ORC驱动RO海水淡化不同能量回收方式性能分析

刘秀龙， 曹 泷， 徐进良， 谢学旺,， 赵晓利

(1.华北电力大学 低品位能源多相流与传热北京市重点实验室，北京 102206)(2.河北省电力勘测设计研究院，石家庄 050031)

水资源的紧缺已成为一个世界性问题，海水淡化以及苦咸水淡化是解决缺水的重要手段。反渗透海水淡化(RO)具有操作简单、能耗低、建设期短和净化率高的特点，正日益成为海水淡化的主导技术[1]。由于反渗透需要高压，所以高压泵是反渗透海水淡化最核心的部件。中国现有的反渗透海水淡化多采用电驱动，将消耗大量的电功，如果利用余热或可再生能源驱动的旋转机械直接驱动高压泵将可节省大量电能，同时也提高了余热或可再生能源的利用率。

有机朗肯循环(ORC)是一种能有效利用中低温热能的技术，如工业余热、地热能、生物质能和太阳能等。若用ORC中的膨胀机作为反渗透海水淡化高压泵的传动动力，将电驱动海水淡化转化为机械驱动反渗透海水淡化，再改进有机朗肯循环与海水淡化的耦合方式，不仅可以省掉发电机的费用，而且还大大提高整体的效率，使得每吨水所需要的耗热大大减少。目前，国内尚没有ORC直接驱动反渗透海水淡化系统的相关研究。在国外，Manolakos等[2]设计了有机朗肯循环驱动反渗透海水淡化(ORC-RO)实验方案，系统中的高压泵由膨胀机带动，进入反渗透(RO)膜的海水首先进入ORC系统的冷凝器来冷却有机工质，同时有机工质将热量传递给海水，有利于提高淡水的产率。随后Manolakos及其团队搭建了实验台，采用电加热模拟低温热源[3]和太阳能热源[4],验证了该实验方案技术上的可行性以及改变相关参数对系统性能的影响。Bouzayani等[5]将蒸汽轮机与发电机和反渗透海水淡化系统中的高压泵同轴连接，并对3种使用不同能量回收方式的系统进行建模计算。Geng等[6]以热水为热源，冷凝器中有机工质的热量用来预热海水，采用固定蒸发器和冷凝器窄点温差的办法，系统不设过冷度和过热度，海水淡化侧不采用能量回收装置，研究了混合工质R600/R601a以及R600/R601的混合比例对ORC-RO复合系统性能的影响。但研究着眼于系统循环输出功的性能，忽略了温度对淡水产量的影响，RO装置仅起到了负载的作用。Nafey等[7]对太阳能耦合ORC-RO复合系统进行了建模计算、分析和经济性分析，指出压力交换器式(PES)系统比不采用能量回收装置的BASIC系统和采用水力透平式(PWT)能量回收方式的系统更具经济性。

目前，现有的文献关于ORC-RO复合系统的工质筛选办法和有机朗肯循环发电的工质筛选办法本质是一样的，而其他关于ORC-RO复合系统的文献多致力于太阳能热源[8-10]方面的研究。根据文献[2]～文献[6]的办法，海水流量受到膨胀机功率的影响，且海水温度每升高1 K，淡水产量提高2%～3%[11-12]，因此不能忽视冷凝器放热对淡水回收率的影响。笔者以工业废水为热源，以海水为冷源，同时被预热的海水进入反渗透系统以提高淡水产量，根据文献[13]和文献[14]的混合工质研究统计结果，选取相关研究最多的混合工质R600a/R601a作为研究工质，对使用不同能量回收装置的ORC-RO复合系统的产水性能进行比较，对于探索新型海水淡化系统及余热利用具有重要意义。

1 ORC-RO海水淡化模型

1.1 复合系统工艺流程

反渗透海水淡化的操作压力通常为5.8～7 MPa，所排放的浓海水压力高达5.5～6.5 MPa[15]，仍含有60%左右的余压能(按照淡水回收率40%计算)。对这一部分能量进行回收利用可大大降低反渗透海水淡化系统的能耗。目前反渗透能量回收方式主要分为水力透平式和压力交换器式，二者能量回收效率分别可达50%～80%和90%～97%[15-16]。图1为有机朗肯循环驱动反渗透海水淡化(ORC-RO)的3种能量回收方式系统流程图。图1(a)为不采用能量回收装置的BASIC系统。基本过程如下：有机工质在蒸发器内吸收低品位热量，形成具有一定过热度的高温高压蒸汽，蒸汽在膨胀机内膨胀做功，膨胀结束的蒸汽经过冷凝器将热量传递给海水，并冷凝为具有一定过冷度的液体。工质泵将冷凝器的液态工质送回蒸发器，完成整个循环。有机朗肯循环中的膨胀机与高压泵采用同轴连接或皮带轮连接，高压泵在膨胀机带动下对海水进行升压，高压海水经过RO膜分离出淡水进入淡水箱，浓海水则进入大海。图1(b)为采用PWT能量回收装置的ORC-RO复合系统，RO膜排出的高压浓海水冲击水力透平PWT，PWT将机械能传递给高压泵，使其能将更多的海水进行升压，能量回收方式较为简单。图1(c)为采用PES能量回收装置的ORC-RO复合系统流程图，RO膜排出的高压浓海水经过压力交换器直接将压力能传递给进入增压泵的浓海水，由于浓海水及压力交换器中有小部分的能量损失，使得增压泵进口的压力略小于高压泵的出口压力，需要增压泵进行进一步的增压后再进入RO膜中。

1.2 热力学分析与产水模型

建立图1系统的热力学模型，系统无回热，并进行如下假设：(1)系统处于稳定流动状态；(2)各种流道内压降损失忽略不计。

(a)BASIC系统

(b)PWT能量回收系统

(c)PES能量回收系统

图2为有机朗肯循环的4个基本热力过程。其中图2(a)为纯工质有机朗肯循环T-s图，图2(b)为冷凝器夹点在b处的混合工质T-s图，图2(c)为冷凝器夹点在3点处的混合工质T-s图。所谓夹点是指换热器最小传热温差点。由于不设过冷度和过热度，图2(a)的蒸发器夹点和冷凝器夹点分别为图中的a点和b点。由于在定压蒸发或冷凝过程中，非共沸混合工质的相变过程具有温度“滑移”(即等压露点温度与等压泡点温度之差)的热力学特征，所以夹点位置可能会改变。Song等[17]指出当相变区冷源温升大于工质的温度滑移时，冷凝器夹点会出现在图2(b)中的b点，即露点。当相变区冷源温升小于工质的温度滑移时，冷凝器夹点会出现在图2(c)中的3点，即泡点。由于本文的计算条件热源进、出口温差较大，所以蒸发器夹点都是图2中的a点。

有机工质在蒸发器(4-1过程)内吸热量Qeva为

(1)

(a)纯工质T-s图

(b)b点为夹点的混合工质T-s图

(c)3点为夹点的混合工质T-s图

有机蒸汽膨胀(1-2过程)做功Wexp为

Wexp=qm,r(h1-h2)=ηsqm,r(h1-h2s)

(2)

式中：h2为膨胀机出口工质焓值；h2s为膨胀机等熵膨胀所对应膨胀机出口焓值；ηs为膨胀机等熵效率。

工质在冷凝器(2-3过程)的放热量Qcon为

(3)

工质泵对工质做功(3-4过程)Wp为

(4)

式中：h4s为工质泵出口等熵焓值；ηp,s为工质泵的等熵效率。

ORC系统输出净功Wnet为

Wnet=Wexp-Wp=Qeva-Qcon

(5)

蒸发器夹点温差为

ΔTH=Th,x-Ta

(6)

式中：Th,x为蒸发器夹点位置所对应的热水温度；Ta为蒸发器有机工质的泡点温度。

冷凝器夹点在右侧(b点)，则夹点温差为

ΔTc=Tb-Tc,x

(7)

式中：Tb为冷凝器有机工质的露点温度；Tc,x为冷凝器夹点位置所对应的海水温度。

冷凝器夹点在左侧(3点)，则夹点温差为

ΔTc=T3-Tc,i

(8)

式中：T3为冷凝器有机工质的泡点温度。

图1(a)和图1(c)系统中利用膨胀机驱动高压泵，因此膨胀机传递给高压泵的功率计算公式为

(9)

式中：ΔpHpp为高压泵进出口压差；qV,sw1为进入高压泵的海水体积流量；ηHpp为高压泵运行效率；ηm为膨胀机与高压泵间的机械传动效率。

海水淡化的淡水回收率[12]：

(10)

式中：R0为25 ℃时RO膜的回收率；qV,p为淡水产量;qV,sw为进入RO膜的海水体积流量。

PWT能量回收系统利用水力透平和膨胀机共同作用于高压泵，PWT传递给高压泵的功率为

WPWT=ηPWTqV,sw(1-R)(p1-p0)

(11)

式中：ηPWT为水力透平能量回收效率；p1、p0分别为RO膜出口浓海水压力和大气压力。

PES能量回收系统中压力交换器传递给增压泵海水的能量为

EPES=ηPESqV,sw(1-R)(p1-p0)

(12)

式中：ηPES为压力交换器能量回收效率。

其增压泵的体积流量为

qV,sw2=EPES/(p2-p3)

(13)

式中：p2、p3分别为增压泵进口海水压力和冷凝器出口海水压力。

1.3 复合系统性能计算流程

有机工质的热力性能参数来自软件REFPROP 9.1，计算模拟过程用Matlab调用REFPROP 9.1。由于大量ORC计算文献均采用固定蒸发器和冷凝器夹点温差进行迭代计算[6,17-18],笔者直接给定夹点温差。复合系统计算固定条件见表1[5,6,18]。

表1 复合系统计算条件

模拟计算过程如下：(1)首先输入表1复合系统计算所需要的固定参数，输入工质R600a/R601a第一组分的比例x和冷凝器海水进口温度Tc.i(以下简称冷凝器进水温度)；(2)假定冷凝器工质开始冷凝的温度为Tb，然后再给定一个工质在蒸发器开始蒸发的温度Ta，迭代计算相关的热力参数，直到满足蒸发器的夹点温差，证明Ta满足条件；(3)给定冷凝器海水流量或根据系统轴功计算出海水流量，再计算冷凝器的夹点温差是否满足条件，若不相等则重新假定工质的冷凝温度，然后给定蒸发温度，如此反复进行循环计算。

2 计算结果与讨论

在系统相同吸热量条件下，比较了R600a/R601a不同混合比例对3种复合系统性能的影响。同时由于冷凝器进水量受到膨胀机输出功率的制约，还分析了一年四季冷凝器进水温度对系统性能的影响。R600a和R601a的性质参数见表2,其中ODP为对臭氧层破坏的潜能值,GWP为温室效应潜能值。

表2 工质性质参数

2.1 系统性能对比

海水温度越高，反渗透淡水回收率越高，但是反渗透膜允许工作温度不能超过45 ℃。保守起见，笔者在海水温度较高时，需要通过调节原水泵增大冷凝器的流量以限制冷凝器出口海水温度(即高压泵进水温度)不超过40 ℃，此时冷凝器多余的海水由放水阀排出，其余海水由高压泵和增压泵吸走。

图3为渤海年平均水温为12 ℃时，R600a/R601a不同混合比例对3种复合系统循环净功的影响，冷凝器的海水流量由膨胀机的功率以及能量回收装置的能量耦合计算得出(见式(9)～式(13))。该进水温度下冷凝器出口海水温度能满足RO膜的工作温度范围，所以不需要增加原水泵的流量以维持冷凝器出口的海水温度，放水阀门处于关闭状态。由图3可知，PES系统的循环净功要大于BASIC系统和PWT系统的循环净功。这是因为PES系统能量回收效率高，所需的冷凝器进水流量大，循环水升温小，降低了ORC系统的冷凝温度，导致循环净功增大。但是当R600a的质量分数在0.2～0.7时，PES系统的循环净功和PWT系统的循环净功基本相等。这是因为PES系统和PWT系统的冷却水流量很大，导致冷凝器进、出口海水温升小于工质的温度滑移(如图4所示)，使冷凝器的夹点出现在图2(c)中的3点，即夹点左移[17]。此时冷却水流量的增加不会增加系统的循环净功，反而使冷凝器损失增加。

图3 R600a/R601a混合比例对循环净功的影响

图4为渤海年平均水温为12 ℃时，R600a/R601a不同混合比例对冷凝器相变区工质温度滑移和海水温升的影响。由于3个系统在冷凝器中工质滑移温度基本相等，所以图中用一条抛物线来表示工质的温度滑移。但是海水温升线不同，PES系统冷却水流量大，海水温升最小，混合比例不同则冷凝器夹点位置也不同。BASIC系统冷却水流量最小，海水温升最大，大于工质的温度滑移，冷凝夹点一直在图2(b)中的b点，即夹点在右侧。对比图3可知，图4中工质滑移温度与海水温升越接近，则冷凝器换热匹配越好，损失越小，循环输出功率越大。在R600a质量分数为0.2～0.7时，PWT系统和PES系统的海水温升明显偏离了工质温度滑移，因此循环净功较小。由于BASIC系统的海水温升大于工质的温度滑移，所以其循环净功仅有一个极大值点，而PWT系统和PES系统有2个混合工质比例使工质滑移温度与海水温升相等，所以存在2个循环输出功极值点。

图4 R600a/R601a混合比例对冷凝器相变区工质温度滑移和海水温升的影响

图5为渤海年平均水温为12 ℃时，R600a/R601a不同混合比例对3种复合系统淡水产量的影响。由图5可以看出，BASIC系统的最大淡水产量为5.04 kg/s，PWT系统的最大淡水产量为6.99 kg/s，PES系统的最大淡水产量为11.61 kg/s。PES系统比PWT系统淡水产量提高66.09%，比BASIC系统淡水产量提高130.36%。但是淡水产量越高，系统越复杂，成本也越高，控制难度也将增加。取原水泵扬程为20 m、效率为0.8，冷凝器进水温度为12 ℃，发电机效率取0.95，机械传动效率取0.97，如果将有机朗肯循环输出功转化为电能来驱动海水淡化，海水不经过冷凝器预热，相同功耗(膨胀机输出功、工质泵及水泵耗功之和)下，3种复合系统最大淡水产量将比此常规电驱动海水淡化系统的淡水产量分别提高80.96%、39.44%和19.57%。可见，直接被ORC驱动且海水经过冷凝器预热的ORC-RO系统将节省大量的产水成本。而且RO膜允许的工作温度为5～45 ℃，在海水温度较低的情况下，海水进入冷凝器预热能直接满足这一温度范围。

图5 R600a/R601a混合比例对淡水产量的影响

图5中，BASIC系统、PWT系统和PES系统的R600a/R601a最佳工质混合比例分别为0.7/0.3、0.8/0.2和0.9/0.1，与纯工质R601a相比，3种复合系统的淡水产量分别提高7.46%、8.37%和9.84%。

2.2 冷凝器进水温度的影响

图6为冷凝器进水温度对3种复合系统膨胀机输出功率的影响。其中实线部分为放水阀门关闭的情况，此时海水流量取决于膨胀机的功率；虚线部分为冷凝器进水温度过高而打开放水阀门的情况，此时海水流量需要保证冷凝器的海水出口温度为定值40 ℃。由图6可以看出，3种复合系统膨胀机的输出功率都是随冷凝器进水温度升高先减小而后趋于平缓的。这是因为在打开放水阀之前，冷凝器进水温度升高会导致工质冷凝温度升高，从而膨胀机输出功率减小，另一方面膨胀机输出功率的减小又会使海水流量也减小，导致冷凝温度进一步升高，所以膨胀机输出功率随冷凝器进水温度的升高而迅速减小。而当打开放水阀限制冷凝器海水出口温度为40 ℃时，由于冷凝温度基本不变，所以此时膨胀机输出功率随冷凝器进水温度的升高而趋于平缓。由图6还可以看出，当BASIC系统的R600a质量分数为0.4时，膨胀机输出功率在27 ℃后的下降速度大于其他工质混合比例，这是因为其在冷凝器相变区工质滑移温度大于海水温升，导致冷凝器夹点位置由图2(b)中的b点处变成图2(c)中的3点处，也就是夹点左移，导致冷凝器泡点温度随冷凝器进水温度的升高而升高，冷凝器背压增大，进而膨胀机输出功率减小。同理，当R600a的质量分数为0.3和0.6时，PES系统的输出功率一直减小，这是因为其夹点一直在左侧，所以虽然在冷凝器进水温度高时增加了原水泵的流量，但是冷凝器泡点温度随冷凝器进水温度的升高而升高，使得工质背压增大，膨胀机输出功率仍是减小的。

(a)BASIC系统

(b)PWT系统

(c)PES系统

图7为R600a/R601a不同混合比例下冷凝器进水温度对3种复合系统淡水产量的影响。由图7可以看出，BASIC系统和PWT系统在放水阀门关闭时，淡水产量都是随着冷凝器进水温度的升高呈显著增大趋势的。当放水阀门打开时，淡水产量都随冷凝器进水温度的升高呈缓慢减小趋势。这是因为在高压泵进口海水温度不超过40 ℃时，虽然冷凝器进水温度升高导致膨胀机输出功率减小(见图6)，但是温度升高导致淡水回收率增大，所以淡水产量仍然是增大的。当高压泵进口温度超过40 ℃时，需要增加冷凝器的流量，此时保证冷凝器出口海水温度基本恒定在40 ℃，于是由于冷凝器进水温度的升高，膨胀机输出功率减小(如图6所示)，而海水淡化淡水回收率不变，所以BASIC系统淡水产量随冷凝器进水温度的变化趋势和膨胀机输出功率变化趋势一致，而PWT系统淡水产量受到膨胀机和水力透平2个因素的作用，所以淡水产量下降速度大于BASIC系统。由图7还可以看出，对于BASIC系统，R600a/R601a混合比例为0.7/0.3的淡水产量一直最大，所以0.7/0.3是BASIC系统首选的混合比例；对于PWT系统，混合比例为0.8/0.2时，不同冷凝器进水温度下的淡水产量明显优于其他混合比例。

由图7(c)可知，PES系统的淡水产量随冷凝器进水温度的变化趋势与BASIC系统和PWT系统不同，其随冷凝器进水温度的升高先呈显著下降而后趋于平缓，可见PES系统在打开放水阀之前的产水优势会随冷凝器进水温度的升高而降低。这是因为PES系统冷却水流量很大，循环温升小，淡水回收率增大有限，膨胀机输出功率起决定作用。PES系统在R600a/R601a混合比例为0.9/0.1时产水量最优。

图7中，3种复合系统在增加冷凝器海水流量而打开放水阀后，混合工质的产水优势更加明显，以27 ℃为例，3种复合系统在R600a/R601a最佳混合比例下淡水产量分别比纯工质R601a的淡水产量提高19.1%、17.69%和19.29%。

(a)BASIC系统

(b)PWT系统

(c)PES系统

3 结 论

(1)渤海年平均水温为12 ℃时，BASIC系统的最大淡水产量为5.04 kg/s，使用PWT能量回收系统能使淡水产量提高38.69%，使用PES能量回收系统能使淡水产量提高130.36%。但是随着冷凝器进水温度的升高，BASIC系统和PWT系统的淡水产量先增加后减小，而PES系统一直呈下降趋势。可见PES系统的产水优势随冷凝器进水温度的升高反而降低了。相同功耗下，3种复合系统比采用电驱动RO海水淡化的系统淡水产量分别提高80.96%、39.44%和19.57%。

(2)以淡水产量为目标时，BASIC系统、PWT系统和PES系统所用有机工质R600a/R601a的最佳混合比例分别为0.7/0.3、0.8/0.2和0.9/0.1。在冷凝器进水温度为12 ℃时，3种复合系统在最佳混合比例下的淡水产量比纯工质R601a的淡水产量分别提高7.46%、8.37%和9.84%。当因为冷凝器出口海水温度高而增加其海水流量后，混合工质的产水优势更加明显。以27 ℃水温为例，3种复合系统在R600a/R601a最佳混合比例下的淡水产量分别比纯工质R601a的淡水产量提高19.1%、17.69%和19.29%。

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