船用燃?xì)廨啓C超臨界CO2/有機閃蒸余熱回收循環(huán)的熱力學(xué)分析

王喜軍,王順森,吳闖,劉雨婷,孫興業(yè),陳達

(西安交通大學(xué)葉輪機械研究所,710049,西安)

現(xiàn)代燃?xì)廨啓C由于體積小、功率高和機動性能好等[1]優(yōu)點,在水面艦艇以及民用船舶中多作為驅(qū)動機。盡管燃?xì)廨啓C有許多優(yōu)點,但因為排煙溫度高達400 ℃以上(一般在400～600 ℃)[2],燃燒不充分,有大量余熱浪費?？紤]到化石燃料的有限性、燃燒引起的環(huán)境污染以及利用效率低等問題,有必要研究燃?xì)廨啓C排氣的重新利用。

符號表

目前,許多研究人員就燃?xì)廨啓C高溫排氣的二次利用做了大量研究工作。Manjunath等提出一種超臨界/跨臨界CO2冷電聯(lián)合循環(huán),在這種循環(huán)中,CO2首先在蒸發(fā)器中制冷,然后進入超臨界系統(tǒng)吸收燃?xì)廨啓C排氣進行膨脹做功,接入循環(huán)后的燃?xì)廨啓C比未接聯(lián)合循環(huán)時的熱效率提高了11%[2]。馮雪佳等利用超臨界CO2再壓縮循環(huán)回收燃煤機組的余熱[3]。Akbari等提出超臨界CO2再壓縮布雷頓和有機朗肯循環(huán),膨脹做功后的CO2加熱有機工質(zhì)進行做功,結(jié)果顯示這種聯(lián)合循環(huán)可提高效率11.7%[4]。Wu等提出超臨界CO2再壓縮布雷頓和有機閃蒸聯(lián)合循環(huán),在這種循環(huán)中膨脹做功后的CO2加熱有機工質(zhì)進行閃蒸二次做功,結(jié)果表明接入這種循環(huán)后的燃?xì)廨啓C比未接聯(lián)合循環(huán)時的效率提高了6.57%[5]。Alsagri等分別研究了超臨界CO2循環(huán)的最佳壓氣機壓比、透平進口溫度和有機工質(zhì)種類對有機朗肯循環(huán)的影響[6-8]。另外,國內(nèi)外學(xué)者在有機工質(zhì)篩選及物性研究方面做了大量工作。戴曉業(yè)等研究分析了有機工質(zhì)在余熱回收循環(huán)中的熱穩(wěn)定性和熱效率,結(jié)果表明苯、甲苯和對二甲苯適合高溫?zé)嵩吹挠酂峄厥誟9-12]。陳奇成等提出熱力學(xué)反問題求解方法來分析適合有機朗肯循環(huán)的最佳有機工質(zhì),結(jié)果顯示在耦合熱源及滿足窄點溫差約束下,苯和甲苯的熱效率和效率相對較高[13]。

以上研究主要利用CO2工質(zhì)的特殊性和低沸點有機工質(zhì)吸收燃?xì)廨啓C排氣進行余熱回收,但是這種余熱回收措施在CO2加熱有機工質(zhì)時存在溫度匹配以及燃?xì)廨啓C高溫排氣利用不充分等問題。Ho等通過有機閃蒸循環(huán)來解決溫度匹配問題,但是燃?xì)廨啓C高溫排氣沒有得到充分利用[14-15]。夏家曦等通過冷電聯(lián)供系統(tǒng)對燃?xì)廨啓C排氣進行二次利用,極大地提高了系統(tǒng)的熱效率,但是沒有解決CO2加熱有機工質(zhì)時存在的溫度匹配問題[16]。

本文提出一種新型超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)(SCO2/OFC)。在這一新型余熱回收循環(huán)中,燃?xì)廨啓C高溫排氣首先驅(qū)動超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)做功,接著耐高溫的有機工質(zhì)對加熱CO2后的燃?xì)馀艢膺M行再吸收利用,進行閃蒸膨脹做功。本文還對該循環(huán)進行了熱力學(xué)分析,研究了CO2壓氣機壓比、加熱器1的端點溫差、加熱器2的冷端溫差和有機閃蒸循環(huán)的蒸發(fā)溫度等參數(shù)對新循環(huán)的影響,并以循環(huán)凈輸出功為目標(biāo),采用遺傳算法對循環(huán)進行優(yōu)化。

1 系統(tǒng)描述

1.1 循環(huán)流程

本文提出的余熱回收循環(huán)主要由超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)和有機工質(zhì)的閃蒸循環(huán)組成,新循環(huán)的具體流程如圖1所示。

1～7:超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)狀態(tài)點;01～010:有機閃蒸循環(huán)狀態(tài)點圖1 超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)流程圖

超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)中:冷卻器出口CO2被加壓至高壓狀態(tài),然后在回?zé)崞髦形盏蛪簜?cè)高溫工質(zhì)釋放的熱量,再經(jīng)過余熱回收器吸收燃?xì)廨啓C高溫排氣的熱量,高溫高壓的CO2進入透平1膨脹做功,然后經(jīng)過回?zé)崞骱图訜崞?釋放熱量,最后回到冷卻器中被冷卻,從而完成一個循環(huán)。有機閃蒸循環(huán)中:冷凝器出口有機工質(zhì)被泵加壓至高壓狀態(tài)后,先在加熱器1中吸收CO2的部分熱量,接著在加熱器2中吸收高溫排氣的熱量,然后在節(jié)流閥1中等焓節(jié)流,再在分離器中被分離為飽和氣與飽和液,飽和氣進入透平2膨脹做功,飽和液再一次進入節(jié)流閥2等焓節(jié)流,二次節(jié)流后與膨脹做功后的有機工質(zhì)在混合器中等壓混合,最后進入冷凝器被冷凝到飽和狀態(tài),從而完成有機閃蒸循環(huán)。

為了與本文新循環(huán)進行對比,建立超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)(SCO2/ORC),如圖2所示。該循環(huán)中用于計算的相關(guān)參數(shù)與超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)的相關(guān)參數(shù)相同,且使用相同的有機工質(zhì)。

1.2 數(shù)學(xué)模型

為了簡化系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型,本文做如下假設(shè):

(1)系統(tǒng)處于穩(wěn)定流動狀態(tài);

(2)冷卻水進口壓力和溫度分別為環(huán)境壓力與環(huán)境溫度;

(3)忽略系統(tǒng)中連接管道的壓損與熱損;

(4)引進相對壓損[2]來分析換熱器壓損對系統(tǒng)性能的影響;

(5)工質(zhì)在冷凝器以及加熱器2的出口均為飽和液;

1～7:超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)狀態(tài)點;01～05:有機朗肯循環(huán)狀態(tài)點圖2 超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)流程圖

(6)有機工質(zhì)在節(jié)流閥中等焓節(jié)流,在混合器與分離器中等壓混合與等壓分離;

(7)在加熱器1中冷端溫差和熱端溫差相等;

(8)透平、壓氣機和泵中發(fā)生的過程為絕熱過程,并給定一個相對內(nèi)效率。

基于上述假設(shè),根據(jù)質(zhì)量守恒定律和能量守恒定律,對各設(shè)備建立數(shù)學(xué)模型。各部件換熱量和損定義如表1所示。

循環(huán)凈輸出功率

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

(1)

循環(huán)熱效率

ηth=Wnet/(Qre+Qheat2)

(2)

表1 各部件能量轉(zhuǎn)化公式及損定義

表1 各部件能量轉(zhuǎn)化公式及損定義

部件能量轉(zhuǎn)化公式損定義余熱回收器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?zé)崞鱍reg=mCO2(h5-h6)=mCO2(h3-h2)Ireg=mCO2(e5-e6)+mCO2(e2-e3)加熱器1Qheat1=mCO2(h6-h7)=morg(h03-h02)Iheat1=mCO2(e6-e7)+morg(e02-e03)冷卻器Qcool=mCO2(h7-h1)Icool=mCO2(e7-e1)壓氣機Wcomp=mCO2(h2-h1)Icomp=mCO2(e1-e2)+Wcomp加熱器2Qheat2=morg(h04-h03)=mgas(h11-h12)Iheat2=morg(e03-e04)+mgas(e11-e12)節(jié)流閥1morgh04=morgh05Ivalve1=morg(e04-e05)分離器morgh05=morgXh06+morg(1-X)h08Isep=morge05-morgXe06-morg(1-X)e08透平2Wtur2=morgX(h06-h07)Itur2=morgX(e06-e07)-Wtur2節(jié)流閥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)

相對壓損

δPij=(Pi-Pj)/Pi

(4)

式中:δPij是工質(zhì)從狀態(tài)點i流向狀態(tài)點j的相對壓損;Pi、Pj是工質(zhì)在狀態(tài)點i、j的壓力。

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

(5)

2 結(jié)果與分析

新循環(huán)中CO2和有機工質(zhì)的熱力學(xué)性質(zhì)按照NIST數(shù)據(jù)庫提供的REAFPROP軟件進行計算,在Matlab平臺上建立余熱回收系統(tǒng)的仿真程序。為了保證余熱回收系統(tǒng)的正常運行,加熱器2出口的燃?xì)鉁囟炔坏陀?20 ℃。通過查閱已發(fā)表的文獻,表2列出了在環(huán)境溫度為25 ℃、環(huán)境壓力為0.1 MPa下基本工況的計算條件以及系統(tǒng)各部件的效率[17-18]。

表2 循環(huán)計算條件及系統(tǒng)各部件的效率

2.1 基本工況下循環(huán)的熱力性能分析

從表3可以看出:常規(guī)燃?xì)廨啓C凈功率為20 600 kW,熱效率和效率分別為35%和48%,此時燃?xì)廨啓C排氣溫度高達572 ℃[12]。將本文提出的超臨界CO2回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)接到常規(guī)燃?xì)廨啓C后組成聯(lián)合燃?xì)廨啓C。由于余熱回收循環(huán)重新利用了常規(guī)燃?xì)廨啓C的排氣,所以聯(lián)合燃?xì)廨啓C循環(huán)凈功率為29 586.4 kW,熱效率和效率分別為50.4%和68.93%;聯(lián)合燃?xì)廨啓C比常規(guī)燃?xì)廨啓C熱效率提高了15.4%,相對提高了44%;效率提高了20.93%,相對提高了43.6%;凈功率增加了8 986.4 kW,相對提高了43.6%。

表3 循環(huán)熱力學(xué)性能結(jié)果

圖3 循環(huán)中各部件在設(shè)計參數(shù)下的損

圖4 各部件在設(shè)計參數(shù)下的損占總的百分?jǐn)?shù)

在設(shè)計工況下,換熱器壓損對循環(huán)性能的影響如表4所示。從表4可看出:換熱器的壓損對循環(huán)性能有顯著影響,其中壓損對循環(huán)凈功率的影響尤為明顯;隨著壓損的增加,循環(huán)所做的凈功率顯著減小。這是因為壓損增大,循環(huán)的不可逆性也隨之增加,從而可用于做功的能量減少。

圖5給出了循環(huán)凈功率隨各換熱器壓損的變化,可以看出,循環(huán)凈功率隨壓損的增大線性減小,其中加熱器1(熱流體)、冷卻器(熱流體)、回?zé)崞?熱流體)、回?zé)崞?冷流體)和余熱回收器(冷流體)相對于其他部件對循環(huán)凈功率的影響更為顯著。因為這些部件中壓損的變化對透平進出口壓比有明顯的影響,而透平進出口壓比對透平做功起著決定性的作用。

表4 壓損對循環(huán)性能的影響

圖5 循環(huán)凈功率隨各換熱器壓損的變化

2.2 參數(shù)分析

為了研究超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)的熱力性能,分別對CO2壓氣機壓比RP、加熱器1的端點溫差ΔTP1、加熱器2的冷端溫差ΔTP2和有機閃蒸循環(huán)的蒸發(fā)溫度T05等參數(shù)加以分析。以余熱回收循環(huán)的凈功率作為評價指標(biāo),在分析某一個參數(shù)時,其他的參數(shù)保持不變。

RP對循環(huán)性能的影響如圖6所示。從圖6可看出:當(dāng)RP增大時,有機工質(zhì)鄰二甲苯、間二甲苯、對二甲苯和苯的循環(huán)凈功率都隨RP的增大先增大后減小。這是因為在相同的CO2透平進口溫度下,隨著RP的增大透平出口溫度逐漸減小,從而導(dǎo)致超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)的單位透平做功隨RP的增大而增大。另外CO2的質(zhì)量流量隨著RP的增大而減小,壓氣機的耗功隨RP的增大而減小。在RP=3.0～4.8的范圍內(nèi),超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D循環(huán)的凈功率隨RP的增大先增大后減小,故存在一個最佳RP。

圖6 CO2壓氣機壓比對循環(huán)性能的影響

圖7 蒸發(fā)溫度對循環(huán)性能的影響

圖7顯示了T05對循環(huán)凈功率的影響,可以看出,隨著T05的增加,循環(huán)凈功率先增大后減小,并且不同的有機工質(zhì)對應(yīng)不同的最佳T05。這是因為在有機閃蒸循環(huán)中,透平2進口壓力是對應(yīng)透平2進口溫度下的飽和壓力,由閃蒸的工作機理可知,進入分離器的有機工質(zhì)與離開分離器的有機工質(zhì)溫度是相等的,并且離開分離器的溫度隨著T05的增大而增大,導(dǎo)致透平2進出口焓差增大,即單位輸出功增大。另一方面,隨著T05的增加,經(jīng)過閃蒸分離器進入透平2中做功的有機工質(zhì)流量反而是減小的,故存在一個使透平2做功最大的最佳T05。此外,加熱器1和加熱器2中有機工質(zhì)出口溫度不隨T05的變化而變化,因此有機工質(zhì)的質(zhì)量流量也不隨T05的變化而變化。可見,總的凈功率有一個最大峰值,即最佳T05所對應(yīng)的凈功率。由于不同的有機工質(zhì)具有不同的熱力性質(zhì),正如圖7中所示不同工質(zhì)所對應(yīng)的最佳T05也是不同的。

圖8給出了ΔTP1對循環(huán)凈功率的影響。從圖8可看出:隨著ΔTP1增大,循環(huán)凈功率是減小的。在有機閃蒸循環(huán)中,隨著ΔTP1的增加,加熱器1中有機工質(zhì)的出口溫度降低;加熱器2中有機工質(zhì)的出口溫度升高。因此,在固定的T05和冷凝器出口溫度下,加熱器2中有機工質(zhì)的出口溫度越高,經(jīng)過閃蒸分離器進入透平2中的有機工質(zhì)流量越少,從而透平2所做的功越少。由于T05和冷凝器出口溫度是固定不變的,泵的消耗功在ΔTP1變化時是固定不變的,因此有機閃蒸循環(huán)的凈功率隨ΔTP1的增大反而減小。另外,由于隨ΔTP1增大,有機工質(zhì)的質(zhì)量流量逐漸減小,故有機閃蒸循環(huán)的凈功率也減小。

圖8 加熱器1的端點溫差對循環(huán)性能的影響

圖9給出了ΔTP2對循環(huán)凈功率的影響。從圖9可看出:隨著ΔTP2增大,循環(huán)凈功率反而是減小的。這是因為在有機閃蒸循環(huán)中,隨著ΔTP2的增加,加熱器2中有機工質(zhì)出口溫度降低。在固定的T05和冷凝器出口溫度下,隨加熱器2中有機工質(zhì)出口溫度的降低,經(jīng)過閃蒸分離器進入透平2中的有機工質(zhì)流量就越小,從而透平2輸出功率越小。由于T05和冷凝器出口溫度是固定不變的,泵的消耗功在ΔTP2變化時是固定不變的,有機閃蒸循環(huán)的凈功率隨ΔTP2的增大而減小。

圖9 加熱器2的冷端溫差對循環(huán)性能的影響

2.3 熱力學(xué)性能優(yōu)化分析

為進一步分析本文提出的超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)的性能,選取參數(shù)RP、ΔTP1、ΔTP2和T05作為決策變量,采用遺傳算法,以余熱回收循環(huán)凈功率為目標(biāo)函數(shù)對4種不同的有機工質(zhì)分別進行優(yōu)化,決策變量取值范圍如表5所示。

表5 遺傳算法各決策變量取值范圍

表6展示了對4種不同的有機工質(zhì)經(jīng)過遺傳算法優(yōu)化后的結(jié)果。從表6可知:當(dāng)有機工質(zhì)為對二甲苯時,可以獲得最大的循環(huán)凈功率,具體為9 759.64 kW,此時相應(yīng)的RP,ΔTP1、ΔTP2和T05分別為4.5,8、20和161.3 ℃。

表6 本文循環(huán)優(yōu)化結(jié)果

從表6還可看出:ΔTP1和ΔTP2越小,新循環(huán)的凈功率就越大,但RP和T05的最佳取值并不是兩個端點值,而是在中間范圍的某一個值。這間接表明新循環(huán)凈功率并不是簡單地隨RP和T05的增大而增大,而是存在一個使循環(huán)凈功率最大的最佳RP和T05值。

2.4 熱力學(xué)性能對比分析

如前所述,建立超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)是為了與超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)進行熱力學(xué)性能對比,因此以循環(huán)凈功率為目標(biāo)函數(shù),以RP、ΔTP1和ΔTP2為決策變量(這些變量的取值范圍和表5中的取值范圍相同)對超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)進行優(yōu)化分析,具體結(jié)果如表7所示。

對比表6和表7中的最終排煙溫度和循環(huán)凈功率可以看出:超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)凈功率(9 369.3～9 378.6 kW)均小于超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)凈功率(9 746.56～9 759.64 kW);超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)的最終排煙溫度(185.9 ℃)均高于超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)的最終排煙溫度(177.6 ℃)。

表7 對比循環(huán)優(yōu)化結(jié)果

上述分析表明:本文提出的超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)相比于超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán),最終排煙溫度降低,循環(huán)凈功率增大,對燃?xì)廨啓C高溫排氣的利用更充分。

2.5 附加設(shè)備體積分析

由于本文提出的新循環(huán)多應(yīng)用在艦船上,很有必要對新循環(huán)所增加的設(shè)備進行體積分析。選擇與本文燃?xì)廨啓C主機功率相近的2500 TEU集裝箱船進行附加設(shè)備體積分析計算,該集裝箱船的主要參數(shù)見表8[19-20]。

表8 2500 TEU集裝箱船主要參數(shù)取值

在未連接本文提出的新型循環(huán)之前,燃?xì)廨啓C主機功率是21 660 kW,1000～3000 TEU集裝箱船消耗的燃油為50～80 t/d,估測2500 TEU集裝箱船運行一天需燃用柴油66.7 t。根據(jù)續(xù)航力和航速可計算出時間為26.5 d,考慮各種因素取整時間為30 d,續(xù)航一次總的燃油量為2 001 t,假定滿載排水量等于結(jié)構(gòu)吃水量,則總的燃油量占滿載排水量的5.92%。

接入本文提出的余熱回收循環(huán)后,設(shè)計工況下凈功率為8 986.4 kW。在輸出相同的功率21 660 kW時,燃?xì)廨啓C主機只需做功11 613.6 kW,可見接入余熱回收循環(huán)后運行一天可節(jié)省柴油27.7 t,續(xù)航一次集裝箱船可少攜帶燃油831 t,國標(biāo)柴油的密度范圍是0.810～0.855 g/mL,對應(yīng)的體積是972.73～1 025.93 m3。

在忽略連接管道和閥門等附加設(shè)備體積的情況下,通過Aspen軟件對本文提出的循環(huán)中的各個部件在設(shè)計工況下進行設(shè)計計算,得到所有部件的體積和為457.2 m3。對比少攜帶燃油所減小的體積與本循環(huán)部件所增大的體積可以看出,增大的體積小于減小的體積,所有部件的體積約占所減小體積的44.7%～47%。

3 結(jié) 論

本文提出一種新的超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)。通過建立循環(huán)的數(shù)學(xué)模型,分析了影響循環(huán)熱力性能的幾個主要參數(shù),對4種有機工質(zhì)進行優(yōu)化后,得到以下結(jié)論。

(1)在基本工況下,接入本文提出的超臨界CO2回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)后,比未接聯(lián)合循環(huán)的燃?xì)廨啓C熱效率提高了44%,效率提高了43.6%,凈功率增加了8 986.4 kW。

(2)循環(huán)凈功率隨CO2壓氣機壓比的增大先增大后減小,存在一個最佳壓比,且隨加熱器1的端點溫差和加熱器2的冷端溫差的增大而減小,隨蒸發(fā)溫度的增大先增大后減小,存在一個最佳蒸發(fā)溫度。

(3)使用4種工質(zhì)鄰二甲苯、間二甲苯、對二甲苯和苯進行了優(yōu)化分析,結(jié)果表明選用對二甲苯時系統(tǒng)的凈功率最大,為9 759.64 kW。

(4)對比分析表明,超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機朗肯循環(huán)的最終排煙溫度(185.9 ℃)均高于超臨界CO2簡單回?zé)岵祭最D/有機閃蒸循環(huán)的最終排煙溫度(177.6 ℃),因此本文提出的新型循環(huán)對燃?xì)廨啓C高溫排氣的余熱利用更充分。