分析,评估能量利用效率与损分布。结果表明:系统净输出电功率为25 372.1 kW,淡水产量为2 781.5 kg/h,整体效率为47%。4个温度阶段的朗肯循环发电量分别占总发电量的60.9%、23.2%、4.6%及11.3%。损失分析显示,换热器为系统中主要的损源,其损失远高于压力设备,是能量损失最集中的环节。该系统通过朗肯循环实现地热与LNG冷能的高效耦合发电,不仅提升了能源综合利用效率,还有效缓解了LNG冷能直接排放对海洋环境造成的低温污染问题。摘 要：为提升液化天然气(LNG)接收站冷能综合利用效率,以海南洋浦LNG接收站为研究对象,提出一种LNG冷能与地热能耦合梯级利用系统,旨在实现不同品位能量的阶梯式转化与利用。系统将LNG气化过程划分为4个温度阶段,分别匹配相应工况的朗肯循环进行余热回收发电。同时,引入地热蒸汽作为高温热源驱动朗肯循环,并在放热后回注地热储层,实现地热资源的可持续开发。在发电基础上,系统耦合蒸馏法海水淡化单元,利用朗肯循环后的余热进行海水淡化,实现冷热电联供。采用HYSYS软件对系统开展流程模拟,设定LNG进口温度为-162 ℃、气化压力为0.1 MPa,地热蒸汽温度为115 ℃、压力为0.1 MPa,冷却水温度为25 ℃。在模拟基础上,对各朗肯循环子系统及整体系统进行分析,评估能量利用效率与损分布。结果表明:系统净输出电功率为25 372.1 kW,淡水产量为2 781.5 kg/h,整体效率为47%。4个温度阶段的朗肯循环发电量分别占总发电量的60.9%、23.2%、4.6%及11.3%。损失分析显示,换热器为系统中主要的损源,其损失远高于压力设备,是能量损失最集中的环节。该系统通过朗肯循环实现地热与LNG冷能的高效耦合发电,不仅提升了能源综合利用效率,还有效缓解了LNG冷能直接排放对海洋环境造成的低温污染问题。
关键词：LNG冷能; 地热能; 朗肯循环发电; HYSYS; 分析
随着经济的持续增长和对清洁能源的需求不断增加,液化天然气(liquefied natural gas,LNG)作为清洁、高效的能源在中国的地位愈发重要。在常压下,LNG处于约-162 ℃的低温液态,储存着大量冷能[1-3]。有机朗肯循环(organic Rankine cycle, ORC)能够高效利用LNG气化过程中释放的冷能,并将其转化为电能。
中国的地热能资源较丰富,尤其是水热型地热能资源,可采资源量折合1.25万亿吨标准煤[4-5]。目前,LNG冷能的主要应用方向包括发电、空气液化、海水淡化、食品冷冻、碳捕集以及与其他能源系统的集成[6]。例如,有研究提出将LNG冷能与低温能量储存系统(CES)集成,利用空气作为工作流体来储存冷能,这种系统可以有效回收LNG气化过程中的冷能,并将其储存为低温能量[7-8]。此外,LNG冷能也被用于船舶的综合能量利用系统,通过有机朗肯循环(ORC)等技术,与烟气余热回收相结合,实现能源高效利用并减少碳排放[9-11]。
现有研究鲜有将LNG冷能与地热进行综合利用,本文基于HYSYS软件设计了LNG冷能与地热能耦合梯级利用系统,主要包括单级朗肯循环模块、两级朗肯循环模块以及海水淡化模块,各模块经换热器串联构成整个系统。系统通过朗肯循环将地热能与冷能结合发电,梯级分配、合理利用不同品位的冷能,减少能量损失,创造经济价值。地热能采用回水型,即地热流股完成供热任务后会被重新注入地下,全部补充到地热储层中,这样能够减少地下水资源的浪费和地面沉降的风险,使得地热能的开采可以长期稳定进行。
本文通过Aspen HYSYS进行建模,组分列表源自HYSYS数据库,物性分析选用Peng-Robinson状态方程,采用迭代法求解[12]。
搭建LNG冷能与地热能耦合梯级利用系统流程如图1所示。LNG冷能依次应用于第一级、第二级、第三级和第四级朗肯循环进行发电,LNG在换热器H2中发生液态向气态的转变并且温度变化大,直接与地热换热,并伴随较高温差,导致显著的
损失,故第二级换热采用两级朗肯循环过渡。地热流股依次进入第四级、第二级朗肯循环,为循环工质提供热量,接着流向蒸发器E,为海水淡化供热,然后通向第三级、第一级朗肯循环,为循环工质提供热量,最后再流回地下,补充地下水资源。
图1 LNG冷能与地热能耦合梯级利用系统流程图
Figure 1 Flowchart of LNG cold energy and geothermal energy step utilization system
本研究参照海南洋浦LNG接收站,参考其接收能力为300万t/a,所以模拟中流量设置约为342.5 t/h。设定LNG进口温度为-162 ℃、气化压力为0.1 MPa,此流量下LNG释放出的冷量约2.8×108 kJ/h。本文参考范艳霞等[13]研究,其结果表明,放喷实验井口的井壁温度达到118 ℃,又考虑到环境温度等因素的影响,本模拟将设地热流股进入换热器的最初温度为115 ℃,压力为0.1 MPa,冷却水温度为25 ℃。
有机朗肯循是以乙烷、丙烷、乙烯、异戊烷等单一或混合的有机工质为媒介进行定压冷却、绝热压缩、定压加热、绝热膨胀4个基本过程的循环系统[14]。LNG气化过程中的冷量传递给朗肯循环的工质,中间介质吸收海水热量后气化,通入膨胀机发电,利用原本流入海水中的冷能生产电能,符合绿色发展的要求,有效实现节能减排[15-16]。以图1第一级单级朗肯循环为例,LNG在换热器H1中吸收循环工质的热能,部分天然气由液态转化成气态,吸收LNG冷量的液态循环工质a1经泵P1加压后进入换热器H1-1与热流股换热,吸收热量后气化,通入膨胀机K1做功后流向换热器H1,以此构成一个循环。
在两级朗肯循环系统中,以图1第二级朗肯循环为例,低温LNG在换热器H2中吸收循环工质的热能转化为LNG,两级朗肯循环的第一级朗肯循环的工质吸收LNG冷量成为液态,经泵P2-1加压后进入换热器H2-1与两级朗肯循环的第二级朗肯循环工作介质换热,吸收其热量后气化,通入膨胀机K2-1做功后流向换热器H2,以此构成一个循环。
换热器H2-1在两级朗肯循环的第一级朗肯循环中为蒸发器,在两级朗肯循环的第二级朗肯循环中为冷凝器。两级朗肯循环的第二级朗肯循环系统中,第二级混合工质在换热器H2-1中吸收两级朗肯循环的第一级循环工质的冷量转化为液态,经泵P2-2加压后进入换热器H2-2与热流股换热,吸收热量后气化,通入膨胀机K2-2做功后流向换热器H2-1,以此构成一个循环。
工质在有机朗肯循环中发挥着关键作用,它直接决定着朗肯循环的换热性能和经济效益,除此之外,各流股在系统运行时的压力、温度等参数也受工质影响[17-18]。循环工质的选择应考虑环保性、稳定性和安全性,在此前提下对比换热性能及经济性等。朗肯循环往往采用非共沸混合物作为循环工质来提高系统的能源利用率,因为非共沸混合物的沸点范围宽,可以扩大热、冷源之间的温度差,并且不均匀的成分浓度能够使其在蒸发和凝结过程具有更好的换热效果[19-21]。以利用高品位冷能的第一级朗肯循环和第二级朗肯循环为例,对朗肯循环工质进行优化,混合循环工质的冷凝曲线与LNG吸热曲线匹配情况如图2所示。由图2(a)对比可得,与-162 ℃～-150 ℃温度段LNG的换热效果由优到劣依次为混合工质n(甲烷)∶n(异丁烷)∶n(乙烯)=0.2∶0.2∶0.6,n(甲烷)∶n(丙烷)=0.5∶0.5,n(甲烷)∶n(异丁烷)∶n(乙烯)=0.2∶0.4∶0.4,n(甲烷)∶n(乙烷)∶n(异丁烷)=0.2∶0.4∶0.4,n(甲烷)∶n(丙烷)∶n(异丁烷)=0.2∶0.4∶0.4。图2(b)对比可得,与-150 ℃～-85 ℃温度段LNG的换热效果由优到劣依次为混合工质n(甲烷)∶n(异丁烷)∶n(乙烯)=0.2∶0.2∶0.6,n(甲烷)∶n(异丁烷)∶n(乙烯)=0.3∶0.3∶0.4,n(甲烷)∶n(丙烷)=0.5∶0.5,n(甲烷)∶n(异丁烷)∶ n(丙烷)=0.2∶0.2∶0.6,n(甲烷)∶n(异丁烷)=0.5∶0.5。
图2 LNG与循环工质对比图
Figure 2 Comparison of LNG and circulating working medium
海水淡化方法主要分为两类,一类是通过电化学去除杂质获得淡水,常见方式包括电渗析、反渗透等;另一类是通过加热蒸发实现水与盐的分离,如蒸馏法、多效蒸发法等,该类方法可充分利用系统余热,将地热应用于该方法,能够降低淡水生产的能源消耗,降低成本[5]。海水含盐量在3.5%左右,假设淡水不含盐,对海水淡化过程含盐量计算为
q海,in·S1=q海,out·S2;
(1)
q海,in=q海,out+q蒸发。
(2)
式中:q海,in表示进蒸发器的海水流量,kg/s;q海,out表示出蒸发器的海水流量,kg/s;q蒸发表示单位时间内海水蒸发量,kg/s;S1为海水初始盐度;S2为蒸馏后的海水盐度。
本系统里面的核心ORC循环,与马新灵等[22]的模拟结果进行了对比验证,最大误差小于3%。本研究采用分析法研究LNG冷能利用系统的热力性能。分析法是一种基于热力学第一定律和第二定律的能量分析方法,能够精确衡量能量的实际价值。在分析法中,能量品位的降低意味着值的减少。单位质量工质在稳定流动过程中由任意状态变化到与环境相平衡的状态时所能做出的最大有用功是单位质量稳定流动工质的,即比e[23],可用式(3)计算:
e=(h-h0)-T0(s-s0)。
(3)
式中:e为单位质量稳定流动工质的,kJ/kg;h、h0分别为单位质量工质的进、出口焓,kJ/kg;T0为工质入口温度,K;s、s0分别为单位质量工质的进、出口熵,kJ/(kg·K)。
对于系统中任一设备X的损失ED,X可计算为
ED,X=EF,X-EP,X。
(4)
式中:EF,X、EP,X分别为付出、收益,kW。
具体针对泵的损失ED,P可计算为
ED,P=WP-Ein-Eout。
(5)
式中:WP为泵的功耗,kW;Ein为泵进口物料,kW;Eout为泵出口物料,kW。
具体针对膨胀机的损失ED,K可计算为
ED,K=Ein-Eout-WK。
(6)
式中:Ein为膨胀机进口物料,kW;Eout为膨胀机出口物料,kW;WK为膨胀发电功,kW。
具体针对换热器的损失ED,H可计算为
ED,H=(Ein1-Eout1)-(Eout2-Ein2)。
(7)
式中:Ein1为热流股进口物料,kW;Eout1为热流股出口物料,kW;Ein2为冷流股进口物料,kW;Eout2为冷流股出口物料,kW。
以本系统第一级ORC为例,对于一级朗肯循环的损失ED,1及效率η1可计算为
ED,1=ED,H1+ED,H1-1+ED,P1+ED,K1;
(8)
η1=(WK1-WP1)/(ELNG-1-ELNG-2)×100%。(9)
式中:ELNG-1为流股LNG-1物料,kW;ELNG-2为流股LNG-2物料,kW。
以本系统第二级ORC为例,对于两级朗肯循环的损失ED,2及效率η2可计算为
ED,2=ED,H2+ED,H2-1+ED,H2-2+ED,P2-1+ED,P2-2+ED,K2-1+ED,K2-2;
(10)
η2=[(WK2-1-WP2-1+WK2-2-WP2-2)/
(ELNG-2-ENG-1)]×100%。
(11)
式中:ELNG-2为流股LNG-2物料,kW;ENG-1为流股NG-1物料,kW。
对于系统中任一设备X的效率ηX可计算为
ηX=(EP,X/EF,X)×100%。
(12)
对于系统总效率η可计算为
η=(EP/EF)×100%。
(13)
系统净产电量P净可表示为
P净=Pout,总-Pin,总。
(14)
式中:Pout,总为系统总输出电量,kW;Pin,总为系统总输入电量,kW。
本文采用HYSYS软件模拟系统运行,对LNG冷能进行梯级分配,具体温度阶段为第一级-162 ℃～-150 ℃、第二级-150 ℃～-85 ℃、第三级-85 ℃～-65 ℃、第四级-65 ℃～15 ℃。选择优化工质运行系统,得到表1中各物料流股和能量流股参数。
表1 物料流股参数
Table 1 Logistics flow stock parameter
物料及编号温度/℃流量/(kg·h-1)物料及编号温度/℃流量/(kg·h-1)LNG-1-162.0342 500.0G1115.0150 000.0LNG-2-150.0342 500.0G299.6(汽相分率0.82)150 000.0NG-1-85.0342 500.0G399.6(汽相分率0.58)150 000.0NG-2-65.0342 500.0G499.6(汽相分率0.53)150 000.0NG-315.0342 500.0G599.6(汽相分率0.49)150 000.0a1-155.0304 816.9G631.1150 000.0a2-152.8304 816.9d1-65.029 695.8a370.0304 816.9d2-63.229 695.8a4-66.3304 816.9d389.029 695.8b1-145.0113 193.8d4-46.229 695.8b2-144.0113 193.8e1-4.3197 835.0b330.0113 193.8e2-3.8197 835.0b4-54.1113 193.8e392.7197 835.0c131.0237 376.7e425.0197 835.0c233.0237 376.7浓海水197.827 218.5c372.9237 376.7浓海水232.027 218.5c431.0237 376.7淡水197.82 781.5海水125.030 000.0淡水296.72 781.5海水297.830 000.0淡水332.02 781.5
第一级ORC为LNG大量气化阶段,该过程会释放高品位冷能,仅依靠地热流股余热不足以高效利用此冷能,故而将蒸馏法所得高温废水和淡水引入换热器H1-1热流进口,提高能量利用率,产电量可达16 328.72 kW。第二级ORC换热器H2中残留的LNG气化,并且此阶段温差较大,所以设计为两级朗肯循环。两级朗肯循环能够通过两个换热器使得热量的传递更为渐进和细致,降低了能量损失,提高了系统的效率。
-162 ℃的LNG在第一级换热器H1中与循环工质a(组分为n(甲烷)∶n(异丁烷)∶n(乙烯)=0.2∶0.2∶0.6)进行换热,然后流向第二级换热器H2与循环工质b(组分为n(甲烷)∶n(异丁烷)∶n(乙烯)=0.2∶0.2∶0.6)进行换热,在第三级换热器H3中与循环工质d(组分为丙烷)进行换热,接着进入第四级换热器H4与循环工质e(组分为n(丙烷)∶n(正丁烷)∶n(Refrig-11)=0.2∶0.3∶0.5,其中Refrig-11,简称R11,是一种早期广泛使用的高温制冷剂,化学名称为一氟三氯甲烷)进行换热,最终出口温度15 ℃。参与LNG第二级换热(两级朗肯循环系统)的第二级循环工质c(组分为丙烷)在换热器H2-1中吸收循环工质b的冷量发生液化,经泵P2-2加压后通入换热器H2-2中吸收来自地热流股的热能发生气化,再通入膨胀机K2-2发电。
地热流股G1首先进入第四级朗肯循环为循环工质e提供热量,接着流向第二级朗肯循环为循环工质c提供热量,然后进入蒸发器E为海水淡化供热,继而依次通向第三级、第一级朗肯循环为循环工质d、a提供热量,最终回灌地下。利用地热能进行蒸馏法海水淡化,可得淡水2 781.5 kg/h,出口温度为32 ℃。除此之外,蒸馏法所得高温水蒸气依次流向换热器H3-1和H1-1放热液化,浓海水直接流向换热器H1-1参与第一级朗肯循环发电。为衡量系统能量可用性,本文计算了朗肯循环中关键设备的损和功率,其净产电量25 372.1 kW,如表2所示,从而更好地掌握系统能量损失分布情况。
表2 各设备
损及功率
Table 2 Exergy destruction and power of each device
设备损/kW功率/kW设备损/kWP139.4878.2H132 878.7P2-12.4139.5H1-124 155.8P2-21.8291.3H23 331.4P30.654.3H2-18 323.0P40.165.5H2-22 563.0K19 040.216 328.7H3502.2K2-11 578.24 322.0H3-11 182.8K2-2216.91 890.6H42 288.0K3583.31 229.7H4-12 638.8K4364.13 029.9E41 521.1
从表2中数据可以看出,加压泵的损普遍较低,因为泵中流股温差较小,加压前后变化不大。膨胀机K1损相对较高,这是因为第一级朗肯循环利用的冷能是LNG最低温的阶段,循环所利用的地热能虽已在前面的循环中消耗了一部分,但与换热器H1-1进行热交换时仍处于高温,并有极小部分气态在此处液化,膨胀机前后温差较大,导致损较高;第一级朗肯循环中换热器H1和H1-1的损也高。除此之外,海水淡化涉及的换热器E损最高,这是因为该换热器中部分液态水蒸发为气态存在相变过程,吸热曲线与对应地热流股的放热曲线不贴合,运行时存在大量热能损失,如图3所示。各级朗肯循环中设备损情况如表3所示。
表3 各级朗肯循环中设备损情况
Table 3 Exergy destruction of equipment in Rankine cycle
设备冷凝器损占比/%膨胀机损占比/%蒸发器损占比/%加压泵损占比/%损/kW第一级501437066 114.1第二级-1251263013 235.0第二级-275223011 104.7第三级22265202 268.9第四级4375005 291.0
图3 换热器E中冷热流体传热曲线
Figure 3 Heat transfer curve of cold and hot fluids in heat exchange E
本研究对比了各级朗肯循环中设备损及其占比,换热器损在所有设备中尤为突出,主要原因包括:传热过程中冷热流体间温差较大,导致不可逆损失增加;工质相变与传热速率不匹配,部分工质未完成相变便离开;流体在通道内流动阻力较大,引发流动损。后续可通过优化换热器结构、匹配工质、减小传热温差等方式降低损。朗肯循环中加压泵损占比最小,因其对液态工质加压时温度变化小且液体可压缩性低。对比膨胀机损发现,第三级朗肯循环中膨胀机占比最高,一方面因其接收LNG冷能较少(分别为第一、二、四级的8%、22%和24%),换热器损较小,整体循环损降低;另一方面因其膨胀机进出口温差大,膨胀机损及占比均升高。两级朗肯循环中的第二级膨胀机损占比远低于其他ORC,因其工质b2高压蒸汽进出膨胀机前后压力变化小,能量损失少;同时该级工质选择受第一级工质和地热流股组成限制,混合工质配比有限,换热器冷热源匹配较差,换热器损更高、占比显著提升。两级朗肯循环中的第二级膨胀机损占比最低。
表4展示了各模块换热器损占系统所有换热器损总和的比例及各模块损占系统总损的比例。结果显示,无论是换热器损占比还是模块损占比,第一级ORC均居首位,其后依次为海水淡化模块、第二级ORC、第四级ORC和第三级ORC。换热器损失远超膨胀机和加压泵等设备,是能量回收过程的核心,对循环损影响最大,为主要能量损失源,主要因换热过程中冷热流股温差导致不可逆损失,温差越大能量损失占比越高。各级朗肯循环中换热设备占循环总损的比例依次为87%、88%、98%、74%及93%。
表4 各模块中损情况
Table 4 Exergy destruction in each module %
流程换热器损占比总损占比第一级ORC47.814第二级ORC11.912第三级ORC75.02第四级ORC22.026海水淡化43.07
图4为系统总流示意图,LNG冷能与地热能耦合梯级利用系统的总付出包括LNG冷能、用电设备输入电能和地热能,收益以朗肯循环产电和海水淡化产水的形式输出,损失包括换热过程产生的热损失和电力使用过程产生的电损失,二者均不可避免。
图4 系统总流示意图
Figure 4 Exergy flow diagram of the system
LNG冷能在系统中被分为4个阶段进行梯级利用,第一级ORC、第二级ORC、第三级ORC及第四级ORC所产电能分别占系统总输出电能的60.9%、23.2%、4.6%及11.3%。第一级ORC和第二级ORC产电量较高,是因为二者处于LNG高品位冷能利用阶段,涉及LNG气化过程,并且第一级ORC中LNG气化率达到94.2%。第四级ORC作为地热利用的第一阶段,直接接触井口钻取的地热蒸汽,此阶段有18.2%的蒸汽液化释放热量,因此产电量高于第三级ORC。利用地热进行海水淡化可产出淡水2 781.5 kg/h,将蒸气通向第三级ORC换热器H3-1中放热液化,之后为第一级ORC供热,出口温度为32 ℃。计算可得,系统效率达到47%,能量回收利用效果良好。
(1)通过朗肯循环将地热能与冷能结合发电,合理利用不同品位的冷能,削弱了对海洋环境造成的低温污染,并且创造了一定的经济价值。地热蒸汽在系统中分段利用,完成供热任务后全部返回地热储层,大大降低了地下水资源的浪费和地面沉降风险,能维持地下热储层的稳定,确保地热能可持续利用。
(2)对系统进行分析可得,系统净产电量25 372.1 kW,生产淡水2 781.5 kg/h,效率达到47%。第一级ORC、第二级ORC、第三级ORC及第四级ORC所产电能分别占系统总输出电能的60.9%、23.2%、4.6%及11.3%。
(3)换热器在所有种类设备中损失最大,并且远远超过压力设备,是系统中最主要的损源。第一级ORC、第二级ORC的第一级朗肯循环、第二级ORC的第二级朗肯循环、第三级ORC及第四级ORC中,换热设备占循环总损失的比例依次为87%,88%,98%,74%及93%。因此,提高朗肯循环效率可着眼于降低换热器损。
(4)各级朗肯循环中加压泵损最小,因为泵对加压前后工质的温度变化小且液体的可压缩性很低。对比膨胀机损在循环总损占比,第三级朗肯循环的膨胀机损占比最高,第二级ORC(两级朗肯循环)的第二级朗肯循环的膨胀机损占比最低,这与膨胀机释放能量前后压差及所在循环换热器损有关。
本研究虽实现了LNG冷能与地热能的高效耦合梯级利用,但仍存在一定局限,如换热器损较高。未来可针对换热器的结构设计、工质匹配及换热工艺开展深入研究,降低其损。
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