低質(zhì)熱源有機(jī)朗肯循環(huán)效率特性研究

王為術(shù),閆 廣, ,彭 巖 ,時(shí)小寶, 劉懷亮

(1.華北水利水電大學(xué) 熱能工程研究中心,河南 鄭州 450011;2.中信重工機(jī)械股份有限公司,河南 洛陽(yáng) 471039;3.河北華熱工程設(shè)計(jì)有限公司,河北 石家莊 050000)

有機(jī)工質(zhì)朗肯循環(huán)在低質(zhì)熱源高效利用中有廣闊的應(yīng)用前景。水的沸點(diǎn)高,水工質(zhì)朗肯循環(huán)難以實(shí)現(xiàn)溫度200℃以下的余熱發(fā)電,采用低沸點(diǎn)有機(jī)工質(zhì)朗肯循環(huán)可以極大的擴(kuò)展余熱發(fā)電的資源?；诘头悬c(diǎn)有機(jī)朗肯循環(huán)的特點(diǎn),可用于海洋能源、太陽(yáng)能、地?zé)崮艿刃履茉锤咝Ю?。?duì)于低溫余熱發(fā)電,采用低沸點(diǎn)有機(jī)物作為朗肯循環(huán)工質(zhì)比采用水作為工質(zhì)有更高的循環(huán)效率。有機(jī)工質(zhì)熱力特性復(fù)雜,對(duì)循環(huán)效率有顯著影響。

在有機(jī)朗肯循環(huán)動(dòng)力系統(tǒng)中,對(duì)有機(jī)工質(zhì)蒸汽是否過(guò)熱存在較大爭(zhēng)議,Bo-Tau[1]、Bahaa[2]、Ronald[3]和王華[4]等主張采用干流體作為循環(huán)工質(zhì),熱力系統(tǒng)取消過(guò)熱器,其理由是干流體在汽輪機(jī)末端不發(fā)生液化,對(duì)末級(jí)葉片幾乎無(wú)危害。而朱江[5]則認(rèn)為過(guò)熱可以提高循環(huán)效率,提議增設(shè)排汽回?zé)崞?。目前投入運(yùn)行的有機(jī)朗肯循環(huán)機(jī)組大部分采用了過(guò)熱器,其過(guò)熱度高,甚至超過(guò)了100℃[6]。

為進(jìn)一步掌握有機(jī)朗肯循環(huán)效率的影響規(guī)律,筆者選擇了 R600a[7]、R601a[8]、R245fa[9]和甲苯[10]等典型余熱回收工質(zhì),對(duì)其朗肯循環(huán)效率特性進(jìn)行研究,研究結(jié)果可為有機(jī)朗肯循環(huán)的設(shè)計(jì)、運(yùn)行提供參考。

1 有機(jī)朗肯循環(huán)熱力系統(tǒng)模型的建立

典型的有機(jī)朗肯循環(huán)模型如圖 1所示,有機(jī)工質(zhì)貯存在儲(chǔ)液罐中,經(jīng)升壓泵升壓后依次通過(guò)預(yù)熱器、蒸發(fā)器和過(guò)熱器,達(dá)到額定參數(shù)后進(jìn)入汽輪機(jī)膨脹做功,汽機(jī)排汽進(jìn)入冷凝器冷凝成液態(tài)后返回儲(chǔ)液罐完成循環(huán)。

圖1 有機(jī)朗肯循環(huán)模型Fig.1 ORC model

對(duì)于一個(gè)確定的余熱載體及其熱力循環(huán)流體,蒸發(fā)器的蒸發(fā)量存在極限蒸發(fā)值,即蒸發(fā)器端差為0時(shí)的理論蒸發(fā)量。在一個(gè)原有的有機(jī)朗肯循環(huán)設(shè)備上增設(shè)排汽回?zé)嵫b置,可提高進(jìn)入預(yù)熱器的工質(zhì)溫度并減少預(yù)熱器中的傳熱溫差。但是受極限蒸發(fā)量的限制,余熱載體的最終排放溫度很高,增設(shè)回?zé)崞鞑o(wú)必要,所以圖1中的熱力系統(tǒng)并沒(méi)有增加回?zé)崞鳌?/p>

研究采用方程求解器(Engineering Equation Solver,EES)求解熱力循環(huán)的性能參數(shù),EES內(nèi)置了研究范圍內(nèi)流體的物性。EES中的物性參數(shù)采用NIST-Refprop進(jìn)行校驗(yàn),所選有機(jī)質(zhì)涵蓋直鏈烷烴、烷烴同分異構(gòu)體、烷基苯和氟代烷四類(lèi)。選擇循環(huán)吸熱量、等熵焓降和循環(huán)熱效率三個(gè)參數(shù)對(duì)有機(jī)朗肯循環(huán)的效率特性進(jìn)行研究。

2 有機(jī)介質(zhì)熱力溫-熵圖及工質(zhì)變參數(shù)范圍

余熱流初始焓值、蒸發(fā)器出口焓值、預(yù)熱器出口焓值分別為h1.air、h2.air、h3.air,工質(zhì)初始狀態(tài)為冷凝壓力Pcond下過(guò)冷溫度Δtn的液態(tài),焓值為hsup,主蒸汽壓力為Pm,st,主蒸汽壓力下工質(zhì)飽和溫度為T(mén)sat,飽和液態(tài)焓與飽和蒸汽焓分別為hsat,l、hsat,g,主蒸汽熵為Ssat,g,等熵焓降排汽焓為hds。變量參數(shù)選擇Pm,st、蒸汽過(guò)熱度Δt和冷凝壓力Pcond。圖2給出了有機(jī)朗肯循環(huán)溫熵圖,據(jù)此按等熵法計(jì)算效率。

四種工質(zhì)的選取范圍如表1所示。

圖2 熱力循環(huán)溫熵圖Fig.2 The temperature-entropy diagram for thermodynamic cycle

表1 工質(zhì)參數(shù)選取范圍Tab.1 The range of working medium parameters

3 循環(huán)效率的計(jì)算方法

在有機(jī)朗肯循環(huán)效率的計(jì)算過(guò)程中將汽輪機(jī)的效率定為 1,則循環(huán)效率為等熵焓降hed與循環(huán)吸熱量hah的比值,其計(jì)算式為:

3.1 飽和蒸汽循環(huán)計(jì)算方程的建立

選取空氣模擬燒結(jié)冷卻機(jī)廢氣作為余熱載體,質(zhì)量流量取mc.air=1kg/s。采用飽和蒸汽循環(huán)模型,所以(1)中hmst=hsat,g,分別對(duì)蒸發(fā)器、預(yù)熱器取下端差,建立兩組方程判斷熱力循環(huán)是否成立并計(jì)算循環(huán)效率:

吸熱量法計(jì)算方程為:

判斷循環(huán)成立的條件是蒸發(fā)器出口的煙氣溫度與蒸發(fā)溫度的差值大于所取蒸發(fā)器端差,即:

蒸發(fā)器端差法計(jì)算方程只有循環(huán)流量計(jì)算式與吸熱量法不同:

工質(zhì)循環(huán)流量:

判斷循環(huán)成立的條件是預(yù)熱器出口的煙氣溫度與工質(zhì)初始溫度的差值大于換熱器端差,即:

以上兩種計(jì)算方程組對(duì)于某一工況必有一方程組成立。

3.2 過(guò)熱蒸汽循環(huán)計(jì)算方程的建立

朱江[5]認(rèn)為蒸汽適當(dāng)過(guò)熱可以提高有機(jī)朗肯循環(huán)效率,但并未指出有機(jī)朗肯循環(huán)最佳過(guò)熱度的相關(guān)計(jì)算方法,因此筆者建立過(guò)熱蒸汽循環(huán)模型并計(jì)算有機(jī)朗肯循環(huán)的最佳蒸汽過(guò)熱度及相關(guān)規(guī)律。

選擇等熵焓降模型,主蒸汽壓力、主蒸汽溫度、焓值、熵分別為: Pms,s、tms,s、hms,s、sms,s,排汽壓力為冷凝壓力Pcond。將Pms,s、tms,s定為變參數(shù),則過(guò)熱蒸汽循環(huán)效率計(jì)算式為:

采用EES可計(jì)算出循環(huán)效率隨過(guò)熱度的變化曲線。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 主蒸汽壓力對(duì)循環(huán)效率、余熱回收效率的影響

選取 150℃空氣作為余熱載體,計(jì)算 R600a、R245fa的熱力循環(huán),循環(huán)效率與余熱回收效率的計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖3 R600a、R245fa的循環(huán)效率、余熱回收效率與蒸發(fā)壓力Fig.3 The cycle efficiency and thermal recovery efficiency with evaporating pressure to R600a and R245fa

由圖3可知,R600a與R245fa的飽和蒸汽循環(huán)效率隨著蒸發(fā)壓力的增大而增大,但隨著循環(huán)參數(shù)的提高其余熱回收效率隨蒸發(fā)壓力升高先升高后下降,原因是工質(zhì)流量逐漸減小,故存在最佳蒸發(fā)壓力使余熱的回收效率達(dá)到最大。

選擇 300℃空氣-甲苯、200℃空氣-R601a,可以得到相似的結(jié)果,如圖4所示。

圖4 甲苯與R601a的循環(huán)效率、余熱回收效率與蒸發(fā)壓力Fig.4 The cycle efficiency and thermal recovery efficiency with evaporating pressure to Toluene and R601a

4.2 蒸汽過(guò)熱對(duì)循環(huán)效率的影響

圖5為R601a循環(huán)效率與主蒸汽溫度的計(jì)算結(jié)果。

圖5 R601a的循環(huán)效率與主蒸汽溫度Fig.5 The cycle efficiency with main steam temperature of R601a

由圖 5可知,在選定的循環(huán)下,存在過(guò)熱度Δt ′=12℃使循環(huán)效率達(dá)到最高,稱為最佳過(guò)熱度。當(dāng) Pms,s=2112.3kPa (飽和溫度為 168℃)時(shí)Δt ′=7℃;Pms,s=1779.7 kPa(Tsat=158℃)時(shí)則計(jì)算結(jié)果如圖 6所示。

圖6 R601a的循環(huán)效率與主蒸汽溫度Fig.6 The cycle efficiency with main steam temperature of R601a

由計(jì)算可知,隨著主蒸汽壓力降低,循環(huán)效率呈下降趨勢(shì),且最佳過(guò)熱度Δt′逐漸減小,當(dāng)Pms,s=1779.7kPa時(shí)最佳過(guò)熱度Δt′=0℃。

計(jì)算R600a、R601a、R245fa和甲苯的過(guò)熱蒸汽循環(huán),可得到最佳過(guò)熱度Δt′ 隨主蒸汽壓力和排汽壓力的變化規(guī)律,如圖7所示。

由圖 7可知,循環(huán)效率最高對(duì)應(yīng)的最佳過(guò)熱度隨主蒸汽壓力升高而增大,不同工質(zhì)其變化幅度不同,最為敏感的是R601a,甲苯的變化最不敏感。計(jì)算中,R601a的排汽壓力為200.57kPa,R600a的排汽壓力為404.72 kPa,R245fa的排汽壓力為177.79 kPa,甲苯的排汽壓力為3.8 kPa。

圖7 四種工質(zhì)的最佳過(guò)熱度與主蒸汽壓力Fig.7 The best overheating temperature with main steam pressure of four working media

對(duì)R600a、R601a、R245fa和甲苯四種有機(jī)朗肯循環(huán)進(jìn)行計(jì)算,取Δt′=0℃的主蒸汽壓力與排汽壓力參數(shù),可得曲線圖8。

圖8 主蒸汽壓力和排汽壓力決定蒸汽過(guò)熱度Fig.8 The main steam overheating depending on main steam pressure and backpressure

圖8中某流體作為工質(zhì),當(dāng)熱力系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)在其對(duì)應(yīng)曲線下方時(shí),飽和蒸汽循環(huán)的效率最高,過(guò)熱會(huì)降低其循環(huán)效率;當(dāng)運(yùn)行參數(shù)在曲線上方時(shí),最佳過(guò)熱溫度Δt＞0,適當(dāng)過(guò)熱可使循環(huán)效率達(dá)到最高。

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)四種有機(jī)工質(zhì)朗肯循環(huán)特性計(jì)算,得到以下結(jié)論:

(1)蒸發(fā)壓力是決定有機(jī)朗肯循環(huán)效率和余熱回收效率的重要參數(shù),循環(huán)效率隨蒸發(fā)壓力的升高而升高,但余熱回收效率存在極值,其對(duì)應(yīng)的蒸發(fā)壓力為最佳蒸發(fā)壓力。

(2)蒸汽過(guò)熱提高循環(huán)效率只在一定條件下成立,且決定于主蒸汽壓力與排汽壓力,研究表明主蒸汽壓力越高,排汽壓力越低,則最佳過(guò)熱度越高。在實(shí)際工程中,有機(jī)朗肯循環(huán)機(jī)組的運(yùn)行參數(shù)較高,蒸汽過(guò)熱是提高循環(huán)效率的有效方法。

符號(hào)說(shuō)明:

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