烟气余热回收Kalina循环系统优化方案

工业生产过程中会产生大量的温度高于250℃的高温烟气余热，采用Kalina循环来回收这些烟气余热，可提高系统能效，降低能源消耗。对于高温Kalina循环，热源温度较高，氨水混合物可在蒸发器内完全蒸发，往往取消高压侧的气液分离器。同时，为了调节Kalina循环系统工作溶液的氨质量分数，在低压侧加入一个气液分离器，组成三压Kalina循环系统，并采用回热器充分回收涡轮出口乏汽的余热。1983年，Kalina为回收大型柴油机的排气余热，提出了适用于中高温热源的三压Kalina循环系统［62］。设计的用于柴油机排气余热回收的三压Kalina循环系统如图6-35所示。用于同时回收排气和缸套水余热的三压Kalina循环系统如图6-36所示。通过低压端的气液分离器调节涡轮出口氨水的浓度，利用吸收原理减小氨质量分数，降低涡轮出口压力，同时有利于下一步冷凝器中的冷凝。热源采用一台型号为DSRV-12-4的Delaval柴油机，净输出功率为5.217 MW，测量得到该柴油机在不同工况下的余热数据见表6-5。

图6-35　柴油机排气余热回收用三压Kalina循环系统［62］

图6-36　同时回收柴油机排气和缸套水余热的三压Kalina循环系统［62］

表6-5　DSRV-12-4柴油机的余热数据［62］

传统的朗肯循环在回收排气余热时的系统净输出功率为577 kW，热效率为15.7%。采用三压Kalina循环系统回收柴油机的排气余热时，系统净输出功率提高到了730 kW，热效率为20.5%，采用同时回收排气和缸套水余热的三压Kalina循环系统时的净输出功率可达861 kW，热效率为15.2%。与传统的朗肯循环相比，三压Kalina循环的能效可提高1.35～1.5倍。同时，由于冷凝段利用了氨水的吸收原理，显著降低了冷凝器面积以及冷却塔体积，系统成本可降低1/3。设计的三压Kalina循环系统还可用于其他场合的高温烟气余热回收。例如，针对501-KB5燃气轮机的排气余热回收，Kalina分析了三压Kalina循环的性能［63］，与传统朗肯循环相比，三压Kalina循环的热效率可提高1.6～1.9倍，整个燃气轮机-Kalina循环联合系统的能效可提高20%。

图6-37　卡诺加公园建造的高温Kalina循环系统［65］

1987年年末，在美国能源部的支持下人们在洛杉矶西北40英里^[2]外的卡诺加公园（Canoga Park）建设了全球第一个示范性的高温Kalina循环系统［64］，［65］。设计的高温Kalina循环系统构型如图6-37所示。通过改变氨水混合物的浓度，可提高在蒸发过程中与热源的温度匹配，以及在冷凝过程和冷源的温度匹配。如果不改变冷凝端的氨浓度，为了使氨水混合物在环境温度下完全冷凝，就需要提高氨水混合物的冷凝温度，这导致涡轮出口的冷凝压力升高，使整个系统的输出功率和热效率下降。三压Kalina循环系统利用吸附式制冷原理，利用涡轮出口氨水非共沸混合工质的余热来加热冷凝后工质泵出口的工质到气液两相状态，并利用气液分离器分离出的一部分稀溶液来稀释涡轮出口的浓工作溶液，使其在同样的环境温度下，用较低的冷凝压力就可以实现完全冷凝，从而显著提高整个系统的工作性能。针对热源为一台天然气锅炉的温度为566℃的排气，经Kalina循环系统回收余热后排气温度降低到63℃，在环境温度15℃下，设Kalina循环系统的工作溶液氨质量分数为0.7，则系统输出功率可达3 MW，热效率为28.6%，同等条件下比传统朗肯循环的效率高25%。

氨的分子量接近水的分子量，在涡轮内部流动过程中马赫数与蒸汽涡轮相近，因此，氨水涡轮的叶片几何参数与朗肯循环的蒸汽涡轮相似。在同等热源条件下，设计的Kalina循环的涡轮入口压力为11 MPa，涡轮出口压力为1.5 bar，膨胀比为80，相应的朗肯循环蒸汽涡轮的入口压力为6.9 MPa，但压比却达到了1 000。因此，Kalina循环的氨水涡轮级数比蒸汽涡轮少，没有朗肯循环蒸汽涡轮后部大体积的低压级，减小了膨胀机的体积。同时，氨水膨胀后为过热态，避免了涡轮中液击现象的出现，降低了涡轮叶片的设计制造难度。

某些工业设备在高温高压工作环境下工作，温度可超过773 K，压力超过10 MPa，针对高温热源的Kalina循环，氨工质在高温下会发生分解，对金属产生氮化效应，导致设备腐蚀。纯氨分子在铁的催化作用下，当温度超过300℃时就会分解为氢和氮，但是由于氨水中含有水分子，水分子会降低铁的催化能力。如果采用镍基的不锈钢材料，铁的催化作用会进一步减弱。当温度超过450℃时，不锈钢的表面会出现氮化现象，但实际运行的案例表明氨水对不锈钢材料的腐蚀作用在可控的范围内［66］。因此，氨水对不锈钢等金属的腐蚀性较小。

高温Kalina循环系统常采用多个换热器来提高系统效率，降低不可逆损失。为了进一步减小冷凝过程的损，Kalina等在一台功率为86 MW的大型高温KCS6 Kalina循环系统的基础上，设计了一个分馏冷凝系统DCSS［67］。KCS6 Kalina循环系统的构型如图6-38（a）所示，循环的高温端包括1台余热锅炉、3个氨水涡轮级和中低压涡轮之间的1个回热器。设计的分馏冷凝子系统如图6-38（b）所示，包括1个高压冷凝器、1个低压冷凝器、2个中间换热器、1个气液分离器和2个工质泵。低压涡轮出口的压力为2.89 bar浓度为0.75的工作溶液进入低压回热器换热后，被来自气液分离器的浓度为0.42的稀溶液10稀释到0.5的浓度，随后在低压冷凝器中被18℃的冷却水冷凝到饱和液态，经低压工质泵加压到6.4 bar，随后在低压回热器中被加热到气液两相状态，闪蒸罐出口浓度为0.97的气态浓溶液36与浓度为0.5的基础溶液混合成浓度为0.75、压力为6.44 bar的工作溶液，经高压冷凝器冷凝后被高压工质泵加压到25.74 bar。

图6-38　带分馏冷凝的Kalina循环系统［67］

（a）KCS6 Kalina循环系统；（b）分馏冷凝子系统

设计的KCS6 Kalina循环系统用于回收ABB公司一台功率为227 MW的燃气轮机的排气余热，与双压朗肯循环系统相比，可额外输出12.1 MW的功率。虽然Kalina循环的涡轮成本低于朗肯循环，但换热过程中的温差减小，导致换热器面积增大，同时分馏冷凝子系统的成本较高，使系统总投资成本稍高于朗肯循环系统。

在三压Kalina循环中，当热源温度和蒸发器工作压力一定时，存在一个最佳的基础溶液氨浓度使系统的热效率最大。当基础溶液氨浓度和热源温度一定时，随着蒸发器工作压力的提高，系统热效率也逐渐增大。蒸发器内工质与热源之间的换热效率也会影响系统的工作性能。由于非共沸混合工质在蒸发过程中的温度滑移特性，在不同的热源温度下，Kalina循环的蒸发器效率都高于传统的朗肯循环。图6-39所示为Kalina循环与朗肯循环的蒸发器效率的对比［68］，当热源温度在740～880K范围内变化时，采用氨水为工质的Kalina循环系统的蒸发器效率均明显高于采用水为工质的朗肯循环蒸发器。

图6-39　Kalina循环与朗肯循环的蒸发器效率对比［68］

当携带余热的烟气温度较高时，在三压Kalina循环的基础上，通过加入再热器可进一步提高系统的工作性能。图6-40所示为带两级再热的Kalina循环系统［69］，在过热器后面的涡轮采用了三级设计，在高压涡轮与中压涡轮之间以及中压涡轮与低压涡轮之间各加入一个再热器。当系统高压为110 bar，中压为4.7 bar，低压为1.7 bar，高压膨胀机入口工质温度为510℃，气液分离器入口浓溶液与出口稀溶液氨质量分数差为0.8，气液分离器出口的浓气态工质流氨质量分数为0.967时，在不同的低压冷凝器出口的浓溶液氨质量分数下，系统热效率随工作溶液氨质量分数的变化曲线如图6-41所示。当浓溶液氨质量分数一定时，随着工作溶液氨质量分数的增加，系统热效率先增大后减小，存在一个最佳的工作溶液氨质量分数使系统热效率最大。随着浓溶液氨质量分数的逐渐减小，系统最大热效率逐渐减小，对应的工作溶液氨质量分数逐渐减小。

图6-40　带两级再热的Kalina循环系统［69］

图6-41　系统热效率随基础溶液氨质量分数的变化曲线［69］

在带两级再热的三压Kalina循环系统中，再热器出口的高压值、低压涡轮出口的低压值和气液分离器出口的中压值是影响系统工作性能的3个重要参数。系统热效率随系统的低压值和中压值的变化曲线如图6-42（a）所示。随着系统中压值的升高，热效率总体呈下降趋势，当中压值较低时，系统热效率随着低压值的增大而近似线性减小，当中压值较高时，随着低压值的增大，系统热效率先增大后减小。图6-42（b）所示为系统高压值和高压涡轮入口温度对系统工作性能的影响，随着高压值和高压涡轮入口温度的增大，系统热效率逐渐增大。

图6-42　系统热效率随工作压力的变化曲线［69］

（a）系统低压值和中压值的影响；（b）系统高压值和高压涡轮入口温度的影响

环境温度变化也会对Kalina循环系统的工作性能产生影响。在不同的系统低压值下，系统热效率随环境温度的变化曲线如图6-43所示。当低压值较高时，优化热效率随环境温度的升高近似线性降低，当低压值较低时，热效率先线性下降，在温度较高时下降速率明显增大，热效率曲线出现一个拐点。

图6-43　环境温度对三压Kalina循环系统热效率的影响［69］

对高温Kalina循环系统而言，由于热源温度较高，一般不需要在涡轮入口采用气液分离器。图6-44（a）所示为一种高温Kalina循环［70］系统，其在高压侧加入气液分离器，并对气液分离器出口气态的浓氨水工质进行过热，同时还采用了两级再热设计。系统最高工作温度为400℃时，对应工作过程的T-s图如图6-44（b）所示。

图6-44　涡轮入口带气液分离器的高温Kalina循环系统和工作过程的T-s图［70］

定义该Kalina循环系统的蒸发温度为氨水混合物进入气液分离器的入口温度。在不同蒸发温度下Kalina循环系统热效率的变化曲线如图6-45（a）所示，随着蒸发温度的增大，Kalina循环系统的热效率有轻微的升高，与朗肯循环系统相比，Kalina循环系统的热效率明显较高，尤其当蒸发温度较低时，这一差异非常大。当蒸发温度较高时，与传统的朗肯循环系统相比，Kalina循环系统的能效可提高20%，当蒸发温度较低时，Kalina循环系统的能效提高比例甚至可达70%。

图6-44　涡轮入口带气液分离器的高温Kalina循环系统和工作过程的T-s图［70］（续）(www.xing528.com)

图6-45（b）所示为不同稀溶液氨质量分数下，浓溶液与稀溶液氨质量分数差对系统热效率的影响。在系统高压侧压力为100 bar，低压侧压力为2 bar，工质最大过热温度为500℃时，在一定的稀溶液氨质量分数下，当氨质量分数差为10%左右时，系统热效率达到最大值，随着浓溶液氨质量分数的增大，系统的热效率逐渐增加。

在朗肯循环系统中有时采用抽气回热来提高系统性能，在高温Kalina循环系统中也可采用抽气回热，在一定程度上提高系统性能。图6-46所示为一种带开式抽气回热器的高温Kalina循环系统［71］。将氨水涡轮中的部分工质抽出后与高压工质泵出口的工质混合，再次加压后送入涡轮。该系统存在一个最大的抽气压力和抽气比例使系统净输出功率和热效率达到最大。在涡轮入口压力为10 MPa，涡轮入口温度为500℃，系统冷凝压力为0.67 MPa，基础溶液氨质量分数为0.75时，系统工作性能随抽气压力和抽气比例的变化特性如图6-47所示。随着抽气压力的增大，对应的最大抽气比例也升高，而对应的净输出功率和热效率先增大后减小。当抽气压力一定时，为保证工质泵入口22的氨水混合工质处于饱和液态，抽出的气态工质流21的质量流量受到限制，因此在一定的抽气压力下存在一个对应的最大抽气流量比。当抽气压力逐渐增大时，抽气部分工质流的回热效果逐渐增大，导致净输出功率和热效率增大，但继续增大抽气压力和抽气比例，会导致抽出部分工质流在涡轮中的膨胀功损失增大，也使锅炉出口的排气温度升高，降低了热源利用效果。在同等条件下，不采用抽气回热的Kalina循环系统的净输出功率为569 kW，热效率为27.7%，采用抽气回热后的系统净输出功率为584 kW，热效率为28.4%，热效率提高了2.5%。

图6-45　Kalina循环系统热效率随蒸发温度和浓、稀溶液氨质量分数差的变化曲线［70］

图6-46　带开式抽气回热器的高温Kalina循环系统［71］

图6-47　抽气压力和抽气比例对高温Kalina循环系统工作性能的影响［71］

针对生物质能热发电系统，Kalina曾设计了一种KCS21高温Kalina循环系统［72］，如图6-48所示。该系统适用于热源入口温度为204℃～580℃的生物质余热锅炉。在该系统中，完全冷凝的浓基础溶液1经工质泵P1后被加压到高压状态2，随后经换热器HE2、HE3和HE5被加热到接近过热状态4。从闪蒸罐S1流出的稀饱和溶液24经工质泵P2，换热器H4、H6后，被加热到气液两相状态5，混合后的气液两相工质7在闪蒸罐S2中分离，其饱和气态工质和饱和液态工质在生物质余热锅炉中吸收生物质燃烧后的高温热能后，变成过热蒸气，并组合成一股工质流17，随后进入涡轮T1膨胀。低压过热蒸汽18分别经过换热器HE5和HE6后，变成稍过热的气态工质19，来自闪蒸罐S1的稀饱和液态工质28经工质泵P3加压后的过冷液态工质29与工质流19混合形成饱和气态工质20。随后，经HE3和HE4换热后，重新混合成气液两相状态21，进入闪蒸罐S1分离成饱和气态工质22和饱和液态工质23，饱和气态工质22与部分饱和液态工质25混合后，经回热后被重新冷凝成浓的饱和状态基础溶液1。虽然基础溶液的氨浓度高于工作溶液，但是由于流经涡轮的工作溶液流量等于基础溶液流量加上再循环系统的稀溶液流量，因此可大幅提高工作溶液的流量，从而增大系统的输出功率。而涡轮的出口背压由基础溶液的冷凝压力决定，可以比传统的朗肯循环的压力大很多，达到6.9～8.3 bar，同时涡轮入口压力可以控制在44.8～48.3 bar的适中水平。由于很多生物质燃烧有一定湿度，燃烧的温度较低，设计时可采用部分燃烧后的烟气再循环来控制燃烧过程的温度到一个较低的水平，从而控制NO x的排放。由于KCS21高温Kalina循环系统的涡轮入口压力较小，出口背压较高，整个压比较低，其涡轮造价会比传统的朗肯循环系统的涡轮低很多。KCS21高温Kalina循环系统的热效率可达37%，比传统的朗肯循环系统高40%，同时由于余热锅炉的尺寸减小很多，系统成本可降低30%左右。

图6-48　KCS21高温Kalina循环系统［72］

针对高温烟气的余热回收，也有学者在Kalina设计的三压Kalina循环系统的基础上，提出了一些新的三压系统。图6-49（a）所示为一种简化三压Kalina循环系统［73］。在该三压Kalina循环系统中，存在一个浓的工作溶液循环通道和一个稀的液态溶液再循环通道，其质量流的拓扑图如图6-49（b）所示。涡轮入口压力作为设计工作参数，涡轮出口压力由工作溶液浓度和低压冷凝器出口的饱和液态工质温度决定，气液分离器工作压力由工作溶液浓度和高压冷凝器出口的饱和液态工质温度决定。实际运行时，需要控制流入气液分离器的工质1流量，其会影响气液分离器工作温度和进入分离器的工质流浓度，以及旁通流20的流量，因为它会影响流入涡轮的工作溶液浓度。通过设定气液分离器工作温度和涡轮入口工作溶液的浓度，可得到相应的工质流1和20的流量。当涡轮入口压力为10 MPa，涡轮入口温度为500℃时，不同涡轮入口工质氨浓度和气液分离器工作温度下的两股工质流的流量曲线如图6-50（a）和（b）所示。随着气液分离器工作温度的升高，工质流1的流量明显下降，工质流20的流量在较高的工作溶液氨浓度下也逐渐下降，在较小的工作溶液氨浓度下其流量先减小后逐渐增大。热效率的变化曲线如图6-50（c）所示，在一定的工作溶液氨浓度下，热效率随着气液分离器工作温度的升高先逐渐增大后减小，存在一个最佳的气液分离器工作温度使热效率最大。大体上当气液分离器工作温度较低，工作溶液氨浓度较小时，热效率稍高。系统的优化性能与El-Sayed和Tribus分析的复杂Kalina循环系统［74］相比稍低，但系统结构和换热器个数有明显减少，有利于实际应用。

图6-49　一种简化的三压Kalina循环系统及其质量流的拓扑图［73］

图6-50　气液分离器工作温度对系统性能的影响［73］

（a）气液分离器入口质量流量（m1）；（b）分流器SPL1出口质量流量（m20）；（c）热效率

图6-51　用于燃气轮机排气余热回收的三压Kalina循环系统［75］

图6-52　工作溶液氨质量分数对系统效率的影响［75］

（a）气液分离器出口温度T4为70℃时的热效率变化曲线

图6-52　工作溶液氨质量分数对系统效率的影响［75］（续）

（b）涡轮入口温度为500℃时的热效率变化曲线；（c）气液分离器出口温度T4为70℃时的效率变化曲线；（d）涡轮入口温度为500℃时的效率变化曲线

针对燃气轮机尾气余热回收，图6-51所示为一种三压Kalina循环系统构型［75］。设燃气轮机排气出口温度为550℃，涡轮入口压力为110 bar，系统热效率和效率随工作溶液氨质量分数的变化曲线如图6-52所示。当气液分离器工作温度一定，随着涡轮入口温度的增加和涡轮入口氨质量分数的降低，系统热效率逐渐增大。系统效率也随着涡轮入口温度的升高而增大，但对应一定的涡轮入口温度存在一个最佳的涡轮入口氨质量分数使系统效率最大。这是因为当涡轮入口氨质量分数较小时，膨胀机中的不可逆损失较大，而当涡轮入口氨质量分数较大时，余热锅炉中的不可逆损失加大。当涡轮入口温度一定时，随着气液分离器工作温度的升高和涡轮入口氨质量分数的减小，系统热效率和效率逐渐增大。一定的气液分离器工作温度存在一个对应的最佳涡轮入口氨质量分数，使系统效率最大。随着气液分离器工作温度的升高，允许的涡轮入口氨质量分数范围逐渐减小，说明气液分离器工作温度的升高存在一定的限制。

在设计的Kalina循环系统中，采用了分流方法来提高热端的换热效果，而在简化的三压Kalina循环系统中，简化了热端的换热设计，仅采用单路的工作溶液流。针对大型船用柴油机的排气余热回收，Larsen等分析了热端采用分流方法来提高系统性能的可行性［76］。热端无分流的Kalina循环系统如图6-53所示，热端带分流的Kalina循环系统如图6-54所示。两股不同浓度的氨工质流进入蒸发器1，工质流25的氨浓度较高，工质流31的氨浓度较低，在蒸发器1内，工质流25完全蒸发到饱和气态，工质流31被加热到饱和液态，随后，它们在等压下混合。需采用3个分流器和2个混合器来将气液分离器出口的三股工质流11、12和18进行分流并重新混合，从而实现所需的两股不同浓度的工质流的混合。通过控制这3股工质流的流量和组分，可在一定范围内调节蒸发器1中的两股工质流的浓度和流量。

图6-53　热端无分流的Kalina循环系统［76］

图6-54　热端带分流的Kalina循环系统［76］

热端带分流的Kalina循环系统通过改变工作溶液在蒸发过程中的氨浓度，提高了高温侧热源与工质在换热过程中的温度匹配，如图6-55（a）所示。图中34～37表示高温烟气的换热，25，31～T r，b表示蒸发器1内两股工质流的预热过程，随后的T r，b～1表示两股工质流的换热过程，上方的虚线表示当两股工质流合并为一股工质流时的换热过程，此时工质的泡点温度过高，已经超过换热器的夹点温差；下方的虚线表示两股工质流中的浓工质流的换热过程，此时夹点温差加大，换热器中熵产增加。此设计中要求在混合器4入口的两股等压的工质流分别处于饱和气态和饱和液态，一旦一股工质流的浓度已知，对应的另一股工质流的浓度为定值，其混合的温度也为定值，如图6-55（b）所示。随着浓工质流氨质量分数的增加，对应的稀工质流氨质量分数也增大，而混合温度逐渐下降。

Kalina循环系统中气液分离器出口的液态稀溶液用于稀释和吸收涡轮出口的浓工作溶液，使其能在较低的压力下实现冷凝。同时，气液分离器还必须提供浓气态溶液将冷凝后的基础溶液氨质量分数恢复到工作溶液水平。通过控制气液分离器出口的稀溶液浓度和流量可实现基础溶液氨质量分数的调节。气液分离器在低工作压力和高工作温度下可输出更低浓度的稀溶液，在高工作压力和低工作温度下可输出更大流量的稀溶液，降低气液分离器入口的基础溶液氨质量分数，也可以增大气液分离器出口的稀溶液流量。由于涡轮出口工质流提供的热量有限，气液分离器输出的稀工质流的浓度和流量受到限制，导致涡轮出口的压力不能太低。对于涡轮来说，提高工作溶液的浓度可稍微增大涡轮输出功率，但是不利于低压冷凝器中的冷凝过程，相比较而言提高膨胀比能更显著地提升涡轮输出功率。采用遗传算法优化的4种不同构型的Kalina循环系统的总体性能对比见表6-6，分流式Kalina循环系统的净输出功率和热效率稍高于无分流的Kalina循环系统。分流式Kalina循环系统增加了蒸发器1和2的面积，导致其成本增加，使分流式Kalina循环系统的经济性稍低于无分流的Kalina循环系统。

图6-55　高温段温度匹配曲线和混合器4入口工质的浓度匹配关系［76］

表6-6　分流对Kalina循环系统性能的影响对比［76］

在高温Kalina循环系统中，Chen等曾提出了一种采用分流装置的双压Kalina循环系统［77］，用于回收船用柴油机的排气余热。在热源温度为346℃，流量为35 kg/s时，Kalina循环系统的净输出功率可达2 015 kW，热效率为21.5%，而采用MM为工质的ORC系统的净输出功率为1 852 kW，热效率为20.4%，双压Kalina循环系统的性能优于ORC系统。