陸詩建，高麗娟，王家鳳，趙東亞，王鑫，朱全民

（1中國石油大學（華東）化學工程學院，山東青島266580；2中石化節(jié)能環(huán)保工程科技有限公司，山東東營257026）

燃煤電廠煙道氣中CO2的分離與回收，目前廣泛采用的捕集方法是化學吸收法[1-3]。該法是利用CO2與有機胺發(fā)生可逆的化學反應(yīng)，吸收與解吸交替進行，從而實現(xiàn)二氧化碳從煙氣中的分離[4-6]。有機胺捕集CO2的流程如圖1 所示（其中1bar=105Pa）。有機胺吸收法具有吸收速率高、溶劑易于制備，效果明顯的優(yōu)點，工藝成熟，在國內(nèi)外二氧化碳捕集工程中已獲得了應(yīng)用，建設(shè)了多個示范工程[7-10]。但該法也存在吸收劑能耗高、運行成本高的問題。

圖1 有機胺捕集CO2流程

為解決有機胺吸收法能耗高的問題，一是開發(fā)低能耗吸收劑，二是研發(fā)各類節(jié)能工藝，充分回收利用捕集系統(tǒng)內(nèi)廢熱，實現(xiàn)再生能耗的降低[11-14]。目前國內(nèi)外開發(fā)了高效率換熱器、MVR 熱泵、吸收式熱泵技術(shù)等節(jié)能工藝，降低能耗效果在20%以內(nèi)[15-17]。本文在常規(guī)有機胺吸收法的基礎(chǔ)上，以增加吸收負荷、回收貧液熱量、回收解吸塔頂熱量為目標，集成解吸塔頂氣體熱量回收壓縮式熱泵、分級解吸、分布式換熱、級間冷卻、MVR 熱泵，研究探討最佳節(jié)能工藝與節(jié)能指標。

1 節(jié)能工藝耦合流程原理

利用壓縮式熱泵與分布式換熱、分流解吸、級間冷卻、MVR 熱泵技術(shù)耦合研究，通過過程集成的方法將熱源與冷源進行重新分配，實現(xiàn)能量重復再利用，從而達到節(jié)能降耗的目的，整體集成捕集CO2工藝流程如圖2所示。

因解吸塔塔頂蒸汽溫度較高，壓縮式熱泵節(jié)能技術(shù)的引入主要是利用壓縮式熱泵系統(tǒng)來回收解吸塔塔頂蒸汽熱量，將這部分熱量首先與熱泵工質(zhì)換熱后，再經(jīng)壓縮機升溫升壓后，進入冷凝器與從貧富液換熱器換熱后的富液進行換熱，使富液達到更高的溫度，進而降低系統(tǒng)再生能耗；分流解吸節(jié)能工藝的引入主要是利用分流器將富液進行分流，一部分分流后的富液進入貧富液換熱器，因分流后熱富液流量減少，從而使得熱富液的溫度更高，更有利于解吸塔內(nèi)解吸反應(yīng)的進行，另一分流的冷富液與解吸塔頂蒸汽進行換熱后再進入解吸塔，這樣不僅減少了解吸塔頂蒸汽冷卻水用量而且降低了系統(tǒng)再生能耗；分布式換熱節(jié)能工藝的引入主要是利用串聯(lián)的兩個貧富液換熱器來提高富液溫度，促進解吸塔內(nèi)解吸反應(yīng)的進行，降低了系統(tǒng)的再生能耗，分布式換熱一般與分級流解吸聯(lián)合應(yīng)用；級間冷卻節(jié)能工藝的引入主要是利用級間冷卻器來降低吸收塔富液溫度，降低反應(yīng)溫度促進吸收塔內(nèi)正向反應(yīng)的進行，增大富液CO2負載，進而降低系統(tǒng)再生能耗；MVR 節(jié)能工藝的引入主要是利用貧液閃蒸增壓，增壓后的閃蒸氣進入解吸塔內(nèi)，與富液接觸換熱凝結(jié)釋放大量熱量，這部分熱量促進富液的解吸反應(yīng)，降低系統(tǒng)能耗。

2 基礎(chǔ)設(shè)計條件

本文的燃煤電廠煙氣組分及其參數(shù)，貧液吸收劑及其參數(shù)，捕集系統(tǒng)單元模塊及其參數(shù)分別如表1～表3所示。

本文的熱力學模型采用非隨機雙流體電解質(zhì)ENRTL 模型，動力學模型采用基于速率的Ratebased 模型，捕集系統(tǒng)工藝吸收塔和解析塔填料均為252Y 規(guī)整填料。整體集成ASPEN PLUS 仿真模型如圖3所示，捕集系統(tǒng)工藝參數(shù)如表4所示。

表1 燃煤電廠煙氣組分參數(shù)

圖2 整體集成工藝流程

表2 貧液吸收劑參數(shù)

3 研究過程

通過研究貧液CO2負載率、吸收劑流量、貧液吸收劑溫度對系統(tǒng)再生能耗的影響規(guī)律發(fā)現(xiàn)，常規(guī)有機胺捕集CO2流程的系統(tǒng)再生能耗最低為4.204GJ/t CO2，因為計算過程較簡單，本文不再詳細論述。

3.1 壓縮式熱泵與雙節(jié)能工藝模擬

3.1.1 壓縮式熱泵+MVR熱泵+分流解吸模擬

將分流解吸節(jié)能工藝與壓縮式熱泵+MVR熱泵系統(tǒng)進行耦合，改變參數(shù)探究對系統(tǒng)再生能耗的影響，找到最優(yōu)系統(tǒng)再生能耗值。需優(yōu)化的參數(shù)包括解吸塔頂氣體分流比（用于與冷富液進行換熱的蒸汽流量與進入壓縮式熱泵的蒸汽流量之比）、冷富液分流比。

（1）冷富液分流比 圖4顯示了冷富液分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖4(a)中可以看出，隨著進解吸塔頂部進行換熱的冷富液比例的增加，貧液CO2負載呈先上升后下降的趨勢；從圖4(b)中可以看出，隨著進解吸塔頂部進行換熱的冷富液比例的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈先下降后增加的趨勢。這是因為：①解吸塔頂蒸汽溫度低于100℃，且流量較小，故換熱量不高；②解吸塔頂蒸汽潛熱僅能預(yù)熱部分富液達到較高進料溫度，過多的冷富液進行換熱只會適得其反，使得冷富液達不到較高的進料溫度。當進解吸塔頂部進行換熱的冷富液比例為5% 時，貧液CO2負載為0.228 molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為3.080GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.223GJ/tCO2，節(jié)能率為29.101%。

（2）解吸塔頂氣體分流比 圖5顯示了解吸塔頂氣體分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖5(a)中可以看出，隨著進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例的增加，貧液CO2負載呈先上升然后趨于平穩(wěn)，最后下降的趨勢；從圖5(b)中可以看出，隨著進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈先下降后上升的趨勢。這是因為：①解吸塔頂蒸汽潛熱僅能預(yù)熱部分富液達到較高進料溫度；②解吸塔頂蒸汽溫度低于100℃，且流量較小，故換熱量不高；③MVR 熱泵節(jié)能效果遠優(yōu)于分流解吸節(jié)能工藝，隨著進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例增加到一定程度之后，再生能耗越來越高。由圖5可知，當進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例 為20% 時， 貧 液CO2負 載 為0.228molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為3.080GJ/t CO2，較常規(guī)流程降低了1.223GJ/tCO2，節(jié)能率為29.101%。

表3 捕集系統(tǒng)單元模塊參數(shù)

表4 捕集系統(tǒng)工藝參數(shù)

表5 參數(shù)設(shè)置

3.1.2 壓縮式熱泵+MVR熱泵+級間冷卻模擬

本節(jié)主要是將級間冷卻節(jié)能工藝與壓縮式熱泵+MVR熱泵系統(tǒng)進行耦合，改變操作參數(shù)探究對系統(tǒng)再生能耗的影響，找到最優(yōu)系統(tǒng)再生能耗值。需優(yōu)化的參數(shù)包括級間冷卻器所在塔板數(shù)、冷量值。

表6 參數(shù)設(shè)置

（1）冷量值 圖6 顯示了冷量值對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖6(a)中可以看出，隨著冷量值的增加，富液CO2負載呈先上升后下降的趨勢；從圖6(b)中可以看出，隨著冷量值的增加，系統(tǒng)再生 能耗、再沸器負荷均呈先下降后上升的趨勢。當冷量值為-3.0GJ/h 時，富液CO2負載為0.518molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為3.052GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.152GJ/tCO2，節(jié)能率27.402%。

（2）級間冷卻器所在塔板數(shù) 圖7顯示了級間冷卻器所在塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖7(a)可以看出，隨著級間冷卻器所在塔板數(shù)的降低，富液CO2負載呈先上升后下降的趨勢；從圖7(b)可以看出，隨著級間冷卻器所在塔板數(shù)的降低，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈先下降后上升的趨勢。由圖7可知，當級間冷卻器所在塔板數(shù)為15時，富液CO2負載為0.518molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為3.048GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.156GJ/tCO2，節(jié)能率27.498%。

圖3 整體集成ASPEN PLUS仿真模型

圖4 冷富液分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響

壓縮式熱泵流程里面有小型增壓泵用于實現(xiàn)工質(zhì)循環(huán)，MVR 熱泵流程里面有增壓風機用于實現(xiàn)閃蒸蒸汽的加壓回塔。對于“壓縮式熱泵+MVR熱泵+級間冷卻”最佳耦合過程（冷量值為-3.0GJ/h，級間冷卻器所在塔板數(shù)為15），對應(yīng)的壓縮式熱泵電耗為157.903kW，MVR 電耗為64.676kW，總計222.579kW。依據(jù)《石油化工能耗折算標準》（GB/T 50441—2016），1kWh能源折算值為0.22kg標準油，1kg 標準油的能源折算值為41868kJ/kg，因此總電耗折算為熱耗為2.050GJ/tCO2，每小時CO2產(chǎn)量為4.17t，對應(yīng)的能耗為0.492GJ/tCO2。上文提及的3.048GJ/t CO2系統(tǒng)再生能耗，已包含此部分能耗和再沸器熱耗。對下文中系統(tǒng)再生能耗，也均為熱泵電耗和再沸器熱耗之和，不再贅述解釋。

圖5 解吸塔頂氣體分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響

圖6 冷量值對系統(tǒng)各參數(shù)影響

圖7 級間冷卻器所在塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響

3.2 壓縮式熱泵與三種節(jié)能工藝模擬

將壓縮式熱泵與MVR 熱泵、分流解吸、級間冷卻三種節(jié)能工藝進行耦合，改變參數(shù)探究對系統(tǒng)再生能耗的影響，找到最優(yōu)系統(tǒng)再生能耗值。需優(yōu)化的參數(shù)包括冷熱富液分流比、解吸塔頂氣體分流比、級間冷卻器位置、冷量值。

表7 參數(shù)設(shè)置

（1）冷熱富液分流比

圖8顯示了冷富液分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖8(a)中可以看出，隨著進解吸塔頂部進行換熱的冷富液比例的增加，富液CO2負載呈先上升后下降的趨勢；從圖8(b)中可以看出，隨著進解吸塔頂部進行換熱的冷富液比例的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈先下降后增加的趨勢。這是因為壓縮式熱泵節(jié)能效果遠高于分流解吸，更多的解吸塔頂蒸汽進入壓縮熱泵節(jié)能效果越好，由圖8可知，當進解吸塔頂部進行換熱的冷富液比例為5%時，富液CO2負載為0.522molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.863GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.341GJ/tCO2，節(jié)能率為31.898%。

圖8 冷富液分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響

（2）解吸塔頂氣體分流比

圖9顯示了解吸塔頂氣體分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響，從圖9(a)中可以看出，隨著進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例的增加，貧液CO2負載呈先上升后下降的趨勢；從圖9(b)中可以看出，隨著進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈先下降后上升的趨勢。由圖9可知，當進入換熱器與冷富液進行換熱的塔頂蒸汽比例為25%時，貧液CO2負載為0.235molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.779GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.425GJ/tCO2，節(jié)能率為33.896%。

圖9 解吸塔頂氣體分流比對系統(tǒng)各參數(shù)影響

（3）級間冷卻器所在塔板數(shù)

圖10 顯示了級間冷卻器所在塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖10(a)中可以看出，隨著級間冷卻器所在塔板數(shù)的降低，富液CO2負載呈先上升后下降的趨勢；從圖10(b)中可以看出，隨著級間冷卻器所在塔板數(shù)的降低，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈先下降后上升的趨勢。當級間冷卻器所在塔板數(shù)為15 時，富液CO2負載為0.529molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.671GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.533GJ/tCO2，節(jié)能率36.465%。

圖10 級間冷卻器所在塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響

（4）冷量值

圖11 顯示了級間冷卻器所在塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖11(a)中可以看出，隨著冷量值的增加，富液CO2負載呈上升的趨勢；從圖11(b)中可以看出，隨著冷量值的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈下降的趨勢。當冷量值為-2.5GJ/h時，富液CO2負載為0.533molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.533GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.671GJ/tCO2，節(jié)能率39.748%。

3.3 壓縮式熱泵與四種節(jié)能工藝模擬

將壓縮式熱泵與MVR 熱泵、分流解吸、級間冷卻、分布式換熱四種節(jié)能工藝進行耦合，改變參數(shù)探究對系統(tǒng)再生能耗的影響，找到最優(yōu)系統(tǒng)再生能耗值。需優(yōu)化的參數(shù)包括熱富液分流比、貧富液換熱器面積分配、分流后富液進塔塔板數(shù)。（1）分流進入貧富液換熱器2的物流含量

表8 參數(shù)設(shè)置

圖11 冷量值對系統(tǒng)各參數(shù)影響

圖12顯示了分流進入貧富液換熱器2的物流含量對系統(tǒng)各參數(shù)影響，從圖12(a)中可以看出，隨著分流進入貧富液換熱器2的物流含量的增加，貧液CO2負載呈上升的趨勢；從圖12(b)中可以看出，隨著分流進入貧富液換熱器2 的物流含量的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈上升的趨勢。這是因為分流后的富液一股進入貧富液換熱器2換熱后直接進入解吸塔，另一股進入壓縮式熱泵進行換熱獲得更高溫度后再進入解吸塔，壓縮式熱泵節(jié)能效果遠優(yōu)于分布式換熱節(jié)能技術(shù)，這股物流所占比例越大，系統(tǒng)再生能耗越低，故隨著分流進入貧富液換熱器2的物流含量的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈上升的趨勢。

當分流進入貧富液換熱器2的物流含量為15%時，貧液CO2負載為0.233molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.821GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.383GJ/tCO2，節(jié)能率32.897%。

（2）貧富液換熱器2面積分配

圖12 分流進入貧富液換熱器2的物流含量對系統(tǒng)各參數(shù)影響

圖13顯示了貧富液換熱器2面積分配比例對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖13(a)中可以看出，隨著貧富液換熱器2 面積分配比例的增加，貧液CO2負載呈上升的趨勢；從圖13(b)中可以看出，隨著貧富液換熱器2 面積分配比例的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈下降的趨勢。當貧富液換熱器2 面積分配比例為80% 時，貧液CO2負載為0.236molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.80GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.405GJ/tO2，節(jié)能率33.421%。

（3）分流后富液進塔塔板數(shù)

圖14 顯示了分流后富液進塔塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響關(guān)系，從圖14(a)中可以看出，隨著冷量值的增加，富液CO2負載呈上升的趨勢；從圖14(b)中可以看出，隨著冷量值的增加，系統(tǒng)再生能耗、再沸器負荷均呈下降的趨勢。當冷量值為-2.5GJ/h時，貧液CO2負載為0.242molCO2/molH2O，此時系統(tǒng)再生能耗最低，為2.643GJ/tCO2，較常規(guī)流程降低了1.561GJ/tCO2，節(jié)能率37.131%。

3.4 節(jié)能工藝耦合優(yōu)化總結(jié)

與常規(guī)胺法捕集CO2工藝流程相比，不同節(jié)能流程系統(tǒng)再生能耗及節(jié)能率如表9所示。

4 結(jié)論

圖13 貧富液換熱器2面積分配對系統(tǒng)各參數(shù)影響變化曲線

圖14 分流后富液S5進塔塔板數(shù)對系統(tǒng)各參數(shù)影響

研究解吸塔壓縮式熱泵系統(tǒng)與分布式換熱、分流解吸、級間冷卻、MVR 熱泵節(jié)能技術(shù)耦合利用的節(jié)能效果，分析了閃蒸壓力、冷熱富液分流比、冷量值等參數(shù)對系統(tǒng)再生能耗的影響規(guī)律，得到了最優(yōu)工況及最小系統(tǒng)再生能耗，結(jié)論如下。

表9 不同流程下的系統(tǒng)再生能耗及節(jié)能率

（1）壓縮式熱泵與兩種節(jié)能工藝耦合研究，通過模擬計算與優(yōu)化，最終得到，當解吸塔頂氣體分流比為0.2∶0.8；冷富液分流比為0.05∶0.95，后者系統(tǒng)再生能耗最低，為3.048GJ/tCO2，節(jié)能率29.101%。

（2）壓縮式熱泵與三種節(jié)能工藝耦合研究，通過模擬計算與優(yōu)化，最終得到最佳節(jié)能工藝組合為壓縮式熱泵+MVR熱泵+分流解吸+級間冷卻耦合的CO2捕集工藝流程，當解吸塔頂氣體分流比為0.25∶0.75，冷富液分流比為0.05∶0.95，級間冷卻器位于吸收塔17 層塔板位置，吸收塔輸入冷量為-3.0 GJ/h 時，系統(tǒng)再生能耗最低，為2.533GJ/tCO2，節(jié)能率39.748%。

（3）關(guān)于壓縮式熱泵與四種節(jié)能工藝耦合研究，即壓縮式熱泵+MVR熱泵+分流解吸+分布式換熱+級間冷卻耦合的CO2捕集工藝流程，通過對熱富液分流比、貧富液換熱器面積分配、分流后富液進塔塔板數(shù)參數(shù)的模擬計算與優(yōu)化，最終得到，當用于熱富液分流比為0.15∶075、貧富液換熱器面積分配為0.2∶0.8、分流后富液進塔塔板數(shù)為10時，系統(tǒng)再生能耗最低，為2.643GJ/tCO2，節(jié)能率

37.131%。

（4）系統(tǒng)最優(yōu)節(jié)能工藝為壓縮式熱泵+MVR熱泵+分流解吸+級間冷卻，再生能耗為2.533GJ/tCO2，相比常規(guī)工藝節(jié)能率39.748%。