趙鵬飛，李瑞霞，李宏武

（中石化新星新能源研究院 北京 100083）

液化天然氣（LNG）氣化時釋放大量可回收的冷能，LNG來液溫度和氣化壓力越低、甲烷含量越高，其冷能品位就越高[1]。大型LNG接收站一般利用海水作為熱源直接氣化LNG，造成能源浪費，如果能充分回收LNG冷能，不僅可以實現(xiàn)可觀的經(jīng)濟(jì)和社會效益，對于我國實現(xiàn)“碳達(dá)峰、碳中和”目標(biāo)也具有積極意義。LNG冷能發(fā)電具有技術(shù)風(fēng)險較低、產(chǎn)業(yè)鏈短和受市場等外部因素影響小的優(yōu)點，是一種能夠?qū)崿F(xiàn)LNG冷能大規(guī)?；厥盏姆绞?。由于LNG接收站運行環(huán)境普遍缺乏穩(wěn)定的高溫?zé)嵩矗虼爽F(xiàn)階段通過構(gòu)建以海水為熱源的多級有機(jī)朗肯循環(huán)（ORC）最大限度提高?效率是冷能發(fā)電關(guān)注的重點之一[2]。

不少學(xué)者研究了不同構(gòu)型多級ORC的性能，發(fā)現(xiàn)三級有機(jī)朗肯循環(huán)（3S-ORC）的發(fā)電能力要明顯高于兩級有機(jī)朗肯循環(huán)（2S-ORC）[3-6]，且3S-ORC構(gòu)型的改進(jìn)是提高發(fā)電?效率的重要途徑。楊紅昌[1]基于LNG分段氣化模型提出了橫向和縱向結(jié)構(gòu)的3S-ORC，橫向結(jié)構(gòu)由三個互相獨立的基本型ORC并聯(lián)而成，LNG依次流經(jīng)三個ORC的工質(zhì)冷凝器，縱向結(jié)構(gòu)由三個基本型ORC串聯(lián)而成，上一級ORC的冷凝器作為下一級ORC的蒸發(fā)器，其?效率優(yōu)于橫向結(jié)構(gòu)。Choi等[3]提出了一種嵌套式三級并聯(lián)結(jié)構(gòu)，是在三個基本型ORC平行并聯(lián)的基礎(chǔ)上，上一級循環(huán)對下一級循環(huán)膨脹機(jī)出口工質(zhì)進(jìn)行預(yù)冷，提高了?效率。Bao等[4,5]提出了三級冷凝循環(huán)結(jié)構(gòu)，將循環(huán)工質(zhì)與LNG換熱過程改為階梯狀，工質(zhì)在不同壓力下通過三個冷凝器與LNG進(jìn)行換熱，并且對該結(jié)構(gòu)的壓縮過程和膨脹過程布局進(jìn)行了優(yōu)化。Sun等[6]以每噸LNG氣化時凈發(fā)電量和?效率為指標(biāo)，對多級ORC的串聯(lián)和并聯(lián)方案進(jìn)行評價，結(jié)果表明，并聯(lián)結(jié)構(gòu)更適用于50 °C低溫?zé)嵩辞闆r，串聯(lián)結(jié)構(gòu)在100 °C以上高溫?zé)嵩辞闆r下性能更佳。Xue等[7]和Zhou等[8]還提出了三級獨立混聯(lián)結(jié)構(gòu)，其中兩個基本型ORC先串聯(lián)，再與第三個ORC并聯(lián)。以上各種以海水為熱源的3S-ORC的邊界條件、工質(zhì)和?效率等情況如表1所示。除串聯(lián)結(jié)構(gòu)外，上述循環(huán)構(gòu)型均存在第一級或第二級ORC中有機(jī)工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵增壓后隨即進(jìn)入蒸發(fā)器與海水換熱，導(dǎo)致?損失較大。

表1 3S-ORC循環(huán)研究現(xiàn)狀Table 1 Research status of 3S-ORC cycle

本文以現(xiàn)有的三級獨立混聯(lián)ORC方案為基礎(chǔ)，從減少工質(zhì)蒸發(fā)器?損的角度出發(fā)，提出了適用于大型LNG接收站的新型三級冷能發(fā)電循環(huán)優(yōu)化方案，并進(jìn)行技術(shù)經(jīng)濟(jì)評價，為LNG接收站冷能發(fā)電項目的設(shè)計提供參考。

1 新型三級冷能發(fā)電循環(huán)優(yōu)化方案

1.1 工藝流程

通過HYSYS初步模擬發(fā)現(xiàn)，原三級獨立混聯(lián)ORC方案（以下簡稱“原方案”）中一級和二級工質(zhì)蒸發(fā)器?損失較大。為解決這一問題，本文提出了新型三級冷能發(fā)電循環(huán)優(yōu)化方案（以下簡稱“新方案”），如圖1。

新方案降低了一級和二級ORC直接向海水耗散的冷量，提高了有機(jī)工質(zhì)進(jìn)入一級和二級工質(zhì)蒸發(fā)器時的溫度，減少了換熱溫差，達(dá)到降低?損失的目的。由圖1可知，新方案和原方案區(qū)別在于：對于新方案，其一級ORC的工質(zhì)在二級工質(zhì)冷凝器C2中釋放冷量后，與原方案直接進(jìn)入一級工質(zhì)蒸發(fā)器E1吸熱蒸發(fā)不同，采取先進(jìn)入三級工質(zhì)冷凝器C3釋放冷量，再進(jìn)入一級工質(zhì)蒸發(fā)器E1；同時，新方案中2S-ORC的工質(zhì)在冷凝器C2中液化獲取了一級ORC工質(zhì)的冷量，經(jīng)工質(zhì)泵增壓后首先向進(jìn)入三級工質(zhì)冷凝器C3放出部分冷量，再進(jìn)入二級工質(zhì)蒸發(fā)器E2吸熱蒸發(fā)。

圖1 三級混聯(lián)冷能發(fā)電方案原理Fig. 1 Principle of three stage hybrid cold energy generation scheme

1.2 系統(tǒng)參數(shù)選擇

LNG溫度-162 °C、壓力101 kPa、流量150 t/h，經(jīng)LNG泵增壓至7 MPa氣化，LNG組成（物質(zhì)的量分?jǐn)?shù)，下 同）如 下：91% CH4、5% C2H6、4% C3H8。模擬時作如下假設(shè)：（1）以液化天然氣進(jìn)入LNG增壓泵到離開三級工質(zhì)冷凝器為分析對象，并計算?效率；（2）取海水為熱源，溫度為20 °C，海水經(jīng)工質(zhì)蒸發(fā)器后溫降為5 °C；（3）各換熱設(shè)備窄點溫差取5 °C，壓力損失20 kPa；（4）膨脹機(jī)和泵工作效率分別取80%和75%；（5）工質(zhì)冷凝壓力最低為120 kPa；（6）工質(zhì)在膨脹機(jī)入口是微過熱蒸汽。

參考3S-ORC文獻(xiàn)[3-8]并咨詢相關(guān)設(shè)備廠家，綜合考慮工質(zhì)的環(huán)保性、化學(xué)穩(wěn)定性、熱工性能及安全性，選取R50、R170、R290和R600a作為各級ORC的備選工質(zhì)。以各級ORC最大凈輸出功為目標(biāo)，采用Matlab內(nèi)置的遺傳算法工具箱對備選工質(zhì)的配比進(jìn)行計算，從一級ORC到3S-ORC，逐級完成優(yōu)化，具體流程如圖2所示。計算時種群數(shù)為200，雜交概率0.8，遷移率0.3，代數(shù)100，函數(shù)精度為10-6。經(jīng)計算，原方案獲得最大凈輸出功時的有機(jī)工質(zhì)配比如表2所示，新方案的工質(zhì)配比與原方案相同，兩個方案的關(guān)鍵流程參數(shù)如表3所示。

表2 有機(jī)工質(zhì)配比（物質(zhì)的量之比）Table 2 Ratio of organic working medium (molar ratio)

表3 關(guān)鍵流程參數(shù)Table 3 Key process parameters

圖2 新方案優(yōu)化流程Fig. 2 Optimization process of new scheme

2 技術(shù)經(jīng)濟(jì)評價

2.1 技術(shù)性評價

2.1.1 評價方法

在分析冷能發(fā)電循環(huán)性能時，熱力學(xué)第一定律應(yīng)用較多，但該分析方法不能揭示發(fā)電循環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部發(fā)生的不可逆損失，也無法對結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)提出改進(jìn)建議，因此采用只注重能量總量而忽視能量品位的分析方法并不合理。為此，本文選擇凈輸出功和?效率作為評價指標(biāo)，并計算各設(shè)備的?損，對原、新方案循環(huán)的熱力性能進(jìn)行分析。

凈輸出功（Wnet，kW）定義為[9]：

式中，WTi為膨脹機(jī)的輸出功，kW；WPi為工質(zhì)泵的消耗功，kW；WP-SW為海水泵的消耗功，kW；WP-LNG為LNG增壓泵的消耗功，kW。

系統(tǒng)?效率（ηex，%）定義為[7]：

式中，HLNG為LNG進(jìn)入發(fā)電系統(tǒng)時的焓值，kJ/s；HNG為天然氣離開系統(tǒng)時的焓值，kJ/s；T0為參考點溫度，K，參考點取293.15 K、101 kPa；SLNG為LNG進(jìn)入系統(tǒng)時的熵值，kJ/(K·s)；SNG為天然氣離開系統(tǒng)時的熵值，kJ/(K·s)。

3S-ORC結(jié)構(gòu)內(nèi)部?損主要包括LNG與有機(jī)工質(zhì)傳熱過程的?損、工質(zhì)向海水耗散冷量導(dǎo)致的?損和膨脹機(jī)的摩擦損耗導(dǎo)致的?損等。由于不同類型設(shè)備的?損形式各不相同，需要按照設(shè)備的用途具體確定。泵、膨脹機(jī)和換熱設(shè)備的?損計算式[2]如表4所示。

表4 設(shè)備?損定義Table 4 Equipment exergic loss definition

2.1.2 評價結(jié)果與討論

原、新方案各級膨脹機(jī)輸出功、泵功耗的情況如表5所示。新方案與原方案相比，其一級和二級膨脹機(jī)輸出功基本不變，三級膨脹機(jī)輸出功有較大幅度的增加，新方案總輸出功為5675.00 kW，較原方案增加了452.50 kW，提高了8.66%。

表5 原、新方案各級膨脹機(jī)的輸出功和泵的功耗Table 5 Output work of expander and power consumption of pump at all levels in original and new scheme

原方案和新方案的一級和二級工質(zhì)蒸發(fā)器溫度-熱流量曲線分別如圖3和圖4所示，可以看出新方案中這兩臺設(shè)備的換熱溫差較原方案均有降低，新方案冷熱物流組合曲線的匹配度優(yōu)于原方案。同時，新方案一級和二級循環(huán)的工質(zhì)在進(jìn)入蒸發(fā)器前均向3S-ORC循環(huán)釋放出了部分冷量，這使得新方案一級和二級工質(zhì)蒸發(fā)器的熱流量比原方案要低，兩臺設(shè)備中的熱流量分別降低了18.56%和18.13%，合計減少4049.00 kW，即直接向海水耗散的冷量得到了降低，減少的這部分冷量傳遞給了3S-ORC中的工質(zhì)。由圖5可知，新方案3S-ORC冷凝器熱流量得到明顯增加，增幅達(dá)56.20%。

圖3 一級工質(zhì)蒸發(fā)器溫度-熱流量曲線Fig. 3 Temperature-heat flow curve of first-stage working medium evaporator

圖4 二級工質(zhì)蒸發(fā)器溫度-熱流量曲線Fig. 4 Temperature-heat flow curve of two-stage working medium evaporator

圖5 三級工質(zhì)冷凝器溫度-熱流量曲線Fig. 5 Temperature-heat flow curve of three-stage working medium condenser

原、新方案ORC循環(huán)設(shè)備的?損情況如圖6所示。與原方案相比，新方案因為一級、二級工質(zhì)蒸發(fā)器的換熱溫差和熱流量均有降低，其?損得到明顯降低，兩臺設(shè)備?損總計減少了1218.00 kW。由圖6可知，3S-ORC各設(shè)備?損均有增加，這是由于流向三級工質(zhì)冷凝器的冷量大幅增加導(dǎo)致的。

圖6 原/新方案設(shè)備?損對比Fig. 6 Exergic loss comparison between the original plan and the new plan

利用式(1)和式(2)比較兩套方案發(fā)電系統(tǒng)的性能，結(jié)果表明，原方案凈輸出功為4226.00 kW，?效率為27.74%，新方案凈輸出功為4664.00 kW，?效率為30.62%。改進(jìn)后的新方案通過減少工質(zhì)向海水耗散冷量導(dǎo)致的?損，凈輸出功增加了438.00 kW，?效率提高了10.35%。同時，改進(jìn)后的方案每噸LNG氣化時凈發(fā)電量由28.17 kW·h提高到了31.09 kW·h，該指標(biāo)高于現(xiàn)有的3S-ORC[3-8]。新方案的熱工性能較原方案也得到了較好的優(yōu)化，在實際生產(chǎn)過程中應(yīng)該盡量避免ORC循環(huán)中有機(jī)工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵增壓后直接進(jìn)入蒸發(fā)器與海水換熱。

2.2 經(jīng)濟(jì)性評價

2.2.1 評價方法

新方案是在增加膨脹機(jī)裝機(jī)規(guī)模、增設(shè)管路等基礎(chǔ)上進(jìn)行的改進(jìn)，增加了項目投資，因此考察方案的經(jīng)濟(jì)性十分必要。以現(xiàn)金流量法為基礎(chǔ)，計算項目財務(wù)內(nèi)部收益率（FIRR）、財務(wù)凈現(xiàn)值（NPV）、平準(zhǔn)化度電成本（LCOE）等指標(biāo)，對方案的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行評價。其中FIRR和NPV結(jié)合了融資方案，考察了項目的盈利和抗風(fēng)險能力；LCOE是對項目全生命周期內(nèi)的成本和發(fā)電量進(jìn)行平準(zhǔn)化后計算得到的度電成本[10]，可直觀分析不同方案的降本增效效果，同時也便于和其他新能源發(fā)電形式進(jìn)行比較。上述指標(biāo)計算式如下：

式中，F(xiàn)IRR為財務(wù)內(nèi)部收益率；n為項目評價期，a；CI為現(xiàn)金流入量，萬元；CO為現(xiàn)金流出量，萬元，(CI-CO)t為第t年的凈現(xiàn)金流量，萬元。

式中，NPV為財務(wù)凈現(xiàn)值，萬元；ic為財務(wù)基準(zhǔn)收益率。

式中，LCOE為平準(zhǔn)化度電成本，元/(kW·h)；Cinvest為項目總投資，萬元；Ddep為固定資產(chǎn)折舊，萬元；Rtax為所得稅；Co&m為項目年經(jīng)營成本，萬元；Cres為項目殘值，萬元；Eele為項目年發(fā)電量，×104kW·h。

結(jié)合中國石化某LNG接收站冷能發(fā)電工程，采用現(xiàn)金流量法對原方案和新方案分別進(jìn)行了經(jīng)濟(jì)評價。項目總投資包括工程費用、工程建設(shè)其他費用、預(yù)備費、建設(shè)期利息和流動資金。項目總成本按照“經(jīng)營成本+折舊費+財務(wù)費用”計算，如表6所示；折舊按照線性計算，折舊期15 年，殘值率5%；項目借款比例70%，貸款利率5.5%，借款償還期10年。售電價格在當(dāng)?shù)毓I(yè)電價基礎(chǔ)上讓利5%，為0.8233 元/(kW·h)，項目建設(shè)期1 年，運營期20 年，基準(zhǔn)收益率取8%。

表6 總成本費用匯總Table 6 Summary of total costs and expenses

2.2.2 評價結(jié)果與討論

項目評價期內(nèi)現(xiàn)金流量如圖7所示。根據(jù)現(xiàn)金流量情況，由式(3)~式(5)計算主要財務(wù)評價指標(biāo)，結(jié)果如表7所示。

圖7 項目評價期內(nèi)現(xiàn)金流量Fig. 7 Cash flow during project evaluation period

由表7可知，新方案建設(shè)投資高于原方案，總投資增加了7.11%。從財務(wù)評價指標(biāo)上分析，兩種方案的稅后財務(wù)凈現(xiàn)值均為正值，投資回收期均小于同行業(yè)基準(zhǔn)值，財務(wù)內(nèi)部收益率均高于基準(zhǔn)收益率，表明兩種方案在經(jīng)濟(jì)性上都是可行的。由表7還可看出，新方案的各項財務(wù)評價指標(biāo)均優(yōu)于原方案，其中FIRR指標(biāo)提升了5.30%，NPV提升了28.23%。從平準(zhǔn)化度電成本上看，新方案的LCOE降低了3.16%，達(dá)到0.5615 元/(kW·h)，該值與干熱巖發(fā)電和遠(yuǎn)海風(fēng)電等新能源發(fā)電項目的LCOE相比，具備一定競爭力。上述評價結(jié)果表明，在經(jīng)濟(jì)性上，新方案具有更強的盈利能力，且具有較好的降本增效效果。

表7 主要財務(wù)指標(biāo)匯總Table 7 Summary of main financial indicators

3 結(jié)論

本文從減少LNG冷能發(fā)電循環(huán)工質(zhì)蒸發(fā)器?損失和提高系統(tǒng)?效率的角度出發(fā)，提出了新型三級冷能發(fā)電循環(huán)優(yōu)化方案，并從熱力學(xué)?分析和項目現(xiàn)金流量兩個方面與原有的三級冷能發(fā)電循環(huán)方案進(jìn)行了對比。得到如下結(jié)論：

（1）新方案減少了有機(jī)工質(zhì)向海水耗散冷量導(dǎo)致的?損失，使得前2S-ORC工質(zhì)蒸發(fā)器的換熱溫差和熱流量均得到降低，?損失減少了1218.00 kW，流向3S-ORC冷凝器的冷量得到大幅提高，系統(tǒng)凈輸出功增加了438.00 kW，?效率提高了10.35%。

（2）新方案的主要財務(wù)評價指標(biāo)均優(yōu)于原方案，其中內(nèi)部收益率提升了5.30%，凈現(xiàn)值提升了28.23%，平準(zhǔn)化度電成本也得到降低。

（3）新方案中三級工質(zhì)冷凝器冷物流出口溫度低于-30 °C，其冷能仍具有回收價值。通過在3S-ORC循環(huán)后增加制冰或冷庫等梯級利用措施，可進(jìn)一步降低ORC工質(zhì)蒸發(fā)器換熱溫差和熱流量，提升系統(tǒng)?效率，增強項目經(jīng)濟(jì)效益。