船用燃气轮机超临界CO2/有机闪蒸余热回收循环的热力学分析

2019-11-13王喜军王顺森吴闯刘雨婷孙兴业陈达

西安交通大学学报 2019年11期

王喜军,王顺森,吴闯,刘雨婷,孙兴业,陈达

(西安交通大学叶轮机械研究所,710049,西安)

现代燃气轮机由于体积小、功率高和机动性能好等[1]优点,在水面舰艇以及民用船舶中多作为驱动机。尽管燃气轮机有许多优点,但因为排烟温度高达400 ℃以上(一般在400～600 ℃)[2],燃烧不充分,有大量余热浪费。考虑到化石燃料的有限性、燃烧引起的环境污染以及利用效率低等问题,有必要研究燃气轮机排气的重新利用。

符号表

目前,许多研究人员就燃气轮机高温排气的二次利用做了大量研究工作。Manjunath等提出一种超临界/跨临界CO2冷电联合循环,在这种循环中,CO2首先在蒸发器中制冷,然后进入超临界系统吸收燃气轮机排气进行膨胀做功,接入循环后的燃气轮机比未接联合循环时的热效率提高了11%[2]。冯雪佳等利用超临界CO2再压缩循环回收燃煤机组的余热[3]。Akbari等提出超临界CO2再压缩布雷顿和有机朗肯循环,膨胀做功后的CO2加热有机工质进行做功,结果显示这种联合循环可提高效率11.7%[4]。Wu等提出超临界CO2再压缩布雷顿和有机闪蒸联合循环,在这种循环中膨胀做功后的CO2加热有机工质进行闪蒸二次做功,结果表明接入这种循环后的燃气轮机比未接联合循环时的效率提高了6.57%[5]。Alsagri等分别研究了超临界CO2循环的最佳压气机压比、透平进口温度和有机工质种类对有机朗肯循环的影响[6-8]。另外,国内外学者在有机工质筛选及物性研究方面做了大量工作。戴晓业等研究分析了有机工质在余热回收循环中的热稳定性和热效率,结果表明苯、甲苯和对二甲苯适合高温热源的余热回收[9-12]。陈奇成等提出热力学反问题求解方法来分析适合有机朗肯循环的最佳有机工质,结果显示在耦合热源及满足窄点温差约束下,苯和甲苯的热效率和效率相对较高[13]。

以上研究主要利用CO2工质的特殊性和低沸点有机工质吸收燃气轮机排气进行余热回收,但是这种余热回收措施在CO2加热有机工质时存在温度匹配以及燃气轮机高温排气利用不充分等问题。Ho等通过有机闪蒸循环来解决温度匹配问题,但是燃气轮机高温排气没有得到充分利用[14-15]。夏家曦等通过冷电联供系统对燃气轮机排气进行二次利用,极大地提高了系统的热效率,但是没有解决CO2加热有机工质时存在的温度匹配问题[16]。

本文提出一种新型超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环(SCO2/OFC)。在这一新型余热回收循环中,燃气轮机高温排气首先驱动超临界CO2简单回热布雷顿循环做功,接着耐高温的有机工质对加热CO2后的燃气排气进行再吸收利用,进行闪蒸膨胀做功。本文还对该循环进行了热力学分析,研究了CO2压气机压比、加热器1的端点温差、加热器2的冷端温差和有机闪蒸循环的蒸发温度等参数对新循环的影响,并以循环净输出功为目标,采用遗传算法对循环进行优化。

1 系统描述

1.1 循环流程

本文提出的余热回收循环主要由超临界CO2简单回热布雷顿循环和有机工质的闪蒸循环组成,新循环的具体流程如图1所示。

1～7:超临界CO2简单回热布雷顿循环状态点;01～010:有机闪蒸循环状态点图1 超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环流程图

超临界CO2简单回热布雷顿循环中:冷却器出口CO2被加压至高压状态,然后在回热器中吸收低压侧高温工质释放的热量,再经过余热回收器吸收燃气轮机高温排气的热量,高温高压的CO2进入透平1膨胀做功,然后经过回热器和加热器1释放热量,最后回到冷却器中被冷却,从而完成一个循环。有机闪蒸循环中:冷凝器出口有机工质被泵加压至高压状态后,先在加热器1中吸收CO2的部分热量,接着在加热器2中吸收高温排气的热量,然后在节流阀1中等焓节流,再在分离器中被分离为饱和气与饱和液,饱和气进入透平2膨胀做功,饱和液再一次进入节流阀2等焓节流,二次节流后与膨胀做功后的有机工质在混合器中等压混合,最后进入冷凝器被冷凝到饱和状态,从而完成有机闪蒸循环。

为了与本文新循环进行对比,建立超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环(SCO2/ORC),如图2所示。该循环中用于计算的相关参数与超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环的相关参数相同,且使用相同的有机工质。

1.2 数学模型

为了简化系统的数学模型,本文做如下假设:

(1)系统处于稳定流动状态;

(2)冷却水进口压力和温度分别为环境压力与环境温度;

(3)忽略系统中连接管道的压损与热损;

(4)引进相对压损[2]来分析换热器压损对系统性能的影响;

(5)工质在冷凝器以及加热器2的出口均为饱和液;

1～7:超临界CO2简单回热布雷顿循环状态点;01～05:有机朗肯循环状态点图2 超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环流程图

(6)有机工质在节流阀中等焓节流,在混合器与分离器中等压混合与等压分离;

(7)在加热器1中冷端温差和热端温差相等;

(8)透平、压气机和泵中发生的过程为绝热过程,并给定一个相对内效率。

基于上述假设,根据质量守恒定律和能量守恒定律,对各设备建立数学模型。各部件换热量和损定义如表1所示。

循环净输出功率

Wnet=(Wtur1-Wcomp)+(Wtur2-Wpump)

(1)

循环热效率

ηth=Wnet/(Qre+Qheat2)

(2)

表1 各部件能量转化公式及损定义

部件能量转化公式损定义余热回收器Qre=mCO2(h4-h3)=mgas(h10-h11)Ire=mCO2(e3-e4)+mgas(e10-e11)透平1Wtur1=mCO2(h4-h5)Itur1=mCO2(e4-e5)-Wtur1回热器Qreg=mCO2(h5-h6)=mCO2(h3-h2)Ireg=mCO2(e5-e6)+mCO2(e2-e3)加热器1Qheat1=mCO2(h6-h7)=morg(h03-h02)Iheat1=mCO2(e6-e7)+morg(e02-e03)冷却器Qcool=mCO2(h7-h1)Icool=mCO2(e7-e1)压气机Wcomp=mCO2(h2-h1)Icomp=mCO2(e1-e2)+Wcomp加热器2Qheat2=morg(h04-h03)=mgas(h11-h12)Iheat2=morg(e03-e04)+mgas(e11-e12)节流阀1morgh04=morgh05Ivalve1=morg(e04-e05)分离器morgh05=morgXh06+morg(1-X)h08Isep=morge05-morgXe06-morg(1-X)e08透平2Wtur2=morgX(h06-h07)Itur2=morgX(e06-e07)-Wtur2节流阀2morg(1-X)h08=morg(1-X)h09Ivalve2=morg(1-X)(e08-e09)混合器morgh010=morgXh07+morg(1-X)h09Imix=morgXe07+morg(1-X)e09-morge010冷凝器Qcon=morg(h010-h01)Icon=morg(e010-e01)泵Wpump=morg(h02-h01)Ipump=morg(e01-e02)+Wpump

ηex=Wnet/(E10-E12)

(3)

相对压损

δPij=(Pi-Pj)/Pi

(4)

式中:δPij是工质从状态点i流向状态点j的相对压损;Pi、Pj是工质在状态点i、j的压力。

ei=hi-h0-T0(si-s0)

(5)

2 结果与分析

新循环中CO2和有机工质的热力学性质按照NIST数据库提供的REAFPROP软件进行计算,在Matlab平台上建立余热回收系统的仿真程序。为了保证余热回收系统的正常运行,加热器2出口的燃气温度不低于120 ℃。通过查阅已发表的文献,表2列出了在环境温度为25 ℃、环境压力为0.1 MPa下基本工况的计算条件以及系统各部件的效率[17-18]。

表2 循环计算条件及系统各部件的效率

2.1 基本工况下循环的热力性能分析

从表3可以看出:常规燃气轮机净功率为20 600 kW,热效率和效率分别为35%和48%,此时燃气轮机排气温度高达572 ℃[12]。将本文提出的超临界CO2回热布雷顿/有机闪蒸循环接到常规燃气轮机后组成联合燃气轮机。由于余热回收循环重新利用了常规燃气轮机的排气,所以联合燃气轮机循环净功率为29 586.4 kW,热效率和效率分别为50.4%和68.93%;联合燃气轮机比常规燃气轮机热效率提高了15.4%,相对提高了44%;效率提高了20.93%,相对提高了43.6%;净功率增加了8 986.4 kW,相对提高了43.6%。

表3 循环热力学性能结果

图3 循环中各部件在设计参数下的损

图4 各部件在设计参数下的损占总的百分数

在设计工况下,换热器压损对循环性能的影响如表4所示。从表4可看出:换热器的压损对循环性能有显著影响,其中压损对循环净功率的影响尤为明显;随着压损的增加,循环所做的净功率显著减小。这是因为压损增大,循环的不可逆性也随之增加,从而可用于做功的能量减少。

图5给出了循环净功率随各换热器压损的变化,可以看出,循环净功率随压损的增大线性减小,其中加热器1(热流体)、冷却器(热流体)、回热器(热流体)、回热器(冷流体)和余热回收器(冷流体)相对于其他部件对循环净功率的影响更为显著。因为这些部件中压损的变化对透平进出口压比有明显的影响,而透平进出口压比对透平做功起着决定性的作用。

表4 压损对循环性能的影响

图5 循环净功率随各换热器压损的变化

2.2 参数分析

为了研究超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环的热力性能,分别对CO2压气机压比RP、加热器1的端点温差ΔTP1、加热器2的冷端温差ΔTP2和有机闪蒸循环的蒸发温度T05等参数加以分析。以余热回收循环的净功率作为评价指标,在分析某一个参数时,其他的参数保持不变。

RP对循环性能的影响如图6所示。从图6可看出:当RP增大时,有机工质邻二甲苯、间二甲苯、对二甲苯和苯的循环净功率都随RP的增大先增大后减小。这是因为在相同的CO2透平进口温度下,随着RP的增大透平出口温度逐渐减小,从而导致超临界CO2简单回热布雷顿循环的单位透平做功随RP的增大而增大。另外CO2的质量流量随着RP的增大而减小,压气机的耗功随RP的增大而减小。在RP=3.0～4.8的范围内,超临界CO2简单回热布雷顿循环的净功率随RP的增大先增大后减小,故存在一个最佳RP。

图6 CO2压气机压比对循环性能的影响

图7 蒸发温度对循环性能的影响

图7显示了T05对循环净功率的影响,可以看出,随着T05的增加,循环净功率先增大后减小,并且不同的有机工质对应不同的最佳T05。这是因为在有机闪蒸循环中,透平2进口压力是对应透平2进口温度下的饱和压力,由闪蒸的工作机理可知,进入分离器的有机工质与离开分离器的有机工质温度是相等的,并且离开分离器的温度随着T05的增大而增大,导致透平2进出口焓差增大,即单位输出功增大。另一方面,随着T05的增加,经过闪蒸分离器进入透平2中做功的有机工质流量反而是减小的,故存在一个使透平2做功最大的最佳T05。此外,加热器1和加热器2中有机工质出口温度不随T05的变化而变化,因此有机工质的质量流量也不随T05的变化而变化。可见,总的净功率有一个最大峰值,即最佳T05所对应的净功率。由于不同的有机工质具有不同的热力性质,正如图7中所示不同工质所对应的最佳T05也是不同的。

图8给出了ΔTP1对循环净功率的影响。从图8可看出:随着ΔTP1增大,循环净功率是减小的。在有机闪蒸循环中,随着ΔTP1的增加,加热器1中有机工质的出口温度降低;加热器2中有机工质的出口温度升高。因此,在固定的T05和冷凝器出口温度下,加热器2中有机工质的出口温度越高,经过闪蒸分离器进入透平2中的有机工质流量越少,从而透平2所做的功越少。由于T05和冷凝器出口温度是固定不变的,泵的消耗功在ΔTP1变化时是固定不变的,因此有机闪蒸循环的净功率随ΔTP1的增大反而减小。另外,由于随ΔTP1增大,有机工质的质量流量逐渐减小,故有机闪蒸循环的净功率也减小。

图8 加热器1的端点温差对循环性能的影响

图9给出了ΔTP2对循环净功率的影响。从图9可看出:随着ΔTP2增大,循环净功率反而是减小的。这是因为在有机闪蒸循环中,随着ΔTP2的增加,加热器2中有机工质出口温度降低。在固定的T05和冷凝器出口温度下,随加热器2中有机工质出口温度的降低,经过闪蒸分离器进入透平2中的有机工质流量就越小,从而透平2输出功率越小。由于T05和冷凝器出口温度是固定不变的,泵的消耗功在ΔTP2变化时是固定不变的,有机闪蒸循环的净功率随ΔTP2的增大而减小。

图9 加热器2的冷端温差对循环性能的影响

2.3 热力学性能优化分析

为进一步分析本文提出的超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环的性能,选取参数RP、ΔTP1、ΔTP2和T05作为决策变量,采用遗传算法,以余热回收循环净功率为目标函数对4种不同的有机工质分别进行优化,决策变量取值范围如表5所示。

表5 遗传算法各决策变量取值范围

表6展示了对4种不同的有机工质经过遗传算法优化后的结果。从表6可知:当有机工质为对二甲苯时,可以获得最大的循环净功率,具体为9 759.64 kW,此时相应的RP,ΔTP1、ΔTP2和T05分别为4.5,8、20和161.3 ℃。

表6 本文循环优化结果

从表6还可看出:ΔTP1和ΔTP2越小,新循环的净功率就越大,但RP和T05的最佳取值并不是两个端点值,而是在中间范围的某一个值。这间接表明新循环净功率并不是简单地随RP和T05的增大而增大,而是存在一个使循环净功率最大的最佳RP和T05值。

2.4 热力学性能对比分析

如前所述,建立超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环是为了与超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环进行热力学性能对比,因此以循环净功率为目标函数,以RP、ΔTP1和ΔTP2为决策变量(这些变量的取值范围和表5中的取值范围相同)对超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环进行优化分析,具体结果如表7所示。

对比表6和表7中的最终排烟温度和循环净功率可以看出:超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环净功率(9 369.3～9 378.6 kW)均小于超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环净功率(9 746.56～9 759.64 kW);超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环的最终排烟温度(185.9 ℃)均高于超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环的最终排烟温度(177.6 ℃)。

表7 对比循环优化结果

上述分析表明:本文提出的超临界CO2简单回热布雷顿/有机闪蒸循环相比于超临界CO2简单回热布雷顿/有机朗肯循环,最终排烟温度降低,循环净功率增大,对燃气轮机高温排气的利用更充分。

2.5 附加设备体积分析

由于本文提出的新循环多应用在舰船上,很有必要对新循环所增加的设备进行体积分析。选择与本文燃气轮机主机功率相近的2500 TEU集装箱船进行附加设备体积分析计算,该集装箱船的主要参数见表8[19-20]。

表8 2500 TEU集装箱船主要参数取值

在未连接本文提出的新型循环之前,燃气轮机主机功率是21 660 kW,1000～3000 TEU集装箱船消耗的燃油为50～80 t/d,估测2500 TEU集装箱船运行一天需燃用柴油66.7 t。根据续航力和航速可计算出时间为26.5 d,考虑各种因素取整时间为30 d,续航一次总的燃油量为2 001 t,假定满载排水量等于结构吃水量,则总的燃油量占满载排水量的5.92%。

接入本文提出的余热回收循环后,设计工况下净功率为8 986.4 kW。在输出相同的功率21 660 kW时,燃气轮机主机只需做功11 613.6 kW,可见接入余热回收循环后运行一天可节省柴油27.7 t,续航一次集装箱船可少携带燃油831 t,国标柴油的密度范围是0.810～0.855 g/mL,对应的体积是972.73～1 025.93 m3。

在忽略连接管道和阀门等附加设备体积的情况下,通过Aspen软件对本文提出的循环中的各个部件在设计工况下进行设计计算,得到所有部件的体积和为457.2 m3。对比少携带燃油所减小的体积与本循环部件所增大的体积可以看出,增大的体积小于减小的体积,所有部件的体积约占所减小体积的44.7%～47%。