非共沸混合工质有机朗肯循环系统变工况特性研究

2021-07-15商丽艳韦丽娃刘宝玉

石油化工高等学校学报 2021年3期

董亮，商丽艳，韦丽娃，刘宝玉，伍帅，董盟

（1.辽宁石油化工大学，辽宁抚顺113001；2.中国石化青岛液化天然气有限责任公司，山东青岛266400）

随着我国工业快速发展，对能源需求提高的同时也增加了低温余热的对空排放，既造成了能源的大量浪费又产生严重的环境污染。随着能源与环境压力日益凸显以及一次能源价格不断提高，合理高效利用工业余热不仅可提高能源利用率，缓解能源危机，还可降低由于化石燃料燃烧以及低温余热对空排放引起的环境污染，是实现我国节能减排战略目标的重要途径[1-2]。大中型电站排烟热损失约占电厂总损失的4%～8%，是发电机组㶲损失的主要来源[3-4]。电站传统的烟气余热回收方法，一般存在传热温差小、换热面积大、排烟温度高等弊端。由于采用低沸点有机工质，ORC发电技术可充分回收利用低温工业余热发电，提高能源利用率，有助于化解能源过度消耗与环境污染的矛盾，是当前能源领域重点研究方向[5-6]。

尽管ORC具有明显技术优势，但受限于卡诺循环热电转化效率以及工质物性影响，工质在进行热量交换时用于提高温度的显热相比潜热占比较小，使工质在较低的温度下蒸发，并且温度会沿着流动方向逐渐降低，大量热能不可避免地通过冷凝器被排放到外界，从而使系统的整体效率偏低[7-9]。非共沸工质在相变过程由于存在温度滑移，其换热过程与热源温度吻合度高，与纯工质相比能够减小不可逆损失，具有更高的效率[10-11]。B.S.Dong等[12-15]通过建立混合工质热力学模型，分析不同热源温度对其性能的影响，结果表明系统参数优化得到的最佳工况其性能各有优缺点，即不同的工况下最优工质不同。Q.Liu等[16-17]模拟地热能驱动的混合工质ORC系统性能，并优化了蒸发、冷凝参数，结果表明在不同蒸发温度、冷凝温度下混合工质蒸发温度滑移、冷凝温度滑移对系统最佳净输出功出现位置和工质组分有很大影响。

上述研究都是基于额定工况下对不同工质的ORC性能分析，忽略了燃气轮机负荷变化对ORC性能的影响，无法反应系统在变工况时的实际运行情况。当燃气轮机应用在分布式能源系统中时，随着用电需求变化其负荷会出现明显波动(见图1)。烟气的温度及质量流量都会发生较大的变化，对ORC系统的净输出功率和热效率的影响较大[18-19]。因此，研究不同工质对冷热源温度变化的适应性与变工况运行能力具有重要参考价值。谢飞博等[20-24]从实验和模拟方面研究不同热源温度、冷源温度对ORC发电系统净输出功的影响。D.Meinel等[25-26]针对内燃机ORC变工况特性，分析了内燃机负荷变化对系统性能的影响，发现不同工质在变工况下系统净输出功率和热效率差异较大，当燃气轮机负荷下降到40%的工况时，ORC系统几乎没有余热回收价值。

图1 电负荷和燃气轮机运行情况Fig.1 Electrical load and gas turbine operation

综上所述，对变工况特性研究多为系统性能参数对比，而对变工况下非共沸混合工质的ORC系统的性能研究较少。因此，本文重点研究以燃气电厂在160～410°C变工况烟气驱动的有机朗肯循环，选取R245fa、R152a作为非共沸混合工质，建立亚临界ORC热力学模型，以净输出功为优化目标对混合工质组分、蒸发参数进行优化，并与同热源温度下纯工质进行系统性能对比分析，同时为进一步提高ORC系统效率，采用液化天然气（LNG）代替冷却水作为系统的冷源，在满足窄点温差约束条件下，以热力学第一定律、第二定律为依据，寻求系统的最佳运行参数，为研究ORC系统二元非共沸混合工质优选提供参考。

1 物理模型及工作原理

1.1 物理模型

利用燃气电厂烟气与LNG冷能构建有机朗肯循环发电系统结构示意如图2所示。燃气电厂高温烟气通过烟气/工质蒸发器，加热有机工质并产生高温高压的蒸汽，并通过透平最终经发电机实现热功能量转换过程，LNG通过LNG/工质换热器实现工质做功后冷凝并经增压泵增压后进入下一循环。

图2 有机朗肯循环系统Fig.2 Organic Rankine Cycle system

1.2 工作原理

ORC系统的工作过程如图3所示的1—2—3'—3—4—1过程，其中4—1为工质在蒸发器内定压吸热过程，1—2s为工质在透平中理想膨胀过程，而透平中实际膨胀做功过程1—2为熵增过程，2—3为冷凝器中定压放热过程，3—4s为工质泵内理想等熵压缩过程，而实际的工质泵压缩过程3—4为熵增过程，3'点为冷凝器内工质的干饱和状态点。

图3 非共沸工质有机朗肯循环TˉsFig.3 T-s diagr am non-azeotr opic working fluid or ganic rankine cycle

2 结果与讨论

2.1 工质筛选准则

纯工质亚临界循环系统中由于工质为等温沸腾，与热源温度匹配度不高，蒸发器的不可逆损失较大，与纯工质相比非共沸混合工质可实现与热源的优化匹配，㶲损降低[27-28]。为了避免非共沸混合工质在换热器中可能存在温度窄点及传热恶化现象，如何在不同工况下选择合适的混合工质及配比，对于混合工质的节能研究具有重要的意义，而混合工质种类和组分多样化的特点使其传热性能不能完全依靠实验研究，必须寻找合适的理论方法。为保证透平叶片的安全性，将透平出口处的工质干度设为1。在考虑换热器窄点温差约束条件下，变工况特性获取最佳ORC运行参数，实现燃气电厂烟气热效率及系统总吸热量最高,计算公式如下：

热效率：

系统总吸热量：

研究表明，ORC在极端情况下会出现热效率很高，而系统净输出功与吸热量都很低，出现“低功、低热、高效”弊端，大量余热“低效”回收，此时，热效率不能客观反映系统性能[29-30]。本文以系统总吸热量与系统净输出功比值——热耗率，反映不同工质热功转换能力。

2.2 热力学模型

以热力学第一定律、第二定律为基础建立有机朗肯循环的热力学模型，并对系统运行过程进行了必要的假设和简化：（1）系统处于稳定状态；（2）液化天然气物性以纯甲烷计算；（3）忽略系统热力设备与环境之间的热交换；（4）忽略管路的压力损失；（5）环境温度和压力分别为20°C和0.1 MPa，相关参数见表1ˉ3。

表1 变工况运行参数Table 1 Variable operating condition

表3 循环计算条件Table 3 Cyclic calculation conditions

根据热力学第二定律，有机朗肯循环各个状态点的㶲可表示为：

蒸发器内热平衡：

透平有效输出功：

泵功：

净输出功：

冷凝器内热平衡：

热耗率：

总吸热量：

热回收率：

本文采用有限元法，对蒸发器和冷凝器的传热系数和传热面积之积(UA）进行计算[31-32],以单位净输出功所对应的UA作为换热器面积参数，用符号AP表示，计算公式如下：

2.3 工况分析

系统净输出功是衡量ORC余热回收、转换能力的重要依据，其直接反映工质的工作特性[33-34]。透平有效输出功、工质泵耗功、系统净输出功随烟气温度变化情况如图4ˉ6所示。

图4 透平输出功随烟气温度变化情况Fig.4 Tur bine output power changes with flue gas temperature

由图4ˉ6可知，各输出功均随热源温度升高而增大。工质泵耗功相对于透平有效输出功较小，其对系统净输出功影响不大，由式（4）ˉ（7）可知，影响系统净输出功的主要因素为工质质量流量与工质在透平中焓降。对于确定冷源进出口温度的ORC系统，各工质排气背压一定，随着烟气温度的升高，工质透平入口焓值增加，透平中焓降也有所提高。

图7为工质流量随烟气温度变化情况。由图7可知，烟气温度的升高即电厂负荷增大，此时需要气化LNG流量增加并逐步达到最大以满足生产需求，在热源容量与窄点温差的限制作用下工质质量流量随之增加。在所选工况下，相同组分工质在400°C比150°C系统净输出功最高提升1倍。由图4、5可知，不同组分工质透平有效输出功、工质泵耗功也各不相同，相同烟气温度下随着R152a质量分数增加，透平有效输出功增大而工质泵耗功下降，二者共同加剧了系统净输出功的差距，相同温度下混合工质相比R245fa最大提升36%，R152a相较于其他工质系统净输出功最大提升40.2%。

图7 工质流量随烟气温度变化情况Fig.7 Variation of working fluid flow with flue gas temperature

受工质的热物性和传热能力限制，在热源容量与窄点温差的作用下工质的质量流量也不相同[35-36]。烟气流量随烟气温度变化情况如图8所示。

图8 烟气流量随烟气温度变化情况Fig.8 Flue gas flow r ate changes with flue gas temper atur e

由图8可知，相同烟气温度下随着R152a质量分数增加，工质质量流量逐渐下降，最大差值为71%。其原因可由表1解释：R152a质量汽化热相对较高，在热源容量与窄点温差的限制作用下，吸收单位热量所需工质质量越低，工质泵耗功越低，此观点可由图5证实。随着烟气温度的升高系统所需烟气质量呈下降趋势并逐渐变缓，其主要原因是本文以LNG气化质量为定值分析。对多余烟气利用将在后期讨论。

图5 工质泵耗功随烟气温度变化情况Fig.5 The power consumption of the working fluid pump changes with flue gas temperatur e

系统总吸热量在一定程度上反应了系统做功潜力，避免在极端情况下出现热效率很高，但系统净输出功与吸热量都很低的现象，产生“低功、低热、高效”，大量余热“低效”回收的弊端。图9为系统总吸热量随烟气温度变化情况。由图9可知，各工质随着烟气温度升高其系统总吸热量增加，其原因可结合图7解释，随着烟气温度升高，由于负荷的增加导致工质质量流量增加，使系统总吸热量增加，且与图6系统净输出功变化一致，符合工业生产中最大程度回收余热资源。随着烟气温度升高，系统总吸热量提升1倍。同时工质组分对系统总吸热量也有一定影响，随着R152a质量分数增加其吸热量最大提高5.2%。其原因为R152a气化潜热较大，相同工况下可以吸收较多的热量，提高了系统总吸热量。

图6 系统净输出功随烟气温度变化情况Fig.6 System net output power changes with flue gas temperature

图9 系统总吸热量随烟气温度变化情况Fig.9 The total heat absorption of the system varies with flue gas temperature

相同工况下，工质热耗率越低其热经济性越高[37-38]。图10为热耗率随烟气温度变化情况。

图10 热耗率随烟气温度变化情况Fig.10 Heat rate varies with flue gas temper ature

由图10可知，随着烟气温度的升高，所有工质的热耗率均增加，同工况下约增加5.6%。这是因为随烟气温度升高，蒸发器内换热温差增大，导致蒸发器㶲损增加，工质冷凝温度不变，热效率下降，热耗率升高。工质组分变化相较于烟气温度变化对热耗率的影响更明显，相同烟气温度下，随着R152a质量分数增加其热耗率下降趋势明显，最大下降达25%，其原因可结合图6、9解释：相同烟气温度下吸热量差别不大，但R152a质量分数对净输出功提升较明显。相同工况下，R152a热耗率最低，经济性最好。

图11为热回收率随烟气温度变化情况。由图11可知，与系统总吸热量变化趋势相同，各工质系统热回收率均随着烟气温度的升高而增加，且增加趋势逐渐减小；随着R152a质量分数增加而减小趋势越明显，在400°C时下降约10%，其原因为：相同LNG进出口温度及质量流量下，混合工质中随着R152a质量分数增加其定泡点冷凝温度逐渐降低，由式(11)可知其系统热回收率逐渐降低。

图11 热回收率随烟气温度变化情况Fig.11 Heat r ecover y r ate var ies with flue gas temperature

UA是指传热系数和传热面积之积，当换热器型号给定时，传热系数也随之确定，UA越大，则所需的传热面积也越大，成本越高。本文以单位净输出功对应UA的AP值作为衡量系统经济性指标[39]。图12为蒸发器AP值随烟气温度变化情况。由图12可知，在蒸发器低温段各工质AP值相差相对较大，其原因由表2可知，低温段为各工质在临界温度附近，其工质性能波动较大，随烟气温度升高，各工质的AP值均减小并逐渐接近，在400°C时最大差值仅为94 W/°C。在低温段混合工质AP值波动较大，系统经济性及稳定性最差。因此，在实际生产中系统要尽量避免在低负荷状态运行。