回热式有机朗肯循环系统热力性能

2022-01-26孟慧敏徐斌毛静雯张昌远孙小荷

科学技术与工程 2022年1期

孟慧敏，徐斌,2*，毛静雯，张昌远，孙小荷

(1.河南科技大学车辆与交通工程学院，洛阳 471003;2.河南省能源动力装置节能与污染物控制国际联合实验室，洛阳 471003)

中国目前主要消耗的能源还是以化石燃料为主，随着工业科技快速发展，能源消耗迅速，2020年标准煤消耗量达到了49.8亿t，占能源消耗总量的56.8%，但能源的利用效率只有30%左右，很多低于300 ℃的中低温热能直接排放至大气环境中，导致能源系统无法兼顾经济性和环保型，优化运行的能力不高[1]。因此，在能源生产和消费革命大背景下,积极应对国际国内能源、经济和环境三难困境，合理利用中低温余热对降低不可再生能源消耗、减少碳排放量以及环境保护具有重要意义[2-3]。

有机朗肯循环(organic Rankine cycle，ORC)是利用低沸点有机工质代替水的一种动力循环，具有技术效率高、经济性好、设备要求低等优点，能够有效地将废热转化为电能，目前已应用于太阳能发电[4]、生物质能发电[5]、地热发电[6]、海洋温差发电[7]等方面，被很多研究人员称为回收中低温余热最理想的方法之一。

自1966年起有机朗肯循环低温余热回收技术便得到了人们的广泛关注，中外研究者纷纷就有机工质选择、ORC系统优化、系统性能评价等内容展开研究。李新禹等[8]以R123为工质在有无预热器的情况下对小型车载ORC余热发电系统进行了热力学分析和能量计算。经计算，系统在有无预热器的情况下的总热效率分别为23.1%和10.8%，蒸发器的换热量分别为7.35 kJ和4.67 kJ。张鸣等[9]理论分析了6种以1，1，1，3，3-五氟丙烷(R245fa)为参考的不同混合比工质对系统性能的影响。结果表明：在工质吸热量一定的情况下，采取混合工质系统比纯工质获得更高的输出功和热效率。Jin等[10]以亚临界ORC回收锅炉烟气余热为例构建夹点模型，结果表明：蒸发器和冷凝器的夹点温差受蒸发温度和常规控制中冷热源参数的影响；调节蒸发温度，使热效率最大化，避免冷却水质量流量的急剧上升。Wameedh等[11]选用丙烷、丁烷、戊烷和环戊烷作为工质，对高温循环和低温循环的双ORC系统的性能进行了实验研究，结果表明：双ORC系统适用于不同温度范围的热源，当戊烷作为循环工质时，从高温循环到低温循环的最大传热为23 kW。刘广林等[12]以R425fa为工质分析了回热式和无回热系统的变化规律，结果表明：回热系统的效率在膨胀机转速和转矩相同时比简单ORC系统效率高。Wang等[13]选择R245fa工质分析了蒸发温度、冷凝温度等关键参数对ORC系统性能的影响，结果表明：热优化必须考虑运行条件对部件安全性和效率的影响。Anandu等[14]以环戊烷为工质，分析了不同热源温度范围内的系统性能，结果表明：在较低的高压蒸发器压力下，较低的蒸汽出口温度导致最大功率输出。石文琪等[15]运用Aspen Plus建立系统模型，研究了蒸发器夹点温差对ORC系统性能的影响，结果表明：随着夹点温差的增大，系统净输出功、效率与热效率均逐渐降低。Yan等[16]利用环戊烷/环己烷混合物相关ORC系统进行了分析，结果表明：回热器可以显著提高ORC系统的性能。在最优环戊烷摩尔分数下，整体ORC系统的最优效率较基本ORC系统提高了52.11%。

1 有机朗肯循环系统简介

1.1 基本原理

ORC系统的工作原理如图 1所示，工质泵将储液罐中的有机工质加压后送入回热器，在回热器中预热后进入蒸发器，在蒸发器中与高温热源进行换热，吸热后工质变为高温高压气体推动膨胀机做功，做功后的有机工质进入回热器将余热与液态工质进行交换，之后进入冷凝器冷凝为液态工质流入储液罐中，一个循环完成。通过膨胀机与泵出口管之间增加逆流式换热器，预热经工质泵加压后的低温液态工质，实现膨胀机出口处过热蒸汽与工质泵出口的过冷工质的热交换，减少热量的散失，提高工质进入蒸发器的温度，降低工质在蒸发器内的吸热量，减少蒸发器的热负荷，增加系统的运行稳定性，提高系统净输出功和热效率。

图1 ORC系统工作原理Fig.1 The principle of ORC system

1.2 热力学模型及分析

建立的热力学模型仅从热力学的角度描述ORC系统的工作过程，其温熵图如图2所示。其中，1—2s是等熵膨胀过程，1—2是实际膨胀过程，2—m是定压过程，m—3是定压放热过程，3—4s是等熵压缩过程，3—4是实际压缩过程，4—n是定压过程，n—1是定压加热过程。忽略系统与环境热交换及工质在管道各部件间压降，系统稳定运行时，分析如下。

Thot，in为热源进口温度；Thot，out为热源出口温度；Tcw，in为冷却水进口温度；Tcw，out为冷却水出口温度；1、2、2s、3、4、4s、m、n为工质各状态点图2 ORC系统T-S图Fig.2 T-S diagram of ORC system

(1)有机工质在蒸发器内的吸热量。

Q1=mf(h1-hn)

(1)

式(1)中：h1为蒸发器出口处高压蒸汽的焓值，kJ/kg；hn为回热器预热后液态工质的焓值，kJ/kg；mf为系统工质质量流量，kg/s。

(2)高压蒸汽在膨胀机中的输出功量。

Wt=mf(h1-h2)=mfη2(h1-h2s)

(2)

式(2)中：h2、h2s分别为对应实际系统膨胀机出口蒸汽的焓值和等熵膨胀后膨胀机出口焓值，kJ/kg；η2为膨胀机的等熵效率。

(3)工质在冷凝器内的放热量。

Q2=mf(hm-h3)

(3)

式(3)中：hm为回热器出口蒸汽的焓值，kJ/kg；h3为冷凝后饱和液体的焓值，kJ/kg。

(4)工质泵的实际耗功量。

Wp=mf(h4-h3)

(4)

式(4)中：h4为蒸发器进口处液态工质的焓值，kJ/kg。

综上，实际系统所做的净输出功为

Wnet=Wt-Wp=mf[(h1-h2)-(h4-h3)]

(5)

实际循环系统的热效率为

(6)

2 有机工质选择

作为ORC系统能量转化的载体，工质的选择对ORC的效率、运行条件、环境的影响以及经济可行性都有很大的影响，目前对有机工质选择的研究依旧是ORC系统的关键。通过对比多种工质，采用纯工质1，1，1，3，3-五氟丙烷(R245fa)作为有机朗肯循环系统的工作介质，其部分特性如表1所示。R245fa属于干工质，因此无需考虑液化对膨胀机的损坏，是一种不易燃、低压氢氟烃类(hydrofluorocarbons，HFC)制冷剂，具有以下优点：①良好的环境友好性，对环境污染小；②低毒、不易燃，良好的热稳定性和化学稳定性；③较低的临界温度和压力且与设备材料有很好的兼容性。

表1 R245fa物性参数Table 1 R245fa physical parameters

3 系统模型建立

ORC系统主要包括蒸发器、膨胀机、回热器、冷凝器和工质泵。蒸发器、回热器和冷凝器都属于换热设备，作为连接余热源的和ORC系统的媒介，起着承上启下的作用，对ORC系统的热功转换性能有重要影响。在建立换热器模型时管外热源冷源流动和管内工质流动均视为一维稳态流动，忽略管壁热阻，在GT-SUITE软件中分别建立管壳式蒸发器、管壳式回热器和板式冷凝器模型。膨胀机和工质泵作为ORC系统的重要动力部件，对系统的参数范围与匹配、有机工质选择等都有重要影响，分别利用GT-SUITE软件中的“turbinrefrig”模块和“pumprefrig”模块建立涡旋膨胀机和工质泵模型，建立的回热式ORC系统模型如图3所示。

图3 ORC系统模型图Fig.3 ORC system model diagram

4 关键参数对ORC系统的影响

4.1 膨胀机转速

图4给出了热源温度及工质泵转速一定时，工质质量流量和蒸发压力随膨胀机转速的变化关系：当膨胀机转速从1 100 r/min增加到2 000 r/min时，工质流量从114 g/s增加到123 g/s；蒸发压力随着膨胀机转速的增加逐渐降低，这是由于热源输入能量一定，蒸发器进出口焓差随着转速的增加逐渐降低，工质的吸热能力逐渐降低，因而工质质量流量逐渐增加；随着膨胀机转速的增加，使得热源在蒸发器内换热温差增大，导致蒸发器出口温度降低，蒸发压力也随之降低。

图4 工质质量流量和蒸发压力随膨胀机转速的变化Fig.4 Variation of mass flow of working medium and evaporating pressure with speed of expander

图5给出了蒸发器换热量和膨胀机输出功随膨胀机转速的变化关系:蒸发器换热量和膨胀机输出功均随膨胀机转速的升高而升高。蒸发器换热量的升高是因为蒸发器进出口焓差减小的速度小于系统工质流量增加的速度；而膨胀机进出口焓差减小的速度略小于工质流量增大的速度，因此膨胀机输出功随膨胀机转速的升高而增大，但幅度较小。

图5 蒸发器换热量和膨胀机输出功随膨胀机转速的变化Fig.5 Variation of heat exchange in evaporator and expander output power with expander speed

图6给出了ORC系统净输出功和热效率随膨胀机转速的变化规律：工质净输出功随膨胀机转速的增加而增加，热效率随膨胀机转速的增加而减小。这是由于随着膨胀机转速的增加，膨胀机做功量逐渐增大，而工质泵耗功量减小，因此工质净输出功不断增加；循环系统的吸热量增加的速度大于净输出功增加的速度，导致循环热效率不断降低。

图6 净输出功和热效率随膨胀机转速的变化Fig.6 Variation of net output work and thermal efficiency with expander speed

4.2 工质泵转速

图7给出了在热源温度和膨胀机转速一定时，工质质量流量及蒸发压力随工质泵转速的变化关系：工质质量流量和蒸发压力均随着工质泵转速的增加而增加。由于泵的工作特性，泵转速的提高使得泵出口压力和工质流量都会增大，导致蒸发器出口温度增高，蒸发压力也随之升高。

图7 工质质量流量及蒸发压力随工质泵转速的变化Fig.7 Variation of mass flow rate and evaporating pressure with speed of working fluid pump

图8给出了由工质泵转速的增加引起的蒸发压力的上升对系统中蒸发器换热量和膨胀机输出功的影响趋势：蒸发器换热量和膨胀机输出功均随蒸发压力的升高而增加。随着蒸发温度的升高，膨胀机进出口焓差先增加后减小，工质泵转速增加引起工质流量增加的速度高于膨胀机进出口焓差减小的速度，两者共同导致膨胀机输出功增加。但在热源一定的条件下，蒸发压力的升高虽然减少了蒸发器中工质与热源流体的换热温差，但工质流量的增加对蒸发器换热量影响稍大，综合使得蒸发器换热量随工质泵转速的增加而增加。

图8 蒸发器换热量和膨胀机输出功随蒸发压力的变化Fig.8 Variation of heat exchange in evaporator and output work of expander with evaporating pressure

图9给出了系统净输出功和热效率随蒸发压力的变化关系：净输出功随蒸发压力的增加而增加；热效率随蒸发压力的增加先增加后降低。净输出功受膨胀机输出功和泵功的影响，膨胀机输出功增加的速度大于泵功增加的速度，因此净输出功逐渐增加；在工质泵转速在700～825 r/min时，系统净输出功增加的速度高于蒸发器换热量增加的速度，因此热效率不断增加，在转速升高时，较高的转速导致的过高工质流量，使得工质在蒸发器内蒸发不完全，导致膨胀机进口的比焓较小，导致热效率降低。

图9 净输出功和热效率随蒸发压力的变化Fig.9 Variation of net output work and thermal efficiency with evaporating pressure

4.3 热源温度

在膨胀机转速及工质泵转速一定时，图10给出了循环系统工质质量流量和蒸发压力随热源温度的变化关系：随着热源温度的增加，工质质量流量逐渐降低，蒸发压力逐渐升高。随着热源的升高，热源换热温差增大，蒸发器内换热速度加快，单位时间内通过蒸发器的工质增加；而在热源温度较低时，蒸发器内的换热量相对较少，蒸发器出口工质处于微过热状态，蒸发器内的液相区较大，气相区较小，随着热源温度的升高，热源出口温度升高，致使蒸发器出口工质温度升高，蒸发压力也升高，故热源温度的增加会引起蒸发压力的快速增加。

图10 工质质量流量和蒸发压力随热源温度的变化Fig.10 Variation of mass flow rate of working fluid and evaporating pressure with heat source temperature

如图11给出了蒸发器换热量和膨胀机输出功随因热源温度增加的而升高的蒸发压力的变化关系：蒸发器换热量和膨胀机输出功随着蒸发压力的升高逐渐增加。这是由于热源温度升高使蒸发器内换热温差增大，蒸发器进出口焓差增加对系统的影响更大，因此蒸发器换热量随热源温度的升高而增加；在膨胀机出口压力基本不变的情况下，膨胀机入口压力对气态工质焓值的影响较大，入口压力越高，气态工质焓值越大，工质在膨胀机中的焓降的速度大于工质流量减小的速度，因此膨胀功增大。

图11 蒸发器换热量和膨胀机输出功随蒸发压力的变化Fig.11 Variation of evaporator heat exchange and output work of expander with evaporating pressure

如图12给出了ORC系统净输出功和热效率随因热源温度而升高的蒸发压力的变化关系：系统净输出功和热效率均随热源温度的升高而增大。系统净输出功是由膨胀机输出功和泵功共同影响的，随着热源温度的升高，蒸发器内换热温差增大，膨胀机性能更好，膨胀机做功量增加的速度高于工质泵耗功量增加的速度，且循环吸热量不断减小，因此循环净输出功和热效率均增大。