郭媛媛, 魏鶴鳴, 潘 振, 韋麗娃, 商麗艷

基于LNG冷能的聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)多目標性能

郭媛媛1, 魏鶴鳴2, 潘 振1, 韋麗娃3, 商麗艷4

(1. 遼寧石油化工大學 石油天然氣工程學院, 遼寧 撫順 113001;2. 中國石油天然氣股份有限公司大連石化分公司, 遼寧 大連 116000;3. 遼寧石油化工大學 機械工程學院, 遼寧 撫順 113001;4.遼寧石油化工大學 環(huán)境與安全工程學院, 遼寧 撫順 113001)

為了更有效地利用液化天然氣(LNG)接收站的LNG冷能，提出一個由雙級有機朗肯循環(huán)(DORC)和跨臨界有機閃蒸循環(huán)(TOFC)組合的新型冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)(CCHP)。構建新的數(shù)學模型，討論關鍵參數(shù)對系統(tǒng)熱力學性能、經濟性能及環(huán)境性能3個方面的影響。并與一個單級有機朗肯循環(huán)(SORC)和亞臨界有機閃蒸循環(huán)(BOFC)組合的CCHP系統(tǒng)進行對比。結果表明，前者性能優(yōu)于后者；對系統(tǒng)進行多目標優(yōu)化后，在最佳運行工況時，系統(tǒng)?效率為47.23%、總單位產品成本率為44.20 $×GJ-1、總單位產品環(huán)境影響率為40.06 mPts×GJ-1。

液化天然氣冷能；?經濟；?環(huán)境；優(yōu)化

1 引 言

天然氣(NG)作為具有高熱值且產量豐富的清潔能源，正在逐漸取代煤、石油等化石燃料，成為能源市場中的主要能源之一[1]。將液化天然氣(LNG)接收站的LNG氣化，可獲得能夠提供給用戶使用的天然氣。在LNG的氣化過程中，會產生830～860 kJ×kg-1的冷能[2]?；厥誏NG氣化過程中產生的冷能可以提高能源利用率，減少對環(huán)境的破壞[3-4]。

Rao等[5]將太陽能驅動的單級有機朗肯循環(huán)(SORC)與LNG直接膨脹結合形成聯(lián)合發(fā)電系統(tǒng)，但?效率僅為10.62%。Abdollahpour等[6]將太陽能作為熱源，設計了以CO2為工質的跨臨界有機朗肯循環(huán)(TORC)與LNG直接膨脹相結合的系統(tǒng)，而系統(tǒng)的?效率僅為8.53%。以上2篇文獻說明SORC與LNG直接膨脹結合的系統(tǒng)?效率較低。主要原因是SORC的蒸發(fā)器中冷、熱流股的溫差較大，導致?損增加[7]。Bao等[8]對雙級有機朗肯循環(huán)(DORC)進行了研究，系統(tǒng)的熱效率和?效率分別提高了42.91% 和52.31%。Sun等[9]分別將SORC和DORC與LNG直接膨脹相結合，對2種系統(tǒng)進行比較和優(yōu)化。優(yōu)化結果表明DORC系統(tǒng)擁有更好的性能。Li等[10]將有機閃蒸循環(huán)(OFC)、有機三邊循環(huán)(TLC)和SORC進行對比，證明OFC的性能更具優(yōu)勢。Ho等[11]對OFC、以CO2為工質的TORC、以氨水為工質的有機朗肯循環(huán)(ORC)和優(yōu)化后的ORC進行對比。發(fā)現(xiàn)使用芳烴作為工質時，OFC能效提高了5%～20%。Lee等[12]將帶有兩相膨脹機的有機閃蒸循環(huán)(OFCT)與亞臨界有機閃蒸循環(huán)(BOFC)和SORC進行對比，結果發(fā)現(xiàn)OFCT的?效率高于其余2種循環(huán)，文獻證明使用兩相膨脹機可明顯改善單級OFC的性能。

從以上的研究發(fā)現(xiàn)DORC和OFC均可用于發(fā)電，但只利用其中一種循環(huán)，系統(tǒng)性能較低。此外，未見有將DORC和跨臨界有機閃蒸循環(huán)(TOFC)相結合的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的相關研究。因此，本研究以LNG為冷源，將2種循環(huán)相結合設計出新型冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)(CCHP)。構建全新的數(shù)學模型，討論重要參數(shù)對系統(tǒng)的影響。對系統(tǒng)進行多目標優(yōu)化，獲得系統(tǒng)的最優(yōu)熱力性能、經濟性能以及環(huán)境性能。

2 系統(tǒng)描述

在沿海的LNG接收站周邊建立太陽能集熱系統(tǒng)，可實現(xiàn)太陽能與LNG冷能的有效結合。圖1為提出的CCHP系統(tǒng)流程圖，系統(tǒng)包括太陽能集熱子系統(tǒng)、DORC、TOFC和LNG膨脹系統(tǒng)。

太陽能集熱子系統(tǒng)中therminol-66(流股s2)經過泵1(PUM1)增壓后，在槽式太陽能集熱器(PTC)中由太陽能加熱，流經儲熱罐(TST)為CCHP系統(tǒng)提供能量。

在DORC中，高壓狀態(tài)的工質R134a(流股6)進入換熱器1(HX1)吸收therminol-66的熱量達到飽和蒸氣狀態(tài)。高壓的蒸氣(流股7)通過分流器(TEE)分成2個流股，其中一股(流股8)進入膨脹機1(TUR1)做功發(fā)電，之后低壓工質為ORC-Ⅱ提供熱量；另一股(流股9)用于制熱，隨后與增壓后的工質在混合器1(Mix1)中混合。過冷狀態(tài)CO2(流股12)通過泵4(PUM4)增壓后，在換熱器4(HX4)中吸收ORC-Ⅰ的余熱(流股11)。而后，飽和蒸氣狀態(tài)的CO2(流股14)進入膨脹機2(TUR2)發(fā)電，最后，在冷凝器2(CON2)與LNG換熱冷卻為液態(tài)。

在TOFC中，液態(tài)工質R32(流股16)通過泵5(PUM5)增壓后，在換熱器2(HX2)中吸收therminol-66的熱量，達到超臨界蒸氣狀態(tài)。隨后超臨界狀態(tài)的蒸氣進入膨脹機3(TUR3)做功發(fā)電。氣液混合的工質在閃蒸罐(FT)中進行閃蒸，其中閃蒸蒸氣(流股20)進入膨脹機4(TUR4)發(fā)電，而分離出的液態(tài)工質(流股21)通過節(jié)流閥(Valve)降壓后在混合器2(Mix2)中與排氣(流股22)混合。低壓的工質在冷凝器1(CON1)中與LNG換熱冷卻至液體狀態(tài)。

在LNG膨脹系統(tǒng)中，液態(tài)LNG(流股25)通過泵6(PUM6)增壓，進入冷凝器1(CON1)吸收低壓氣態(tài)的R32(流股24)的熱量，再經過冷凝器2(CON2)被低壓狀態(tài)的CO2(流股15)加熱。隨后通過膨脹機5(TUR5)做功發(fā)電。最后在換熱器5(HX5)中與熱空氣換熱，達到環(huán)境溫度，從而達到供冷的目的。

3 計算模型

為了更好地研究作者設計的CCHP系統(tǒng)性能，需要做出如下假設[13-15]：

(1) 底部CCHP系統(tǒng)在穩(wěn)定狀態(tài)下運行。

(2) 底部CCHP系統(tǒng)中換熱器及冷凝器為管殼式換熱器，泵為潛液泵，膨脹機為向心透平膨脹機。

(3) 假定氣液分離過程為理想過程；節(jié)流過程為等焓過程。

(4) 膨脹機和泵的等熵效率為恒定值，為85%。

3.1 熱力學分析

基于熱力學第一定律和熱力學第二定律，從能量和?2個方面分析CCHP系統(tǒng)的性能。

圖1 CCHP系統(tǒng)流程圖

1-35, s1-s3. stream

3.1.1 太陽能集熱子系統(tǒng)能量分析

輸入PTC的總能量為

式中：in為輸入熱流量，kW；B為太陽直接輻射強度，kW×m-2；ap為光圈面積，m2。

從PTC中獲得的有用能為[16-17]

式中：u為有用熱流量，kW；R為熱遷移因子；o為光學效率；r為接收器面積，m2；L為熱損失系數(shù)，kW×(m2×K)-1；in為進口熱力學溫度，K；0為環(huán)境熱力學溫度，K。

TST中能量公式為[18]

式中：HTF、TST分別為熱傳導流體(HTF)和TST的密度，kg×m-3；HTF、TST分別為熱傳導流體和TST的體積，m3；cHTF、cTST分別為熱傳導流體和TST的比熱容，kJ×(kg×K)-1；TST為TST中的熱力學溫度，K；為時間，s；load為底部聯(lián)合循環(huán)所需熱流量，kW；L為TST與環(huán)境之間的熱流量損失，kW。

load以及L計算公式如下[18-19]：

PUM1的輸入功為

式中：PUM1為PUM1的輸入功率，kW；,s2為流量節(jié)點s2的質量流量，kg×s-1；s2為流量節(jié)點s2的質量焓，kJ×kg-1；s3為流量節(jié)點s3的質量焓，kJ×kg-1。

3.1.2 底部CCHP系統(tǒng)能量分析

泵的輸入功為

式中：PUM為底部CCHP系統(tǒng)泵的輸入功率，kW；為質量流量，kg×s-1；out為出口質量焓，kJ×kg-1；in為進口的質量焓，kJ×kg-1。

膨脹機做功為

式中：TUR為底部CCHP系統(tǒng)膨脹機的輸出功率，kW。

CCHP系統(tǒng)總凈輸出功為

式中：net為CCHP系統(tǒng)凈輸出功率，kW；∑TUR,k為個膨脹機輸出功率的總和，kW；∑PUM,k為第個泵輸入功率的總和，kW。

CCHP系統(tǒng)產生的冷流量表示為

式中：C為CCHP系統(tǒng)的冷流量，kW；,31為流量節(jié)點31的質量流量，kg×s-1；32為流量節(jié)點32的質量焓，kJ×kg-1；31為流量節(jié)點31的質量焓，kJ×kg-1。

CCHP系統(tǒng)產生的熱流量表示為

式中：H為CCHP系統(tǒng)的熱流量，kW；,34為流量節(jié)點34質量流量，kg×s-1；34為流量節(jié)點34的質量焓，kJ×kg-1；35為流量節(jié)點35的質量焓，kJ×kg-1。

3.1.3 ?分析

工質的?值為[20]

式中：E為工質的?值，kW；q為流量節(jié)點的質量流量，kg×s-1；h為流量節(jié)點的質量焓，kJ×kg-1；0為環(huán)境溫度的質量焓，kJ×kg-1。s為流量節(jié)點的質量熵，kJ×(kg×K)-1；0為環(huán)境溫度的質量熵，kJ×(kg×K)-1。

太陽輻射的?值為[21]

式中：s為太陽能?值，kW；s為太陽能熱力學溫度，K。

LNG的?值為

式中：LNG為LNG?值，kW；,25為流量節(jié)點25的質量流量，kg×s-1；25為流量節(jié)點25的質量焓，kJ×kg-1；25為流量節(jié)點25的質量熵，kJ×(kg×K)-1。

3.2 ?經濟和?環(huán)境分析

3.2.1 ?經濟

?經濟是將?分析和經濟相結合，是評估熱力系統(tǒng)能效的重要方式[22]。第個組件?成本平衡方程可描述為[13]

式中：為成本率，$×h-1；為?單位成本，$×GJ-1。

組件投資成本率表示為[13,23]

式中：Z,k為組件投資成本，$；各組件投資成本公式詳見文獻[16]和[24]。為年工作時長，取8 000 h；為維持系數(shù)，取1.06。CRF為資本回收因子；r為利率，本文取10%；為系統(tǒng)壽命，取20 a。

3.2.2 ?環(huán)境

?環(huán)境分析用來評估系統(tǒng)對環(huán)境的影響。環(huán)境影響平衡方程為[25-26]

式中：∑in,k為組件進口環(huán)境影響率總和，mPts×h-1；Z,k為組件相關環(huán)境影響率，mPts×h-1；∑out,k為組件出口環(huán)境影響率總和，mPts×h-1；為環(huán)境影響率，mPts×h-1；為單位環(huán)境影響率，mPts×GJ-1 [18]。

環(huán)境影響率可表示為[25-26]

3.3 評價標準

為了從熱力學、經濟和環(huán)境3個方面綜合評估提出的CCHP系統(tǒng)的性能，選擇?效率、總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率作為評價標準。

提出系統(tǒng)?效率公式為

式中：ex為?效率，%。

總單位產品成本率可表示為

式中：p,tot為總單位產品成本率，$×GJ-1；∑Z,k為組件投資成本率總和，$×h-1；LNG為LNG的成本率，$×h-1；s為太陽能的成本率，$×h-1；32為流量節(jié)點32的?值，kW；35為流量節(jié)點35的?值，kW。

總單位產品環(huán)境影響率可表示為

4 結果與討論

本研究設計的CCHP系統(tǒng)采用Matlab建立數(shù)學計算模型，系統(tǒng)模擬應用HYSYS。太陽能子系統(tǒng)的設計與計算參考文獻[6]、[16]和[28]。提出的系統(tǒng)在基礎工況運行時的輸入?yún)?shù)如表1所示。系統(tǒng)選用的LNG為混合物，組分詳見參考文獻[29]。

4.1 參數(shù)分析

圖2為TUR1進口熱力學溫度8對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率、總單位產品環(huán)境影響率的影響。從圖2(a)中可以看出，隨著TUR1進口溫度8增加，系統(tǒng)凈輸出功增加且系統(tǒng)?效率增長。在TUR1、TUR3和PUM3的流量保持恒定的情況下，8的升高使這3個設備的焓差增加，進而使得TUR1、TUR3的做功量增多，且PUM3的耗功量增加。8的增加導致TUR4中的流量增加，TUR4的做功量增加。由于TUR1、TUR3和TUR4的做功量共增長26.04 kW，PUM3的耗功量增加5.28 kW，所以系統(tǒng)的凈輸出功增加。HX3中熱源出口溫度和流量不變，9隨8的升高而增加，使得HX3中的焓差降低，系統(tǒng)的熱量降低6.10 kW。在系統(tǒng)冷量保持不變的情況下，由于系統(tǒng)凈輸出功的增加量多于熱量的改變量，所以系統(tǒng)的?效率呈現(xiàn)增長的趨勢。從圖2(b)中可以看出，隨TUR1進口熱力學溫度8升高，總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率均降低。主要原因是LNG的成本率恒定且太陽能的成本率為0，隨著8的增加，TUR1、TUR3、TUR4以及PUM3的投資成本率增加量為0.58 $×h-1，整體大于HX3的投資成本率減少量0.20 $×h-1。凈輸出功的增加量為20.76 kW，多于流股32的?流量減少量0.61 kW，所以總單位產品成本率呈現(xiàn)下降趨勢。從圖中可以看出與總單位產品成本率的變化趨勢相似，總單位產品環(huán)境影響率呈降低趨勢。原因為8增加，TUR1、TUR3、TUR4和PUM3的環(huán)境影響率的增長量為0.33 mPts×h-1，HX3的環(huán)境影響率的減少量為0.02 mPts×h-1，使得組件總環(huán)境影響率表現(xiàn)為增加。凈輸出功與流股32的?流量關系如前所述，所以總單位產品環(huán)境影響率表現(xiàn)為下降趨勢。

圖2 T8對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率以及總單位產品環(huán)境影響率的影響

圖3為HX3中R134a進口質量流量q,9對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率、總單位產品環(huán)境影響率的影響。從圖3(a)中可以看出，凈輸出功隨q,9的增加而減少。隨著q,9的增加，TUR3中的流量減少，在TUR3的焓差不變的情況下，TUR3的做功量降低；TUR4和TUR5中的流量不變，焓差的降低使得TUR4和TUR5的做功量減少。TUR3-5做功量總體減少56.63 kW，所以系統(tǒng)凈輸出功呈下降趨勢。在HX3中熱源的焓差恒定的情況下，隨q,9的增加，系統(tǒng)產生的熱量升高，增加量為94.48 kW。系統(tǒng)的產熱量的增加量高于凈輸出功的減少量，所以?效率升高。從圖3(b)中可以看出，總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率隨q,9的增加而增加。主要原因為q,9增加使得HX3的投資成本率和環(huán)境影響率增加，TUR3-5的投資成本率和環(huán)境影響率減少，投資成本率和環(huán)境影響率總體分別減少0.65 $×h-1和0.46 mPts×h-1。流股32的?流量隨q,9的增加而增加，增加量為4.00 kW，總體低于凈輸出功的減少量。投資成本率和環(huán)境影響率的變化速率低于凈輸出功的變化速率，所以總產品單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率呈升高的趨勢。

圖3 qm,9對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率以及總單位產品環(huán)境影響率的影響

圖4為PUM6出口壓力26對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率、總單位產品環(huán)境影響率的影響。從圖4(a)中可以看出，凈輸出功隨PUM6出口壓力26的增加而增加。在TUR5和PUM6流量不變的情況下，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，所以凈輸出功為上升趨勢。在HX5中冷源的流量不變，26的增加使得HX5產出的冷量增加，為93.18 kW。所以在系統(tǒng)產熱量為定值時，冷量和凈輸出功同時升高，所以?效率表現(xiàn)為增長的趨勢。從圖4(b)中可以看出，隨PUM6出口壓力26的增加，總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率均降低。原因為26的增加，一方面使得組件PUM6、TUR5和HX5的投資成本率和環(huán)境影響率增加，分別增加1.69 $×h-1和1.35 mPts×h-1；另一方面促進系統(tǒng)凈輸出功的升高，流股35的?流量增加量為1.07 kW。凈輸出功和流股35的?流量的增長速度高于投資成本率和環(huán)境影響率，所以總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率逐漸減小。

圖4 p26對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率以及總單位產品環(huán)境影響率的影響

圖5為FT進口壓力19對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率、總單位產品環(huán)境影響率的影響。從圖5(a)中可以看出，凈輸出功和?效率隨FT進口壓力19的增加而降低。原因為TUR3的流量不變，19的增加使得TUR3中的焓差減小，進而TUR3的做功量減少，減少量為83.16 kW。TUR4的進口流量以及焓差隨19的升高而增加，使得TUR4的做功量增加72.44 kW，所以凈輸出功呈下降趨勢。在系統(tǒng)熱量和冷量恒定時，凈輸出功減少，導致系統(tǒng)?效率減少。從圖5(b)中可以看出，總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率隨19的增加而增加。原因為19的增加使得TUR3的投資成本率和環(huán)境影響率分別減少1.02 $×h-1和0.60 mPts×h-1，TUR4的投資成本率和環(huán)境影響率分別增加0.97 $×h-1和0.56 mPts×h-1。流股32的?流值與流股35的?流值不變，系統(tǒng)凈輸出功降低，投資成本率和環(huán)境影響率的變化速率均小于凈輸出功的變化速率，所以總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率升高。

圖5 p19對凈輸出功、?效率、總單位產品成本率以及總單位產品環(huán)境影響率的影響

4.2 對比分析

如圖6所示，為了檢驗DORC與TOFC組成的CCHP系統(tǒng)性能(定義為DORC-TOFC)，建立了SORC與BOFC組成的CCHP系統(tǒng)(定義為SORC-BOFC)，2個系統(tǒng)的輸入?yún)?shù)均相同。

表2展示了2個CCHP系統(tǒng)的對比結果。從表中可以看出，2個系統(tǒng)的產熱量相同，但是DORC-TOFC系統(tǒng)的凈輸出功、冷量和?效率均高于SORC-BOFC系統(tǒng)。

圖6 SORC-BOFC系統(tǒng)流程圖

1-31, s1-s3. stream

4.3 優(yōu)化

本研究選擇系統(tǒng)?效率分析系統(tǒng)的熱力性能；應用總單位產品成本率分析系統(tǒng)的?經濟性能；采用總單位產品環(huán)境影響率分析系統(tǒng)的?環(huán)境性能。4個決策變量8、q9、26以及19的取值范圍如表3所示。

表2 DORC-TOFC與SORC-BORC對比結果

表3 決策變量取值范圍

圖7 系統(tǒng)3目標優(yōu)化結果

采用NSGA-II方法對CCHP系統(tǒng)進行3目標優(yōu)化。圖7為?效率、總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率的帕累托前沿。圖中點為最優(yōu)解，此時8為372.80 K、q9為0.32 kg×s-1、26為6 991.91 kPa以及19為302.33 kPa，得到的系統(tǒng)?效率、總單位產品成本率以及總單位產品環(huán)境影響率分別為47.23%、44.20 $×GJ-1和40.06 mPts×GJ-1。

5 結 論

本研究將DORC和TOFC相結合建立了以太陽能為熱源、LNG冷能為冷源的新型CCHP系統(tǒng)。從系統(tǒng)的熱力性能、?經濟和?環(huán)境3個方面對系統(tǒng)進行了分析，建立了3目標優(yōu)化模型。得出如下結論：

(1) 與SORC-BOFC系統(tǒng)相比，新型DORC-TOFC系統(tǒng)的性能更好。

(2) 可根據(jù)使用者對凈輸出功、熱量和冷量的不同需求對系統(tǒng)進行調節(jié)。

(3) 總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率具有相同的變化趨勢?？梢酝ㄟ^適當降低HX3的進口流量和FT的進口壓力，降低總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率；降低以上2個參數(shù)可減少成本并降低對環(huán)境的影響。

(4) 最佳運行工況時，系統(tǒng)?效率、總單位產品成本率和總單位產品環(huán)境影響率分別為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。

遼寧省博士科研啟動基金計劃項目(2019-BS-159)；遼寧省教育廳科學研究經費項目(L2019024，LJKZ0381)；遼寧省教育廳重點科研項目(L2020002)。

郭媛媛(1989-)，女，遼寧撫順人，遼寧石油化工大學碩士生。

潘振，E-mail：panzhen@lnpu.edu.cn

郭媛媛, 魏鶴鳴, 潘振, 韋麗娃, 商麗艷.基于LNG冷能的聯(lián)合循環(huán)系統(tǒng)多目標性能 [J]. 高?；瘜W工程學報, 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.