基于LNG冷能的联合循环系统多目标性能

郭媛媛, 魏鹤鸣, 潘 振, 韦丽娃, 商丽艳

基于LNG冷能的联合循环系统多目标性能

郭媛媛1, 魏鹤鸣2, 潘 振1, 韦丽娃3, 商丽艳4

(1. 辽宁石油化工大学 石油天然气工程学院, 辽宁 抚顺 113001;2. 中国石油天然气股份有限公司大连石化分公司, 辽宁 大连 116000;3. 辽宁石油化工大学 机械工程学院, 辽宁 抚顺 113001;4.辽宁石油化工大学 环境与安全工程学院, 辽宁 抚顺 113001)

为了更有效地利用液化天然气(LNG)接收站的LNG冷能，提出一个由双级有机朗肯循环(DORC)和跨临界有机闪蒸循环(TOFC)组合的新型冷热电联供系统(CCHP)。构建新的数学模型，讨论关键参数对系统热力学性能、经济性能及环境性能3个方面的影响。并与一个单级有机朗肯循环(SORC)和亚临界有机闪蒸循环(BOFC)组合的CCHP系统进行对比。结果表明，前者性能优于后者；对系统进行多目标优化后，在最佳运行工况时，系统㶲效率为47.23%、总单位产品成本率为44.20 $×GJ-1、总单位产品环境影响率为40.06 mPts×GJ-1。

液化天然气冷能；㶲经济；㶲环境；优化

1 引 言

天然气(NG)作为具有高热值且产量丰富的清洁能源，正在逐渐取代煤、石油等化石燃料，成为能源市场中的主要能源之一[1]。将液化天然气(LNG)接收站的LNG气化，可获得能够提供给用户使用的天然气。在LNG的气化过程中，会产生830～860 kJ×kg-1的冷能[2]。回收LNG气化过程中产生的冷能可以提高能源利用率，减少对环境的破坏[3-4]。

Rao等[5]将太阳能驱动的单级有机朗肯循环(SORC)与LNG直接膨胀结合形成联合发电系统，但㶲效率仅为10.62%。Abdollahpour等[6]将太阳能作为热源，设计了以CO2为工质的跨临界有机朗肯循环(TORC)与LNG直接膨胀相结合的系统，而系统的㶲效率仅为8.53%。以上2篇文献说明SORC与LNG直接膨胀结合的系统㶲效率较低。主要原因是SORC的蒸发器中冷、热流股的温差较大，导致㶲损增加[7]。Bao等[8]对双级有机朗肯循环(DORC)进行了研究，系统的热效率和㶲效率分别提高了42.91% 和52.31%。Sun等[9]分别将SORC和DORC与LNG直接膨胀相结合，对2种系统进行比较和优化。优化结果表明DORC系统拥有更好的性能。Li等[10]将有机闪蒸循环(OFC)、有机三边循环(TLC)和SORC进行对比，证明OFC的性能更具优势。Ho等[11]对OFC、以CO2为工质的TORC、以氨水为工质的有机朗肯循环(ORC)和优化后的ORC进行对比。发现使用芳烃作为工质时，OFC能效提高了5%～20%。Lee等[12]将带有两相膨胀机的有机闪蒸循环(OFCT)与亚临界有机闪蒸循环(BOFC)和SORC进行对比，结果发现OFCT的㶲效率高于其余2种循环，文献证明使用两相膨胀机可明显改善单级OFC的性能。

从以上的研究发现DORC和OFC均可用于发电，但只利用其中一种循环，系统性能较低。此外，未见有将DORC和跨临界有机闪蒸循环(TOFC)相结合的冷热电联供系统的相关研究。因此，本研究以LNG为冷源，将2种循环相结合设计出新型冷热电联供系统(CCHP)。构建全新的数学模型，讨论重要参数对系统的影响。对系统进行多目标优化，获得系统的最优热力性能、经济性能以及环境性能。

2 系统描述

在沿海的LNG接收站周边建立太阳能集热系统，可实现太阳能与LNG冷能的有效结合。图1为提出的CCHP系统流程图，系统包括太阳能集热子系统、DORC、TOFC和LNG膨胀系统。

太阳能集热子系统中therminol-66(流股s2)经过泵1(PUM1)增压后，在槽式太阳能集热器(PTC)中由太阳能加热，流经储热罐(TST)为CCHP系统提供能量。

在DORC中，高压状态的工质R134a(流股6)进入换热器1(HX1)吸收therminol-66的热量达到饱和蒸气状态。高压的蒸气(流股7)通过分流器(TEE)分成2个流股，其中一股(流股8)进入膨胀机1(TUR1)做功发电，之后低压工质为ORC-Ⅱ提供热量；另一股(流股9)用于制热，随后与增压后的工质在混合器1(Mix1)中混合。过冷状态CO2(流股12)通过泵4(PUM4)增压后，在换热器4(HX4)中吸收ORC-Ⅰ的余热(流股11)。而后，饱和蒸气状态的CO2(流股14)进入膨胀机2(TUR2)发电，最后，在冷凝器2(CON2)与LNG换热冷却为液态。

在TOFC中，液态工质R32(流股16)通过泵5(PUM5)增压后，在换热器2(HX2)中吸收therminol-66的热量，达到超临界蒸气状态。随后超临界状态的蒸气进入膨胀机3(TUR3)做功发电。气液混合的工质在闪蒸罐(FT)中进行闪蒸，其中闪蒸蒸气(流股20)进入膨胀机4(TUR4)发电，而分离出的液态工质(流股21)通过节流阀(Valve)降压后在混合器2(Mix2)中与排气(流股22)混合。低压的工质在冷凝器1(CON1)中与LNG换热冷却至液体状态。

在LNG膨胀系统中，液态LNG(流股25)通过泵6(PUM6)增压，进入冷凝器1(CON1)吸收低压气态的R32(流股24)的热量，再经过冷凝器2(CON2)被低压状态的CO2(流股15)加热。随后通过膨胀机5(TUR5)做功发电。最后在换热器5(HX5)中与热空气换热，达到环境温度，从而达到供冷的目的。

3 计算模型

为了更好地研究作者设计的CCHP系统性能，需要做出如下假设[13-15]：

(1) 底部CCHP系统在稳定状态下运行。

(2) 底部CCHP系统中换热器及冷凝器为管壳式换热器，泵为潜液泵，膨胀机为向心透平膨胀机。

(3) 假定气液分离过程为理想过程；节流过程为等焓过程。

(4) 膨胀机和泵的等熵效率为恒定值，为85%。

3.1 热力学分析

基于热力学第一定律和热力学第二定律，从能量和㶲2个方面分析CCHP系统的性能。

图1 CCHP系统流程图

1-35, s1-s3. stream

3.1.1 太阳能集热子系统能量分析

输入PTC的总能量为

式中：in为输入热流量，kW；B为太阳直接辐射强度，kW×m-2；ap为光圈面积，m2。

从PTC中获得的有用能为[16-17]

式中：u为有用热流量，kW；R为热迁移因子；o为光学效率；r为接收器面积，m2；L为热损失系数，kW×(m2×K)-1；in为进口热力学温度，K；0为环境热力学温度，K。

TST中能量公式为[18]

式中：HTF、TST分别为热传导流体(HTF)和TST的密度，kg×m-3；HTF、TST分别为热传导流体和TST的体积，m³；cHTF、cTST分别为热传导流体和TST的比热容，kJ×(kg×K)-1；TST为TST中的热力学温度，K；为时间，s；load为底部联合循环所需热流量，kW；L为TST与环境之间的热流量损失，kW。

load以及L计算公式如下[18-19]：

PUM1的输入功为

式中：PUM1为PUM1的输入功率，kW；,s2为流量节点s2的质量流量，kg×s-1；s2为流量节点s2的质量焓，kJ×kg-1；s3为流量节点s3的质量焓，kJ×kg-1。

3.1.2 底部CCHP系统能量分析

泵的输入功为

式中：PUM为底部CCHP系统泵的输入功率，kW；为质量流量，kg×s-1；out为出口质量焓，kJ×kg-1；in为进口的质量焓，kJ×kg-1。

膨胀机做功为

式中：TUR为底部CCHP系统膨胀机的输出功率，kW。

CCHP系统总净输出功为

式中：net为CCHP系统净输出功率，kW；∑TUR,k为个膨胀机输出功率的总和，kW；∑PUM,k为第个泵输入功率的总和，kW。

CCHP系统产生的冷流量表示为

式中：C为CCHP系统的冷流量，kW；,31为流量节点31的质量流量，kg×s-1；32为流量节点32的质量焓，kJ×kg-1；31为流量节点31的质量焓，kJ×kg-1。

CCHP系统产生的热流量表示为

式中：H为CCHP系统的热流量，kW；,34为流量节点34质量流量，kg×s-1；34为流量节点34的质量焓，kJ×kg-1；35为流量节点35的质量焓，kJ×kg-1。

3.1.3 㶲分析

工质的㶲值为[20]

式中：E为工质的㶲值，kW；q为流量节点的质量流量，kg×s-1；h为流量节点的质量焓，kJ×kg-1；0为环境温度的质量焓，kJ×kg-1。s为流量节点的质量熵，kJ×(kg×K)-1；0为环境温度的质量熵，kJ×(kg×K)-1。

太阳辐射的㶲值为[21]

式中：s为太阳能㶲值，kW；s为太阳能热力学温度，K。

LNG的㶲值为

式中：LNG为LNG㶲值，kW；,25为流量节点25的质量流量，kg×s-1；25为流量节点25的质量焓，kJ×kg-1；25为流量节点25的质量熵，kJ×(kg×K)-1。

3.2 㶲经济和㶲环境分析

3.2.1 㶲经济

㶲经济是将㶲分析和经济相结合，是评估热力系统能效的重要方式[22]。第个组件㶲成本平衡方程可描述为[13]

式中：为成本率，$×h-1；为㶲单位成本，$×GJ-1。

组件投资成本率表示为[13,23]

式中：Z,k为组件投资成本，$；各组件投资成本公式详见文献[16]和[24]。为年工作时长，取8 000 h；为维持系数，取1.06。CRF为资本回收因子；r为利率，本文取10%；为系统寿命，取20 a。

3.2.2 㶲环境

㶲环境分析用来评估系统对环境的影响。环境影响平衡方程为[25-26]

式中：∑in,k为组件进口环境影响率总和，mPts×h-1；Z,k为组件相关环境影响率，mPts×h-1；∑out,k为组件出口环境影响率总和，mPts×h-1；为环境影响率，mPts×h-1；为单位环境影响率，mPts×GJ-1 [18]。

环境影响率可表示为[25-26]

3.3 评价标准

为了从热力学、经济和环境3个方面综合评估提出的CCHP系统的性能，选择㶲效率、总单位产品成本率和总单位产品环境影响率作为评价标准。

提出系统㶲效率公式为

式中：ex为㶲效率，%。

总单位产品成本率可表示为

式中：p,tot为总单位产品成本率，$×GJ-1；∑Z,k为组件投资成本率总和，$×h-1；LNG为LNG的成本率，$×h-1；s为太阳能的成本率，$×h-1；32为流量节点32的㶲值，kW；35为流量节点35的㶲值，kW。

总单位产品环境影响率可表示为

4 结果与讨论

本研究设计的CCHP系统采用Matlab建立数学计算模型，系统模拟应用HYSYS。太阳能子系统的设计与计算参考文献[6]、[16]和[28]。提出的系统在基础工况运行时的输入参数如表1所示。系统选用的LNG为混合物，组分详见参考文献[29]。

4.1 参数分析

图2为TUR1进口热力学温度8对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率、总单位产品环境影响率的影响。从图2(a)中可以看出，随着TUR1进口温度8增加，系统净输出功增加且系统㶲效率增长。在TUR1、TUR3和PUM3的流量保持恒定的情况下，8的升高使这3个设备的焓差增加，进而使得TUR1、TUR3的做功量增多，且PUM3的耗功量增加。8的增加导致TUR4中的流量增加，TUR4的做功量增加。由于TUR1、TUR3和TUR4的做功量共增长26.04 kW，PUM3的耗功量增加5.28 kW，所以系统的净输出功增加。HX3中热源出口温度和流量不变，9随8的升高而增加，使得HX3中的焓差降低，系统的热量降低6.10 kW。在系统冷量保持不变的情况下，由于系统净输出功的增加量多于热量的改变量，所以系统的㶲效率呈现增长的趋势。从图2(b)中可以看出，随TUR1进口热力学温度8升高，总单位产品成本率和总单位产品环境影响率均降低。主要原因是LNG的成本率恒定且太阳能的成本率为0，随着8的增加，TUR1、TUR3、TUR4以及PUM3的投资成本率增加量为0.58 $×h-1，整体大于HX3的投资成本率减少量0.20 $×h-1。净输出功的增加量为20.76 kW，多于流股32的㶲流量减少量0.61 kW，所以总单位产品成本率呈现下降趋势。从图中可以看出与总单位产品成本率的变化趋势相似，总单位产品环境影响率呈降低趋势。原因为8增加，TUR1、TUR3、TUR4和PUM3的环境影响率的增长量为0.33 mPts×h-1，HX3的环境影响率的减少量为0.02 mPts×h-1，使得组件总环境影响率表现为增加。净输出功与流股32的㶲流量关系如前所述，所以总单位产品环境影响率表现为下降趋势。

图2 T8对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率以及总单位产品环境影响率的影响

图3为HX3中R134a进口质量流量q,9对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率、总单位产品环境影响率的影响。从图3(a)中可以看出，净输出功随q,9的增加而减少。随着q,9的增加，TUR3中的流量减少，在TUR3的焓差不变的情况下，TUR3的做功量降低；TUR4和TUR5中的流量不变，焓差的降低使得TUR4和TUR5的做功量减少。TUR3-5做功量总体减少56.63 kW，所以系统净输出功呈下降趋势。在HX3中热源的焓差恒定的情况下，随q,9的增加，系统产生的热量升高，增加量为94.48 kW。系统的产热量的增加量高于净输出功的减少量，所以㶲效率升高。从图3(b)中可以看出，总单位产品成本率和总单位产品环境影响率随q,9的增加而增加。主要原因为q,9增加使得HX3的投资成本率和环境影响率增加，TUR3-5的投资成本率和环境影响率减少，投资成本率和环境影响率总体分别减少0.65 $×h-1和0.46 mPts×h-1。流股32的㶲流量随q,9的增加而增加，增加量为4.00 kW，总体低于净输出功的减少量。投资成本率和环境影响率的变化速率低于净输出功的变化速率，所以总产品单位产品成本率和总单位产品环境影响率呈升高的趋势。

图3 qm,9对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率以及总单位产品环境影响率的影响

图4为PUM6出口压力26对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率、总单位产品环境影响率的影响。从图4(a)中可以看出，净输出功随PUM6出口压力26的增加而增加。在TUR5和PUM6流量不变的情况下，26的增加使得TUR5和PUM6的焓差增加，TUR5的做功量增加119.18 kW，PUM6的耗功量增加26.49 kW，所以净输出功为上升趋势。在HX5中冷源的流量不变，26的增加使得HX5产出的冷量增加，为93.18 kW。所以在系统产热量为定值时，冷量和净输出功同时升高，所以㶲效率表现为增长的趋势。从图4(b)中可以看出，随PUM6出口压力26的增加，总单位产品成本率和总单位产品环境影响率均降低。原因为26的增加，一方面使得组件PUM6、TUR5和HX5的投资成本率和环境影响率增加，分别增加1.69 $×h-1和1.35 mPts×h-1；另一方面促进系统净输出功的升高，流股35的㶲流量增加量为1.07 kW。净输出功和流股35的㶲流量的增长速度高于投资成本率和环境影响率，所以总单位产品成本率和总单位产品环境影响率逐渐减小。

图4 p26对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率以及总单位产品环境影响率的影响

图5为FT进口压力19对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率、总单位产品环境影响率的影响。从图5(a)中可以看出，净输出功和㶲效率随FT进口压力19的增加而降低。原因为TUR3的流量不变，19的增加使得TUR3中的焓差减小，进而TUR3的做功量减少，减少量为83.16 kW。TUR4的进口流量以及焓差随19的升高而增加，使得TUR4的做功量增加72.44 kW，所以净输出功呈下降趋势。在系统热量和冷量恒定时，净输出功减少，导致系统㶲效率减少。从图5(b)中可以看出，总单位产品成本率和总单位产品环境影响率随19的增加而增加。原因为19的增加使得TUR3的投资成本率和环境影响率分别减少1.02 $×h-1和0.60 mPts×h-1，TUR4的投资成本率和环境影响率分别增加0.97 $×h-1和0.56 mPts×h-1。流股32的㶲流值与流股35的㶲流值不变，系统净输出功降低，投资成本率和环境影响率的变化速率均小于净输出功的变化速率，所以总单位产品成本率和总单位产品环境影响率升高。

图5 p19对净输出功、㶲效率、总单位产品成本率以及总单位产品环境影响率的影响

4.2 对比分析

如图6所示，为了检验DORC与TOFC组成的CCHP系统性能(定义为DORC-TOFC)，建立了SORC与BOFC组成的CCHP系统(定义为SORC-BOFC)，2个系统的输入参数均相同。

表2展示了2个CCHP系统的对比结果。从表中可以看出，2个系统的产热量相同，但是DORC-TOFC系统的净输出功、冷量和㶲效率均高于SORC-BOFC系统。

图6 SORC-BOFC系统流程图

1-31, s1-s3. stream

4.3 优化

本研究选择系统㶲效率分析系统的热力性能；应用总单位产品成本率分析系统的㶲经济性能；采用总单位产品环境影响率分析系统的㶲环境性能。4个决策变量8、q9、26以及19的取值范围如表3所示。

表2 DORC-TOFC与SORC-BORC对比结果

表3 决策变量取值范围

图7 系统3目标优化结果

采用NSGA-II方法对CCHP系统进行3目标优化。图7为㶲效率、总单位产品成本率和总单位产品环境影响率的帕累托前沿。图中点为最优解，此时8为372.80 K、q9为0.32 kg×s-1、26为6 991.91 kPa以及19为302.33 kPa，得到的系统㶲效率、总单位产品成本率以及总单位产品环境影响率分别为47.23%、44.20 $×GJ-1和40.06 mPts×GJ-1。

5 结 论

本研究将DORC和TOFC相结合建立了以太阳能为热源、LNG冷能为冷源的新型CCHP系统。从系统的热力性能、㶲经济和㶲环境3个方面对系统进行了分析，建立了3目标优化模型。得出如下结论：

(1) 与SORC-BOFC系统相比，新型DORC-TOFC系统的性能更好。

(2) 可根据使用者对净输出功、热量和冷量的不同需求对系统进行调节。

(3) 总单位产品成本率和总单位产品环境影响率具有相同的变化趋势。可以通过适当降低HX3的进口流量和FT的进口压力，降低总单位产品成本率和总单位产品环境影响率；降低以上2个参数可减少成本并降低对环境的影响。

(4) 最佳运行工况时，系统㶲效率、总单位产品成本率和总单位产品环境影响率分别为47.23%，44.20 $×GJ-1，40.06 mPts×GJ-1。

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Multi-objective performance of combined cycle systems using LNG cold energy

GUO Yuan-yuan1, WEI He-ming2, PAN Zhen1, WEI Li-wa3, SHANG Li-yan4

(1. College of Petroleum Engineering, Liaoning Petrochemical University, Fushun 113001, China;2. Dalian Petrochemical Company, PetroChina Company Limited, Dalian 116000, China;. School of Mechanical Engineering, Liaoning Petrochemical University, Fushun 113001, China;4. School of Environmental & Safety Engineering, Liaoning Petrochemical University, Fushun 113001, China)

In order to effectively use LNG cold energy in liquefied natural gas (LNG) receiving stations, a new combined cooling, heating and power system (CCHP) integrating two-stage organic Rankine cycle (DORC) and transcritical flash cycle (TOFC) was proposed, and a new mathematical model was established. The impact of key parameters on thermodynamic, economic and environmental performance of the system were discussed. The performance were compared with a combined CCHP system using single-stage organic Rankine cycle (SORC) and subcritical flash cycle (BOFC). The results show that the studied system has better performance and after multi-objective optimization under the best operating conditions, the system energy efficiency is 47.23%, the total unit product cost rate is 44.20 $×GJ-1and the total unit product environment impact rate is 40.06 mPts×GJ-1.

LNG cold energy; exergoeconomic; exergoenvironmetal; optimization

1003-9015(2022)06-0870-09

TE09

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2022.06.012

2021-10-01；

2021-12-13。

辽宁省博士科研启动基金计划项目(2019-BS-159)；辽宁省教育厅科学研究经费项目(L2019024，LJKZ0381)；辽宁省教育厅重点科研项目(L2020002)。

郭媛媛(1989-)，女，辽宁抚顺人，辽宁石油化工大学硕士生。

潘振，E-mail：panzhen@lnpu.edu.cn

郭媛媛, 魏鹤鸣, 潘振, 韦丽娃, 商丽艳.基于LNG冷能的联合循环系统多目标性能 [J]. 高校化学工程学报, 2022, 36(6): 870-878.

：GUO Yuan-yuan, WEI He-ming, PAN Zhen, WEI Li-wa, SHANG Li-yan. Multi-objective performance of combined cycle systems using LNG cold energy [J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2022, 36(6): 870-878.