低壓級蒸發溫度的變化情況.從圖9可以看出，兩級循環蒸發ORC系統的發電成本高于一級蒸發ORC系統，這是因為前者的換熱設備面積較大，自然發電成本也就越高，但這種差距并不大.如在T3=70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環蒸發ORC系統的發電成本在0.296 4～0.298 8 元/kW,而一級蒸發ORC系統的發電成本為0.283 7元/kW,兩級循環蒸發ORC系統的發電成本只比一級蒸發ORC系統高4.4%～5.3%.但從圖3可知，當T3=70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環蒸發ORC系統凈做功量為2 733～2 891 kW,一級蒸發ORC系統的凈做功量為2 295 kW,前者比后者高出了19.08%～25.97%，且兩級循環蒸發ORC系統最大凈做功量對應的總換熱面積是一級蒸發ORC系統的1.061倍，兩級循環蒸發ORC系統的性價比更高.

圖9 兩級循環蒸發ORC系統發電成本L隨高、低壓級蒸發溫度的變化

圖10給出了兩級循環蒸發ORC系統年均凈收益R隨高、低壓級蒸發溫度的變化情況.在設計年限內，兩級循環蒸發ORC系統的年均凈收益遠高于一級蒸發ORC系統.當T3=70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環蒸發ORC系統最高年均凈收益為448萬元/a，一級蒸發ORC系統年均凈收益只有368.47萬元/a，兩級循環蒸發ORC系統最高年均凈收益是一級蒸發ORC系統的1.22倍.因此，可得出雖然兩級循環蒸發ORC系統的發電成本比一級蒸發ORC系統高，但其凈做功量、凈回收效率更高，對于設計使用年限內折算的年均凈收益，兩級循環蒸發ORC系統比一級蒸發ORC系統更豐厚.

圖10 兩級循環蒸發ORC系統年均凈收益R隨高、低壓級蒸發溫度的變化

4 結 論

(1)引入循環式蒸發器后，控制高壓級蒸發溫度T5高于酸露點94 ℃，有約25%甚至55%的換熱設備可免于低溫腐蝕的威脅.

(2)就熱力性能而言，兩級循環蒸發ORC系統的凈做功量、凈回收效率要高于一級蒸發ORC系統，同時相應的總換熱面積也更大.當低壓級蒸發溫度為70 ℃，且T5高于酸露點時，兩級循環蒸發ORC系統的最大凈做功量為2 891 kW,而一級蒸發ORC系統的凈做功量為2 295 kW,前者比后者高了25.97%，但兩級循環蒸發ORC系統最大凈做功量對應的總換熱面積卻是一級蒸發ORC系統的1.061倍.

(3)就經濟性而言，兩級循環蒸發ORC系統發電成本較高，但在設計使用年限內，年均凈收益更豐厚.

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Waste Heat Recovery from Boiler Flue Gas with Two-stage Cyclic Evaporation ORC System

WANGZhijun,XIONGYuanquan

(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education,Thermoenergy Engineering Research Institute,Southeast University,Nanjing 210096,China)

For the fact that the temperature of coal-fired boiler flue gas is low and the flue gas contains water vapor and acid vapor that may produce acid corrosion at low temperatures,a two-stage cyclic evaporation ORC system was proposed,which is more suitable for the waste heat recovery from coal-fired boiler flue gas.Taking R123 as the working medium,by referring to the flue gas parameters of a domestic coal-fired boiler,a thermodynamic model and an economic model of the two-stage cyclic evaporation ORC system were set up to calculate and analyze the performance of the boiler,which was then compared with traditional one-stage evaporation ORC system.Results show that,in terms of thermal performance,both the net work and net recovery efficiency of the two-stage cyclic evaporation ORC system are greater than the one-stage evaporation ORC system,which accordingly has larger heat-transfer area.Whereas,in terms of economic performance,the cost of the two-stage cyclic evaporation ORC system is higher in power generation,but its annual income is also higher within designed lifetime,indicating higher performance-to-price ratio of the two-stage cyclic evaporation ORC system.

flue gas waste heat; ORC system; net recovery efficiency; circulation evaporator

2016-01-20

2016-03-04

國家自然科學基金資助項目(51376047)

王志軍(1990-)，男，江蘇如皋人，碩士研究生，研究方向為余熱回收.熊源泉(通信作者)，男，教授，博士，電話(Tel.):13814053240；E-mail:yqxiong@seu.edu.cn.

1674-7607(2017)01-0066-07

TM611

A 學科分類號：470.30