王蒲偉， 張治倉(cāng)， 劉 樂(lè)， 吳 迅， 盧陽(yáng)鑫， 周云端

(1.航天推進(jìn)技術(shù)研究院， 西安 710100； 2.陜西新泰能源有限公司， 陜西 咸陽(yáng) 712000)

1 概述

煤礦瓦斯又稱(chēng)煤層瓦斯(gas of coalseam)、煤層氣，是從煤和圍巖中逸出的甲烷、二氧化碳和氮等組成的混合氣體。瓦斯是煤礦生產(chǎn)中的有害因素，它不僅污染空氣，而且當(dāng)空氣中瓦斯含量為5%～16%時(shí)，遇火會(huì)引起爆炸，造成事故。1 m2純煤層氣的熱值相當(dāng)于1.13 kg汽油、1.21 kg標(biāo)準(zhǔn)煤，其熱值與天然氣相當(dāng)，可以與天然氣混輸混用[1]，是很好的工業(yè)、化工、發(fā)電和居民生活燃料。

含甲烷90%以上的高濃度瓦斯相當(dāng)于常規(guī)天然氣，其利用技術(shù)與常規(guī)天然氣的利用一樣。含甲烷30%～90%的高濃度瓦斯主要由甲烷和空氣組成，其利用技術(shù)主要有：以直接燃燒利用而形成的發(fā)電、民用和工業(yè)燃料技術(shù)，以及以提純甲烷而形成的高濃度瓦斯制取管道輸送天然氣、CNG 和LNG的加工技術(shù)[2]，這兩個(gè)濃度區(qū)間的煤礦瓦斯均能得到較好的利用；而中國(guó)煤礦中，60%以上的瓦斯是低濃度瓦斯(含甲烷濃度小于30%)[3]，包含了甲烷的爆炸濃度范圍5%～16%。

1.1 研究背景

目前的低濃度瓦斯利用技術(shù)主要是發(fā)電：第一種是利用鍋爐燃燒瓦斯氣體產(chǎn)生蒸汽推動(dòng)汽輪機(jī)做功帶動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電，第二種是燃?xì)廨啓C(jī)+蒸汽輪機(jī)發(fā)電，第三種是利用燃?xì)鈨?nèi)燃機(jī)發(fā)電。中國(guó)煤礦大多采用燃?xì)鈨?nèi)燃機(jī)發(fā)電配套余熱鍋爐實(shí)現(xiàn)資源有效利用[3]。

對(duì)于低濃度瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)組，瓦斯產(chǎn)生的能量只有約 30%～35% 被轉(zhuǎn)化為電能，約有30%～35% 隨高溫尾氣排出，約20%～25%被發(fā)動(dòng)機(jī)自身冷卻系統(tǒng)帶走，約10%以機(jī)身散熱和阻力等形式損耗。瓦斯發(fā)電機(jī)組產(chǎn)生的尾氣主要成分是二氧化碳，溫度在 550 ℃左右，通常情況下，每臺(tái)機(jī)組(500 kW)產(chǎn)生的尾氣約2 130 Nm3/h 以上[4-5]。因此對(duì)這部分熱量的利用也具有較大的經(jīng)濟(jì)效益。

1.2 研究現(xiàn)狀

中國(guó)煤礦企業(yè)對(duì)煤礦抽采低濃度瓦斯的發(fā)電工程應(yīng)用已有二十余年的歷史，北到東三省，中到河南、安徽、江西，南到重慶、貴州，共有70多個(gè)發(fā)電站在13個(gè)產(chǎn)煤省、市使用，日發(fā)電量達(dá)到350萬(wàn)千瓦時(shí)[3]。

中國(guó)有多家煤礦企業(yè)及研究機(jī)構(gòu)對(duì)于低濃度瓦斯發(fā)電技術(shù)進(jìn)行過(guò)相關(guān)的研究工作：西山煤電集團(tuán)發(fā)電分公司的武青梅對(duì)煤礦低濃度瓦斯發(fā)電的相關(guān)技術(shù)進(jìn)行了綜述性研究，說(shuō)明了各種低濃度瓦斯發(fā)電方式的技術(shù)特點(diǎn)[6]；山西晉中能源的邱國(guó)良等研究了低濃度瓦斯的發(fā)電方式，比較了不同裝機(jī)容量的經(jīng)濟(jì)型，并說(shuō)明了瓦斯發(fā)電廠輸送系統(tǒng)及安全保護(hù)措施[7]；山西焦煤西山煤電馬蘭礦的閆俊杰研究了瓦斯發(fā)電的瓦斯?jié)舛阮A(yù)處理以及應(yīng)用于低濃度瓦斯發(fā)電的燃機(jī)工作原理[8]；淮南礦業(yè)集團(tuán)的張皖生等對(duì)瓦斯發(fā)電的概念、途徑進(jìn)行了研究，列舉了燃?xì)廨啓C(jī)、燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)、微型渦輪機(jī)、燃料電池4種瓦斯發(fā)電的主要設(shè)備形式，并說(shuō)明了瓦斯發(fā)電相比燃煤發(fā)電的優(yōu)勢(shì)及其自身的制約因素，是較為全面的綜合性研究[9]；中國(guó)礦業(yè)大學(xué)的孫虎對(duì)瓦斯發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行了模塊建模和仿真研究工作，主要圍繞以瓦斯為燃料的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)開(kāi)展研究工作，采用模塊化的方法對(duì)各個(gè)部件進(jìn)行建模，從控制角度對(duì)微燃機(jī)進(jìn)行相關(guān)研究[10]。

但同時(shí)，對(duì)低濃度抽采瓦斯發(fā)電系統(tǒng)的能量利用環(huán)節(jié)所開(kāi)展的研究工作則存在明顯不足。將瓦斯發(fā)電及其余熱綜合利用系統(tǒng)作為整體開(kāi)展研究工作的尚無(wú)先例，對(duì)系統(tǒng)各個(gè)環(huán)節(jié)的能量利用程度沒(méi)有統(tǒng)一的理論評(píng)價(jià)體系，研究工作分散、凌亂。

1.3 研究?jī)?nèi)容

在航天推進(jìn)技術(shù)研究院與陜西新泰能源有限公司聯(lián)合建設(shè)的《煤礦抽采瓦斯梯級(jí)發(fā)電系統(tǒng)研究項(xiàng)目》的基礎(chǔ)上，通過(guò)研究瓦斯發(fā)電機(jī)組、余熱鍋爐、背壓式汽輪機(jī)、ORC機(jī)組等設(shè)備的工作特性，建立了“煤礦抽采瓦斯梯級(jí)發(fā)電系統(tǒng)”的數(shù)學(xué)參數(shù)模型，并利用模型對(duì)發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行了計(jì)算，得到目前余熱利用系統(tǒng)的能量利用水平。該模型使煤礦抽采瓦斯發(fā)電系統(tǒng)不再是相互獨(dú)立的關(guān)系，而進(jìn)一步成為有機(jī)整體，為后續(xù)的系統(tǒng)優(yōu)化、技術(shù)升級(jí)提供理論依據(jù)。

2 系統(tǒng)配置方案

陜西新泰能源有限公司利用彬長(zhǎng)集團(tuán)大佛寺礦抽采瓦斯先后安裝一期和二期共36臺(tái)瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)組，總裝機(jī)容量2.04萬(wàn)kW[11]。2017年，在原有瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)項(xiàng)目的基礎(chǔ)上，利用其中6臺(tái)內(nèi)燃發(fā)電機(jī)所產(chǎn)生的煙氣余熱，開(kāi)展煤礦抽采瓦斯梯級(jí)發(fā)電系統(tǒng)的研究。系統(tǒng)配置方案如圖1所示。

圖1 煤礦抽采瓦斯梯級(jí)發(fā)電系統(tǒng)配置方案

抽采瓦斯經(jīng)過(guò)與空氣配比后進(jìn)入瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)燃燒發(fā)電，燃燒之后排除的煙氣(溫度550 ℃)進(jìn)入余熱鍋爐，在余熱鍋爐中與除鹽水換熱，產(chǎn)生2.45 MPa，400 ℃的過(guò)熱蒸汽，過(guò)熱蒸汽驅(qū)動(dòng)背壓式汽輪機(jī)發(fā)電，排汽送入一臺(tái)ORC發(fā)電機(jī)組蒸發(fā)器，與蒸發(fā)器內(nèi)的有機(jī)工質(zhì)換熱后冷凝為凝結(jié)水，再由給水泵送回鍋爐。

由于背壓式汽輪機(jī)的排汽溫度變化范圍較大[12]，因此在背壓式汽輪機(jī)和ORC機(jī)組之間需增加溫度調(diào)節(jié)裝置，滿(mǎn)足ORC機(jī)組對(duì)進(jìn)汽溫度的限制。

ORC是有機(jī)朗肯循環(huán)(organic rankine cycle)的簡(jiǎn)稱(chēng)，其以低沸點(diǎn)有機(jī)工質(zhì)制冷劑作為工作介質(zhì)，采用朗肯循環(huán)發(fā)電方式，由蒸發(fā)器、透平膨脹發(fā)電機(jī)、冷凝器、工質(zhì)泵4部分組成，如圖2所示。工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)吸收蒸汽的熱量，蒸發(fā)為過(guò)熱汽態(tài)工質(zhì)，驅(qū)動(dòng)透平膨脹發(fā)電機(jī)發(fā)電，排汽進(jìn)入冷凝器與冷卻循環(huán)水換熱后凝結(jié)為液態(tài)工質(zhì)，再由工質(zhì)泵送回蒸發(fā)器。

圖2 有機(jī)郎肯循環(huán)(ORC)發(fā)電系統(tǒng)原理圖

3 系統(tǒng)熱力性能研究

系統(tǒng)方案采用瓦斯內(nèi)燃機(jī)、余熱鍋爐、背壓汽輪機(jī)、ORC機(jī)組的聯(lián)合循環(huán)發(fā)電方案，在本章內(nèi)容中研究余熱利用系統(tǒng)循環(huán)回路內(nèi)關(guān)鍵設(shè)備的工作特性以及各個(gè)設(shè)備之間的相互影響關(guān)系。建立數(shù)學(xué)模型，并計(jì)算設(shè)計(jì)工況下的系統(tǒng)性能。

3.1 系統(tǒng)關(guān)鍵設(shè)備性能計(jì)算分析

系統(tǒng)關(guān)鍵設(shè)備的性能分析是從理論上建立設(shè)備的工作參數(shù)關(guān)系，即參數(shù)方程組，通過(guò)數(shù)學(xué)參數(shù)對(duì)每個(gè)設(shè)備的輸入、輸出以及過(guò)程參數(shù)進(jìn)行描述，并建立起參數(shù)之間的關(guān)系方程組。在數(shù)學(xué)建模過(guò)程中，關(guān)注設(shè)備運(yùn)行的核心性能參數(shù)，暫時(shí)忽略其他非核心、對(duì)設(shè)備性能不會(huì)產(chǎn)生質(zhì)的影響的參數(shù)，研究結(jié)果不會(huì)產(chǎn)生較大的誤差。這也是工程研究中常用的手段。

3.1.1 瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)組

瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)作為直接利用瓦斯化學(xué)能進(jìn)行發(fā)電的設(shè)備，其燃燒效率直接決定了對(duì)瓦斯氣化學(xué)能的利用程度，也是最直接影響系統(tǒng)發(fā)電效率的核心設(shè)備，瓦斯發(fā)電機(jī)能量平衡方程：

Q=W1+Q2+Q3+Q4

式中，Q為瓦斯氣總化學(xué)能；W1為瓦斯機(jī)組發(fā)電量；Q2為排煙帶走熱量，一般占總熱量的30%；Q3為缸套水帶走熱量；Q4為其他形式散熱。

瓦斯機(jī)組發(fā)電熱效率為

式中，ηn為瓦斯發(fā)電機(jī)熱效率。

Q=qv

v=σCH4Vws

式中，q為甲烷低位發(fā)熱量，35.906 MJ/m3；v為甲烷體積流量；σCH4為瓦斯氣內(nèi)甲烷體積分?jǐn)?shù)，0.09；Vws為瓦斯氣體積流量，3 000 Nm3/h，單臺(tái)。

3.1.2 余熱鍋爐

余熱鍋爐本質(zhì)上是一臺(tái)煙氣-蒸汽換熱器，其功能是將煙氣所攜帶的熱量交換至鍋爐給水，從而產(chǎn)生要求參數(shù)的過(guò)熱蒸汽。余熱鍋爐的熱量輸入是瓦斯內(nèi)燃機(jī)的排煙余熱Q2，余熱鍋爐能量平衡方程為

(Q2-Qpy)ηg=Qgr-Qgs

Cyq(tyq-tpy)Vyqηg=(hgr-hgs)mq

式中，ηg為余熱鍋爐換熱效率，0.95；Qpy為排煙熱損失；Qgr為過(guò)熱蒸汽熱量；Qgs為鍋爐給水熱量；tyq為煙氣溫度，550 ℃；tpy為排煙溫度，110 ℃；Cyq為煙氣體積熱容，1.358 kJ/m3·K；Vyq為煙氣體積流量(CH4+2O2=CO2+2H2O)，煙氣體積流量不變，3 000 Nm3/h；hgr為過(guò)熱蒸汽比焓，3 240.8 kJ/kg(2.45 MPa，400 ℃)；hgs為鍋爐給水比焓，437.72 kJ/kg(2.45 MPa，104 ℃)；mq為蒸汽流量。

3.1.3 背壓式汽輪機(jī)

背壓式汽輪機(jī)利用蒸汽顯熱進(jìn)行發(fā)電，發(fā)電量由蒸汽流量、蒸汽焓降、等熵效率三個(gè)因素決定。

Wq=mq(hgr-hpq)×ηjx=(Qgr-Qpq)ηjx

式中，Wq為汽輪機(jī)功率；hpq為排汽比焓；Qpq為排汽帶走熱量；ηjx為汽機(jī)機(jī)械效率，0.85。

sgr=S(tgr,pgr)=S(400,2.45)=7.027；spqs=sgr=7.027；ppq=0.3；hpqs=H(ppq,spqs)=H(0.3,7.027)=2 739.42kJ/kg；hpq=hgr-(hgr-hpqs)ηs=3240.8-(3240.8-2739.42)×0.6=2939.97 kJ/kg。

式中，sgr為過(guò)熱蒸汽比熵；spqs為汽機(jī)排汽定熵點(diǎn)比熵；ppq為排汽壓力；hpqs為排汽定熵點(diǎn)比焓；ηs為汽機(jī)等熵效率，0.6。

tpq=T(ppq,hpq)=T(0.3,2939.97)=236.24 ℃。

3.1.4 減溫器

汽輪機(jī)的排汽溫度會(huì)因?yàn)槠啓C(jī)的工況變化、主蒸汽參數(shù)變化等因素造成溫度變化，尤其是背壓式汽輪機(jī)，變化尤為明顯[12]，若汽輪機(jī)排汽溫度較高，則不適于直接進(jìn)入ORC機(jī)組，因此需增設(shè)減溫設(shè)備，將蒸汽溫度降至150 ℃，減溫水采用鍋爐給水，減溫設(shè)備能量方程為

hyjq=H(ppq,tyjq)=H(0.3,150)=2761.18kJ/kg；mq(hpq-hyj)=mjw(hyj-hgs)；myjq=mq+mjw。

式中，tyjq為ORC機(jī)組進(jìn)口蒸汽溫度；hyjq為ORC機(jī)組進(jìn)口蒸汽比焓；mjw為減溫水流量；myjq為ORC機(jī)組進(jìn)口蒸汽流量。

3.1.5 ORC機(jī)組

ORC機(jī)組的進(jìn)汽等于背壓式汽輪機(jī)排汽加減溫水，所以進(jìn)入ORC機(jī)組的熱量為Qpq，ORC機(jī)組發(fā)電量取決于輸入熱量、機(jī)組熱效率兩個(gè)參數(shù)，機(jī)組熱效率又與機(jī)組的工作狀態(tài)有關(guān)，因此ORC機(jī)組的工況是與熱源參數(shù)相對(duì)應(yīng)的。

ORC機(jī)組的朗肯循環(huán)過(guò)程本質(zhì)上與水蒸汽朗肯循環(huán)過(guò)程一致，因此其熱效率取決于蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)蒸發(fā)參數(shù)和冷凝器內(nèi)的工質(zhì)冷凝參數(shù)。

1)蒸發(fā)器內(nèi)能量平衡方程為

myjq(hyjq-hnj)ηe=myj(hec-hej)

式中，hnj為凝結(jié)水比焓，230.48 kJ/kg(0.3 MPa，55 ℃)；ηe為蒸發(fā)器換熱效率，0.98；myj為有機(jī)工質(zhì)流量；hec為蒸發(fā)器出口工質(zhì)比焓；hej為蒸發(fā)器入口工質(zhì)比焓。

hec=H(pec,tec)

hej=H(pej,tej)

式中，pec為蒸發(fā)器出口工質(zhì)壓力；pej為蒸發(fā)器入口工質(zhì)壓力；tec為蒸發(fā)器出口工質(zhì)溫度；tej為蒸發(fā)器工質(zhì)入口溫度(由于工質(zhì)泵內(nèi)工質(zhì)溫升很小，因此取泵入口溫度33 ℃)。

pec=pej

keAeΔTe=myjq(hyjq-hnj)ηe

式中，ke為蒸發(fā)器換熱系數(shù)，3 891 W/m2.K；Ae為蒸發(fā)器換熱面積，200 m2；ΔTe為蒸發(fā)器換熱溫差；tec為蒸發(fā)器出口工質(zhì)溫度；tnj為凝結(jié)水溫度，55 ℃；pec=Pvap(tec-tygr)。

式中，pec為蒸發(fā)器出口工質(zhì)壓力；tygr為蒸發(fā)器出口工質(zhì)過(guò)熱度，5 ℃。

2)渦輪出口參數(shù)確定：

sec=S(tec,pec)

scjs=sec

pcj=pcc=0.234 MPa

hcjs=H(pcj,scjs)

hcj=hec-(hec-hcjs)ηys

式中，sec為有機(jī)工質(zhì)過(guò)熱蒸汽比熵；scjs為渦輪排汽定熵點(diǎn)比熵；pcj為渦輪排汽壓力；hcjs為渦輪排汽定熵點(diǎn)比焓；hcj為渦輪排汽比焓；ηys為渦輪定熵效率，0.81。

3)冷凝器內(nèi)能量平衡方程為

csms(ths-tgs)=myj(hcj-hcc)ηc

式中，hcj為冷凝器進(jìn)口工質(zhì)比焓；hcc為冷凝器出口工質(zhì)比焓；ηc為冷凝器換熱效率，0.98；ms為冷卻循環(huán)水流量，300 t/h；tgs為冷卻水供水溫度，25 ℃；ths為冷卻水回水溫度。

4)冷凝器出口工質(zhì)參數(shù)為

tcc=tgs+δc=25+8=33 ℃

pcc=Pvap(tcc+tgl)=Pvap(33+5)=0.234 MPa

hcc=Hyj(tcc,pcc)=Hyj(33,0,234)=243.13 kJ/kg

式中，tcc為冷凝器出口工質(zhì)溫度；pcc為冷凝器出口工質(zhì)壓力；hcc為冷凝器出口工質(zhì)比焓；δc為冷凝器換熱端差，8 ℃；tgl為冷凝器出口過(guò)冷度，5 ℃。

5)ORC機(jī)組發(fā)電功率為

Wyj=(hec-hcj)myjηyt

式中，Wyj為ORC機(jī)組發(fā)電功率；ηyt為齒輪箱、發(fā)電機(jī)綜合效率，0.9。

3.2 系統(tǒng)整體性能分析

對(duì)系統(tǒng)整體能的分析必須以部件工作特性作為依據(jù)，進(jìn)一步將各個(gè)部件之間的工作關(guān)系聯(lián)系起來(lái)，最終得出系統(tǒng)工作性能。

將3.1節(jié)各個(gè)部件特性方程進(jìn)行聯(lián)立：

v=σCH4Vws

(1)

Q=qv

(2)

(3)

Cyq(tyq-tpy)Vyqηg=(hgr-hgs)mq

(4)

Wq=mq(hgr-hpq)ηjx

(5)

mq(hpqhyjq)=mjw(hyjq-hgs)

(6)

myjq=mq+mjw

(7)

myjq(hyjq-hnj)ηe=myj(hec-hej)

(8)

hec=H(pec,tec)

(9)

hej=H(pej,tej)

(10)

pec=pej

(11)

keAeΔTe=myjq(hyjq-hnj)ηe

(12)

(13)

sec=S(tec,pec)

(14)

scjs=sec

(15)

pcj=pcc=0.234 MPa

(16)

hcjs=H(pcj,scjs)

(17)

hcj=hec-(hec-hcjs)ηys

(18)

csms(tgs-ths)=myj(hcj-hcc)ηc

(19)

Wyj=(hec-hcj)myjηyt

(20)

按此方程組，在輸入不同瓦斯氣量時(shí)，會(huì)得到一組不同的解，因此通過(guò)該方程組即可描述瓦斯發(fā)電機(jī)組煙氣余熱綜合利用項(xiàng)目的工作狀態(tài)，是對(duì)實(shí)際工作狀態(tài)較為真實(shí)的模擬。同時(shí)，由于每個(gè)設(shè)備在工作過(guò)程中，影響因素非常多，無(wú)法完全利用數(shù)學(xué)公式進(jìn)行表達(dá)，因此本項(xiàng)目所建立的參數(shù)關(guān)系模型是在對(duì)其他非核心參數(shù)進(jìn)行簡(jiǎn)化后所得到的，但模型對(duì)系統(tǒng)性能的描述并不會(huì)產(chǎn)生較大的誤差，這也符合物理研究的一貫規(guī)律。

3.3 性能計(jì)算

3.3.1 系統(tǒng)工作計(jì)算過(guò)程

按照上節(jié)內(nèi)容所建立的系統(tǒng)工作性能方程組，帶入系統(tǒng)設(shè)計(jì)的額定輸入?yún)?shù)進(jìn)行計(jì)算(每臺(tái)瓦斯發(fā)電機(jī)組進(jìn)氣量3 000 Nm3/h，瓦斯?jié)舛?%，余熱鍋爐進(jìn)口煙氣溫度550 ℃，出口煙溫110 ℃，煙氣比熱1.088 kJ/kg·K，給水溫度104 ℃，產(chǎn)生過(guò)熱蒸汽2.45 MPa，400 ℃，蒸汽量約3.67t/h，鍋爐熱效率97%)，計(jì)算過(guò)程如表1所示。

表1 計(jì)算過(guò)程

3.3.2 系統(tǒng)工作計(jì)算中間結(jié)果

對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行整理，列于表2-表4中。

表2 熱源參數(shù)

表3 冷源參數(shù)

表4 ORC機(jī)組熱力循環(huán)參數(shù)

3.3.3 系統(tǒng)工作計(jì)算結(jié)果

本研究項(xiàng)目利用低濃瓦斯發(fā)電廠6臺(tái)發(fā)電機(jī)組排煙余熱進(jìn)行利用研究，系統(tǒng)性能計(jì)算結(jié)果如表5所示。

表5 熱力性能

根據(jù)計(jì)算結(jié)果繪制系統(tǒng)工作熱平衡圖和循環(huán)溫熵圖如圖3和圖4所示。

熱平衡圖(圖3)中標(biāo)明了項(xiàng)目各個(gè)系統(tǒng)之間的參數(shù)關(guān)系，以及各個(gè)設(shè)備的設(shè)計(jì)參數(shù)，各系統(tǒng)及各設(shè)備間的熱力參數(shù)互相配合，保證設(shè)備的正常運(yùn)行。

圖3 熱平衡圖

圖4 余熱發(fā)電系統(tǒng)循環(huán)T-S圖

熱力循環(huán)溫熵圖(圖4)中顯示了系統(tǒng)各個(gè)工作環(huán)節(jié)在溫度-比熵圖上的過(guò)程。

3.3.4 系統(tǒng)工作性能分析

上文內(nèi)容的計(jì)算結(jié)果表明，瓦斯氣所含化學(xué)能中，有22.3%直接由瓦斯內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)化為電能，有17.6%的熱量由煙氣余熱利用系統(tǒng)進(jìn)行利用，余熱利用系統(tǒng)熱效率13.74%，可回收2.42%的化學(xué)能，并轉(zhuǎn)化為電能，發(fā)電熱效率達(dá)到24.72%，增加10.85%。

4 結(jié)論

在現(xiàn)有煤層氣發(fā)電研究工作的基礎(chǔ)上，對(duì)煤層氣內(nèi)燃機(jī)發(fā)電及其余熱煙氣利用系統(tǒng)從熱力學(xué)系統(tǒng)角度進(jìn)行研究，建立了煤礦抽采低濃度瓦斯直接內(nèi)燃機(jī)發(fā)電及其余熱利用系統(tǒng)較為完整的數(shù)學(xué)模型，并對(duì)現(xiàn)有技術(shù)條件下所開(kāi)展的瓦斯發(fā)電研究工作進(jìn)行技術(shù)指標(biāo)分析，結(jié)果表明：

1)現(xiàn)有的瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)組發(fā)電熱效率普遍偏低，只有22.3%，其余絕大部分熱量由排煙、缸套水以及其他散熱形式帶走，造成很大的能源浪費(fèi)，對(duì)余熱的利用迫在眉睫且意義重大。

2)采用背壓式汽輪機(jī)和ORC發(fā)電機(jī)組的聯(lián)合循環(huán)梯級(jí)余熱回收方式，在瓦斯內(nèi)燃發(fā)電機(jī)的基礎(chǔ)上可以增加10.85%的發(fā)電量，綜合發(fā)電效率可達(dá)到24.72%。

3)現(xiàn)有技術(shù)條件下，對(duì)內(nèi)燃機(jī)組排煙熱量所能回收利用的絕對(duì)量也僅占瓦斯所含化學(xué)能的17.6%，再加上循環(huán)熱效率、熱損失等因素，所能回收的電能僅有2.42%，但總體熱效率仍然偏低，仍待進(jìn)一步提高。

4)除此之外，瓦斯所含化學(xué)能有很大部分被缸套冷卻水帶走，對(duì)瓦斯發(fā)電余熱回收利用的后續(xù)研究應(yīng)將這部分熱量和排煙熱量作為整體進(jìn)行研究。

5)通過(guò)所建立的理論計(jì)算模型對(duì)“煤礦抽采瓦斯梯級(jí)發(fā)電系統(tǒng)”進(jìn)行分析，可以清晰的表明現(xiàn)有瓦斯內(nèi)燃發(fā)電系統(tǒng)的能量利用效率水平，以及所采用的余熱利用系統(tǒng)對(duì)能量回收程度，該模型是對(duì)瓦斯發(fā)電及其余熱利用系統(tǒng)所建立的完整的指標(biāo)評(píng)價(jià)模型，對(duì)瓦斯發(fā)電及余熱回收系統(tǒng)的優(yōu)化和完善具有較強(qiáng)的指導(dǎo)意義。