吳雙應(yīng)，汪菲，肖蘭

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基于低溫?zé)煔庥酂岚l(fā)電的Kalina循環(huán)熱經(jīng)濟(jì)性能分析

吳雙應(yīng)1,2，汪菲1,2，肖蘭1,2

（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 400044；2重慶大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院，重慶 400044）

以低溫?zé)煔庥酂岚l(fā)電Kalina循環(huán)為研究對(duì)象，基于熱經(jīng)濟(jì)學(xué)原理，在不同的蒸發(fā)器換熱端差Δe、蒸發(fā)壓力e和基本氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)下，研究了煙氣出口溫度go的變化對(duì)系統(tǒng)的凈輸出功net與平準(zhǔn)化電能成本LEC的影響。考慮到低溫?zé)煔獾母g性，分析了固定煙氣出口溫度為最低允許排煙溫度的必要性和合理性。研究結(jié)果表明，存在最佳煙氣出口溫度go,opt和蒸發(fā)壓力e,opt使系統(tǒng)的LEC最?。磺襣o,opt與Δe、e和有關(guān)。對(duì)于net，只存在e,opt使系統(tǒng)net最大；net隨go的增加近似線性減少。經(jīng)濟(jì)因素會(huì)直接影響到系統(tǒng)的最佳運(yùn)行參數(shù)；在選擇循環(huán)的運(yùn)行參數(shù)時(shí)，應(yīng)針對(duì)不同的熱源條件，綜合考慮系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性與低溫?zé)煔飧g性問題。

Kalina循環(huán)；余熱發(fā)電；低溫?zé)煔?；回收；熱力學(xué)；經(jīng)濟(jì)

引 言

面對(duì)全球性能源緊缺和日趨惡化的氣候環(huán)境，推動(dòng)中低溫余熱回收技術(shù)的發(fā)展成為提高我國(guó)能源利用率的有效途徑之一[1-2]。在中低溫范圍發(fā)電技術(shù)中，Kalina循環(huán)因具有變溫相變的特性，使循環(huán)工質(zhì)氨水混合物與熱源在換熱過(guò)程中具有良好的匹配性，大大減少了傳熱過(guò)程中的不可逆損失[3-5]，與純工質(zhì)的Rankine循環(huán)相比，Kalina循環(huán)效率要高20%以上[6]。

目前，關(guān)于中低溫?zé)煔庥酂峄厥盏腒alina循環(huán)應(yīng)用研究主要集中在熱力學(xué)性能分析和系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化這兩方面。Ogriseck[7]對(duì)回收423.15 K煙氣余熱的Kalina循環(huán)系統(tǒng)中的冷卻水溫和氨水濃度進(jìn)行了優(yōu)化分析，結(jié)果表明，當(dāng)氨水濃度在冷卻水溫相對(duì)應(yīng)的特定優(yōu)化范圍內(nèi)，Kalina循環(huán)效率在12.3%～17.1%之間；系統(tǒng)輸入熱為2.3 MW時(shí)，聯(lián)合循環(huán)總效率最高達(dá)到18.8%。王江峰等[8]采用遺傳算法優(yōu)化分析了Kalina循環(huán)的系統(tǒng)參數(shù)，指出在不限定余熱排煙溫度條件下，Kalina循環(huán)比Rankine循環(huán)具有明顯優(yōu)勢(shì)，凈輸出功率達(dá)到12282.23 kW；而限定煙氣排煙溫度為483.15 K時(shí)，Rankine循環(huán)優(yōu)勢(shì)更大。何嘉誠(chéng)[9]采用Engineering Equation Solver（EES）對(duì)回收400 K的工業(yè)鍋爐煙氣余熱的Kalina Cycle System 34（KCS34）系統(tǒng)進(jìn)行了熱力學(xué)分析，得到不同膨脹機(jī)進(jìn)口參數(shù)下的熱力性能變化以及各機(jī)械部件的?損分布。

然而，目前國(guó)內(nèi)外已有的關(guān)于Kalina循環(huán)的熱經(jīng)濟(jì)性能研究卻很少。Rodríguez等[10]和Dai等[11]對(duì)采用中低溫地?zé)崮転闊嵩吹腒alina循環(huán)的經(jīng)濟(jì)性能進(jìn)行了分析，其性能指標(biāo)包括換熱總面積，換熱器占總費(fèi)用的比率和平準(zhǔn)化電能成本等。另外，不同于中低溫地?zé)崮艿臒嵩矗捎跓煔庵泻懈g性物質(zhì)，回收利用低溫?zé)煔庥酂嵩诠I(yè)運(yùn)行中易引起煙道低溫腐蝕問題。Wu等[12]指出，亞臨界有機(jī)Rankine循環(huán)在煙氣余熱利用中應(yīng)充分考慮低溫?zé)煔獾母g性作用，固定煙氣出口溫度為最低排煙溫度是非常必要的。而相比于有機(jī)Rankine循環(huán)，Kalina循環(huán)更是大大降低了余熱鍋爐的排煙溫度，低溫腐蝕問題更加突出[8,13-14]。因此本文從熱經(jīng)濟(jì)學(xué)角度出發(fā)，研究不同系統(tǒng)參數(shù)下Kalina循環(huán)系統(tǒng)的凈輸出功net與平準(zhǔn)化電能成本LEC隨煙氣出口溫度的變化規(guī)律，并分析固定煙氣出口溫度為最低排煙溫度的必要性和合理性。

1 模型建立與驗(yàn)證

1.1 Kalina循環(huán)原理

Kalina循環(huán)是以氨水為工質(zhì)的熱力系統(tǒng)總稱，根據(jù)熱源種類和系統(tǒng)用途分類可達(dá)35種之多[15]。本文選定溫度為423.15 K，質(zhì)量流量為10.42kg·s-1的低溫?zé)煔庾鳛闊嵩?。Zhang等[16]指出KCS11系統(tǒng)在熱源溫度394.15～477.15 K范圍內(nèi)適用度最佳，因此，本文針對(duì)所研究熱源條件選擇KCS11系統(tǒng)為研究對(duì)象。圖1為KCS11循環(huán)系統(tǒng)，圖2為系統(tǒng)的對(duì)應(yīng)-圖。

KCS11循環(huán)主要由蒸發(fā)器、冷凝器、汽輪機(jī)、分離器、回?zé)崞饕约肮べ|(zhì)泵組成。基本氨水溶液在蒸發(fā)器中被煙氣加熱形成氣液混合物，通過(guò)分離器分離成飽和富氨蒸氣和飽和貧氨溶液。富氨蒸氣進(jìn)入汽輪機(jī)膨脹做功，驅(qū)動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電；貧氨溶液進(jìn)入回?zé)崞鲹Q熱后節(jié)流降壓，與汽輪機(jī)出口的乏汽在混合器中混合成基本氨水溶液。基本氨水溶液通過(guò)冷凝器被冷卻水完全冷凝成液態(tài)，經(jīng)工質(zhì)泵加壓后進(jìn)入回?zé)崞髦谢厥肇毎比芤旱牟糠譄崃?，隨后進(jìn)入蒸發(fā)器中完成整個(gè)循環(huán)。

1.2 模型假設(shè)與初始條件

考慮到Kalina循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)的復(fù)雜性，在建立計(jì)算模型時(shí)，需設(shè)置如下的假設(shè)條件[17-19]：（1）忽略系統(tǒng)內(nèi)各部件與管道的壓力損失及換熱器的散熱損失；（2）節(jié)流閥前后焓值相等；（3）蒸發(fā)器與回?zé)崞髯钚Q熱端差為5 K，冷凝器最小換熱端差為3 K；（4）系統(tǒng)在穩(wěn)定工況下運(yùn)行；（5）考慮系統(tǒng)的實(shí)際應(yīng)用，設(shè)定系統(tǒng)最大承壓值為6 MPa，氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)不大于0.9。

在KCS11循環(huán)的熱經(jīng)濟(jì)性能計(jì)算中，通過(guò)調(diào)用REFPROP 9.0的DLL文件獲取各狀態(tài)點(diǎn)的物性參數(shù)值。其他計(jì)算參數(shù)在表1中給定。

表1 計(jì)算輸入?yún)?shù)

1.3 計(jì)算模型

1.3.1 熱力學(xué)計(jì)算模型 以下計(jì)算式中涉及的數(shù)字下角標(biāo)與圖1中各狀態(tài)點(diǎn)相對(duì)應(yīng)。

蒸發(fā)器中換熱量為

e=1(1-10)=gpg(gi-go) (1)

蒸發(fā)器的對(duì)數(shù)平均溫差為

蒸發(fā)器換熱面積為

(3)

冷凝器中換熱量為

c=7(7-8)=wpw(wo-wi) (4)

冷凝器的對(duì)數(shù)平均溫差為

冷凝器換熱面積為

(6)

回?zé)崞髦袚Q熱量為

h=4(4-5)=9(10-9) (7)

回?zé)崞鞯膶?duì)數(shù)平均溫差為

回?zé)崞鞯膿Q熱面積為

(9)

汽輪機(jī)的輸出功為

t=2(2-3) (10)

分離器熱平衡方程為

11=22+44(11)

吸收器熱平衡方程為

33+66=77(12)

工質(zhì)泵的耗功為

p=9(9-8) (13)

其中，蒸發(fā)器側(cè)總傳熱系數(shù)e、冷凝器側(cè)總傳熱系數(shù)c、回?zé)崞骺倐鳠嵯禂?shù)h分別取值為900、1100、1000 W·m-2·K-1[10]。

1.3.2 經(jīng)濟(jì)學(xué)計(jì)算模型 Kalina循環(huán)的總投資成本包括蒸發(fā)器、冷凝器、回?zé)崞?、汽輪機(jī)、工質(zhì)泵和分離器的投資成本，系統(tǒng)各部件的投資成本費(fèi)用計(jì)算公式如下[20-21]

lgp=1+2lg+3(lg)2(14)

式中，為部件費(fèi)用的基本參數(shù)，對(duì)換熱器而言為換熱面積，m2；對(duì)泵，為消耗的泵功p，kW；對(duì)汽輪機(jī)，為汽輪機(jī)輸出功t，kW；對(duì)分離器，為分離器的容量se，L，有關(guān)計(jì)算式見文獻(xiàn)[22]。p為基于碳鋼結(jié)構(gòu)和環(huán)境壓力的基本投資成本。

lgp=1+2lg+3(lg)2(15)

式中，為各部件承受的壓力，p為壓力修正系數(shù)。

修正后基本投資費(fèi)用BM為

BM=pBM=p(1+2Mp) (16)

式中，M、BM分別為材料修正系數(shù)和綜合修正系數(shù)。式(14)～式(16)中的各系數(shù)值[11,21]列于表2。

以1996年為基準(zhǔn)的總投資費(fèi)用COST1996為

COST1996=CBM,e+CBM,c+CBM,h+CBM,p+CBM,t+CBM,se(17)

根據(jù)貨幣時(shí)間價(jià)值修正為2016年的系統(tǒng)總投資成本COST2016為

其中，CEPCI為化工廠的成本指數(shù)，由文獻(xiàn)[23]可知，CEPCI1996=382，CEPCI2016=606。

表2 投資成本計(jì)算的系數(shù)[11,21]

1.4 性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

本文主要從熱經(jīng)濟(jì)的角度對(duì)系統(tǒng)的性能進(jìn)行分析，為直觀表現(xiàn)系統(tǒng)熱經(jīng)濟(jì)性能，選取平準(zhǔn)化電能成本LEC為評(píng)價(jià)指標(biāo)；同時(shí)考慮到LEC與系統(tǒng)凈輸出功net直接相關(guān)，在分析計(jì)算LEC時(shí)，首先選取系統(tǒng)凈輸出功net作為另一評(píng)價(jià)指標(biāo)進(jìn)行討論。

凈輸出功

net=tgt-p(19)

系統(tǒng)總投資[24]

Ctot=COST2016×CRF+COM (20)

其中投資回收因子為[24]

系統(tǒng)平準(zhǔn)化電能成本[11]

(22)

其中，COM為系統(tǒng)運(yùn)行及維護(hù)費(fèi)用，取COST2016的1.5%，USD；為年運(yùn)行時(shí)間，取7500 h；為銀行利率，取5%；為正常運(yùn)行年限，取20 a。

1.5 熱力學(xué)模型的驗(yàn)證

考慮到熱經(jīng)濟(jì)性能的評(píng)價(jià)結(jié)果與循環(huán)各狀態(tài)點(diǎn)相關(guān)參數(shù)的計(jì)算結(jié)果有關(guān)，本文選用與文獻(xiàn)[7]相同的假設(shè)條件與外界環(huán)境對(duì)熱力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，其中循環(huán)系統(tǒng)中各狀態(tài)點(diǎn)參數(shù)的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[7]的結(jié)果比較列于表3。從表3可以看出本文計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)中給出的計(jì)算結(jié)果基本一致，有關(guān)誤差都在允許范圍內(nèi)，從而驗(yàn)證了本文熱力學(xué)計(jì)算模型的準(zhǔn)確性與合理性。

表3 熱力學(xué)模型計(jì)算結(jié)果的驗(yàn)證

2 結(jié)果分析與討論

圖3給出了不同蒸發(fā)壓力下系統(tǒng)凈輸出功net隨煙氣出口溫度go的變化。從圖中可看出，系統(tǒng)凈輸出功隨著煙氣出口溫度的增大而近似線性減小。這是由于，根據(jù)式(19)，系統(tǒng)的凈輸出功與汽輪機(jī)做功t和泵消耗功p有關(guān)，相比泵消耗的功，汽輪機(jī)所做的功占主要部分，因而net主要取決于t的大小。煙氣出口溫度的升高致使蒸發(fā)器中的換熱量減少，在蒸發(fā)器換熱端差確定的情況下，1點(diǎn)處（圖2）基本氨水質(zhì)量流量減小，相對(duì)應(yīng)的2點(diǎn)處質(zhì)量流量也隨之減小。根據(jù)式(10)可知，t等于2點(diǎn)處工質(zhì)質(zhì)量流量和汽輪機(jī)中的工質(zhì)焓降(2-3)的乘積。在蒸發(fā)壓力和冷凝壓力一定的情況下工質(zhì)在汽輪機(jī)內(nèi)焓降(2-3)不變，從而導(dǎo)致系統(tǒng)凈輸出功隨煙氣出口溫度的升高而減少。

另外，從圖3可以發(fā)現(xiàn)，在煙氣出口溫度一定的情況下，隨著蒸發(fā)壓力增大到一定程度，系統(tǒng)的凈輸出功變化緩慢?？紤]到在一定壓力范圍內(nèi)可能存在一個(gè)最佳蒸發(fā)壓力使系統(tǒng)的凈輸出功達(dá)到最大；同時(shí)根據(jù)文獻(xiàn)[25-26]，燃煤鍋爐最低允許的排煙溫度可設(shè)定為355.15 K，于是以go為355.15 K為例進(jìn)行計(jì)算，得到如圖4所示的系統(tǒng)凈輸出功隨蒸發(fā)壓力的變化趨勢(shì)。很明顯，不同蒸發(fā)器換熱端差Δe下都存在最佳蒸發(fā)壓力使系統(tǒng)的凈輸出功達(dá)到最大；且Δe越大，最佳蒸發(fā)壓力越小。

圖5和圖6分別給出了當(dāng)1點(diǎn)處基本氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.8時(shí)，在不同蒸發(fā)壓力e和蒸發(fā)器換熱端差Δe下系統(tǒng)的平準(zhǔn)化電能成本LEC隨煙氣出口溫度go的變化趨勢(shì)?？梢钥闯觯S著煙氣出口溫度go升高，LEC呈先減小后增大的趨勢(shì)。這主要是因?yàn)長(zhǎng)EC是系統(tǒng)凈輸出功net與總投資tot作用的綜合結(jié)果。隨著go的升高，系統(tǒng)凈輸出功減小，而系統(tǒng)總費(fèi)用主要與換熱器的換熱面積、汽輪機(jī)輸出功和泵消耗功有關(guān)。隨著go升高，蒸發(fā)器內(nèi)對(duì)數(shù)平均換熱溫差呈增大趨勢(shì)，在換熱量降低的情況下，蒸發(fā)器的換熱面積逐漸減小；而回?zé)崞骱屠淠骺傌?fù)荷與泵耗功、汽輪機(jī)輸出功都因氨水質(zhì)量流量的減少而隨之減小，即使分離器的基本投資費(fèi)用隨go升高逐漸增大，但就整個(gè)循環(huán)系統(tǒng)而言tot還是隨go的升高而減小。以e=4 MPa為例，由圖7可以看出在煙氣出口溫度到達(dá)最佳值之前系統(tǒng)總費(fèi)用降低的斜率遠(yuǎn)大于凈輸出功降低的斜率，在go,opt之后由于分離器投資費(fèi)用突然增加造成系統(tǒng)總費(fèi)用的降低斜率小于凈輸出功的降低斜率，于是根據(jù)式(22)則可以很明顯得出LEC隨go的升高先減小后增大的結(jié)論。

另外，由圖5和圖6可知，隨著e和Δe的增大，使LEC達(dá)到最小值的最佳煙氣出口溫度go,opt的值也隨之變大，相關(guān)計(jì)算結(jié)果如表4所示。如以go=355.15 K為最低允許排煙溫度[25-26]，則很多情況下的go,opt都低于355.15 K，即在最佳工況下容易出現(xiàn)低溫腐蝕問題。進(jìn)一步通過(guò)表4可以得出，當(dāng)e小于5 MPa時(shí)，為避免低溫腐蝕問題，系統(tǒng)的平準(zhǔn)化電能成本要比最低電能成本高1.13%～19.4%，e越小，電能成本高得越多；在蒸發(fā)器換熱端差小于20 K情況下，系統(tǒng)最優(yōu)煙氣出口溫度都低于355.15 K，其355.15 K下的成本比最佳工況下的高6.68%～9.5%，所以在實(shí)際運(yùn)行中為滿足經(jīng)濟(jì)性要求，同時(shí)為避免低溫腐蝕，應(yīng)慎重選擇相關(guān)運(yùn)行參數(shù)如蒸發(fā)壓力和蒸發(fā)器換熱端差等。

顯然，如果只注重系統(tǒng)的熱經(jīng)濟(jì)性能，就會(huì)出現(xiàn)對(duì)應(yīng)的go,opt小于最低允許排煙溫度的情況，這將會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的低溫腐蝕問題，因此對(duì)實(shí)際運(yùn)行中的回收低溫?zé)煔庥酂嵊糜诎l(fā)電的Kalina循環(huán)，固定煙氣出口溫度為最低允許的排煙溫度是非常必要并且是合理的。

從圖8可以看出，不同蒸發(fā)器換熱端差Δe下都存在最優(yōu)蒸發(fā)壓力使系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性能最佳，Δe越大，系統(tǒng)最佳e越小。當(dāng)蒸發(fā)器端差為5、10、15、20 K時(shí)，系統(tǒng)最佳e分別對(duì)應(yīng)為4.1、3.9、3.7、3.5 MPa。而根據(jù)圖4，使系統(tǒng)的凈輸出功達(dá)到最大的最佳e分別為7.2、6.8、6.4、6 MPa。由圖4和圖8的比較表明，是否考慮經(jīng)濟(jì)因素對(duì)系統(tǒng)的最佳e影響較大，且不考慮經(jīng)濟(jì)因素時(shí)的系統(tǒng)熱力性能對(duì)應(yīng)的最佳蒸發(fā)壓力總是高于考慮經(jīng)濟(jì)因素時(shí)的系統(tǒng)熱經(jīng)濟(jì)性能所對(duì)應(yīng)的最佳蒸發(fā)壓力。綜合圖5、圖8和表4，對(duì)基于低溫?zé)煔庥酂岚l(fā)電的Kalina循環(huán)，在選擇循環(huán)的蒸發(fā)壓力時(shí)，應(yīng)綜合考慮系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性與低溫?zé)煔飧g性問題。

圖9給出了在蒸發(fā)器換熱端差與蒸發(fā)壓力一定的條件下，不同氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)下系統(tǒng)的LEC隨go的變化規(guī)律。從圖中可看出，隨著增大，系統(tǒng)的LEC值減小，經(jīng)濟(jì)性能變好，且go,opt的值也越小。但實(shí)際中氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)并不是越大越好，當(dāng)接近于1時(shí)，所需蒸發(fā)壓力遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于系統(tǒng)承壓值，而最優(yōu)煙氣出口溫度也遠(yuǎn)小于最低允許排煙溫度。目前Kalina循環(huán)地?zé)犭娬径噙x用質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.8附近的氨水作為循環(huán)工質(zhì)[27-29]，如圖9所示，此時(shí)系統(tǒng)最佳煙氣出口溫度明顯低于355.15 K，因此與在地?zé)崮苤械膽?yīng)用不同，Kalina循環(huán)在回收低溫?zé)煔庥酂崮軙r(shí)，應(yīng)注意氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)與蒸發(fā)壓力和蒸發(fā)器換熱端差的匹配，在保證系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性能的同時(shí)防止低溫腐蝕問題的產(chǎn)生。

表4 系統(tǒng)最佳煙氣出口溫度及對(duì)應(yīng)的LEC

3 結(jié) 論

（1）對(duì)于系統(tǒng)平準(zhǔn)化電能成本而言，存在最佳煙氣出口溫度和蒸發(fā)壓力；對(duì)于系統(tǒng)的凈輸出功，只存在最優(yōu)蒸發(fā)壓力，系統(tǒng)凈輸出功隨煙氣出口溫度的升高近似線性減少；并且系統(tǒng)凈輸出功對(duì)應(yīng)的最佳蒸發(fā)壓力總是高于系統(tǒng)平準(zhǔn)化電能成所對(duì)應(yīng)的最佳蒸發(fā)壓力，考慮經(jīng)濟(jì)因素對(duì)系統(tǒng)的最佳e有較大影響。

（2）以系統(tǒng)的平準(zhǔn)化電能成本為主要目標(biāo)時(shí)，最優(yōu)煙氣出口溫度常常低于355.15 K，因此固定煙氣出口溫度為最低排煙溫度具有一定的必要性。對(duì)基于低溫?zé)煔庥酂岚l(fā)電的Kalina循環(huán)，在選擇循環(huán)的蒸發(fā)壓力時(shí)，應(yīng)綜合考慮系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性與低溫?zé)煔飧g性問題。

（3）隨著蒸發(fā)壓力或者蒸發(fā)器換熱端差的增大，使系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性達(dá)到最佳的煙氣出口溫度也隨之增大。

（4）在蒸發(fā)器換熱端差與壓力一定情況下，隨著氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)增大，系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性能越好，最優(yōu)煙氣出口溫度也越低。因此Kalina循環(huán)在回收低溫?zé)煔庥酂崮軙r(shí)，應(yīng)注意氨水質(zhì)量分?jǐn)?shù)與蒸發(fā)壓力和蒸發(fā)器換熱端差的匹配，在保證系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性能的同時(shí)防止腐蝕問題的產(chǎn)生。

符 號(hào) 說(shuō) 明

CEPCI1996,CEPCI2016——分別為1996年和2016年的化工廠成本指數(shù) cpg——煙氣的比定壓熱容，J·kg-1·K-1 h——比焓，J·kg-1 m——質(zhì)量流量，kg·s-1 s——比熵，J·kg-1·K-1 ΔTe, ΔTc, ΔTh——分別為蒸發(fā)器、冷凝器和回?zé)崞鞯膿Q熱端差，K U——總傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1 η——效率，% 下角標(biāo) c——冷凝器 e——蒸發(fā)器 g——煙氣 h——回?zé)崞?net——凈 opt——最優(yōu) p——泵 se——分離器 t——汽輪機(jī) tg——發(fā)電機(jī) w——冷凝水

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Thermo-economic performance analysis of Kalina cycle based on low temperature flue gas waste heat power generation

WU Shuangying1,2, WANG Fei1,2, XIAO Lan1,2

(1Key Laboratory of Low-grade Energy Utilization Technologies and Systems, Ministry of Education, Chongqing University, Chongqing 400044, China;2College of Power Engineering,Chongqing University, Chongqing 400044, China)

Taking the Kalina cycle driven by the low temperature flue gas waste heat as the research object, net work (net) and levelized energy cost (LEC)outlet temperature of flue gas (go) were analyzed from the perspective of thermo-economics under variations of the pinch point temperature difference of evaporator (Δe), evaporation pressure (e) and basic ammonia mass fraction (). Considering the corrosion of low temperature flue gas, the necessity and reasonability of limitinggoat its minimum allowed discharge temperature were studied. Results showed that the system existed an optimal outlet temperature of flue gas (go,opt) and evaporation pressure (e,opt) for LEC, whilego,optwas associated with the pinch point temperature difference of evaporator (Δe),eand. Fornet, it only existede,optandnetdecreased approximately linearly with the increase ofgo. The economic factors affected directly the optimal operation parameters of the system. The economic factors and low temperature flue gas corrosion problem should be considered comprehensively to choose the appropriate operation parameters in view of different heat source conditions.

Kalina cycle; waste heat power generation; low temperature flue gas; recovery; thermodynamics; economics

10.11949/j.issn.0438-1157.20160851

TK 123

A

0438—1157（2017）03—1170—08

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2011CB710701）。

2016-06-24收到初稿，2016-11-27收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：吳雙應(yīng)（1968—），男，教授。

2016-06-24.

Prof.WU Shuangying, shuangyingwu@126. com

supported by the National Basic Research Program of China (2011CB710701).