用燃气轮机尾气加热工艺炉进料的新流程及优化设计

陆志颖， 李国庆， 曾文钦

(1.华南理工大学 化学与化工学院，广东 广州 510641；2.中海油 惠州石化有限公司，广东 惠州 516086)

大型石化企业由于蒸汽用量大，多自备热电站。过去热电站多燃煤产汽，蒸汽部分供工艺装置，部分送汽轮机组发电，以网电和自发电之“双网”机制保证企业用电。但随着环保要求越来越严格，自备电站逐渐改用天然气或脱硫炼厂气(又称瓦斯)做燃料，并采用较高能效的燃气轮机联合循环工艺[1-2](Gas turbine combined cycle，GTCC)。其中，膨胀发电后的约600 ℃高温尾气进余热锅炉(Heat recovery steam generator，HRSG)，发生3.5 MPa或1.0 MPa蒸汽。无疑，其第二定律能效不高[3]，故开发燃气轮机尾气能量高效利用工艺一直是研究热点。概括讲，有3个方面：①改进现有余热锅炉尾气热交换流程。如Behbahani-nia等[4]就针对微型燃气轮机(30～800 kW)尾气流量小的特点，改尾气不走蒸发器管程，而走壳程，即用所谓的Fire tube HRSG流程，强化尾气侧传热。Madzivhandila等[5]则在尾气流程设计中，引入接触式省煤器系统(Contact economizer system， CES)，以最大限度地回收尾气余热加热锅炉给水。而借助吸收式制冷技术回收尾气余热发生冷量的热电冷多联供(Combined cooling， heat & power， CCHP)流程[6-7]和发生双等级蒸汽的双压流程(Dual pressure HRSG)[8]也都属于这一类。②与太阳能、燃料电池等能量单元集成。如文献[9]就报道多个GTCC与太阳能槽式热系统(PT-HTF)集成，即所谓的太阳能联合循环(Integrated solar combined cycle， ISCC)的案例。其中太阳能集热场(Solar field)发生的 390 ℃ 循环热油在太阳能蒸汽发生器(Solar steam generator)中产生高压蒸汽，作为燃气轮机系统HRSG蒸汽的补充，一起推动汽轮机发电，实现燃气轮机系统在不同空气温度、湿度及气压下的高效和稳定运行。而Montes等[10]则采用PT-HTF直接蒸汽发生工艺(Direct steam generation， DSG)改进传统ISCC循环，提高了系统的稳定性。与燃料电池(Fuel cell， FC)的集成则是由于熔融碳酸盐(MC)和固体氧化物(SOFC)这两类高温燃料电池排气温度高，客观地为燃气轮机二次利用电池燃料能创造了机会，因此出现了MCFC-GT[11]和SOFC-GT[12]两种混合动力系统。近年更有研究者[13]在SOFC-GT中嵌入有机朗肯循环联合(ORC)，以进一步回收上层系统的低温余热发电。③与其他过程工厂集成。如Jabbari等[14]就在塞尔维亚Methanol-vinegar纸厂扩能改造中引入了燃气轮机发电部分替代网电，尾气则用于余热锅炉产汽和驱动吸收式热泵(Adsorption heat pump， AHP)。Li等[15]则在炼油厂烃类蒸汽转化制氢单元引入膨胀透平，以充分回收一次转化气的高温热能和压力能发电。而燃气轮机在生物质气化厂(Biomass gasification)的应用也多有报道[16-17]。

笔者提出了将加热炉进料送与之邻近的热电站，让其与燃气轮机尾气换热，待温度提高后再返回加热炉，尾气则继续走老流程进余热锅炉产汽的新流程。新流程带来的好处主要有两个方面：一方面因工艺炉的进料温度通常在300 ℃以上，尾气一次的传热温差可以降低，其过程损将减少；另一方面，尾气一次的高温热能被转移给工艺炉，相当于以少发中压或低压蒸汽为代价，等值减少加热炉的高能级燃料化学能消耗，从而实现尾气能量升级利用。

1 燃气轮机尾气加热工艺炉进料新流程

图1是用燃气轮机尾气加热工艺炉进料的新流程示意。图1中，在热电站燃气轮机尾气流路的合适位置新增了尾气-工艺炉进料换热器EN，敷设了工艺炉进料来回热电站的管线和增压泵(必要的话)。通过与相邻工艺装置的跨系统热集成，电站以余热锅炉少产蒸汽为代价，换取了工艺炉燃料化学能的等值节省，从而实现了尾气能量的升级利用。不利之处是，为克服流动阻力，尾气需升压1.8～3.0 kPa，相应燃气轮机发电会少许降低[18]。

2 燃气轮机尾气加热工艺炉进料新流程热力学分析

鉴于压力能是尾气的重要特征，笔者选用能级[19]表征热力学体系。

Ω=Ex/H

(1)

式中，Ex是体系在某温度(T)、压力(p)状态下的做功能力，即；H是体系的焓；故Ω是体系与焓的比值，其大小表征了体系温度能/热能、压力能同时转化为功的能力。如只考虑热能，Ω将等值于卡诺(Carnot)效率。

图1 燃气轮机(GT)尾气加热工艺炉进料的新流程示意Fig.1 New process of exhausted gas of GT heating feed of process furnace1—Air compressor； 2—Combustion chamber； 3—Gas turbine； 4—Exhausted gas heat exchanger (EN)；5—Heat recovery steam generator (HRSG)； 6—Deaerator； 7—Pump； 8—Steam turbine； 9—Chiller

Ω=1-T1/T

(2)

体系从状态1变为状态2的做功能力由式(3)计算。

(3)

2.1 现有流程的尾气效率

图2是基于ASPEN计算得到的某现有燃气轮机联合循环流程的尾气Ω-H曲线。

图2 某现有燃气轮机联合循环(GTCC)流程的尾气Ω-H曲线Fig.2 Ω-H curve of exhausted gas ofGTCC in an existing process

图2中，出自燃烧室的935.15 t/h、1341.15 K、1.12 MPa燃气轮机尾气进膨胀透平，按等熵效率83%计，透平做功154782 kW，然后104.33 kPa、861.15 K进余热锅炉，发生3.5 MPa、678.15 K蒸汽159 t/h和0.3 MPa、473.15 K蒸汽17 t/h，最后374.15 K、101.33 kPa排大气。全流程尾气(1341.15 K、1.12 MPa)总242742 kW，其中154782 kW用于透平出力，56440 kW用于产汽，合计回收211222 kW，故尾气效率87.01%(相应热效率92.27%)。

2.2 新流程的尾气效率

图3是基于ASPEN计算得到的新流程的尾气Ω-H曲线。

图3 基于ASPEN计算得到的某燃气轮机联合循环(GTCC)新流程的尾气Ω-H曲线Fig.3 Ω-H curve of exhausted gas of GTCC in thenew process based on calculation of ASPEN

图3中，出自燃烧室的935.15 t/h、1341.15 K、1.12 MPa燃气轮机尾气进膨胀透平，按等熵效率83%、背压106.33 kPa计，透平做功153939 kW，排气温度为864.15 K；然后分出600 t/h进新增的尾气换热器，释放热量22388 kW，将595.24 t/h炉进料从563.15 K加热到608.15 K，再与剩余尾气混合，104.33 kPa、790.15 K进余热锅炉，发生3.5 MPa、678.15 K蒸汽124 t/h和0.3 MPa、473.15 K蒸汽24 t/h，最后374.15 K、101.33 kPa排大气。全流程尾气总保持242742 kW不变，其中153939 kW用于透平出力，14233 kW用于加热炉进料，46587 kW用于产汽，合计回收214759 kW，故尾气效率88.47%(热效率保持92.27%不变)。

2.3 新、老流程对比

表1总结了新、老流程尾气的回收情况。由表1可见，相比原流程，新流程多回收尾气3537 kW，效率增加了1.46%。

表1 某燃气轮机联合循环(GTCC)新、老流程尾气回收情况Table 1 Exergy recoveries of exhausted gas of GTCC in the old and new process

ItemTotal exergyof exhaustedgas/kWNet workof gasturbine/kWExergy of steam ofHRSG/kWAdded exergyof furnace’s inletmaterial/kWExergy ofsmoke/kWTotal exergyrecoveries/kWExergy efficiencyof exhaustedgas/%Old process242742154782564400574521122287.01New process2427421539394658714233574521475988.47Difference0-843-985314233035371.46

2.4 新流程关键变量

分析图3可以发现，燃气轮机尾气出换热器温度(Tg4a)是新流程的关键变量。Tg4a越高，分配给工艺炉进料的尾气热量越少，故工艺炉燃料节省越少，但余热锅炉产汽越多；Tg4a越低，则工艺炉燃料节省越多，但余热锅炉产汽越少。另外，新增换热器的面积(A)也严重制约着改进效果。A越大，越利于节省工艺炉燃料，但需更高的尾气背压(p)补偿流动阻力，致使膨胀透平发电减少；反之亦然。因此，在新流程优化设计中，要高度关注Tg4a和A(p)的选值。

3 燃气轮机尾气加热工艺炉进料新流程机理模型

本节将建模新流程，以为其仿真和优化设计建立基础。建模单元包括空气压缩机、膨胀透平、余热锅炉、汽轮机、尾气-炉进料换热器、除氧器等。

3.1 空气压缩机

假设空气是理想气体，压缩过程为一级等熵压缩，则有：

p2=p1×rac

(4)

(5)

Wac=ma(ha2-ha1)

(6)

本文取T1=293.15 K、p1=101.33 kPa，经ASPEN计算，ha1=293.41 kJ/kg。另取γa=1.4、ηac=0.85。

空气比焓与温度、压力有关。采用物性计算软件REFPROP计算不同温度、压力下的ha值，再用Excel回归，得到：

ha=-29.961276+1.062046T-
1.9061835p+0.003017Tp

(7)

式(7)适应T为623～673 K、p为1.11～1.21 MPa 的条件，验证其方差为0.999，说明满足精度要求。

3.2 燃烧室

假设燃料为纯甲烷，293.15 K、3.0 MPa进喷嘴。燃烧室物料、压力、热平衡计算公式见式(8)～式(10)。

mg=ma+mf

(8)

p2-p3=Δpcc

(9)

mghg3=mfhf+maha2+ηccmfLHV

(10)

笔者取LHV=50049 kJ/kg，ηcc=0.98，Δpcc=0.03p2。经ASPEN计算，hf=867.94 kJ/kg。

燃烧室富氧燃烧，为此取压缩空气与燃料的摩尔流率之比为z，完全燃烧有：

CH4+z(0.21O2+0.79N2)→CO2+2H2O+(0.21z-2)O2+0.79zN2

笔者取z=26.39(对应质量比48.83)，计算尾气组成(摩尔分数)：CO2占3.65%、O2占12.93%、N2占76.12%、H2O占7.30%。同3.1节，拟合得到尾气比焓与温度、压力的关系如下：

hg=-64.60791+1.28847T+
0.029906p+0.0005265Tp

(11)

式(11)适应T为1320～1370 K、p为1.05～1.15 MPa，验证其方差为0.999。

故尾气离开燃烧室的温度T3为：

T3=(hg3+64.60791-0.029906pg3)/
(1.28847+0.0005265pg3)

(12)

3.3 膨胀透平

假设尾气为理想气体，燃气轮机透平一级等熵膨胀，则有：

T4=T3{1-ηgt[1-(p3/p4)(1-γg)/γg]}

(13)

Wgt=mg(hg3-hg4)

(14)

Wnet=Wgt-Wac

(15)

式中，下标gt表示膨胀透平，4表示尾气出膨胀透平，net表示净功。取γg=1.33，ηgt=0.83。同3.1节，拟合得到T为573～913 K、p为101.33～111.33 kPa范围内，尾气比焓与温度、压力的关系如下：

hg=978.5561+0.102758T-
8.7330407p+0.0101429Tp

(16)

验证式(16)方差为0.999。

3.4 燃气轮机尾气-工艺炉进料换热器

图4为尾气-工艺炉进料换热器示意图。

图4 尾气-工艺炉进料换热器示意图Fig.4 Demonstration diagram of the heat exchangerbetween exhausted gas and furnace’s feed

故有：

mg4a(hg4-hg4a)=my(hy2-hy1)

(17)

mg=mg4a+mg4b

(18)

mghg5=mg4ahg4a+mg4bhg4

(19)

规定尾气走换热器壳程，其流动压降为[20]：

Δpsh=KAαsh5.109

(20)

取K=1.661×10-11、αsh=140 W/(m2·K)。因此：

pg4=pg5+Δpsh/1000

(21)

3.5 余热锅炉

不失一般性，笔者选用双压余热锅炉(Double-pressure HRSG)建模，其示意图见图5。

图5 双压余热锅炉系统示意Fig.5 Demonstration diagram for adouble-pressure HRSG system

图5中，由除盐水和汽轮机凝结水组成的混合给水依次进预热器、除氧器、低压省煤器、低压蒸发器、低压过热器、中压省煤器、中压蒸发器和中压过热器，发生低压0.3 MPa、473.15 K和中压3.5 MPa、678.15 K过热蒸汽。0.3 MPa蒸汽供除氧和电站自用，3.5 MPa蒸汽部分进汽轮机发电，部分外送炼油装置。

3.5.1 中压过热器和蒸发器

依单元热平衡计算中压蒸汽的质量流量mhs。

mhs(hhs-hw2)=mg(hg5-hg6)

(22)

mhs=mg(hg5-hg6)/(hhs-hw2)

(23)

为保证产汽，取中压蒸发器节点温差和接近点温差分别为12.4 K和12.6 K。

T6=Ts2+12.4

(24)

Ts2=Tw2+12.6

(25)

3.5.2 中压省煤器、低压过热器和蒸发器

式(26)是单元热平衡。

mg(hg6-hg7)=mhs(hw2-hw1)+mls(hls-hw1)

(26)

取低压蒸发器节点温差和接近点温差分别为6.5 K和13.5 K，即：

T7=Ts1+6.5

(27)

Ts1=Tw1+13.5

(28)

3.5.3 低压省煤器

热平衡：

mg(hg7-hg8)=(mhs+mls)(hw1-hw)

(29)

3.5.4 除氧器和预热器

首先，忽略锅炉连排和定排，则单元物料平衡为：

mhs+mls=mcy+mu

(30)

进一步忽略给水泵功耗，除氧器、预热器热平衡为：

mu(hw-hu1)=mcy(hcy-hw)

(31)

hcy=hls

(32)

mg(hg8-hg9)=mu(hu1-hu)

(33)

取给水进预热器温度为313.15 K。拟合得到给水比焓hu与温度T的关系为：

hu=4.1916(T-273.15)-0.1794

(34)

故给水出预热器温度Tu1为：

Tu1=(hu1+0.1794)/4.1916+273.15

(35)

3.6 汽轮机

汽轮机部分的计算公式如式(36)～式(38)所示：

mhs=mhq+mhs1

(36)

mhq=mcq+mlq

(37)

Wst=mhq(hhs-hcq)+
[(1-φl)(hcq-hnq)+φl(hcq-hny)]

(38)

本文中汽轮机出口压力取8.0 kPa，取ηst=0.85，相应的汽轮机出口排汽温度为314.75 K(41.6 ℃)，φl为10.27%。

3.7 模型检验

在MATLAB中编程上述机理模型，并将其应用于某图1案例(该案例，燃气轮机消耗甲烷燃料19.15 t/h，产生尾气935.15 t/h，其中600 t/h加热工艺炉进料)，计算结果及与ASPEN模拟值的比较如表2所示。

表2 新建模型的主要计算结果及与ASPEN计算结果对比Table 2 Calculation results comparison of the established model with those from ASPEN

从表2可知，笔者所建模型计算结果与ASPEN计算结果的平均误差只有0.48%，说明模型是可靠的，可以仿真新流程和实施新流程优化设计。

4 优化设计燃气轮机尾气加热工艺炉进料新流程

4.1 优化变量

依据2.4节分析，对改造方案而言，新流程宜选择尾气换热器面积(A)和尾气出换热器EN的温度(Tg4a)为优化变量。

4.2 目标函数

兼顾效益和热力学特性，选择新流程增益最大和过程损最小为双目标函数。

4.2.1 总年度化增益

基于改造方案，按以下规定计算新流程的总年度化增益(Total annual added benefit，TAAB)：

TAAB=8400[(ΔWnet+ΔWst)Cele+
mfuCfu+Δmhs1Chs1+ΔmcqCcq-Cinvβ]

(39)

Cfu是工艺炉燃料单价(CNY/t)，Cele是电单价(CNY/(kW·h))，Chs1、Ccq分别是3.5 MPa、1.0 MPa 蒸汽单价(CNY/t)，β是投资折旧率(本文中取投资回收期10 a，流程年运行8400 h，故β=0.0000119/h)。

分别取Cfu=3.2 CNY/m3、Cele=0.715 CNY/(kW·h)、Chs1=300 CNY/t和Ccq=200 CNY/t。

尾气换热投资按式(40)计算[21]。

Cinv=7296θrωA0.65

(40)

式中，θr是维修系数，取1.06；ω是美元对人民币汇率，取6.29。

4.2.2 过程损

新流程尾气过程损则按式(41)计算[22]。

ΔExl=ΔExl,hx+ΔExl,d

(41)

式中，ΔExl为过程损，ΔExl,hx是传热损(锅炉/换热器)，ΔExl,d是动力损(透平/压缩机)。

ΔExl,hx=Q×T1(1/Tcm-1/Thm)

(42)

ΔExl,gt=ΔH(1-T1/Tlm)+nRT1ln(p3/p4)-Wgt

(43)

ΔExl,ac=Wac-[ΔH(1-T1/Tlm)+
nRT1ln(p2/p1)]

(44)

式(42)～式(44)中，Q表示传热量，ΔH表示焓差。

4.3 约束条件

主要约束首先是过程推动力约束：(1)723.15 K≤Tg4a≤823.15 K；(2)p5≮104.33 kPa；(3)ηac、ηgt、ηst与原流程一致；(4)余热锅炉节点温差和接近点温差与原流程一致；(5)余热锅炉排烟温度维持在374.15 K(101 ℃)。

其次作为改造工程，还必须满足以下工程约束：(1)热电站向工艺装置的3.5 MPa和1.0 MPa供汽量与原流程保持一致，且品质保持不变；(2)热电站发电量在许可变化范围内变化；(3)新增尾气换热器面积：800 m2≤A≤1500 m2。

4.4 优化问题描述

综合4.1～4.3节，新流程优化问题可以表述为：

max TAAB=8400[(ΔWnet+ΔWst)Cele+
mfuCfu+Δmhs1Chs1+ΔmcqCcq-Cinvβ]
min ΔExl=ΔExl,h+ΔExl,d
s.t. 450≤tg4a≤550；800≤A≤1500；
p5≥104.33；ηac=0.85；ηgt=0.83；
T6=Ts2+12.4；Tw2=Ts2-12.5；Tu=313.15；
T7=Ts1+6.5；Tw1=Ts1-13.5；
Ths=678.15；T5-Ths≥50；T9=374.15

显然这是一个双目标非线性规划问题(Non-linear programming，NLP)，拟用带有精英策略的非支配排序遗传算法(Non-dominated sorting genetic algorithm，NSGA-II)[23]求解。它的特点是：1)采用Pareto最优解思想，为研究对象多目标优化提供了可能；2)采用简洁明晰的非支配排序，使算法具有逼近Pareto最优解前沿的能力；3)当同一个层中的个体不能全部进入父代种群时，采用拥挤度(Crowing distance)机制筛选，保持了种群的多样性，扩大了搜索范围，因此得到的Pareto最优解具有良好分布。由于以上3点复杂度并不高，易于电算化，NSGA-II得到了广泛使用。

优化设计框图如图6所示。可见，设计过程由3部分组成。

图6 燃气轮机尾气加热工艺炉进料新流程优化设计框图Fig.6 Process block diagram of heating furnace inlet materials with flue gas from gas turbine

(1)根据两个变量的取值范围，给定初始种群数，随机产生初始种群，即得到优化变量群体。

(2)计算产生的每个个体的适应度，其过程如图6 中虚线框所示。先根据产生的种群个体变量，利用第3节建立的MATLAB模型计算出新流程中各点的状态参数，再据此计算目标函数中的收益、投资以及各个单元的损。满足约束条件要求的变量个体对应的目标值进入以非支配排序为特征的适应度筛选，否则将其目标值改为无穷再进入筛选。

(3)步骤2中计算得到的所有变量个体及其适应度形成父代种群，通过非支配排序及拥挤度机制筛选实现种群划分；通过锦标赛规则进行选择(Selection)、交叉(Crossover)、变异(Mutation)得到子代种群，子代种群和父代种群合并进行种群并选，取接近Pareto最优前沿的个体形成新一代父代种群，回到步骤2重新计算直至满足代数要求，最终得到Pareto解集。

5 案例应用

某炼油厂100 MW燃气轮机联合循环热电站现耗燃气19.15 t/h,产3.5 MPa、678.15 K蒸汽 159 t/h 和0.3 MPa、473.15 K蒸汽17 t/h，其中3.5 MPa蒸汽60 t/h直接外供，99 t/h进汽轮机；且汽轮机单抽1.0 MPa蒸汽30 t/h外送，69 t/h蒸汽用于凝汽式发电；0.3 MPa蒸汽9.6 t/h电站自用，7.4 t/h作为除氧蒸汽。电站合计发电83589 kW，外送蒸汽90 t/h。鉴于邻近5.0 Mt/a原油蒸馏装置常压炉进料(595.24 t/h)温度较低，只有563.15 K，故改造实施燃气轮机尾气预热改造。

以Tg4a和A为优化变量，以maxTAAB和minΔExl为双目标函数，运用MATLAB的Optimization模块对问题进行NSGA-II求解。为此，取初始种群数100，经30代运行收敛，得到其Pareto最优解集分布如图7所示。

图7中，系统效益TAAB为横坐标，过程损ΔExl为纵坐标，不失一般性，它们互为消涨。无疑，图中每个点都是优化解，故分析5个有代表性的点。

(1)a点对应效益最佳(TAAB最大)，但热力学性能最差(ΔExl最大)；

(2)d点对应效益最差(TAAB最小)，但热力学性能最佳(ΔExl最小)；

(3)b、c点兼顾TAAB和ΔExl，是折中点；

(4)e点对应TAAB最大、ΔExl最小，最理想，但矛盾，故不在Pareto解集。

各点行为如表3所示。

图7 某炼油厂100 MW燃气轮机联合循环热电站燃气轮机尾气预热改造的帕累托最优解集Fig.7 Pareto optimum of retrofit of exhausted gas preheating>of a 100 MW GTCC thermal power station in a refinery

PointTg4a/KA/m2TAAB×10-6/(CNY·a-1)ΔExl/kWa723.1580013.2834721b723.1599712.6334709c723.15116312.0934699d723.15134911.4934687

从表3可以看出：4个点的Tg4a均选下限723.15 K(对应尾气进余热锅炉温度Tg5=774.15 K)，说明低Tg4a对双目标均有益；从a到d，A依次增大，但TAAB和ΔExl均减小。

鉴于b点距离e点最近，选其为最优设计点，对应Tg4a=723.15 K、A=997 m2。其主要参数及与原流程的差异如表4所示。由表4可以看出，相比原流程，新流程减少工艺炉燃料消耗4404 kg/h(基于炉效率90%)、降幅73.32%；少发电11393 kW、降幅13.62%；减少总过程损4280 kW、降幅10.98%。虽然发电量和蒸汽产量有所下降，但由于实现了尾气热量升级利用，系统增效1.263×107CNY/a。

6 结 论

(1)分析了石油化工企业自备热电站燃气轮机联合循环工艺中高温燃气轮机尾气的能量利用情况。认为尾气直接进余热锅炉发生中压或低压蒸汽，其第二定律能效率偏低。同时，又发现与电站相邻的一些工艺装置的加热炉进料的温度普遍偏低，如不足300 ℃，需消耗较多的燃料才能达到规定的工艺温度，故提出了燃气轮机尾气一次先预热工艺炉进料，再进余热锅炉发生蒸汽的跨单元热集成新流程，实现了尾气能量升级利用。

表4 新流程主要计算结果及与原流程参数的对比Table 4 Calculation results of the new process and comparison with those from original design

(2)基于ASPEN模拟技术，建立了新、老流程尾气能量利用过程的能级-焓(Ω-H)曲线，发现新流程的过程损小于老流程，且其中尾气与加热炉进料换热后温度和新增尾气-加热炉进料换热器面积是制约新流程效果强化的关键因素。

(3)建立了新流程的详细机理模型，模型单元包括空气压缩机、燃气轮机燃烧室、燃气轮机膨胀透平、余热锅炉、汽轮机，以及新增的尾气-工艺炉进料换热器，为仿真新流程和实施新流程优化设计奠定了基础。

(4)提出了基于机理模型的完整的新流程优化设计方法。该方法兼顾效益和热力学特性，以系统增益最大和过程损最小为双目标函数，以尾气换后温度和新增尾气换热器面积为优化变量，以带精英策略的非支配排序遗传算法(NSGA-II)为最优化计算工具。由于内置了传热推动力以及自备热电站负荷(如蒸汽和电力供应量)等约束，该方法具有实际工程应用价值。

(5)将笔者建立的优化设计方法应用于某炼油厂100 MW燃气轮机循环热电站与邻近5.0 Mt/a原油蒸馏装置常压炉热集成，计算表明新流程可实现增益1.263×107CNY/a，过程损减少10.98%。

符号说明：

A——换热面积，m2；

Cfu——工艺炉燃料单价，CNY/t；

Cele——电单价，CNY/(kW·h)；

Chs1、Ccq——3.5 MPa、1.0 MPa蒸汽单价，CNY/t；

Cinv——尾气换热器投资，CNY；

Ex——，kW；

ΔExl——损，kW；

ΔExl,hx——(锅炉/换热器)传热损，kW；

ΔExl,d——(透平/压缩机)动力损，kW；

H——焓，kW；

ΔH——焓差，kW；

h——比焓，kJ/kg；

K——换热器构型参数；

LHV——燃料低热值，kJ/kg；

m——质量流量，kg/h；

mfu——工艺炉燃料消耗减少量，t/h；

p——压力，kPa；

Δp——燃烧室压降，kPa；

Δpsh——尾气压降，Pa；

Q——传热量，kW；

r——压比；

T——绝对温度，K；

W——功率，kW；

z——压缩空气与燃料的摩尔流率之比；

Ω——能级；

αsh——换热器壳侧的膜传热系数，W/(m2·K)；

β——投资折旧率，/h；

γ——绝热系数；

η——效率；

θr——维修系数；

φ1——液化率；

ω——美元对人民币汇率；

下角标

1——环境状态；

2——空气出压缩机；

3——尾气出燃烧室；

4——尾气出膨胀透平；

5～9——处于余热锅炉不同位置的尾气；

a——空气；

ac——空气压缩机；

cc——燃烧室；

cm、hm——参与换热的冷、热物流的对数平均温差；

lm——透平/压气机的进、出口物流温度的对数平均值；

cq——汽轮机1.0 MPa抽气；

cy——除氧蒸汽；

ele——电；

EN——燃气轮机尾气-工艺炉进料换热器；

f——燃料；

fu——加热炉；

g——燃气轮机尾气；

g4a——燃气轮机尾气出尾气换热器；

g4b——旁通部分的燃气轮机尾气；

gt——透平；

hq——进入汽轮机高压气缸的蒸汽；

hs——中压蒸汽；

hs1——锅炉直接外送中压3.5 MPa蒸汽；

HRSG——余热锅炉；

lq——进汽轮机低压气缸的蒸汽；

ls——低压蒸汽；

net——净功；

nq——凝气；

ny——凝液；

s1、s2——低压、中压饱和蒸汽；

st——汽轮机；

y1、y2——工艺物料进、出尾气换热器；

u、u1——给水进、出预热器；

w——377.15 K除氧水；

w1、w2——低压、中压蒸发器给水。