海洋溫差能氨水工質(zhì)引射器對(duì)熱力循環(huán)性能影響的理論研究

王洪雨 ，劉偉民 ，劉延俊 ,2*，陳 云 ，彭景平 ，翟曉宇

（1. 山東大學(xué) 海洋研究院，山東 青島 266237；2. 山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院“高效潔凈先進(jìn)制造”教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 濟(jì)南 250061；3. 自然資源部第一海洋研究所，山東 青島 266061）

海洋是世界上最大的太陽能吸收器，每年可以吸收37 萬億kW 的太陽能[1]，世界范圍內(nèi)海洋溫差能理論資源功率約600 億kW[2]。然而，由于表層溫海水和深層冷海水之間的溫差為15～25℃，海洋溫差能熱力循環(huán)效率僅為3%～5%[3]，因此提高海洋溫差能熱力循環(huán)效率迫在眉睫。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)海洋溫差能熱力循環(huán)進(jìn)行了大量研究。1981 年，Kalina A I[4]提出了以氨水混合物為工質(zhì)的“Kalina 循環(huán)”，相同工況Kalina 循環(huán)的效率比朗肯循環(huán)高20%左右。1994 年，日本佐賀大學(xué)上原春男教授發(fā)明了上原循環(huán)[5]，循環(huán)采用了貧氨溶液回?zé)嵫h(huán)和中間抽氣回?zé)嵫h(huán)，循環(huán)效率提高到5.4%[6]。2012 年，自然資源部第一海洋研究所提出了國海循環(huán)，國海循環(huán)的熱力循環(huán)效率達(dá)到了 5.16%[7]。Yuan H 等[8]在 2014 年提出了一種采用雙引射器的循環(huán)，熱力循環(huán)效率達(dá)到 4.17%。2015 年，Lee H S 等[9]將氣—?dú)庖淦鲬?yīng)用于海洋溫差能熱力循環(huán)，增大了透平的輸出功，提高了循環(huán)效率。2017 年，韓國釜慶國立大學(xué)Yoon J I 等[10]采用R152a 為工質(zhì)的使用引射器的EP-OTEC熱力循環(huán)，此循環(huán)的效率為4.0%左右。同年，Miljkovic在朗肯循環(huán)中增加了引射器，設(shè)計(jì)了一個(gè)新的循環(huán)，該循環(huán)的效率為3.057%[11]。

本文在上述研究的基礎(chǔ)上，應(yīng)用熱力學(xué)基本原理，使用Matlab 和氨水熱物性計(jì)算軟件，對(duì)帶有液—?dú)庖淦髋c無引射器的熱力循環(huán)進(jìn)行了建模、數(shù)值模擬和對(duì)比分析，研究在不同工況、混合工質(zhì)濃度下引射器對(duì)熱力循環(huán)性能的影響。

1 熱力循環(huán)系統(tǒng)描述

熱力循環(huán)系統(tǒng)采用氨水混合物為工質(zhì)，透平后乏氣被引射器引射到冷凝器進(jìn)行冷凝，圖1 是其熱力循環(huán)系統(tǒng)示意圖，圖2 是無引射器海洋溫差能熱力循環(huán)系統(tǒng)示意圖。新循環(huán)中的設(shè)備包括換熱器、分離器、透平、引射器、工質(zhì)泵，其中換熱器又包括蒸發(fā)器、回?zé)崞?、預(yù)熱器和冷凝器。系統(tǒng)工作流程為：海洋表層溫海水在蒸發(fā)器中從狀態(tài)點(diǎn)10 變溫加熱氨水到狀態(tài)點(diǎn)1，隨后氨-水兩相流在分離器中等溫、等壓分離成狀態(tài)點(diǎn)2 的高濃度氨蒸汽和狀態(tài)點(diǎn)3 的低濃度貧氨溶液。狀態(tài)點(diǎn)2 的氨蒸汽進(jìn)入透平中絕熱膨脹推動(dòng)葉輪帶動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電后，變成狀態(tài)點(diǎn)4 的乏氣，被引射進(jìn)入引射器。分離出的貧氨溶液從狀態(tài)點(diǎn)3 在回?zé)崞髦欣鋮s到狀態(tài)點(diǎn)5 進(jìn)入引射器（無引射器的進(jìn)入吸收器），與透平后乏氣充分混合后到狀態(tài)點(diǎn)6。氨水氣液在冷凝器中經(jīng)深層冷海水等壓冷卻后變?yōu)闋顟B(tài)點(diǎn)7 的氨水溶液，經(jīng)工質(zhì)泵等熵壓縮到狀態(tài)點(diǎn)8，隨后在預(yù)熱器中被蒸發(fā)器出口的溫海水加熱到狀態(tài)點(diǎn)9，再經(jīng)回?zé)崞骷訜岬綘顟B(tài)點(diǎn)10 進(jìn)入蒸發(fā)器，如此循環(huán)。此循環(huán)采用了非共沸的氨水工質(zhì)，熱源和工質(zhì)溫度匹配較好，吸熱效率高，同時(shí)預(yù)熱器和回?zé)崞骺晌斩嘤嗟臒崃?。圖3 和圖4 為有、無引射器時(shí)海洋溫差能熱力循環(huán)T-S-w圖，從兩圖中對(duì)比可以看出引入引射器使透平出口狀態(tài)點(diǎn)4 的溫度降低，同時(shí)也會(huì)使壓力降低，導(dǎo)致透平進(jìn)出口壓差變大，透平輸出功增多。

圖1 有引射器的海洋溫差能熱力循環(huán)

圖2 無引射器的海洋溫差能熱力循環(huán)

圖3 引射器海洋溫差能熱力循環(huán)T-S-w 圖

圖4 無引射器海洋溫差能熱力循環(huán)T-S-w 圖

2 數(shù)學(xué)模型和計(jì)算條件和方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

對(duì)熱力循環(huán)做如下假設(shè)：

（1）循環(huán)各熱力過程是理想的；

（2）分離器分離的液相貧氨溶液為其泡點(diǎn)狀態(tài)，高濃度氨蒸汽為其露點(diǎn)狀態(tài)，且二者溫度、壓力相同；

（3）在冷凝器的出口和回?zé)崞鞯某隹冢彼芤籂顟B(tài)點(diǎn)為其泡點(diǎn)；

（4）不考慮系統(tǒng)內(nèi)和與外界交換產(chǎn)生的能量損失。

使用質(zhì)量守恒和能量守恒方程對(duì)系統(tǒng)的建立數(shù)學(xué)模型如下：

2.1.1 蒸發(fā)器 氨水溶液在蒸發(fā)器中吸收溫海水的熱量，從狀態(tài)點(diǎn)10 被加熱到氣液兩相的狀態(tài)點(diǎn)1。根據(jù)能量守恒方程，蒸發(fā)器的吸熱量為：

式中：QG為蒸發(fā)器換熱量，kW；m1為狀態(tài)點(diǎn)1蒸發(fā)器出口工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；h1為狀態(tài)點(diǎn)1 蒸發(fā)器出口工質(zhì)焓值，kJ/kg；h10為狀態(tài)點(diǎn)10 蒸發(fā)器入口工質(zhì)焓值，kJ/kg；cw為溫海水比熱，kJ/(kg·℃)；mw為溫海水質(zhì)量流量，kg/s；Twi為蒸發(fā)器入口溫海水溫度，℃；T11為狀態(tài)點(diǎn)11 蒸發(fā)器出口溫海水溫度，℃。

2.1.2 分離器 氨水溶液從狀態(tài)點(diǎn)1 經(jīng)分離器后，分離出狀態(tài)點(diǎn)2 的氨氣和狀態(tài)點(diǎn)3 的貧氨溶液。根據(jù)溶液質(zhì)量守恒方程：

式中：m2為狀態(tài)點(diǎn)2 分離器出口氣相工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；m3為狀態(tài)點(diǎn)3 分離器出口液相工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；X1為狀態(tài)點(diǎn)1 蒸發(fā)器出口工質(zhì)的濃度；X2為狀態(tài)點(diǎn)2 分離器出口氣相工質(zhì)的濃度；X3為狀態(tài)點(diǎn)3 分離器出口液相工質(zhì)的濃度。

2.1.3 透平 氨氣在透平中從狀態(tài)點(diǎn)2 等熵做功膨脹到狀態(tài)點(diǎn)4：

式中：S2為狀態(tài)點(diǎn)2 透平入口工質(zhì)熵值，kJ/(kg·K)；S4為狀態(tài)點(diǎn) 4 透平出口工質(zhì)熵值，kJ/(kg·K)。

根據(jù)能量守恒定律，透平輸出功為：

式中：WT為透平輸出功，kW；h2為狀態(tài)點(diǎn) 2 透平入口工質(zhì)焓值，kJ/kg；h4為狀態(tài)點(diǎn)4 透平出口工質(zhì)焓值，kJ/kg。

2.1.4 引射器 回?zé)崞鞒隹跔顟B(tài)點(diǎn)5 的貧氨溶液和透平出口狀態(tài)點(diǎn)4 的氨氣在引射器中充分混合，工作流體是貧氨溶液，被引射流體是氨氣，出口為氨-氣兩相混合的狀態(tài)點(diǎn)6。在引射過程中流體的熵和焓是守恒的[12]，即：

式中：h5為狀態(tài)點(diǎn)5 引射器入口工質(zhì)焓值，kJ/kg；h6為狀態(tài)點(diǎn) 6 引射器出口工質(zhì)焓值；S5為狀態(tài)點(diǎn) 5 引射器入口工質(zhì)熵值，kJ/(kg·K)；S6為狀態(tài)點(diǎn) 6引射器出口工質(zhì)熵值，kJ/(kg·K)。

式中：u為氨氣與貧氨溶液的質(zhì)量流量比：

引射器中的質(zhì)量守恒方程：

式中：m5為狀態(tài)點(diǎn)5 引射器入口工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；m6為狀態(tài)點(diǎn)6 引射器出口工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s。

2.1.5 冷凝器 氨水在冷凝器中從狀態(tài)點(diǎn)6 被冷海水冷卻到狀態(tài)點(diǎn)7，根據(jù)能量守恒方程，冷凝器內(nèi)海水和工質(zhì)之間的換熱量Qc為：

式中：Qc為冷凝器換熱量，kW；m7為狀態(tài)點(diǎn) 7冷凝器出口工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；h6為狀態(tài)點(diǎn)6 冷凝器入口工質(zhì)焓值，kJ/kg；h7為狀態(tài)點(diǎn)7 冷凝器出口工質(zhì)焓值，kJ/kg；cc為冷海水比熱，kJ/(kg·℃)；mc為冷海水質(zhì)量流量，kg/s；Tco為冷凝器出口冷海水溫度，℃；Tci為冷凝器入口冷海水溫度，℃。

2.1.6 工質(zhì)泵 工質(zhì)在泵中從狀態(tài)點(diǎn)7 等熵壓縮到狀態(tài)點(diǎn)8：

式中：S7為狀態(tài)點(diǎn)7 工質(zhì)泵入口工質(zhì)熵值，kJ/（kg·K）；S8為狀態(tài)點(diǎn) 8 工質(zhì)泵出口工質(zhì)熵值，kJ/（kg·K）。

工質(zhì)泵的消耗功為：

式中：m7為狀態(tài)點(diǎn)7 工質(zhì)泵入口工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；h7為狀態(tài)點(diǎn) 7 工質(zhì)泵入口工質(zhì)焓值，kJ/kg；h8為狀態(tài)點(diǎn)8 工質(zhì)泵出口工質(zhì)焓值，kJ/kg。

2.1.7 預(yù)熱器 氨水在預(yù)熱器中從狀態(tài)點(diǎn)8 被溫海水加熱到狀態(tài)點(diǎn)9，該過程的能量守恒為：

式中：QH為預(yù)熱器換熱量，kW；m8為狀態(tài)點(diǎn)8預(yù)熱器入口工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；h8為狀態(tài)點(diǎn)8 預(yù)熱器入口工質(zhì)焓值，kJ/kg；h9為狀態(tài)點(diǎn)9 預(yù)熱器出口工質(zhì)焓值，kJ/kg；Two為預(yù)熱器出口溫海水溫度，℃。

2.1.8 回?zé)崞?狀態(tài)點(diǎn)9 的氨水和狀態(tài)點(diǎn)3 的貧氨溶液在回?zé)崞髦羞M(jìn)行熱量交換，生成狀態(tài)點(diǎn)10 的氨水和狀態(tài)點(diǎn)5 的貧氨溶液，根據(jù)能量守恒方程有：

式中：h10為狀態(tài)點(diǎn)10 回?zé)崞鞒隹诠べ|(zhì)焓值，kJ/kg；m9為狀態(tài)點(diǎn)9 回?zé)崞魅肟诠べ|(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；h3為狀態(tài)點(diǎn)3 回?zé)崞魅肟诠べ|(zhì)焓值，kJ/kg。

回?zé)崞鲀晒闪黧w間為逆流，溫度根據(jù)對(duì)數(shù)平均溫差計(jì)算。

2.1.9 循環(huán)凈輸出功

式中：ηT為透平的效率；ηp,g為工質(zhì)泵的效率。

2.1.10 換熱器吸收熱量

2.1.11 熱力循環(huán)效率

2.2 計(jì)算條件和方法

冷熱海水溫度范圍為：表層溫海水水溫取25～28℃，冷海水水溫取4～7℃。循環(huán)的計(jì)算流程如下：在確定溫海水和冷海水溫度的情況下，設(shè)定換熱器的端差為2～4℃，給定工質(zhì)的濃度范圍為0.76～0.95，進(jìn)而求出不同工況下工質(zhì)的露點(diǎn)壓力和泡點(diǎn)壓力，在此之間選取蒸發(fā)器的工作壓力，計(jì)算出狀態(tài)點(diǎn)2 高濃度氨氣和狀態(tài)點(diǎn)3 低濃度貧氨溶液的參數(shù)，同時(shí)算出狀態(tài)點(diǎn)2 和狀態(tài)點(diǎn)3 的工質(zhì)濃度和質(zhì)量比。選取冷海水溫度，計(jì)算出冷凝器出口狀態(tài)點(diǎn)7 氨水溶液的狀態(tài)參數(shù)。工質(zhì)泵等熵膨脹，壓力和蒸發(fā)器壓力相同，可求出工質(zhì)泵出口狀態(tài)點(diǎn)8 的參數(shù)。預(yù)熱器出口為泡點(diǎn)狀態(tài)，故可求得預(yù)熱器出口狀態(tài)點(diǎn)9 的參數(shù)，根據(jù)能量守恒，求得回?zé)崞鞒隹跔顟B(tài)點(diǎn)10 和引射器入口狀態(tài)點(diǎn)5 的參數(shù)，再根據(jù)引射器的焓熵守恒，求得透平出口狀態(tài)點(diǎn)4 和引射器出口狀態(tài)點(diǎn)6 的參數(shù)。最后依據(jù)公式計(jì)算出循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率。

3 結(jié)果分析與討論

本文采用單位工質(zhì)流量對(duì)有、無引射器的熱力循環(huán)進(jìn)行了模擬，分析引射器在不同工質(zhì)濃度、透平進(jìn)口壓力、溫海水和冷海水的溫度下，各參數(shù)對(duì)循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率的影響。

3.1 不同工況下引射器對(duì)循環(huán)性能的影響

為驗(yàn)證引射器對(duì)循環(huán)性能的影響，將兩種不同的循環(huán)分別進(jìn)行模擬，圖5-a 表示的是在溫海水溫度為27℃，冷海水溫度為5℃，透平進(jìn)口壓力為700 kPa 的工況下，循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率隨工質(zhì)濃度的變化情況?？梢钥闯?，有引射器的熱力循環(huán)其循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率均大于無引射器熱力循環(huán)，二者變化趨勢(shì)類似，在工質(zhì)濃度為0.79 時(shí)二種循環(huán)熱力循環(huán)效率均達(dá)到最大值，分別為4.12%和3.96%，提高了4.04%。圖5-b 表示的是在溫海水溫度為27℃，冷海水溫度為5℃，工質(zhì)濃度為0.80 的工況下，循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率隨透平進(jìn)口壓力的變化情況?？梢钥闯?，引射器熱力循環(huán)的凈輸出功和熱力循環(huán)效率均大于無引射器熱力循環(huán)，前者在透平進(jìn)口壓力為700 kPa 下獲得最大熱力循環(huán)效率4.09%，后者在710 kPa 下獲得最大熱力循環(huán)效率3.94%，提高了3.80%。這是由于使用引射器降低了透平出口處的壓力，其狀態(tài)點(diǎn)焓值降低，透平進(jìn)出口處氨氣的焓降變大，增加了透平輸出功，所以提高了透平凈輸出功和熱力循環(huán)效率。

3.2 不同海況下引射器對(duì)循環(huán)性能的影響

圖5 引射器熱力循環(huán)和無引射器熱力循環(huán)性能對(duì)比

根據(jù)南海的實(shí)際情況，隨著季節(jié)的不同，溫、冷海水的溫度相應(yīng)發(fā)生變化，故而研究溫度對(duì)循環(huán)性能的影響至關(guān)重要。給定工質(zhì)濃度為0.80，透平進(jìn)口壓力為700 kPa，從圖6 可以看出，在冷凝溫度一定時(shí)，兩種循環(huán)的循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率隨著溫海水溫度升高而增加。這是因?yàn)?，蒸發(fā)溫度隨著溫海水溫度的升高而升高，工質(zhì)在蒸發(fā)器中氣化率和吸收的熱量增多，換熱器吸收熱量增大，透平的進(jìn)口焓值和流量同樣增大，透平的做功增加，從而使循環(huán)凈輸出功增大，由于換熱器吸收熱量的增加幅度小于循環(huán)凈輸出功的增加幅度，所以熱力循環(huán)效率增大。在溫海水溫度一定時(shí)，蒸發(fā)器出口溫度一定，循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率隨著冷海水溫度升高而減小。這是因?yàn)椋淠郎囟入S著冷海水溫度升高而升高，冷凝器入口的溫度、壓力隨之升高，透平壓降變小，導(dǎo)致透平做功減少，而換熱器吸收熱量基本不變，所以循環(huán)熱力循環(huán)效率降低。在溫海水與冷海水溫度差一定時(shí)，循環(huán)凈輸出功隨著溫海水溫度升高而增大，熱力循環(huán)效率隨溫海水溫度升高而先增大后減小。這是因?yàn)闇睾Ｋ疁囟壬邥?huì)使透平進(jìn)口處氨氣的焓值和流量增大，但冷海水溫度同樣升高，透平出口處氨氣的溫度壓力同樣升高，二者共同作用下，透平凈輸出功不斷增加且增加幅度越來越小，而換熱器吸收熱量不斷增大，所以熱力循環(huán)效率先增大后減小。從兩種循環(huán)對(duì)比來看，引射器熱力循環(huán)的循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率均大于無引射器熱力循環(huán)，在溫海水溫度為28℃、冷海水溫度為4℃時(shí)，兩種循環(huán)的循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率均達(dá)到最大值，凈輸出功分別為17.97 kW 和17.56 kW，熱力循環(huán)效率最大值分別為4.37%和4.28%。

圖6 引射器熱力循環(huán)和無引射器熱力循環(huán)在不同溫、冷海水溫度下性能對(duì)比

3.3 工質(zhì)濃度對(duì)熱力循環(huán)性能的影響

工質(zhì)濃度的變化會(huì)影響蒸發(fā)器的氣化率，在溫海水溫度為26～28℃，冷海水溫度為5℃，透平進(jìn)口壓力為700 kPa 的工況下，引射器熱力循環(huán)性能與工質(zhì)濃度的關(guān)系如圖7 所示?？梢钥闯觯S著工質(zhì)濃度的增加，三種不同溫度溫海水的透平輸出功、循環(huán)凈輸出功和換熱器吸收熱量皆不斷增大，系統(tǒng)的熱力循環(huán)效率隨著工質(zhì)濃度的增加先增大后減小。這是由于隨著工質(zhì)濃度的增加，蒸發(fā)器中的工質(zhì)的氣化率也不斷增加，換熱器吸收熱量不斷增多，在分離器中分離出的氨氣增多，最終使透平輸出功增大。在給定的工質(zhì)流量下，工質(zhì)泵耗功隨著工質(zhì)濃度的增加而逐漸減小，但泵耗功少且變化緩慢，所以循環(huán)的凈輸出功隨著工質(zhì)濃度的增加而增大。由于氨氣的質(zhì)量增加，引射器引射比變大，使得引射器的壓降變小，循環(huán)凈輸出功增加幅度越來越小，從而出現(xiàn)了系統(tǒng)的熱力循環(huán)效率隨著工質(zhì)濃度的增加先增大后減小的情況，在工質(zhì)濃度為0.80時(shí)，熱力循環(huán)效率達(dá)到峰值3.92%。從3 種不同溫海水溫度的曲線中可以看出，隨著溫海水溫度的升高，最佳的工質(zhì)濃度降低，而熱力循環(huán)效率逐漸增大，在溫海水27℃時(shí)，最大的熱力循環(huán)效率為4.12%，對(duì)應(yīng)工質(zhì)濃度為0.79；在溫海水28℃時(shí)，最大的熱力循環(huán)效率為4.30%，對(duì)應(yīng)工質(zhì)濃度為0.77。

圖7 引射器熱力循環(huán)性能隨工質(zhì)濃度的變化

3.4 透平進(jìn)口壓力對(duì)熱力循環(huán)性能的影響

透平進(jìn)口壓力會(huì)影響進(jìn)入透平的工質(zhì)流量和透平進(jìn)出口的焓差，在溫海水溫度為26～28℃，冷海水溫度為5℃，工質(zhì)濃度為0.80 的工況下，引射器熱力循環(huán)性能與透平進(jìn)口壓力的關(guān)系如圖8 所示。可以看出，3 種不同溫度的溫海水隨著透平進(jìn)口壓力的增加，透平輸出功、循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率均先增大后減小，換熱器吸收熱量不斷減小。這是因?yàn)殡S著透平進(jìn)口壓力的增大，氨工質(zhì)在蒸發(fā)器中的氣化率不斷減小，蒸發(fā)器中吸收熱量不斷減小，因此分離器分離出的氨氣不斷減少，而在透平入口處氨氣的焓值隨壓力增大而增大，氨氣的流量和焓值對(duì)透平的做功共同影響，導(dǎo)致透平輸出功先增加后減小，工質(zhì)泵耗功少且變化緩慢，所以透平輸出功和循環(huán)凈輸出功趨勢(shì)近似。隨著溫海水溫度的升高，透平輸出功和循環(huán)凈輸出功均增大，當(dāng)溫海水溫度為26℃時(shí)，循環(huán)凈輸出功隨透平進(jìn)口壓力的增加先增大后減小，在壓力630 kPa 下，循環(huán)凈輸出功最大為15.05 kW。由于循環(huán)凈輸出功的變化幅度大于換熱器吸收熱量的變化幅度，所以循環(huán)熱力循環(huán)效率也是先增大后減小，在壓力為680 kPa 時(shí)，熱力循環(huán)效率達(dá)到峰值4.03%。從三種不同溫海水溫度的曲線中可以看出,隨著溫海水溫度的升高，最大熱力循環(huán)效率對(duì)應(yīng)的透平進(jìn)口壓力升高，在溫海水27℃時(shí)，最大的熱力循環(huán)效率為4.12%，對(duì)應(yīng)的透平進(jìn)口壓力為700 kPa；在溫海水28℃時(shí)，最大的熱力循環(huán)效率為4.24%，對(duì)應(yīng)的透平進(jìn)口壓力為730 kPa。

圖8 引射器熱力循環(huán)性能隨透平進(jìn)口壓力的變化

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬和理論分析，引射器對(duì)熱力循環(huán)性能影響的結(jié)論如下：

（1）在相同的工況下，采用引射器的熱力循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率均大于無引射器熱力循環(huán)。

（2）在溫、冷海水方面，循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率隨溫海水溫度的升高而增大，隨著冷海水溫度的升高而降低，且變化趨勢(shì)近似成正比。在溫、冷海水溫差一定時(shí)，循環(huán)凈輸出功隨著溫海水溫度升高而增大，熱力循環(huán)效率隨溫海水溫度升高而先增大后減小。

（3）循環(huán)凈輸出功隨工質(zhì)濃度的增加而增大，而熱力循環(huán)效率隨著工質(zhì)濃度的增加而先增大后減小。隨著溫海水溫度的升高，最大熱力循環(huán)效率對(duì)應(yīng)的工質(zhì)濃度逐漸降低。

（4）透平進(jìn)口壓力對(duì)循環(huán)影響較為復(fù)雜，循環(huán)凈輸出功和熱力循環(huán)效率均隨著透平進(jìn)口壓力的增加而先增大后減小。隨著溫海水溫度的升高，最大熱力循環(huán)效率對(duì)應(yīng)的透平進(jìn)口壓力逐漸升高。