趙 靚 雷 宇 杜德飛 何 力 楊海紅 溫 昶 于敦喜

1.中國石油西南油氣田公司安全環(huán)保與技術(shù)監(jiān)督研究院 2.國家能源高含硫氣藏開采研發(fā)中心安全環(huán)保技術(shù)研究所3.煤燃燒國家重點實驗室·華中科技大學(xué)

0 引言

氣田開發(fā)中、后期，通常采用增壓開采和增壓集輸工藝對天然氣進行增壓，天然氣增壓機組因此得到了廣泛應(yīng)用[1]。目前我國大部分氣田增壓機存在排煙溫度高和能量利用率低的問題。根據(jù)節(jié)能監(jiān)測數(shù)據(jù)，當(dāng)前大部分的燃氣式增壓機效率偏低，僅有大約30%輸入能量能夠轉(zhuǎn)化為有效功，其他大部分以煙氣形式排出（30%以上）或被發(fā)動機冷卻介質(zhì)帶走，剩余能量則通過機身散熱的形式損耗[2]。煙氣余熱排放不僅造成了極大的能源浪費，還導(dǎo)致大量熱污染物排放。因此對氣田增壓機煙氣余熱進行回收利用具有重要意義。

雖然目前工業(yè)煙氣余熱利用技術(shù)研究已經(jīng)比較成熟[3-4]，在電廠鍋爐、煉鋼爐和汽車上也已實現(xiàn)工業(yè)應(yīng)用[5-7]，但是該技術(shù)在氣田增壓站中還沒有實際工程應(yīng)用實例。氣田增壓機煙氣余熱回收利用與常規(guī)工業(yè)煙氣余熱利用有明顯區(qū)別：一方面，由于氣田增壓站多分布在交通不發(fā)達、比較偏僻的位置[8]，煙氣余熱利用通常用于滿足增壓站自身生產(chǎn)或工作人員生活需求，很難將余熱能或生產(chǎn)產(chǎn)品對外輸出；另一方面，氣田增壓站供電成本較高且很難保證穩(wěn)定的電力供應(yīng)[9]。因此將氣田增壓機煙氣余熱用于發(fā)電利用不僅具有重要的環(huán)保和節(jié)能效益，還能為增壓站電氣設(shè)備安全穩(wěn)定運行提供保障。

有機朗肯循環(huán)經(jīng)常被用于中低溫余熱發(fā)電回收[10-11]，在汽車發(fā)動機煙氣余熱回收方面實現(xiàn)了工業(yè)應(yīng)用，當(dāng)余熱回收系統(tǒng)穩(wěn)定工作時，發(fā)動機輸出功率可提高10%[12]。美國成功將有機朗肯循環(huán)應(yīng)用于天然氣增壓站余熱回收發(fā)電，每個增壓站余熱回收發(fā)電量為4.0～6.5 MW。張鑫等[13]對輸氣站利用有機朗肯循環(huán)回收余熱發(fā)電經(jīng)濟性進行評估，成本回收周期為4年，但是他們并沒有考慮增壓機實際工作效率以及內(nèi)燃機實際運行參數(shù)。陳耿[14]研究發(fā)現(xiàn)內(nèi)燃機實際運行參數(shù)變化（如空燃比和運行負荷）會對余熱發(fā)電產(chǎn)生重要影響，但是未考慮工質(zhì)參數(shù)選擇對余熱發(fā)電經(jīng)濟性影響。有機朗肯循環(huán)效率受余熱參數(shù)、有機工質(zhì)種類、蒸發(fā)壓力和冷凝溫度等的影響[10,15-16]，為實現(xiàn)其在氣田增壓機煙氣回收利用，必須對合適的工質(zhì)和運行參數(shù)進行選擇。

筆者主要針對項目中的增壓機煙氣余熱利用有機朗肯循環(huán)發(fā)電可行性進行分析，首先對增壓機煙氣參數(shù)進行現(xiàn)場測試，分析獲得增壓機實際煙氣余熱參數(shù)，接著針對測試獲得的數(shù)據(jù)利用熱力學(xué)模型、傳熱模型和系統(tǒng)經(jīng)濟性模型對余熱發(fā)電技術(shù)方案進行優(yōu)化，以期為氣田增壓站煙氣余熱利用項目工程提供方案選擇。

1 相關(guān)實驗

1.1 實驗對象

實驗的燃氣式增壓機選擇中國石油西南油氣田公司某一氣田增壓站1490型四沖程增壓機。該增壓機是氣田常用增壓機，額定輸出功率為1 490 kW。與二沖程增壓機相比，四沖程增壓機煙氣流量更大、溫度更高，具有更豐富的余熱能，因此項目優(yōu)先考慮針對四沖程增壓機煙氣余熱進行回收利用。為了保證所測試的數(shù)據(jù)具有代表性，通過查閱增壓機運行記錄，選擇典型工況進行實驗測試。

1.2 測試方法

實驗測試的數(shù)據(jù)包括燃氣式增壓機天然氣消耗量、發(fā)動機進氣量、環(huán)境溫度、渦后排氣溫度、排氣壓力以及發(fā)動機輸出功率。其中天然氣消耗量通過在發(fā)動機燃料氣進口安裝流量計測試獲得，發(fā)動機進空氣量通過在進氣口拉網(wǎng)格，利用風(fēng)速儀測試網(wǎng)格測點空氣流速，然后通過流量與各網(wǎng)格面積和流速關(guān)系計算獲得。環(huán)境溫度通過讀取降噪房內(nèi)溫度計獲得。渦后排氣溫度和壓力分別通過在渦后煙道中安裝熱電偶和壓力傳感器測試獲得。發(fā)動機輸出功率直接由功率輸出傳感器測試獲得。

1.3 煙氣余熱能利用

針對實驗的氣田增壓站地理位置較偏僻、供電成本高、電力供應(yīng)穩(wěn)定性較差的特點，擬對該增壓站的增壓機煙氣余熱采用有機朗肯循環(huán)（Organic Rankine Cycle，ORC）進行回收發(fā)電利用[17]。該增壓站一臺增壓機風(fēng)機冷卻系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、照明用電負荷約為50 kW，擬通過煙氣余熱發(fā)電滿足以上增壓機基本安全用電需求。本實驗使用的ORC發(fā)電系統(tǒng)如圖1所示，發(fā)動機高溫?zé)煔馔ㄟ^蒸發(fā)器，加熱有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)中的有機液體，有機液體氣化后進入膨脹機進行膨脹做功，做功后的乏汽進入冷凝器，通過與冷卻水換熱凝結(jié)為液態(tài)，液體通過泵加壓后打入蒸發(fā)器繼續(xù)下一個循環(huán)。選用5種熱力學(xué)性能較為優(yōu)異且適合此余熱場景的常用有機工質(zhì)[18-19]，分別為Cyclohexane（環(huán)已烷）、R123、R236fa、R113和R11。實驗中進行優(yōu)化的參數(shù)包括液體的蒸發(fā)壓力、冷凝溫度和煙氣排氣溫度。計算結(jié)果包括系統(tǒng)熱力學(xué)參數(shù)以及經(jīng)濟性。

圖1 煙氣余熱發(fā)電系統(tǒng)圖

2 實驗結(jié)果與討論

2.1 煙氣余熱能分析

增壓機中發(fā)動機部分運行參數(shù)測試結(jié)果如表1所示，發(fā)動機長期在約65%額定輸出功率條件下運行，進氣量、煙氣排氣溫度和排氣量均偏離增壓機設(shè)計工況。煙氣排煙溫度偏高，渦后排氣溫度稍高于動力缸最高額定工作溫度（300～370 ℃）。為了對煙氣余熱進行利用，必須對煙氣余熱量和余熱品質(zhì)（做功能力）進行分析。假設(shè)天然氣在發(fā)動機中完全燃燒，發(fā)動機輸入功為燃料發(fā)熱量，總輸入功可通過天然氣成分計算獲得。發(fā)動機中不存在氣體泄漏，則煙氣流量和成分可通過進氣和天然氣的質(zhì)量守恒計算獲得。煙氣帶走的熱量可由式（1）計算得到：

表1 發(fā)動機運行參數(shù)測試結(jié)果表

式中Me表示排氣質(zhì)量流量，kg/h；Cp,e表示排氣平均定壓比熱容，kJ/(kg·K)；Te表示排氣溫度，K；T0表示環(huán)境溫度，K。

結(jié)果如表2所示，由表2可知煙氣帶走的余熱量為980 kW，約占總輸入功率的33%，而發(fā)動機輸出有用功僅占總功的30%，與氣田增壓機節(jié)能監(jiān)測數(shù)據(jù)接近。說明氣田增壓機工作效率較低，存在較大的能量損耗，大部分的余熱能以煙氣的形式排出。偏高的排煙溫度是導(dǎo)致增壓機運行效率偏低的主要原因。為了對煙氣余熱品質(zhì)（做功能力）進行評價，對煙氣采用?分析方法，計算獲得煙氣?值（Ee）和?百分比（χe），計算方法分別如下：

表2中計算結(jié)果表明煙氣?值為342 kW，?百分比為34.8%，具有較高的品質(zhì)，這部分煙氣余熱的充分利用可使得增壓機能量利用效率提高約10%。說明煙氣余熱具有較高的回收價值，煙氣余熱量的回收能明顯提高發(fā)動機的能量利用率。

表2 煙氣能量和?分析結(jié)果表

2.2 煙氣余熱發(fā)電能量分析

對ORC系統(tǒng)進行能量分布規(guī)律和轉(zhuǎn)化數(shù)量的研究，是系統(tǒng)性能最基礎(chǔ)的研究，也是所有深入計算的基礎(chǔ)和前提[15]。本部分基于能量守恒定律對系統(tǒng)凈輸出功隨系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)（工質(zhì)種類、蒸發(fā)壓力、冷凝溫度和煙氣換熱后溫度）的變化特性進行分析。工質(zhì)溫熵圖（以R123為例）如圖2所示，各部件的能量計算通式是工質(zhì)流量與部件進出口焓差的乘積，如表3所示，其中， 表示工質(zhì)的質(zhì)量流量，hX表示溫熵圖中各狀態(tài)點的焓值。模型輸入計算參數(shù)為測試獲得的發(fā)動機煙氣參數(shù)、冷凝器冷卻水溫度、窄點溫度以及膨脹機和工質(zhì)泵效率，其中膨脹機和工質(zhì)泵效率采用其設(shè)計工況額定工作效率。

圖2 工質(zhì)R123的溫熵圖

表3 ORC循環(huán)熱力學(xué)第一定律基本模型表

系統(tǒng)凈輸出功率隨蒸發(fā)壓力變化如圖3所示，對于所選的5種工質(zhì)，系統(tǒng)的凈輸出功率均隨著蒸發(fā)壓力的升高而升高，并且輸出功率隨蒸發(fā)壓力變化呈非線性變化，在壓力較低時，凈輸出功率變化較明顯，隨著蒸發(fā)壓力的升高，凈輸出功升高幅度逐漸變小。選擇合適的蒸發(fā)壓力有利于提高系統(tǒng)余熱能利用效率。系統(tǒng)凈輸出功隨工質(zhì)冷凝溫度以及煙氣換熱后溫度變化規(guī)律如圖4、5所示。凈輸出功隨工質(zhì)冷凝溫度以及煙氣換熱后溫度變化規(guī)律呈線性關(guān)系。隨著工質(zhì)冷凝溫度以及煙氣換熱后溫度降低，系統(tǒng)凈輸出功升高。這主要是因為工質(zhì)冷凝溫度和煙氣換熱后排氣溫度越低，煙氣余熱回收越充分，循環(huán)吸熱量越多，因此膨脹機輸出功率也越高。說明選擇較低的工質(zhì)冷凝溫度和煙氣換熱后排煙溫度有利于更充分地回收煙氣余熱能。但是考慮到當(dāng)煙氣換熱后溫度低于露點溫度時，會出現(xiàn)水蒸氣凝結(jié)，導(dǎo)致系統(tǒng)腐蝕等問題。因此換熱后煙氣排氣溫度要高于露點溫度，設(shè)定排煙溫度不低于393 K（120 ℃）。

圖3 工質(zhì)蒸發(fā)壓力對系統(tǒng)凈輸出功的影響圖

圖4 工質(zhì)冷凝溫度對系統(tǒng)凈輸出功的影響圖

圖5 煙氣換熱后排溫對系統(tǒng)凈輸出功的影響圖

所選用的5種常用有機工質(zhì)，經(jīng)過ORC做功后，系統(tǒng)凈輸出功隨工質(zhì)蒸發(fā)壓力、冷凝溫度變化有相似的變化規(guī)律，但是由于不同工質(zhì)熱力學(xué)特性存在差別[20]。因此在相同的工作參數(shù)條件下，使用不同的工質(zhì)，系統(tǒng)凈輸出功不同。由圖3～5可知，在所調(diào)研的增壓機煙氣余熱利用參數(shù)條件下，Cyclohexane具有最優(yōu)的熱力學(xué)特性，使用該工質(zhì)時系統(tǒng)具有最大凈輸出功，R113次之。R123和R11具有相似的熱力學(xué)特性，使用該工質(zhì)系統(tǒng)凈輸出功略低于R113。工質(zhì)R236fa熱力學(xué)特性最差，使用該工質(zhì)時，相同系統(tǒng)輸入?yún)?shù)條件下，系統(tǒng)凈輸出功比使用熱力學(xué)性能最優(yōu)的Cyclohexane工質(zhì)低30～50 kW。因此選用適當(dāng)?shù)睦士涎h(huán)工質(zhì)有利于提高煙氣余熱能的利用效益。

2.3 系統(tǒng)經(jīng)濟性分析

系統(tǒng)經(jīng)濟性計算是基于系統(tǒng)各部件工作能力的計算。經(jīng)濟性計算時，認為對于機械設(shè)備膨脹機和工質(zhì)泵，工作能力是指膨脹功或壓縮功。對于系統(tǒng)的重要部件換熱器，工作能力是指換熱器的換熱面積。

在計算換熱面積過程中，需要用到不同的換熱關(guān)聯(lián)和當(dāng)量尺寸。以板式換熱器為例，通過總結(jié)文獻，對ORC各個過程選擇了以下?lián)Q熱關(guān)聯(lián)式[21-23]：蒸發(fā)器排氣側(cè)的換熱系數(shù)選用Gnielinski關(guān)聯(lián)式；蒸發(fā)器中工質(zhì)側(cè)經(jīng)歷了液態(tài)預(yù)熱段和相變蒸發(fā)段，分別選用的是基于Leveque Analogy的半經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式和Cooper的池沸騰關(guān)聯(lián)式；工質(zhì)相變冷凝側(cè)選用基于Kandlikar方法的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式；冷凝器水側(cè)選用與工質(zhì)液態(tài)預(yù)熱段相同的關(guān)聯(lián)式。根據(jù)選擇的各側(cè)流體換熱關(guān)聯(lián)式計算蒸發(fā)器和冷凝器的傳熱系數(shù)，然后結(jié)合已經(jīng)獲得的換熱量（Q），以及冷熱流體的對數(shù)平均溫差，可計算得到換熱器的換熱面積，計算公式如下：

式中Ui表示換熱器傳熱系數(shù)；αr,i和αj分別表示換熱器熱側(cè)和冷側(cè)的換熱系數(shù)；l表示換熱器的厚度，m；k表示換熱器的導(dǎo)熱系數(shù)；A表示換熱器換熱面積，m2；ΔT表示冷熱流體間的對數(shù)平均溫差，K。

基于上述各個部件的工作能力計算，可以進行系統(tǒng)經(jīng)濟性的計算[24-25]。計算思路是首先計算設(shè)備的總投資，然后在考慮設(shè)備運行時間、資金折扣、折舊率、通脹率等因素的基礎(chǔ)上，建立經(jīng)濟性多指標(biāo)模型。各個部件的投資模型如表4所示，其中，P表示設(shè)備做功，kJ；A表示換熱器面積，m2；C表示投資成本，美元；下角標(biāo)ex、pum、ev和c分別代表膨脹機、工質(zhì)泵、蒸發(fā)器和冷凝器，bm表示綜合修正。

基于2016年化工設(shè)備經(jīng)濟狀況下該ORC系統(tǒng)的總建設(shè)投資（Cost2016）如下所示：

式中CEPCI是化工設(shè)備成本指數(shù)。

系統(tǒng)的年投資模型（AN,K）如式下所示：

式中CRF表示回收因子；i表示年利率；time表示計算周期，取值為15年。

系統(tǒng)的單位發(fā)電成本（EPC）模型如式（27）所示：

式中fk表示考慮系統(tǒng)運行維護費用的因子，取值為1.65%；hfull-load表示年運行小時數(shù)，取值為7 500 h。

動態(tài)投資回收期（DPP）和年凈現(xiàn)值（Fn0）的計算如下所示：

式中k表示折舊率，取值為5%；Ep表示系統(tǒng)發(fā)電的售出電價，美元。需要指出的是，研究中默認膨脹后發(fā)電效率為1，因而將循環(huán)凈功作為凈發(fā)電量。

計算周期內(nèi)凈現(xiàn)值（NPV）指在項目計算期內(nèi)（以N=15年為例），按行業(yè)基準(zhǔn)折現(xiàn)率計算的各年凈現(xiàn)金流量現(xiàn)值的代數(shù)和，代表項目盈利潛力，其值越大越優(yōu)。計算方法如下所示：

表4 系統(tǒng)部件投資模型表

式中Fn表示考慮通貨膨脹率（r=2%）的第n年的凈現(xiàn)值，計算方法如下所示：

系統(tǒng)平均發(fā)電成本和系統(tǒng)投資回收周期隨工質(zhì)蒸發(fā)壓力變化規(guī)律如圖6、7所示。由圖6、7可知，當(dāng)工質(zhì)蒸發(fā)壓力較低時（低于1.5 MPa），系統(tǒng)平均發(fā)電成本和系統(tǒng)投資收入均隨著工質(zhì)蒸發(fā)壓力的升高而呈現(xiàn)下降的趨勢。對于不同工質(zhì)，工質(zhì)蒸發(fā)壓力對發(fā)電成本和投資回收周期影響程度不同，其中，使用工質(zhì)R236fa時發(fā)電成本和回收周期受蒸發(fā)壓力影響最大，使用工質(zhì)R11，R113和R123發(fā)電成本和回收周期受工質(zhì)蒸發(fā)壓力影響次之。工質(zhì)Cyclohexane蒸發(fā)壓力對系統(tǒng)發(fā)電成本和回收周期影響最小。在較高的蒸發(fā)壓力時，發(fā)電成本和動態(tài)投資成本隨著蒸發(fā)壓力的升高基本維持不變。考慮到當(dāng)蒸發(fā)壓力較高時，系統(tǒng)的輸出功率是增加的。因此煙氣余熱回收帶來經(jīng)濟效益也會增加。為了盡量獲得較高的經(jīng)濟效益，應(yīng)該選擇盡量高的工質(zhì)蒸發(fā)壓力。

圖6 系統(tǒng)平均發(fā)電成本隨蒸發(fā)壓力的變化規(guī)律圖

圖7 系統(tǒng)投資回收期隨蒸發(fā)壓力的變化規(guī)律圖

綜合煙氣余熱發(fā)電系統(tǒng)能量分析以及經(jīng)濟性分析，可對系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)（工質(zhì)、工質(zhì)蒸發(fā)壓力、工質(zhì)冷凝溫度和煙氣換熱后排氣溫度）進行優(yōu)化選擇。對于常用的5種有機工質(zhì)，由于使用工質(zhì)R236fa時，系統(tǒng)凈輸出功最低，單位發(fā)電成本最高而成本回收周期最長，因此不考慮使用該工質(zhì)。由于工質(zhì)蒸發(fā)壓力升高時，系統(tǒng)凈輸出功增加（圖3），單位發(fā)電成本（圖6）和投資成本（圖7）均降低。因此蒸發(fā)壓力應(yīng)該選擇工質(zhì)最高允許的安全蒸發(fā)壓力。隨著工質(zhì)冷凝溫度和煙氣換熱后排氣溫度的降低，余熱回收利用更為充分。因此系統(tǒng)輸出功會更大，但是考慮到冷卻負荷，冷凝溫度不宜選擇過低，優(yōu)化后的冷凝溫度為308 K，煙氣換熱后排氣必須高于煙氣露點溫度，因此煙氣換熱后排氣溫度優(yōu)化后選擇393 K。經(jīng)過優(yōu)化后煙氣余熱發(fā)電系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)化及經(jīng)濟效益如表5所示。

表5 系統(tǒng)優(yōu)化參數(shù)及熱經(jīng)濟性參數(shù)表

由表5可知，經(jīng)過參數(shù)優(yōu)化后的煙氣余熱發(fā)電可以獲得可觀的發(fā)電量，使用不同的工質(zhì)，發(fā)電量為66.73～82.00 kW，可以滿足增壓站基本安全用電需求（約50 kW），能夠保障設(shè)備穩(wěn)定安全運行。系統(tǒng)投資回收周期為3.2～3.8年，回收周期較短。在核算的15年內(nèi)可實現(xiàn)盈利潛力為126.4萬～166.5萬美元，可獲得可觀的經(jīng)濟效益。

3 結(jié)論

1）氣田生產(chǎn)中，四沖程燃氣式增壓機能量利用率較低，輸入能量中僅有30%左右轉(zhuǎn)化為有用功，約有33%的熱量以煙氣的形式排出，對煙氣余熱能進行回收利用具有明顯的節(jié)能效益。

2）采用有機朗肯循環(huán)技術(shù)回收四沖程燃氣式增壓機余熱并發(fā)電，發(fā)電功率和投資回收周期受工質(zhì)種類、工質(zhì)蒸發(fā)壓力和冷凝溫度、煙氣換熱后溫度影響較為明顯。針對所研究的工況，發(fā)電功率變化范圍為10～80 kW，投資回收周期為3.0～6.5年。為獲取較高的節(jié)能和經(jīng)濟效益，必須根據(jù)余熱參數(shù)對有機朗肯循環(huán)工作參數(shù)進行優(yōu)化。

3）基于所研究的四沖程燃氣式增壓機余熱參數(shù)，對有機朗肯循環(huán)工作參數(shù)進行優(yōu)化，優(yōu)化后的余熱發(fā)電功率為66.73～82.00 kW，可滿足增壓機工作基本供電需求，投資回收周期為3.2～3.8年。