石灰回转窑余热发电ORC装置有机工质选择

时小宝，黄高泉，彭 岩

(洛阳矿山机械工程设计研究院有限责任公司，河南 洛阳 471039)

随着冶金石灰生产线大型化发展，近些年新型回转窑技术已普遍推广应用，此种窑型具有热效率高，烟气排放温度低的特点，排烟温度一般在250 ℃左右，由于此种窑型与水泥窑十分类似，因此笔者通过借鉴水泥窑余热发电成功的经验，开辟出一条石灰窑余热发电的道路．

水泥窑废气温度较高，采用双压蒸汽系统可获得较高的热效率，但石灰窑废气温度较低，属纯低温余热，只能采用有机工质郎肯循环加以利用．有研究表明，当热源温度低于370 ℃时，采用水蒸气郎肯循环是不经济的，适宜采用有机工质郎肯循环(Organic Rankine Cycle，ORC)技术． 研究表明，工质R113(三氯三氟乙烷)和工质R123(三氟二氯乙烷)在低品位热能利用方面具有较高的热效率［1］． 比利时列日大学针对150 ～200 ℃的热源，采用R123 工质，动力机部分采用涡旋膨胀机，搭建了测试平台，试验表明，对于R123 系统制冷剂冲入量对热效率有显著影响，对于一个固定的系统存在一个最优的充入量使得系统效率达到最大值［2－3］． 国内西安交通大学也采用R123 工质和涡轮膨胀机建立了小型余热发电系统．该系统实验证明，随着涡旋膨胀机转速的增高，排气温度增加，系统热效率降低，最大热电效率为2．1%［4－5］．中科院工程热物理研究所“863”计划项目中，亦采用R123 工质，回收燃气轮机废气余热，研究表明，燃气轮机和ORC 联合循环热效率可达38．4%，比燃气轮机单独循环高出9．4%，同时发现，增压比、回热度、环境温度对热效率有明显影响［6］．不仅如此，清华大学热科学与动力工程教育部重点实验室以R123 为工质设计了透平膨胀机，对叶片进行数值模拟和气动优化［7］．针对ORC 系统设计，为避免湿蒸汽对涡轮机转子的侵蚀，普遍认为采用过热蒸汽较为有利，但数值模拟和试验研究表明，对于R123 系统，采用饱和蒸汽即可使系统性能最佳［8］．ORC 系统的优劣取决于工质的选择，针对不同温度的热源，工质选择不尽相同，研究比较表明，R113 适用于回收温度高于156．86 ℃的低品位热能，而R123、R245ca(五氟丙烷)、R245fa(五氟丙烷同分异构体)适用于回收106．85 ～156．85 ℃的热源［9］．更有研究者将选择依据做了如下细分，R113适合回收160 ～210 ℃或者更高温度的热能，R123适合回收140 ～180 ℃的热能，R245fa 适合回收120 ～140 ℃之间的热能，R600a(异丁烷)适合回收90 ～130 ℃之间的热能［10］．

文中针对石灰窑余热提出了热水和有机工质双工质ORC 系统，选择了R21(二氯一氟甲烷)、R123、R245ca、R245fa 4 种工质，分析了分别采用4种工质时系统余热回收发电的各项性能指标，为依托工程工质选择提供理论指导．

1 余热条件

依托工程采用某钢厂1 000 t/d 活性石灰窑废气余热，该生产线废气总量及温度见表1，废气气体成分见表2，飞灰成分及质量分数见表3．

表1 1 000 t/d 石灰窑废气参数

表2 1 000 t/d 石灰窑废气成分

表3 1 000 t/d 石灰窑飞灰成分

2 工艺方案

依托工程余热为废烟气，工艺上采用循环热水和有机工质的双工质系统，即废烟气加热水，热水加热有机工质，冷却后的热水继续返回到烟气加热过程中吸热，有机工质做完功后经系统冷端冷凝后再返回到热水加热过程中．该系统特点有:①采用水作为中间传热介质可降低成本，因水是已知的自然界中存在的导热性能最好的介质之一，而导热油价格昂贵且需要定期更换，采用循环水只需做软化处理和定期补水即可，工艺简单，投资低廉;②采用满液式管壳蒸发器，管侧为高压热水，消除了管内沸腾产生的压力脉动，利于机组安全运行;③有机工质在蒸发器壳侧沸腾，消除了接近点温差的影响．

石灰窑余热发电系统取风阀门是调节烟气水换热器入口烟气参数的关键部件，对整个系统的安全和效率起着决定性作用． 目前国内石灰回转窑废气温度相差较大，一般在180 ～480 ℃，以江苏联峰钢铁600 t/d 回转窑为例，余热锅炉进口瞬时最高烟温可达500 ℃，取风阀门承受着夹杂固体小颗粒与粉尘的高速气流冲刷，阀板在较短时间内极易磨损，会导致余热发电系统停机或机组频繁开启，缩短余热发电设备的使用寿命． 因此合理的烟气阀门选材和选型是解决阀门变形和磨损的重要基础:一方面要细致考察阀门工作环境和工作条件;另一方面采用合适的浇注料和正确的安装方法也是解决磨损与形变的关键［11］．依托工程工艺流程如图1 所示．

图1 某工程余热电站工艺流程图

3 工质选择

有机工质的选择要考虑多方面条件:①安全性．如毒性、燃爆性、化学稳定性等，目前国际上对毒性和燃爆性尚存一定争议，比如德国采用R290(丙烷)作为空调制冷剂，以色列ORMAT 公司采用正戊烷、异戊烷作为ORC 系统工质，取得了良好的效果，且对于封闭系统，工质泄漏是可控的，通过加强监测报警和通风可避免毒性工质对人员的伤害． ②工质的臭氧层破坏指数(Ozone Depletion Potential，ODP)和全球变暖指数(Global Warming Potential，GWP)，随着环保要求日益严格，未来新型环保工质R245ca和R245fa 将成为主流． ③热效率． 不同工质在相同的热源条件下，热效率不尽相同． 例如R141b(二氯一氟乙烷)在363 K 热源吸热条件和303 K 冷源放热条件下热效率最高［12］．④兼容性．ORC 系统设计上要能兼容2 种或2 种以上的工质，目前部分过渡工质如R123 具有较高的系统热效率，且成本低廉，仍具有较高的性价比，但随着环保要求的提高，最终还是会被淘汰，因此为延长系统设备的运行年限，一般系统设计上还需兼容另一种服役时间更长的工质;⑤经济性，以戊烷类、丁烷类为代表的碳氢型工质、以R113 和R123 为代表的过渡性工质、以R245ca 和R245fa 为代表的环保型工质，其价格差异悬殊，因此工质选择是影响投资的一大主要因素．下面选取R21，R123，R245ca，R245fa 4 种工质进行余热回收的研究比较．

4 数学模型

工艺方案热力学过程如图2 所示．

图2 系统热力过程(T－S)线

有机工质热力参数计算采用REFPROP7 软件，工质参数均为亚临界参数，冷源系统排汽温度统一设定为35 ℃．模型计算范围见表4．

表4 工质循环参数取值范围

1)效率确定:小容量汽轮机相对内效率为0．76 ～0．82，由于与水蒸气相比，有机工质的声速低，在低叶片速度时，能获得有利的空气动力配合，在50 Hz 时能产生较高的汽轮机效率［13］．因此模型中给定汽轮机的相对内效率为0．8．

为便于不同工质之间的比较，模型限定条件见表5．

表5 模型限定条件

选定模型输入为热水流量qrs(t/h)和窄点温差m(℃);模型输出为热水冷端温度t11(℃)和排烟温度t14(℃)．

2)制约条件:为确保模型计算合理，必须设定制约条件及模型输出必须满足下述条件．

①t11－t2≥a，a 取值为21 ～43 ℃．

②t14－t11≥b，b 取值在10 ℃左右．

给定热水流量qrs(t/h)和窄点温差m(℃)，选取热水(9 －10)和有机工质(4 －5″)段热平衡，确定有机工质流量qyj(t/h)．

式中:h9为高温热水焓，kJ/kg;h10为窄点处热水焓，kJ/kg，根据选定的有机工质蒸发温度t4+m=t10，即可确定窄点处水温，再根据水压查询水物性表即可确定h10，通过调整窄点温差m 值即可实现对qyj的调节;为有机工质保温系数;h5″为有机工质过热蒸汽焓，kJ/kg;h4为有机工质饱和液体焓，kJ/kg．

再根据有机工质流量计算透平发电机发电功率

式中h6s为透平出口有机工质焓，kJ/kg．

选取热水(10 －11)和有机工质(2 －4)段热平衡，由式(3)可间接得到热水冷却终温t11(℃)，

式中:h4为有机工质蒸发压力下饱和液体焓，kJ/kg;h2为有机工质过冷态液体焓，kJ/kg;h11为热水锅炉给水焓，kJ/kg．求得h11后再查询水物性表确定相应的水温t11，℃．

再根据烟气(12 －14)热水(11 －9)段热平衡计算排烟焓 h14(kJ/Nm3)，进而估算排烟温度t14(℃)，

再判断计算出的温度值是否满足制约条件，若不满足则调整输入项重新计算．

5 计算结果分析

各工质系统发电功率如图3 所示．

图3 发电功率与蒸发温度的关系曲线

4 种工质系统的发电功率均随着蒸发温度的升高较一致地升高，在120 ～170 ℃的蒸发温度下，R123 系统发电功率最高，R245ca 系统发电功率最低，R21 系统居中．在100 ～120 ℃蒸发温度下，R21和R123 系统发电功率相当． 在90 ～120 ℃蒸发温度下，R245fa 和R245ca 系统发电功率相当． 在130 ～140 ℃蒸发温度下，R245fa 和R21 系统发电功率相当．各工质系统排烟温度如图4 所示．

图4 排烟温度与蒸发温度的关系曲线

在进口烟气温度相同下，排烟温度越低余热利用率越高，总体趋势呈现R245fa 系统的余热利用率最高，R21 系统最低;R123 系统在140 ℃以下的蒸发温度也呈现出较高的余热利用率，因此从提高余热利用率、尽可能降低系统排烟温度角度出发应选择R245fa，系统蒸发温度较低时(＜140 ℃)亦可选择R245ca 和R123．各工质系统汽耗率如图5 所示．

图5 汽耗率与蒸发温度的关系曲线

4 种工质系统中，汽耗率随着蒸发温度的升高而逐渐降低．在100 ～170 ℃蒸发温度下，R123 系统汽耗率最高，汽耗率顺序依次是R123 ＞R245fa ＞R245ca ＞R21，但随着蒸发温度的提高，不同工质系统的汽耗率差别越来越小．计算表明，当蒸发温度低到一定数值时，各工质汽耗率会随着蒸发温度的降低而飙升，因此不论系统采用何种工质蒸发温度都不宜太低．各工质系统水耗率如图6 所示．

图6 水耗率与蒸发温度的关系曲线

系统工艺方案采用的是双工质，其管理运行水平除需考察工质汽耗率之外，还需考察热源流体平均消耗(即度电消耗)．计算表明，在120 ～170 ℃蒸发温度下，R123 系统的水耗率最低，据此类推，若采用导热油双工质系统则相应的导热油耗量也应是最低的．其他工质系统水耗率差别微小． 总体而言，蒸发温度越高，系统水耗率越低;蒸发温度过低时，系统水耗率会随着蒸发温度的降低而飙升，因此蒸发温度不宜过低．各工质系统窄点温差如图7 所示．

窄点温差既影响系统运行经济性，还影响设备投资．采用小窄点温差可提高换热量、流体质量流量和系统发电功率，但会增大换热面积，增大投资，而且有可能产生温度交叉现象．采用大窄点温差，可便于换热器设计，避免温度交叉，将设备投资控制在合理范围内． 计算表明，R245fa 系统窄点温差最大，R245ca 系统次之．蒸发温度低于130 ℃时，R123 系统窄点高于R21 系统;蒸发温度高于130 ℃时，二者基本一致．各工质系统有机工质加热器下端差如图8 所示．

图7 蒸发器窄点温差与蒸发温度的关系曲线

图8 蒸发器下端差与蒸发温度的关系曲线

该系统中工质加热器为逆流式换热，下端差指的是热流体出口温度减去冷流体进口温度，其大小直接受窄点温差影响，对于不同工质其下端差随窄点温差的变化也不尽相同．对于R123 工质，当蒸发温度大于130 ℃时，尽管窄点温差已降至10 ℃以下，但下端差仍随着蒸发温度的升高而升高的．对于R21 工质，在低窄点温差条件下，下端差总体是随着蒸发温度的升高而升高的． 对于R245ca 工质，窄点温差要维持在20 ℃以上时，才能保证下端差不至过低而产生温度交叉． 对于R245fa 工质，只有采用较高的窄点温差(25 ℃以上)，才能保证足够的下端差以避免温度交叉．

6 结 语

综上所述，针对依托工程项目采用的热水和有机工质双工质系统方案，所考察的4 种有机工质具备如下特点．

1)R123 和R21 工质适合采用小窄点温差传热，即使在小窄点温差条件下也不会产生温度交叉的现象．

2)R245ca 和R245fa 工质适合采用大窄点温差传热，只有在足够高的窄点温差条件下才能避免温度交叉现象的产生．

3)小窄点温差条件下，R123 系统在120 ～170 ℃的蒸发温度下可产生最高的发电功率，最高的汽耗率和最低的水耗率．

4)小窄点温差条件下，R21 系统在较高的蒸发温度下可产生较高的发电功率，最低的汽耗率和适中的水耗率．

5)大窄点温差条件下，R245ca 和R245fa 系统在较高的蒸发温度下可产生最低的发电功率，适中的汽耗率和最高的水耗率．

对于价格因素方面，4 种工质发电功率相差不大，但价格相差很大．R245ca 和R245fa 属于新型环保工质，价格昂贵，是R123 的2 ～3 倍，系统性能与R123 接近，因此依托工程采用R123 较为经济．

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