內(nèi)燃機余熱驅(qū)動的儲熱式有機朗肯循環(huán)試驗研究

李 智，俞小莉，王 雷,，高 琪，陸奕驥，黃 瑞

(1.浙江大學 能源工程學院，杭州 310027；2.寧波中策動力機電集團有限公司，寧波 300350)

0 概述

隨著中國節(jié)能減排意識的不斷增強和國家對“碳中和”承諾的不斷實踐，提高能源系統(tǒng)的能量利用率是必由之路，余熱回收是其中關(guān)鍵的技術(shù)路線之一[1]。在汽車工業(yè)領(lǐng)域，通過有機朗肯循環(huán)(organic Rankine cycle， ORC)技術(shù)回收內(nèi)燃機余熱正獲得國內(nèi)外的廣泛關(guān)注和研究[2-4]。ORC具有效率高、可靠性高、工作壓力適宜和環(huán)境友好等優(yōu)點[5]。然而，內(nèi)燃機尾氣溫度和流量隨著運行工況的變化通常呈現(xiàn)較強的非穩(wěn)態(tài)特征，導致ORC余熱回收系統(tǒng)難以持續(xù)運行在設(shè)計工況下，從而使系統(tǒng)運行效率降低[6]；當尾氣溫度過高或過低時甚至會使工質(zhì)分解或膨脹機損壞[7]。為了進一步提高非穩(wěn)態(tài)熱源條件下ORC余熱回收系統(tǒng)的效率并保證系統(tǒng)的安全運行，削弱余熱源溫度的波動尤其重要[8]。

為了克服發(fā)動機尾氣余熱波動的難題，文獻[9]中提出了在發(fā)動機和ORC系統(tǒng)之間集成導熱油循環(huán)，利用導熱油緩沖尾氣余熱的波動，并開展了試驗研究。結(jié)果表明，導熱油循環(huán)顯著增強了ORC系統(tǒng)的熱慣性，能有效克服尾氣余熱的大幅波動并使ORC系統(tǒng)安全運行。但導熱油循環(huán)和相關(guān)輔助設(shè)備占據(jù)空間較大，對系統(tǒng)集成是極高的挑戰(zhàn)，目前較難滿足在車載應(yīng)用時高緊湊性的要求?？紤]到導熱油循環(huán)體積較大和導熱油熱容較小等問題，文獻[10]中利用集成相變材料的儲熱換熱器來避免尾氣余熱波動問題，并提出了一種集成雙相變儲熱換熱器的ORC系統(tǒng)。仿真結(jié)果表明，由于相變材料的相變特性和高潛熱，相變儲熱換熱器的存在不僅可以有效避免尾氣余熱波動的不利影響而使ORC系統(tǒng)持續(xù)工作在安全高效工況，而且雙相變儲熱換熱器可以儲存過量的余熱并延長ORC系統(tǒng)的運行時間。很多工業(yè)余熱也存在非穩(wěn)態(tài)特性，如電弧爐尾氣和鋼坯預(yù)熱爐尾氣[11]，集成相變儲熱換熱器的ORC系統(tǒng)在工業(yè)余熱回收方面也開始得到關(guān)注。文獻[12]中設(shè)計了基于相變儲熱換熱器的尾氣余熱波動緩沖裝置，并安裝在ORC尾氣流道的上游。仿真結(jié)果表明，緩沖裝置可以大幅削弱尾氣余熱波動，保證下游ORC系統(tǒng)的安全運行，并使ORC系統(tǒng)的全工況平均熱效率從15.5%提高到16.4%。

當前研究現(xiàn)狀表明，利用相變儲熱(latent thermal energy storage， LTES)技術(shù)可以較好地緩沖尾氣余熱波動，降低尾氣余熱波動對ORC系統(tǒng)的不利影響。而且，相變儲熱換熱器可以儲存過量的余熱，為后續(xù)的余熱綜合利用(如熱電或冷電聯(lián)產(chǎn)等更高效的余熱利用方式)創(chuàng)造了可能[13]。然而，基于內(nèi)燃機余熱的儲熱式ORC系統(tǒng)試驗研究仍未見報道，內(nèi)燃機實際運行條件下不同工況特性對儲熱式ORC系統(tǒng)的熱平衡特性和余熱回收性能的影響研究仍較缺乏。開展基于實際非穩(wěn)態(tài)熱源的儲熱式ORC系統(tǒng)試驗研究，對于驗證儲熱式ORC系統(tǒng)的可行性和有效性具有重要參考意義?；诖?，本文中率先提出了一種集成相變儲熱換熱器的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)，并搭建了內(nèi)燃機尾氣余熱直接驅(qū)動的儲熱式ORC試驗臺。通過試驗探究了內(nèi)燃穩(wěn)態(tài)工況和階躍工況下儲熱式ORC的熱平衡特性和動態(tài)運行特性，從試驗層面為儲熱式ORC技術(shù)的實際應(yīng)用探索合適的運行條件。本研究的試驗結(jié)果將為后續(xù)儲熱式ORC技術(shù)的研究提供試驗理論支撐和工程經(jīng)驗借鑒。

1 儲熱式ORC系統(tǒng)

1.1 儲熱式ORC系統(tǒng)原理介紹

所搭建的試驗系統(tǒng)可以按照基礎(chǔ)ORC和儲熱式ORC兩種模式運行，系統(tǒng)原理圖如圖1所示。圖中T表示溫度傳感器，p表示壓力傳感器，F(xiàn)表示流量傳感器，EV表示電磁閥，PCM為相變材料(phase change material)。試驗臺架主要包括以下關(guān)鍵部分：內(nèi)燃機、相變儲熱換熱器、蒸發(fā)器、透平膨脹機、膨脹閥、冷凝器、儲液罐、工質(zhì)泵、各類電磁閥和手動閥、各類傳感器和數(shù)據(jù)采集處理單元。通過調(diào)整3個手動閥開閉狀態(tài)來實現(xiàn)儲熱式ORC和傳統(tǒng)ORC兩種試驗?zāi)Ｊ降那袚Q。由于膨脹機價格昂貴且易損壞，因此設(shè)置了旁通支路。試驗中選擇R245fa作為有機工質(zhì)。

圖1 儲熱式基礎(chǔ)ORC試驗臺架原理圖

試驗系統(tǒng)具體的工作流程如下：內(nèi)燃機尾氣排出后先流經(jīng)相變儲熱換熱器并和相變材料進行換熱，然后再流入蒸發(fā)器中與有機工質(zhì)換熱，最后流入工廠的后處理系統(tǒng)中。有機工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵加壓后流入蒸發(fā)器內(nèi)并與尾氣進行換熱，變成高溫高壓的蒸氣，然后流入膨脹機或膨脹閥中，流出的乏氣經(jīng)冷凝器中的冷卻水冷凝后變成液態(tài)工質(zhì)，最后流入儲液罐中并開始新的循環(huán)。儲熱式ORC試驗臺架的實物圖如圖2所示。為了盡可能降低試驗系統(tǒng)對環(huán)境的散熱，試驗臺架的尾氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)均包裹了兩層保溫材料。這里需要指出的是，由于本文中需要進行變工況試驗研究，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口可能是兩相態(tài)甚至液態(tài)，考慮到透平膨脹機價格昂貴且調(diào)試過程復雜，本研究中初步的儲熱式ORC試驗均是通過膨脹閥來完成的。由于本研究的重點是儲熱式ORC系統(tǒng)的熱平衡性能和動態(tài)參數(shù)變化過程，為ORC的實際應(yīng)用探索合適的運行條件，而且膨脹機的實際輸出功可以通過膨脹閥進出口焓降理論估算，因此膨脹閥替代試驗具有一定的合理性。

圖2 儲熱式基礎(chǔ)ORC試驗臺架實物俯視圖

1.2 儲熱換熱器

儲熱換熱器是試驗臺架中的關(guān)鍵部件之一，本文中選用的是管殼式相變儲熱換熱器，主要原因是殼側(cè)有較大的空間封裝相變材料，其組裝之前和組裝之后的具體結(jié)構(gòu)如圖3所示。為了延長尾氣與儲熱換熱器的換熱時間，達到更好的削弱尾氣余熱波動效果，采用了3個儲熱換熱器單元(S1、S2和S3)連接成“S”形結(jié)構(gòu)。考慮到相變材料較低的熱導率，每個儲熱換熱器單元的管側(cè)和殼側(cè)均布置有4條直肋片，目的是強化尾氣與相變材料之間的傳熱性能。圖3(b)中白色標記處為熱電偶布置點，用以監(jiān)測相變儲熱換熱器內(nèi)溫度的演變過程，其中S1正上方布置了5個熱電偶(分別記為Tc1～Tc5)，正下方對應(yīng)位置也布置了5個熱電偶(分別標記為Tc6～Tc10)，S2和S3處各布置了2個熱電偶，分別標記為Tc11、Tc12、Tc13和Tc14。

圖3 管殼式儲熱換熱器結(jié)構(gòu)實物圖

相變儲熱換熱器中填充的是一種中高溫有機相變材料甘露糖醇(d-mannitol)，其固態(tài)時的基本熱物性參數(shù)[14-15]如下：熔點165 ℃，相變潛熱300 kJ/kg，比熱容1.31 kJ/(kg·K)，熱導率0.19 W/(m·K)，密度1 490 kg/m3。選擇甘露糖醇的主要原因是其具有較高的安全性及較大的潛熱，且熔點與ORC高效工作溫度區(qū)間具有較好的匹配性。

1.3 傳感器介紹

試驗過程中涉及到的待測流體包括尾氣、工質(zhì)和冷卻水，待測量包括溫度、流量和壓力。由于各待測流體在各節(jié)點的待測量范圍差異較大，流體狀態(tài)也可能發(fā)生改變，因此在系統(tǒng)設(shè)計階段充分考慮各節(jié)點待測量的量程和常用傳感器的測量原理，選取的各類傳感器及其信息如表1所示。

表1 傳感器類型、量程和精度等級

2 試驗數(shù)據(jù)處理方法

2.1 儲熱式ORC系統(tǒng)熱力學模型

基于熱力學第一定律，建立了儲熱式ORC系統(tǒng)的熱力學模型。

有機工質(zhì)在蒸發(fā)器中的吸熱量Qevap、相變儲熱換熱器從尾氣中的吸熱量QLTES、內(nèi)燃機尾氣向儲熱式ORC系統(tǒng)釋放的總熱量Qexh分別如式(1)～式(3)所示。

Qevap=mexh·cp,exh·(T16-T9)

(1)

QLTES=mexh·cp,exh·(T7-T8)

(2)

Qexh=Qeavp+QLTES

(3)

式中，mexh為尾氣流量，kg/s；cp,exh為尾氣平均比定壓熱容，kJ/(kg·K)；T16為蒸發(fā)器入口尾氣溫度，K；T9為蒸發(fā)器出口尾氣溫度，K；T7為儲熱換熱器入口尾氣溫度，K；T8為儲熱換熱器出口尾氣溫度，K。

膨脹閥的理論膨脹功Wt、工質(zhì)泵的功耗Wp和理論上膨脹閥的輸出凈功Wnet分別如式(4)～式(6)所示。

Wt=mwf·(H2-H13)

(4)

Wp=mwf·(H1-H5)

(5)

Wnet=Wt-Wp

(6)

式中，mwf為工質(zhì)的流量，kg/s；H2為工質(zhì)在膨脹閥入口的焓值，kJ/kg；H13為工質(zhì)在膨脹閥出口的焓值，kJ/kg；H1為工質(zhì)在泵出口的焓值，kJ/kg；H5為工質(zhì)在泵入口的焓值，kJ/kg。

ORC的熱效率ηth和儲熱式ORC系統(tǒng)的尾氣余熱回收率ηtotal分別如式(7)和式(8)所示。

ηth=Wnet/Qevap

(7)

ηtotal=(Wnet+QLTES)/Qevap

(8)

通過以上熱力學模型可以評估儲熱換熱器的儲熱性能和儲熱式ORC的熱力學性能。

2.2 試驗數(shù)據(jù)誤差分析

誤差傳遞計算公式如式(9)所示。

(9)

式中，f為間接測量量；x和y為直接測量量；Δx和Δy為直接測量量的相對誤差；Δf為間接測量量的相對誤差。根據(jù)誤差傳遞公式計算得出各個間接量的最大相對誤差：蒸發(fā)器吸熱量為0.56%；儲熱換熱器吸熱量為1.51%；膨脹功為0.56%；ORC熱效率為1.60%；尾氣余熱利用率為1.60%。以上計算量的誤差均在允許范圍內(nèi)。

3 試驗結(jié)果分析

基于以上試驗臺架，首先開展了發(fā)動機穩(wěn)態(tài)工況下的儲熱式ORC的試驗研究，目的是分析內(nèi)燃機穩(wěn)態(tài)工況下儲熱式ORC的熱力學特性和余熱回收性能。其次，進行了儲熱式ORC系統(tǒng)的動態(tài)性能試驗研究，旨在探究內(nèi)燃機突變工況下儲熱式ORC系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)的動態(tài)變化規(guī)律。

3.1 內(nèi)燃機穩(wěn)態(tài)工況下儲熱式ORC性能分析

試驗開始時，使內(nèi)燃機起動并逐步提高負荷，然后保持負荷不變，使ORC試驗臺架預(yù)熱一段時間，當尾氣在蒸發(fā)器出口溫度達到要求之后開啟工質(zhì)泵，使ORC工質(zhì)逐步吸熱并達到過熱狀態(tài)，隨后再逐步增加工質(zhì)泵轉(zhuǎn)速，使工質(zhì)蒸發(fā)壓力達到預(yù)設(shè)值并等工質(zhì)蒸發(fā)狀態(tài)穩(wěn)定。此后1 200 s時間，沿程測點溫度和尾氣流量的變化如圖4所示?？梢钥吹剑矚馊肟跍囟群土髁炕颈３植蛔?，平均溫度和流量分別為 342 ℃ 和0.142 kg/s。尾氣流經(jīng)儲熱換熱器時，S1、S2和S3中相變材料吸收尾氣的熱量而溫度不斷升高，即沿程尾氣與相變材料之間的溫差逐步減小。因此，尾氣在儲熱換熱器每一段出口的溫度是逐漸升高的，但升高的幅度在S1、S2和S3的出口是逐漸增加的，這也導致尾氣在蒸發(fā)器入口和出口的溫度有較明顯的升高。其原因是ORC系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)后，蒸發(fā)器的吸熱量基本不變，當尾氣在蒸發(fā)器入口溫度升高時，出口溫度也會隨之上升。這也表明，當前條件下尾氣與儲熱換熱器的換熱已經(jīng)比較充分。

圖4 沿程測點溫度和尾氣流量的變化

以上結(jié)果也可以結(jié)合相變材料的溫度演變來分析。圖5描述的是儲熱換熱器S1段正上方和正下方監(jiān)測點的溫度變化。從圖中可以看到，儲熱換熱器正上方測點的溫度均比相變材料的熔點高，意味著這些測點所在區(qū)域已經(jīng)熔化。從趨勢上看，5個測點的溫度沿著尾氣流動方向逐步降低，同時每個測點的溫度在后半段時間升高速度更慢，這主要是因為尾氣與相變儲熱換熱器的傳熱溫差不斷減小。值得關(guān)注的是儲熱換熱器S1段下方5個測點的溫度均比相變材料熔點低，這表明S1段上半部分相變材料的傳熱性能比下半部分更好。比較正上方和正下方測點溫度曲線可以發(fā)現(xiàn)，上方測點的溫度曲線有波動，而下方測點溫度變化呈現(xiàn)線性特征。出現(xiàn)這樣差異的原因是已熔化相變材料的自然對流的作用，剛開始熔化的相變材料溫度繼續(xù)升高，密度變小而向上浮動，使上半部分出現(xiàn)顯著強于下半部分的自然對流，促進了上半部分的熔化。綜上，上半部分的傳熱過程主要是熱對流和熱傳導，而下半部分的傳熱過程主要是熱傳導，以上結(jié)果也在文獻[16]中得到驗證。因此，在設(shè)計管殼式相變儲熱換熱器時，需更加關(guān)注換熱器下半部分的強化傳熱，以使儲熱換熱器溫度場更加均勻。

圖5 儲熱換熱器各段測點溫度變化

在儲熱式ORC的整個運行過程中，蒸發(fā)器和儲熱換熱器的吸熱量及儲熱量如圖6所示。從圖中可以看到，蒸發(fā)器的吸熱量呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢，根據(jù)之前對尾氣溫度變化的分析結(jié)果，尾氣在蒸發(fā)器入口和出口的溫度均逐漸上升，出口溫度上升幅度比入口稍大，因此蒸發(fā)器吸熱量逐漸減小，整體降幅為3.6%，平均吸熱量為25.1 kW。蒸發(fā)器吸熱量的變化趨勢表明，工質(zhì)流量與當前蒸發(fā)器內(nèi)換熱過程是匹配的，ORC部分的運行已經(jīng)達到穩(wěn)定狀態(tài)。儲熱換熱器的吸熱量同樣呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢，原因如之前所述，是尾氣和相變材料之間的溫差不斷降低所致。此外，儲熱換熱器吸熱量有較小幅度的波動，整體的降幅為5.2%，平均吸熱量為12.3 kW，這是因為液相區(qū)自然對流引起溫度場的變化，從而導致傳熱溫差的小幅度波動。儲熱換熱器吸收的熱量通過相變材料的顯熱和潛熱存儲起來，由于儲熱器吸熱量始終為正，儲熱量呈現(xiàn)不斷上升的趨勢，在試驗結(jié)束時儲熱量達到14.7 MJ。本文中試驗的主要目標是利用儲熱換熱器削弱熱源波動，因此當前階段未通過試驗來研究儲熱換熱器中所儲存熱量的具體使用途徑。

圖6 蒸發(fā)器和儲熱換熱器的吸熱量及儲熱量變化

工質(zhì)在蒸發(fā)器出口參數(shù)的變化如圖7所示?？梢钥吹?，工質(zhì)的出口溫度和蒸發(fā)壓力基本保持穩(wěn)定狀態(tài)，分別在均值79.1 ℃和0.75 MPa附近較小幅度波動，而過熱度維持在2 ℃左右。蒸發(fā)壓力曲線在0—250 s和900—1 200 s時段內(nèi)有脈動變化，這主要是工質(zhì)在工質(zhì)泵入口密度有微小變化和工質(zhì)泵運行不穩(wěn)定造成的。對比出口溫度、蒸發(fā)壓力和過熱度曲線可以發(fā)現(xiàn)，過熱度對蒸發(fā)壓力的變化更為敏感，在上述兩個時段內(nèi)，蒸發(fā)壓力和過熱度的脈動變化趨勢完全相反。在整個試驗過程中，工質(zhì)流量在前900 s內(nèi)基本保持恒定，在900—1 200 s時段內(nèi)有小幅升高，主要是泵的運轉(zhuǎn)不穩(wěn)定造成的，全過程的平均流量為0.117 kg/s。

圖7 儲熱式ORC系統(tǒng)工質(zhì)側(cè)參數(shù)變化

圖8展示了儲熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)的變化。很明顯，系統(tǒng)凈輸出功、ORC熱效率和系統(tǒng)尾氣余熱利用率均在均值附近較小幅度脈動變化，這主要是由工質(zhì)蒸發(fā)參數(shù)的脈動變化造成的，3個性能參數(shù)的均值分別為3.43 kW、12.7%和40.3%。此處的尾氣余熱利用率綜合考慮了ORC的凈輸出功和儲熱換熱器中儲存的熱量。在后續(xù)提取儲熱換熱器中的熱量時，可以根據(jù)能量需求來選擇利用方案，比如直接供熱，或者通過ORC提取熱量發(fā)電，這為尾氣余熱的綜合利用提供了可能。

圖8 儲熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)變化

上述結(jié)果是在平均蒸發(fā)壓力為0.75 MPa條件下獲得的，本研究中也考慮了工質(zhì)不同蒸發(fā)壓力下系統(tǒng)的性能。主要試驗流程描述如下：降低發(fā)動機的負荷，調(diào)整工質(zhì)泵轉(zhuǎn)速使工質(zhì)流量與當前熱源匹配，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口逐漸過熱后等待系統(tǒng)穩(wěn)定運行。不同蒸發(fā)壓力下儲熱式ORC系統(tǒng)的熱效率和尾氣余熱利用率如圖9所示，系統(tǒng)其他參數(shù)的變化趨勢與平均蒸發(fā)壓力為0.75 MPa時基本一致。可以看到，隨著蒸發(fā)壓力從0.50 MPa增加到0.75 MPa，ORC熱效率從10.7%提高到12.7%，這是因為蒸發(fā)壓力越高，單位流量的工質(zhì)做功能力越大。尾氣余熱利用率隨著蒸發(fā)壓力的增大并沒有呈現(xiàn)單調(diào)變化的趨勢，這主要是因為不同蒸發(fā)壓力下難以保證儲熱換熱器的溫度場一致，且系統(tǒng)達到穩(wěn)定所需時間不同，導致不同工況下儲熱換熱器的吸熱量有差異。總體上，3個不同蒸發(fā)壓力工況下尾氣余熱回收率均達到40%，可以有效回收內(nèi)燃機尾氣余熱。

圖9 儲熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)與蒸發(fā)壓力關(guān)系

3.2 內(nèi)燃機階躍工況下儲熱式ORC性能分析

表2 儲熱式不同階躍工況下尾氣溫度和流量參數(shù)

不同階躍工況條件下尾氣沿程溫度和流量變化如圖10所示。很明顯，每次內(nèi)燃機負荷降低時尾氣溫度降低過程較長，而尾氣流量基本呈現(xiàn)階躍降低的特征，這主要是因為溫度的響應(yīng)速度較慢。每次工況變化后各個測點的溫度變化趨勢一致，且變化幅度均比S1入口處的變化幅度小，尤其是第2次大幅降負荷后尾氣的溫度逐漸降低，且最終S1入口溫度比S3出口和蒸發(fā)器入口溫度低，這表明在極端工況下儲熱換熱器實現(xiàn)了對尾氣的補熱，總體上起到了削峰填谷的作用。此外，3個階躍工況前后尾氣在S1入口和蒸發(fā)器入口的溫差如表3所示。表3中，ΔTs1表示工況變化前后尾氣在S1入口處溫度變化幅度；ΔTeva表示工況變化前后尾氣在蒸發(fā)器入口溫度變化幅度；RTA是ΔTeva和ΔTs1的比值，表示尾氣在蒸發(fā)器入口溫度追隨S1入口溫度變化幅度的比例?？梢钥吹诫S著發(fā)動機負荷階躍降低比例的增大，尾氣在S1入口的溫差也增大，但由于儲熱換熱器的存在，尾氣在蒸發(fā)器入口的溫度變化幅度顯著降低，3個階躍工況下尾氣在蒸發(fā)器入口溫度波動幅度均比S1入口處降低50%以上。從圖10中可以看到尾氣流量曲線呈現(xiàn)周期性波動，這是因為尾氣從蒸發(fā)器出口流出時流經(jīng)一段直角彎管后再進入流量計中，彎管的影響下尾氣壓力和流速突然變化形成脈動流，引起測量段壓差的變化。

圖10 階躍工況下沿程測點尾氣溫度和流量變化

表3 不同階躍工況變化前后尾氣溫度變化

內(nèi)燃機工況變化時，儲熱換熱器監(jiān)測點溫度變化如圖11所示。S1段上方5個測點的溫度變化趨勢一致，且整體上追隨尾氣溫度的變化趨勢?？梢园l(fā)現(xiàn)，由于相變材料的高潛熱，工況變化時相變材料溫度變化幅度顯著低于尾氣的溫度變化幅度，這也是尾氣流經(jīng)儲熱換熱器后溫度波動減小的原因。在階躍工況條件下，儲熱換熱器S1段的正上方熔化進程同樣明顯快于正下方，而且正下方測點溫度沒有追隨尾氣溫度的波動，這說明正下方的換熱過程較差。S2和S3段正上方的測點溫度變化趨勢與S1正上方的相同，但是變化幅度更小，這是因為尾氣流經(jīng)儲熱換熱器各段時溫度是不斷降低的。儲熱換熱器的溫度變化結(jié)果表明，進一步削弱熱源波動時需要重點關(guān)注下方的傳熱過程強化。

圖11 階躍工況下相變儲熱換熱器監(jiān)測點溫度變化

蒸發(fā)器吸熱量、儲熱換熱器吸熱量及儲熱量的變化如圖12所示，圖中結(jié)果表明蒸發(fā)器和儲熱換熱器曲線都是尾氣溫度和流量曲線的疊加。第一次變工況時，尾氣溫度從325.5 ℃逐漸降低到279.2 ℃，尾氣流量從0.140 kg/s 瞬間降低到0.115 kg/s，蒸發(fā)器和儲熱換熱器的吸熱量均是先瞬間降低然后緩慢下降，主要是因為尾氣流量下降比較快，而尾氣溫度下降比較慢。此時，ORC工質(zhì)側(cè)參數(shù)變化如圖13所示?？梢钥吹?，工況突變時蒸發(fā)溫度先緩慢上升然后再快速下降，這是因為傳熱過程需要響應(yīng)時間。蒸發(fā)壓力在尾氣溫度降低的過程中呈現(xiàn)階梯狀下降的趨勢，這是因為蒸發(fā)器的吸熱量減小，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口的溫度降低而密度變大，導致工質(zhì)流量增大，在流量重新達到平衡的過程中蒸發(fā)壓力必然會減小。關(guān)于工質(zhì)過熱度的變化，可以看到過熱度在工況變化開始后小段時間內(nèi)呈現(xiàn)上升的趨勢，在達到高點后快速下降，原因是剛開始蒸發(fā)溫度下降不明顯而蒸發(fā)壓力下降明顯，隨后蒸發(fā)溫度快速下降是直接導致過熱度迅速下降的原因。在第1次變工況后尾氣溫度達到最低值的過程中，工質(zhì)過熱度雖然不斷下降，但仍然保持在0以上。如上分析，工況階躍變化后工質(zhì)流量是緩慢上升的。在過熱度降至最低值并達到穩(wěn)定時將內(nèi)燃機負荷升至原來負荷水平后，可以發(fā)現(xiàn)蒸發(fā)器和儲熱器吸熱量、工質(zhì)側(cè)參數(shù)與降負荷時的變化趨勢完全相反。

圖12 階躍工況下儲熱器和蒸發(fā)器吸熱量的變化

圖13 ORC系統(tǒng)工質(zhì)參數(shù)變化

第3次變工況試驗時將內(nèi)燃機負荷下降比例增大到30.8%?？梢钥吹剑瑑釗Q熱器和蒸發(fā)器吸熱量及工質(zhì)側(cè)參數(shù)的變化趨勢與第1次變工況時相應(yīng)參數(shù)的變化趨勢基本一致，但變化幅度均明顯增大，這主要是因為負荷下降比例增大后尾氣輸入系統(tǒng)中的熱量降低較多。值得注意的是工質(zhì)過熱度的變化，尾氣溫度下降到最低值的過程中，過熱度也不斷下降并逐漸降至0以下。從時間上看，從降負荷開始，ORC安全運行了約800 s，之后過熱度小于0，系統(tǒng)不能運行。第2次變工況試驗時，內(nèi)燃機尾氣溫度和流量的下降幅度進一步增大，分別達到42.2%和41.9%，工質(zhì)出口溫度和蒸發(fā)壓力下降趨勢比之前兩次變工況時明顯加快，出口溫度從87 ℃降低到60 ℃，蒸發(fā)壓力從0.56 MPa下降到0.45 MPa。過熱度在變工況開始后同樣下降較快，約450 s后就低于0，即變工況后的系統(tǒng)安全工作時間不超過 564 s。由于蒸發(fā)壓力和蒸發(fā)溫度的驟降，工質(zhì)流量快速從0.06 kg/s上升到0.11 kg/s，這也進一步導致了工質(zhì)出口溫度和過熱度的下降。值得注意的是，第2次變工況時，儲熱換熱器的吸熱量有一段時間小于0，這表明熱源溫度降幅過大時儲熱換熱器實現(xiàn)了對熱源的補熱。結(jié)合儲熱換熱器的儲熱量變化也可以發(fā)現(xiàn)，第2次變工況后的一段時間儲熱量呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢。

定義每次階躍變工況后工質(zhì)過熱度降至0所需的時間tT→0，用以評價儲熱式ORC系統(tǒng)抵御熱源不同強度的擾動下的安全性能，3次階躍變工況條件下的tT→0如表4所示。通過3次變工況試驗，總結(jié)后發(fā)現(xiàn)儲熱式ORC系統(tǒng)對尾氣余熱的波動有一定的抵御作用，即內(nèi)燃機工況發(fā)生改變時系統(tǒng)在一段時間內(nèi)仍能安全運行，工況變化較小時，儲熱式ORC系統(tǒng)能全程安全運行；隨著工況變化幅度的增大，系統(tǒng)受到的擾動也增大，在擾動發(fā)生后能安全運行的時間縮短。這里應(yīng)當指出，圖13中3 800—4 400 s時段內(nèi)工質(zhì)流量的劇烈脈動變化是工質(zhì)泵工作不穩(wěn)定造成的，導致工質(zhì)出口溫度和蒸發(fā)壓力階躍下降，這與試驗過程無關(guān)。

表4 儲熱式ORC不同階躍工況下tT→0值

基于試驗結(jié)果，通過理論計算獲得的儲熱式ORC系統(tǒng)輸出參數(shù)如圖14所示。第一次工況階躍變化后，凈輸出功和熱效率均呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢，這首先是工質(zhì)流量在工況突變后上升而蒸發(fā)器吸熱量降低的綜合作用結(jié)果，等蒸發(fā)壓力和出口溫度繼續(xù)降低時，工質(zhì)在膨脹閥入口焓值的降低是導致輸出凈功和熱效率下降的主要因素。工況改變后凈輸出功率從2.4 kW下降到1.6 kW，ORC熱效率從10.1%下降到6.4%。尾氣余熱利用率在工況變化前后沒有明顯改變，平均值為40.1%。第3次工況改變試驗中，ORC凈輸出功和熱效率的變化趨勢在剛開始一段時間內(nèi)與第1次試驗基本相同，但第3次試驗中工質(zhì)流量在工況改變后上升幅度較大，凈輸出功和熱效率在上升到最高點后緩慢下降并維持窄幅震蕩。第3次變工況試驗的尾氣余熱利用率呈現(xiàn)小幅降低的趨勢，這是因為尾氣溫度降幅增大，儲熱換熱器從尾氣中吸收的熱量顯著降低。第2次變工況時尾氣入口溫度和流量降幅分別達42.2%和41.9%，對儲熱式ORC系統(tǒng)造成了顯著的擾動，凈輸出功和熱效率先迅速上升然后迅速下降，由于尾氣溫度和流量在工況改變后過低，工質(zhì)的過熱度降至0以下，系統(tǒng)不能正常工作，此時凈輸出功和熱效率均為0，這也導致尾氣余熱利用率大幅下降，如圖14中3 200—3 400 s時段所示。通過理論計算，整個試驗過程中儲熱式ORC平均輸出功率為2.1 kW，平均熱效率為11.6%，平均尾氣余熱回收率為40.1%。

圖14 儲熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)變化

4 結(jié)論

(1) 內(nèi)燃機穩(wěn)態(tài)工況條件下，尾氣溫度和流量分別為342 ℃和0.142 kg/s時，儲熱式ORC系統(tǒng)的理論凈輸出功和熱效率隨著工質(zhì)蒸發(fā)壓力的增大而增大，尾氣余熱回收率變化不明顯。在蒸發(fā)壓力為 0.75 MPa 時，儲熱式ORC的理論凈輸出功、熱效率和尾氣余熱利用率分別為3.43 kW、12.7%和40.1%。

(2) 內(nèi)燃機工況階躍變化時，工質(zhì)出口溫度、蒸發(fā)壓力和過熱度均呈現(xiàn)快速下降的趨勢。當尾氣溫度和流量分別降低14.3%和17.9%時，儲熱式ORC能夠抵御熱源擾動并維持工質(zhì)過熱度在0以上。當尾氣溫度和流量分別下降42.2%和41.9%時，工質(zhì)過熱度迅速降至0以下，系統(tǒng)不能持續(xù)正常工作，系統(tǒng)性能參數(shù)波動劇烈，此時尾氣余熱回收率大幅降低。整個試驗過程中儲熱式ORC平均輸出功率為2.1 kW，平均熱效率為11.6%，平均尾氣余熱回收率為40.1%。

(3) 無論是內(nèi)燃機穩(wěn)態(tài)工況還是階躍工況，儲熱換熱器均能儲存大量尾氣余熱，從而提高尾氣余熱利用率，為后續(xù)余熱的綜合利用提供了可能。尤其在階躍工況下，儲熱換熱器可以削弱尾氣余熱波動。但管殼式儲熱換熱器橫置時上半部分的熔化過程要顯著快于下半部分。