[水泥周]非水工質循環(huán)在水泥余熱發(fā)電中的應用分析
中材節(jié)能發(fā)展有限公司副總 董蘭起
3月23日，2010國際水泥周系列會議之第六屆余熱發(fā)電國際峰會在上海新天哈瓦那大酒店召開。參加盛會的中材節(jié)能發(fā)展有限公司副總董蘭起在會上做了《非水質循環(huán)在水泥余熱發(fā)電中的應用分析》的報告。報告主要圍繞理論余熱發(fā)電量、非水工質循環(huán)與Ranken循環(huán)比較、Kalina大紀事、ORC及Kalina工程實例及存在的問題展開闡述。以下為報告全文：
一、理論余熱發(fā)電量
卡諾循環(huán)計算
煙氣熱源－在水泥燒成熱耗3000kJ/kg-cl前提下
|
5500t/d水泥線 |
進煙溫度℃ |
排煙溫度℃ |
煙氣流量 Nm3/h |
|
AQC余熱鍋爐 |
355 |
90 |
200000 |
|
SP余熱鍋爐 |
340 |
210 |
340000 |
卡諾循環(huán)效率計算公式：
AQC余熱鍋爐卡諾循環(huán)效率：η=39.25%； 最大發(fā)電量：7695kW
SP余熱鍋爐卡諾循環(huán)效率：η=48.47%；最大發(fā)電量：8478kW
5500t/d水泥線最大發(fā)電量：16173kW；最大噸熟料發(fā)電量：70.57kWh/t.cl
設備效率影響：
|
設備 |
余熱鍋爐 |
汽輪機 |
發(fā)電機 |
|
效率 |
97% |
80% |
98% |
結論：
無傳熱溫差下的最大發(fā)電量為：
16173kW×97%×80%×98%=12299.2kW
無傳熱溫差下的最大噸熟料發(fā)電量為：53.669kWh/t.cl
二、非水工質循環(huán)與Ranken循環(huán)比較
2．1非水工質介紹
通常使用低沸點有機工質，如正丁烷、正戊烷和R245fa等，利用中低溫流體與低沸點有機工質換熱，使后者蒸發(fā)，產生具有較高壓力的蒸汽推動汽輪機做功發(fā)電。
有機工質朗肯循環(huán)Organic Rankine Cycle，簡稱ORC循環(huán)
采用氨混合工質的Kalina循環(huán)
幾種常見工質的沸點溫度
|
|
壓力MPa |
沸點℃ |
潛熱
KJ/kg |
飽和液粘度
μPa-s |
飽和汽粘度
μPa-s |
|
水 |
0.10142 |
100 |
2256.43 |
281.74 |
12.269 |
|
正丁烷 |
0.10142 |
-0.465 |
385.69 |
203.45 |
6.7570 |
|
正戊烷 |
0.10142 |
36.091 |
357.55 |
198.56 |
7.2047 |
|
R134a |
0.10142 |
-26.053 |
216.95 |
378.59 |
9.7799 |
|
R245fa |
0.10142 |
15.163 |
196.03 |
163.25 |
9.9296 |
|
70%氨水 |
1.25 |
47.2~144.1 |
1890.65 |
— |
— |
氨-水混合物熱物性
下圖作出了氨-水混合物相平衡圖，圖中橫坐標為混合物中氨的質量百分比，縱坐標為溫度，圖中1點代表氨的質量百分比為X，溫度為T的氨-水混合物氣-液兩相平衡狀態(tài)點，混合物氣體中氣態(tài)氨的濃度為XG，混合物液體中液態(tài)氨的濃度為XL，隨著溫度的改變，XG和XL將會改變?；旌衔飫傞_始氣化時（點4），由于氨首先蒸發(fā)，氣體中幾乎是純氨（點5），在蒸發(fā)過程結束時（點6），混合物最后一滴液體幾乎是純水（點7），在整個蒸發(fā)過程中，氨-水混合物的溫度始終在變。
濃度為70%的氨-水混合物在不同壓力下的泡點與露點溫度（℃）
| 壓力MPa | 1.25 | 2.25 | 3.25 | 4.25 | 5.25 | 6.25 | 7.25 | 8.25 | 9.25 | 10.25 | 11.25 | 12.25 |
| 泡點溫度 | 47 | 71 | 89 | 103 | 115 | 126 | 136 | 145 | 153 | 161 | 169 | 176 |
| 露點溫度 | 144 | 166 | 181 | 193 | 202 | 209 | 216 | 222 | 227 | 231 | 235 | 238 |
壓力為1.25MPa氨-水混合物在不同濃度下的泡點與露點溫度（℃）
|
濃度 |
40% |
45% |
50% |
55% |
60% |
65% |
70% |
75% |
80% |
85% |
90% |
95% |
|
泡點溫度 |
89.8 |
80.1 |
71.4 |
63.7 |
57.2 |
51.7 |
47.2 |
43.6 |
40.6 |
38.2 |
36.1 |
34.2 |
|
露點溫度 |
168.2 |
164.9 |
161.4 |
157.6 |
153.5 |
149.0 |
144.1 |
138.5 |
132.0 |
124.2 |
114.1 |
98.77 |
2.2Kalina循環(huán)與Rankine循環(huán)余熱發(fā)電對比分析
設計工況：
熱源：實際工程中一條5500t/d水泥生產線所產生的煙氣熱量。
|
5500t/d水泥線 |
煙氣溫度℃ |
煙氣流量 Nm3/h |
|
窯頭篦冷機 |
355 |
200000 |
|
窯尾預熱器 |
340 |
340000 |
選定Kalina循環(huán)工況參數：
|
氨-水混合物濃度： |
70% |
汽機進口溫度： |
315℃ |
|
汽機背壓： |
120kPa |
汽輪機效率： |
80% |
|
發(fā)電機效率： |
98% |
余熱鍋爐效率： |
97% |
|
AQC余熱鍋爐排煙溫度： |
90℃ |
SP余熱鍋爐排煙溫度： |
210℃ |
|
冷卻水溫度： |
25℃ |
漏風系數： |
1.5% |
Rankine循環(huán)熱力計算
工況參數及結果如下：
|
汽機進口壓力 |
1.25MPa |
汽機進口溫度 |
315℃ |
|
汽機出口背壓 |
0.008MPa |
汽機效率 |
80% |
|
計算發(fā)電功率 |
9116.25kW |
噸熟料發(fā)電量 |
39.78kW/t.cl |
（b）發(fā)電量對比
汽機進口壓力：1.25MPa →12.25MPa
1）鍋爐總可用能損失：
8659.1kW→4704.8kW，減小45.67%；
P>6MPa， EuKalina<EuRankine
2）發(fā)電功率：
6399kW→10608kW，提高65.77%；
P>5.25MPa, WKalina>WRankine ；
3）噸孰料發(fā)電量：
27.93kWh/t.cl→46.23kWh/t.cl，提高65.77%；
P>5.25MPa，ηKalina>ηRankine ；
4）發(fā)電效率：
16.1% →26.7%，提高65.7%；
P>5.25MPa， Kalina>Rankine ；
（C）發(fā)電效率對比
結論：
1）汽機進口壓力從1.25MPa提高至12.25MPa，Kalina循環(huán)發(fā)電量并不是始終大于實際工程Rankine循環(huán)發(fā)電量。當壓力大于5.25MPa時，Kalina循環(huán)發(fā)電量才開始高于實際工程Rankine循環(huán)發(fā)電量。至12.25MPa時，Kalina循環(huán)比實際Rankine循環(huán)多發(fā)電1492.12kW。
2）當壓力低于6MPa時，Kalina循環(huán)氨水工質泡露點溫度較低，吸放熱傳熱溫差較大，工質吸熱曲線與煙氣放熱曲線匹配性不如實際工程Rankine循環(huán)好，余熱鍋爐總可用能損失大于Rankine循環(huán)。
3）Kalina循環(huán)只有在高壓區(qū)發(fā)電量才高于實際工程采用低壓參數的 Rankine循環(huán)，但帶來的問題是：設備與管道及其管件等承壓過高，材料要求較高，壁厚加大，用鋼量增大，閥門與管件等投資增加，造成系統(tǒng)投資大大增加，投資回收期增長。
2.3 不同類型余熱資源下發(fā)電量對比
余熱資源定義：
第一類余熱資源：窯頭煙氣（盡可能地充分利用煙氣余熱，使煙氣余熱的排出溫度盡可能的低）
第二類余熱資源：窯尾煙氣（煙氣的排放溫度限定為220℃）
計算方法：窯頭煙氣與窯尾煙氣分別獨立采用Kalina循環(huán)與Rankine循環(huán)。
最優(yōu)化方法：遺傳算法。
目標函數：發(fā)電功率最大化
優(yōu)化參數為：1）汽機進口壓力；
2）汽機進口溫度；
3）蒸餾器溫度；
4）氨水混合物濃度。
?、?nbsp;Kalina循環(huán)優(yōu)化計算邊界條件：
汽機進口壓力： 1MPa~12MPa；
汽機進口溫度： 280℃~320℃；
蒸餾器溫度： 45℃~90℃；
氨水混合物濃度：0.55~0.80；
?、?nbsp;Rankine循環(huán)優(yōu)化計算邊界條件：
汽機進口壓力： 0.5MPa~6MPa；
汽機進口溫度： 280℃~320℃；
|
項 目 |
單位 |
數值 |
|
煙氣溫度 |
℃ |
340 |
|
煙氣流量 |
kg/s |
175.273 |
|
泵效率 |
- |
0.65 |
|
汽機效率 |
- |
0.8 |
|
大氣壓力 |
MPa |
0.1 |
|
環(huán)境溫度 |
℃ |
15 |
|
冷卻水流量 |
kg/s |
2000 |
|
群體數量 |
個 |
50 |
|
交叉概率 |
- |
0.95 |
|
變異概率 |
- |
0.05 |
|
終止代數 |
代 |
200 |
|
項目 |
單位 |
第一類余熱 |
第二類余熱 |
|
排煙溫度 |
℃ |
96.2 |
210 |
|
節(jié)點溫差 |
℃ |
8 |
52.5 |
|
汽機進口壓力 |
MPa |
11.64 |
11.607 |
|
汽機進口溫度 |
℃ |
315.1 |
319.9 |
|
蒸餾器溫度 |
℃ |
59.4 |
71 |
|
氨水混合物濃度 |
- |
0.745 |
0.55 |
|
凈輸出功率 |
kW |
12282.23 |
7490.4 |
|
項目 |
單位 |
第一類余熱 |
第二類余熱 |
|
排煙溫度 |
℃ |
133.7 |
210 |
|
節(jié)點溫差 |
℃ |
8 |
8.1 |
|
汽機進口壓力 |
MPa |
0.673 |
3.461 |
|
汽機進口溫度 |
℃ |
319.8 |
319.9 |
|
凈輸出功率 |
kW |
9825.973 |
8259.09 |
結論：
1）對第一類余熱資源，Kalina循環(huán)發(fā)電量比Rankine循環(huán)發(fā)電量 高25%。這是充分利用Kalina循環(huán)氨水工質泡露點溫度具有滑移的特性，充分吸收低溫度區(qū)間的煙氣余熱，降低排煙溫度。
2）對第二類余熱資源，Kalina循環(huán)發(fā)電量是Rankine循環(huán)發(fā)電量 的90.69%。這是由于Kalina循環(huán)節(jié)點溫差較大，傳熱不可逆損失較大，余熱吸收量較小，發(fā)電量降低。
3）從以上兩表可知，對于SP余熱鍋爐，排煙溫度較高， Rankine循環(huán)性能較好；而對于AQC余熱鍋爐，由于氨水工質具有泡露點溫度滑移，因此Kalina循環(huán)可以充分利用低溫煙氣余熱，降低排煙溫度，吸收煙氣余熱，增加發(fā)電量。
2.4 不同溫度范圍煙氣余熱發(fā)電
隨著水泥工藝系統(tǒng)升級，余熱回收利用率不斷提高，排煙溫度會降低至300℃以下。 下面對不同低溫煙氣，采用Kalina循環(huán)與Rankine循環(huán)分別對比分析。煙氣流量同前。
選定的Kalina循環(huán)工況參數為：
|
氨-水混合物濃度 |
70% |
汽機進口溫度 |
175 ℃ /275℃ |
|
汽機背壓 |
120kPa |
汽輪機效率 |
80% |
|
發(fā)電機效率 |
98% |
余熱鍋爐效率 |
97% |
|
冷卻水溫度 |
25℃ |
漏風系數 |
1.5% |
煙氣溫度：300℃
Kalina循環(huán)計算結果：
|
汽機進口壓力MPa |
1.25 |
2.25 |
3.25 |
4.25 |
5.25 |
6.25 |
7.25 |
8.25 |
|
過熱度℃ |
131 |
109 |
94 |
83 |
73 |
65 |
59 |
53 |
|
發(fā)電量kW |
4509.4 |
5382.8 |
5916.9 |
6296.4 |
6588.7 |
6825 |
7021 |
7188 |
Rankine循環(huán)計算結果：
|
汽機進口壓力MPa |
0.95 |
1.05 |
1.15 |
1.25 |
1.35 |
1.45 |
|
過熱度℃ |
93 |
89 |
85 |
82 |
78 |
75 |
|
AQC排煙溫度℃ |
144 |
148 |
152 |
157 |
162 |
166 |
|
發(fā)電量kW |
5678.6 |
5561 |
5447 |
5332 |
5213 |
5090 |
煙氣溫度：300℃
結論：
1）Rankine循環(huán)AQC余熱鍋爐排煙溫度較高，未能充分回收煙氣余熱。
2）當煙氣溫度由350 ℃降至300℃的過程中，隨著煙氣溫度的降低，Kalina循環(huán)逐漸在低壓區(qū)體現其發(fā)電量高于Rankine循環(huán)的優(yōu)越性。
3）煙氣溫度降至300 ℃，Kalina循環(huán)汽機進口壓力宜選擇在4~5MPa，壓力過高，則過熱度較小，工質進入汽機后很快進入兩相區(qū)，容易析液，沖擊汽機葉片，造成汽機破壞，同時大大降低汽機效率。
煙氣溫度：200℃
|
循環(huán) |
壓力MPa |
溫度℃ |
過熱度℃ |
蒸汽量kg/h |
排煙溫度℃ |
汽耗率kg/kW |
總發(fā)電量kW |
|
Rankine |
0.3 |
175 |
37 |
4513.2 |
155 |
7.95 |
567.7 |
|
Kalina |
0.85 |
175 |
45 |
15020 |
90 |
13.34 |
1125.5 |
|
壓力MPa |
0.55 |
0.65 |
0.75 |
0.85 |
1.00 |
1.25 |
|
泡點℃ |
19.416 |
24.615 |
29.244 |
33.434 |
39.081 |
47.246 |
|
露點℃ |
116.69 |
121.95 |
126.58 |
130.73 |
136.25 |
144.08 |
煙氣溫度：200℃
結論：
1）煙氣溫度降至200℃，Kalina循環(huán)計算發(fā)電量高于Rankine循環(huán)。
2）若Kalina循環(huán)壓力繼續(xù)降低，由下表可知，冷卻水將很難將其冷卻至飽和液態(tài)。
3）由于Kalina循環(huán)與Rankine循環(huán)此時壓力下過熱度都較低，進入汽機后很快進入兩相區(qū)，容易析液，沖擊汽機，同時汽機效率大大降低，而且此時Rankine循環(huán)進口壓力過低，因此，煙氣溫度降至200℃，宜采用低沸點有機工質循環(huán)（ORC循環(huán)）進行余熱回收發(fā)電。
三、Kalina大紀事
Kalina循環(huán)由Dr.Alex Kalina 博士發(fā)明并以其命名，1983年，Kalina循環(huán)首次公開，隨后世界上許多學者圍繞著Kalina循環(huán)進行了許多研究，到目前為止發(fā)表的論文不計其數。
薄涵亮—卡林那循環(huán)的勢力學分析 （1989年發(fā)表）
陳亞平—改進型卡林那循環(huán)熱力分析 （1989年發(fā)表）
呂燦仁、馬一太－Kalina循環(huán)放熱過程的熱力學分析 （1989年發(fā)表）
呂燦仁、馬一太－Kalina循環(huán)研究和開發(fā)及其提高效率的分析 （1991年發(fā)表）
D. Yogi Goswami－Thermodynamic propertise of ammonia-water mixture for power-cycle applications. （1997年發(fā)表）
P.K.Nag－Exergy analysis of the Kalina cycle. （1998年發(fā)表）
“kalina循環(huán)前期工作探討”研討會：
1990年5月9~10召開了“Kalina循環(huán)前期工作探討”研討會，出席大會的有天津大學、西安交通大學、上海機械學院、華東化工學院等單位16名代表。與會代表一致認為：Kalina循環(huán)是一項有前途，但又有相當難度的技術，將其應用于實際工程，應綜合考慮技術經濟性分析。
1991年，在美國能源部（D.O.E）的支持下，在加州Canoga Park建造了3MW的試驗Kalina電站，并進行了技術測試。
1997年，GE公司設計了125MW聯合循環(huán)示范電站，Kalina循環(huán)作為聯合循環(huán)的底部循環(huán)。示范電站由一臺75MW的7E型燃氣輪機和一臺50MW的GE氨水發(fā)電機組構成，與常規(guī)聯合電站相比，電站效率僅提高2%。
2000年交付使用的Húsavík電站，是目前采用Kalina循環(huán)技術建成的唯一地熱電站。該電站位于冰島，現發(fā)電容量為1700kW，總投資370萬歐元。
在經濟性上，目前該電站還不具備優(yōu)勢，對比同期歐洲市場條件，同類項目建設成本通?？刂圃?000美元/kW，該電站在預算設計時，成本約為1440美元/kW，成本提高44%。
四、ORC及Kalina工程實例
Lengfurt ORC循環(huán)余熱電站：1999年海德堡水泥集團在德國環(huán)境部支持下利用世界銀行貸款，由以色ORMAT公司設計，在德國Lengfurt水泥廠3000t/d的生產線上，建成了世界首座水泥廠ORC純低溫余熱發(fā)電站，也是至今唯一一座水泥廠ORC循環(huán)余熱電站。
|
導熱油鍋爐 |
|
|
|
廢氣量 |
150000 |
Nm3/h |
|
入口廢氣溫度 |
275 |
℃ |
|
出口廢氣溫度 |
175 |
℃ |
|
導熱油量 |
85 |
t/h |
|
導熱油進口溫度 |
85 |
℃ |
|
導熱油出口溫度 |
230 |
℃ |
|
正戊烷沸點 |
36 |
℃ |
|
OMART Turbine |
|
|
|
轉速 |
3015 |
r/min |
|
裝機功率 |
1500 |
kW |
|
平均發(fā)電功率 |
1300 |
kW |
|
噸熟料發(fā)電量 |
10.5 |
kWh/t-cl |
|
ORC循環(huán)效率 |
16 |
% |
|
成本回收年限 |
>12 |
year |
|
政府資助后成本回收年限 |
8~10 |
year |
五、存在的問題與結論
Kalina循環(huán)傳熱學分析
?、賯鳠釡夭瞀減小，傳熱面積A增加。
熱力學角度分析： 鍋爐傳熱溫差：Δt Kalina< Δt Rankine,
傳熱學角度分析： 根據Q=KAΔt， Δt Kalina< Δt Rankine，煙氣散熱量Q=Const，從而傳熱面積AKalina>ARankine，進而使得余熱鍋爐面積增大，余熱鍋爐鋼材耗用量增大，鍋爐體積增大，設備投資顯著增加。
②傳熱系數K減小，傳熱面積A增加。
根據非共沸混合物熱物性的研究可知，在純質里面加入另一種工質從而形成混合物是對純質沸騰傳熱的一種削弱，這種削弱程度與混合物泡露點溫差有關。傳熱學角度分析：根據Q=KAΔt， KKalina<KRankine，煙氣散熱量Q=Const，從而傳熱面積AKalina>ARankine ，余熱鍋爐換熱面積增大，設備投資增加。
工質熱物性評價
由于Kalina循環(huán)采用氨-水混合物作為系統(tǒng)循環(huán)工質，因此需要考慮氨-水混合物的穩(wěn)定性、腐蝕性以及對環(huán)境的影響。
?、侔?水混合物在高溫高壓下的穩(wěn)定性。
?、诎?水混合物在高溫高壓下的腐蝕性。
?、壑饕O備承壓能力。
?、苡酂徨仩t的排煙溫度影響。
?、莅?水混合物工質外漏對人與環(huán)境的影響。
經濟評價
1.Kalina循環(huán)采用高壓參數的經濟性評價：
如前計算所示，在目前水泥煙氣溫度下，Kalina循環(huán)只有在汽機進口壓力較高時發(fā)電量才大于目前實際工程中技術較成熟，高壓參數帶來的問題：
①Kalina循環(huán)采用高壓力參數，將加大系統(tǒng)設備、管道、管件、閥門等承壓能力，設備與管道等壁厚將加大，用鋼量增加，投資增大。
?、贙alina循環(huán)采用高壓力參數，對電站工作人員的安全性要求較高。
?、跭alina循環(huán)采用氨-水混合工質，對于工質泄漏控制嚴格。
結論：按照歐洲標準Kalina循環(huán)系統(tǒng)投資將增加1.3倍，單位發(fā)電量投資增加45%~50%，投資回收期延長5~8年。但是對于國內投資將是Rankine循環(huán)的2倍左右。
2.Kalina循環(huán)提出了蒸餾－冷凝子系統(tǒng)，該子系統(tǒng)代替普通凝汽器將汽機排汽在稍高于大氣壓力下冷凝至飽和液態(tài)，避免了Kalina循環(huán)采用普通凝汽器時可用能損失過大的問題。但該系統(tǒng)設備較多，系統(tǒng)復雜，投資較大，運行維護費用較高，大大提高單位發(fā)電量投資。
3.由以上傳熱學技術評價可知，Kalina循環(huán)特點是吸放熱傳熱溫差減小，從而余熱鍋爐可用能損失減小，但余熱鍋爐傳熱面積顯著增大，其鋼材耗用量增大，投資增加。
4.由于Kalina循環(huán)采用氨-水混合物作為循環(huán)工質，因此現有Rankine循環(huán)設備都需要更換為適用于Kalina循環(huán)的設備，設備需要重新設計計算制作，并且余熱鍋爐、汽機等關鍵設備由于國內生產廠家少，因此需要外購，設備投資增大。
綜合評價
Kalina或ORC循環(huán)在技術上完全可行
Kalina或ORC與Rankine相比在低溫廢氣熱源具有一定的優(yōu)勢
但是在200℃以下廢氣熱源的條件下ORC具有一定的優(yōu)勢
在目前的技術條件下投資較高
運行的安全性以及維護成本過高
對于ORC循環(huán)來說，進一步降低投資是推廣的關鍵
對于Kalina循環(huán)來說還需在系統(tǒng)和裝備上進行深入研究
當能源愈加緊張時必定會促進ORC和Kalina的發(fā)展
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