舒歌群，高媛媛，田 華

舒歌群，高媛媛，田 華

(天津大學(xué)內(nèi)燃機(jī)燃燒學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

使用非共沸混合工質(zhì)可以降低ORC系統(tǒng)的不可逆損失．為此，建立了內(nèi)燃機(jī)排氣余熱ORC模型，分析了不同組分非共沸混合工質(zhì)toluene/R141b在不同蒸發(fā)溫度和冷凝溫度下的熱效率、效率和損失．分析結(jié)果表明：混合工質(zhì)的效率均低于純工質(zhì)；純toluene的熱效率和效率最高．使用混合工質(zhì)，一方面可以拓寬工質(zhì)選擇范圍；另一方面，由于溫度滑移，混合工質(zhì)可以更好地與熱源匹配，減小不可逆損失．

有機(jī)朗肯循環(huán)；混合工質(zhì)；分析

發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行時(shí)，排氣帶走了約35%的燃燒熱量[1]，而且其能量品位高，如何選擇適當(dāng)?shù)挠酂崂梅绞絹碛行Ю眠@部分熱量，成為節(jié)能領(lǐng)域研究的重要課題．

目前采用有機(jī)朗肯循環(huán)(organic Rankine cycle，ORC)裝置回收內(nèi)燃機(jī)余熱成為研究熱點(diǎn)[2]．相比純工質(zhì)的等溫蒸發(fā)和冷凝相變過程，非共沸混合工質(zhì)在蒸發(fā)和冷凝相變時(shí)存在著一定程度的溫度滑移，使得蒸發(fā)出口溫度更高，冷凝出口溫度更低，進(jìn)而與冷熱源間有更好的熱匹配，減小傳熱溫差，降低可用能的損耗，減小系統(tǒng)不可逆損失[3]．但是國(guó)內(nèi)外對(duì)于混合工質(zhì)在內(nèi)燃機(jī)余熱利用方面的研究還很少，主要集中在地?zé)?、太?yáng)能等領(lǐng)域．Chen等[4]以非共沸混合物0.7R134a/0.3R32作為超臨界朗肯循環(huán)的工質(zhì)，以R134a作為亞臨界朗肯循環(huán)的工質(zhì)，在相同熱源溫度下進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)前者的熱效率達(dá)到38.57%，而后者為24.10%．Li等[5]對(duì)比了R141b/RC318和3種純工質(zhì)，發(fā)現(xiàn)使用混合工質(zhì)其選擇范圍更廣；系統(tǒng)添加回?zé)崞骱?，混合工質(zhì)熱效率增幅更大．Angelino等[6]根據(jù)PR狀態(tài)方程分析計(jì)算了混合工質(zhì)的熱力性質(zhì)，并用計(jì)算機(jī)編碼進(jìn)行循環(huán)分析和優(yōu)化．王懷信等[7]對(duì)比研究了混合工質(zhì)MB85和純工質(zhì)R245fa的性質(zhì)，在相同的工況范圍內(nèi)，前者的制熱量和性能系數(shù)均高于R245fa，其綜合性能優(yōu)越．舒丹等[8]采用混合工質(zhì)的低溫朗肯循環(huán)發(fā)電來回收天然氣節(jié)流后的冷能．趙力等[9]研究了非共沸混合工質(zhì)在太陽(yáng)能低溫朗肯循環(huán)中的應(yīng)用．

本文利用Matlab軟件建立了內(nèi)燃機(jī)-ORC聯(lián)合熱力循環(huán)系統(tǒng)的理論模型，計(jì)算分析了不同比例混合工質(zhì)toluene/R141b的亞臨界飽和循環(huán)熱效率、效率和損失．

1 系統(tǒng)介紹

1.1 亞臨界飽和循環(huán)系統(tǒng)

圖1是建立的內(nèi)燃機(jī)排氣余熱ORC系統(tǒng)模型和T-s圖. 其中內(nèi)燃機(jī)的排氣作為蒸發(fā)器熱源，來自蒸發(fā)器的高溫高壓的混合工質(zhì)在膨脹機(jī)中絕熱膨脹，同時(shí)帶動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電(絕熱膨脹過程1—2)．膨脹之后的低溫低壓乏汽在冷凝器中冷卻成過冷液體，同時(shí)將熱量排到冷卻水中(定壓冷卻過程2—3)，然后液態(tài)工質(zhì)在增壓泵中加壓到蒸發(fā)壓力下的過冷液態(tài)點(diǎn)4(等熵壓縮過程3—4)，最后工質(zhì)回到蒸發(fā)器中完成一個(gè)循環(huán)，從而實(shí)現(xiàn)了對(duì)余熱能的回收及利用．

圖1 內(nèi)燃機(jī)排氣余熱ORC系統(tǒng)模型和T-s圖Fig.1 Model of engine waste heat ORC system and temperature-entropy diagrams

1.2 工質(zhì)選擇

如圖1所示，混合工質(zhì)在相變時(shí)存在溫度滑移，可以減小傳熱溫差，更好地實(shí)現(xiàn)換熱設(shè)備中冷、熱流體間溫度的匹配，減少由溫差引起的不可逆熵增，降低工質(zhì)傳熱中可用能的損耗．相變過程的溫度滑移量越大，冷熱流體溫度梯度越匹配，換熱性能越好.

根據(jù)工質(zhì)篩選標(biāo)準(zhǔn)[10-13]，設(shè)定最高分解溫度下限為500,K，熱效率下限為15%，毒性標(biāo)準(zhǔn)為低毒，同時(shí)考慮到工質(zhì)在308,K時(shí)的冷凝壓力不能過低，符合條件的工質(zhì)有hexane、heptane、isohexane、cyclohexane、toluene、R113和R141b這7種工質(zhì)．將它們兩兩混合，質(zhì)量成分固定為0.5∶0.5，壓力定在2,MPa．經(jīng)計(jì)算，toluene和R141b混合后，溫度滑移量最大，對(duì)此進(jìn)行循環(huán)分析研究．工質(zhì)的物性由REFPROP 8.0[14]計(jì)算得到，表1給出了不同比例混合工質(zhì)(pro=toluene/R141b)的物性參數(shù)．

表1 toluene/R141b物性參數(shù)Tab.1 Property parameters of toluene/R141b

2 模型建立

如圖2所示，實(shí)線表示理想的有機(jī)朗肯循環(huán)，虛線代表考慮到泵和膨脹機(jī)不可逆損失的朗肯循環(huán)．熱力過程的分析和能量關(guān)系如下所述．

圖2 有機(jī)朗肯循環(huán)T-s圖Fig.2 Temperature-entropy diagrams of ORC

(1)膨脹機(jī)．圖2中1—2為工質(zhì)在膨脹機(jī)中的絕熱膨脹過程，實(shí)際膨脹通常是不可逆熵增過程，如圖中2act所示，其效率為

膨脹機(jī)對(duì)外做功為

膨脹機(jī)火用損失可以表示為

式中：fm˙為所選工質(zhì)的質(zhì)量流量，kg/s；h1為工質(zhì)在膨脹機(jī)進(jìn)口處的比焓，kJ/kg；h2act為工質(zhì)在膨脹機(jī)出口處的實(shí)際比焓，kJ/kg；h2為工質(zhì)在膨脹機(jī)出口處的理論比焓，kJ/kg；s1為工質(zhì)在膨脹機(jī)進(jìn)口處的比熵，kJ/(kg·K)；s2act為工質(zhì)在膨脹機(jī)出口處的比熵，kJ/(kg·K)；T0為環(huán)境溫度．

(2)冷凝器．工質(zhì)經(jīng)冷卻將自身潛熱量釋放到冷卻水或者環(huán)境當(dāng)中，工質(zhì)放熱量為

式中h3為工質(zhì)在冷凝器出口處的比焓，kJ/kg．

采用純工質(zhì)時(shí)(如圖2(a)所示)，冷卻水進(jìn)出口溫差變化不大，可以忽略其變化，冷凝器損失可以表示為

式中：s3為工質(zhì)在冷凝器出口處的比熵，kJ/(kg·K)．

但是采用混合工質(zhì)時(shí)(如圖2(b)所示)，由于溫度滑移量較大，冷卻水出口溫度較高，具有一定的做功能力，不能忽略其變化．工質(zhì)變化可以表示為

式中：wm˙為冷卻水的質(zhì)量流量，kg/s；hw1為冷卻水在冷凝器進(jìn)口處比焓，kJ/kg；hw2為冷卻水在冷凝器出口處的比焓，kJ/kg；sw1為冷卻水在冷凝器進(jìn)口處的比熵，kJ/(kg·K)；sw2為冷卻水在冷凝器出口處的比熵，kJ/(kg·K)．

(3) 增壓泵．

設(shè)泵的效率為

泵的耗功為

式中：h4act為工質(zhì)在增壓泵出口處的實(shí)際比焓，kJ/kg；h4為工質(zhì)在增壓泵出口處的理論比焓，kJ/kg；s4act為工質(zhì)在增壓泵出口處的比熵，kJ/(kg·K)．

(4) 蒸發(fā)器．

高壓的有機(jī)工質(zhì)液體在蒸發(fā)器中被加熱成蒸汽進(jìn)入膨脹機(jī)做功．工質(zhì)吸熱量為

式中：em˙為廢氣的質(zhì)量流量，kg/s；h5為柴油機(jī)排氣在蒸發(fā)器進(jìn)口處的比焓，kJ/kg；h6為排氣在蒸發(fā)器出口處的比焓，kJ/kg；s5為排氣在蒸發(fā)器進(jìn)口處的比熵，kJ/(kg·K)；s6為排氣在蒸發(fā)器出口處的實(shí)際比熵，kJ/(kg·K)．

循環(huán)熱效率為

3 結(jié)果與分析

發(fā)動(dòng)機(jī)原型采用柴油發(fā)電機(jī)組，其部分測(cè)試參數(shù)如表2所示．據(jù)此，研究了變蒸發(fā)溫度和冷凝溫度下ORC系統(tǒng)的性能變化．

表2 某柴油發(fā)電機(jī)組測(cè)試參數(shù)Tab.2 Test parameters of a diesel generator set

對(duì)于純工質(zhì)，如圖3(a)所示，其蒸發(fā)和冷凝均為等溫過程，冷凝溫度為TL，蒸發(fā)溫度為TH．而混合工質(zhì)的蒸發(fā)和冷凝是變溫過程，為了和純工質(zhì)進(jìn)行對(duì)比，取冷凝器出口溫度為冷凝溫度TL，蒸發(fā)器飽和液點(diǎn)溫度為蒸發(fā)溫度TH．

計(jì)算時(shí)，做如下假設(shè)：

(1) 換熱器內(nèi)的蒸發(fā)和冷凝過程均認(rèn)為是等壓過程；

(2) 取膨脹機(jī)的絕熱效率為0.7，增壓泵的效率為0.8；

(3) 混合工質(zhì)成分在循環(huán)的任一中間過程均不發(fā)生變化；

(4) 混合工質(zhì)相變過程的溫度滑移是線性的．

圖3 純工質(zhì)和混合工質(zhì)T-s圖Fig.3 Temperature-entropy diagrams for pure fluid andthe mixture

3.1 蒸發(fā)溫度的影響

在該循環(huán)計(jì)算中，設(shè)冷凝溫度為308,K．

圖4為不同蒸發(fā)溫度下系統(tǒng)熱效率的變化，各工質(zhì)的熱效率均隨蒸發(fā)溫度增加而迅速升高．混合工質(zhì)熱效率普遍低于純工質(zhì)．以450,K為例，隨著混合工質(zhì)中toluene質(zhì)量成分增加，循環(huán)熱效率先逐漸降低后增加，pro=0.6/0.4的混合工質(zhì)熱效率最低為14.06%，而純工質(zhì)toluene熱效率最高達(dá)到17.47%．在蒸發(fā)溫度為520,K時(shí)，toluene熱效率高達(dá)20.59%．R141b由于臨界溫度較低，所以蒸發(fā)溫度選擇范圍較窄，而使用混合工質(zhì)可以改善這一缺點(diǎn)，拓寬工質(zhì)選擇范圍．在蒸發(fā)溫度為420,K時(shí)，各工質(zhì)的熱效率都較低，因此對(duì)有機(jī)朗肯循環(huán)采用低蒸發(fā)溫度是不合理的．

圖4 熱效率隨蒸發(fā)溫度的變化Fig.4 Variation of thermal efficiency withevaporation temperature

圖5 效率隨蒸發(fā)溫度的變化Fig.5 Variation of exergy efficiency with evaporation temperature

圖6 總損失隨蒸發(fā)溫度的變化Fig.6 Variation of total exergy loss with evaporation temperature

3.2 冷凝溫度的影響

設(shè)定蒸發(fā)溫度為450,K，研究冷凝溫度對(duì)循環(huán)性能的影響．

圖7為熱效率隨冷凝溫度的變化曲線．各工質(zhì)的熱效率均隨冷凝溫度的升高而下降，純工質(zhì)下降幅度更大一些．混合工質(zhì)熱效率均低于純工質(zhì)，toluene的熱效率最高，R141b次之．冷凝溫度上升，一方面使得泵出口焓值增加，另一方面，膨脹機(jī)出口焓值也增加且后者增加更多，所以循環(huán)凈功減小，熱效率降低．

圖7 熱效率隨冷凝溫度的變化Fig.7 Variation of thermal efficiency with condensation temperature

圖8 效率隨冷凝溫度的變化Fig.8 Variation of exergy efficiency with condensation temperature

圖9 總損失隨冷凝溫度的變化Fig.9 Variation of total exergy loss with condensation temperature

4 結(jié) 論

［1］ 趙智博. 內(nèi)燃機(jī)廢氣余熱利用有機(jī)朗肯循環(huán)工質(zhì)的研究[D]. 天津：天津大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，2011.

Zhao Zhibo. Research of Working Fluids of Engine Exhaust Waste Heat Recovery Based on Organic RankineCycle(ORC)[D]. Tianjin：School of Mechanical Engineering，Tianjin University，2011(in Chinese).

［2］ Feng Liming，Gao Wenzhi. Heat recovery from internal combustion engine with Rankine cycle[C]//Power and Energy Engineering Conference(APPEEC). USA，2010：1-4.

［3］ Chys M，van den Broek M，Vanslambrouck B，et al. Potential of zeotropic mixtures as working fluids in organic Rankine cycle[J]. Energy，2012，44(1)：623-632.

［4］ Chen Huijuan，Goswami D Y，Rahman M M，et al. A supercritical Rankine cycle using zeotropic mixture working fluids for the conversion of flow-grade heat into power [J]. Energy，2011，36(1)：549-555.

［5］ Li W，F(xiàn)eng X，Yu L J，et al. Effects of evaporating temperature and internal heat exchanger on organic Rankine cycle [J]. Applied Thermal Engineering，2011，31(17/18)：4014-4023.

［6］ Angelino G，di Paliano P C. Multicomponent working fluids for organic Rankine cycles(ORCs)[J]. Energy，1998，23(6)：449-463.

［7］ 王懷信，陳清瑩，潘利生. 二元混合工質(zhì)MB85中高溫?zé)岜玫男阅躘J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào)，2011，44(12)：1106-1110. Wang Huaixin，Chen Qingying，Pan Lisheng. Performance of binary mixture working fluid of MB85 for moderate and high temperature heat pump[J]. Journal of Tianjin University，2011，44(12)：1106-1110(in Chinese).

［8］ 舒 丹，孫 恒. 混合工質(zhì)回?zé)崂士涎h(huán)回收天然氣冷量的模擬[J]. 化學(xué)工程，2011，39(6)：1-3，11.

Shu Dan，Sun Heng. Simulations of heat recovery Rankine cycle with mixture refrigerant for recovering cold energy of natural gas [J]. Chemical Engineering，2011，39(6)：1-3，11(in Chinese).

［9］ 趙 力，王曉東，張 啟. 非共沸工質(zhì)用于太陽(yáng)能低溫朗肯循環(huán)的理論研究[J]. 太陽(yáng)能學(xué)報(bào)，2009，30(6)：738-743.

Zhao Li，Wang Xiaodong，Zhang Qi. Analysis of zeotropic mixtures used in low temperature solar Rankine cycles system [J]. Acta Energiae Solaris Sinica，2009，30(6)：738-743(in Chinese).

［10］ Teng H，Regner G，Cowland C. Waste heat recovery of heavy-duty diesel engines by organic Rankine cycle(Part II)：Working fluids for WHR-ORC[C]//SAE Paper. USA，2007：2007-01-0543.

［11］ 張新欣，何茂剛，曾 科，等. 發(fā)動(dòng)機(jī)余熱利用蒸汽動(dòng)力循環(huán)的工質(zhì)篩選[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào)，2010，31(1)：15-18.

Zhang Xinxin，He Maogang，Zeng Ke，et al. Selection of working fluid used in vapor power cycle for waste heat recovery of vehicle engine [J]. Journal of Engineering Thermophysics，2010，31(1)：15-18(in Chinese).

［12］ Hung T C，Wang S K，Kuo C H，et al. A study of organic working fluids on system efficiency of an ORC using low-grade energy sources [J]. Energy，2010，35(3)：1403-1411.

［13］ Drescher U，Brüggemann D. Fluid selection for the organic Rankine cycle(ORC)in biomass power and heat plants[J]. Applied Thermal Engineering，2007，27(1)：223-228.

［14］ Lemmon E W，Huber M L，McLinden M O. NIST Standard Reference Database 23[R]//NIST Thermodynamic Properties of Refrigerants and Refrigerant Mixtures Database(REFPROP). USA，2007.

(責(zé)任編輯：金順愛)

Performance Analysis of Mixtures Used in ORC for Engine Exhaust Gas Waste Heat Recovery Based on Exergy Analysis

Shu Gequn，Gao Yuanyuan，Tian Hua
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

The use of zeotropic mixtures can reduce exergy loss. This paper presents a theoretical analysis of the combined ICE-ORC waste heat recovery system using zeotropic mixtures. Toluene，R141b and their different mass fractions were chosen. Thermal efficiency，exergy efficiency and exergy loss of mixtures were calculated at different evaporation temperatures and condensation temperatures. The results show that the efficiencies of the mixtures are all lower than that of pure fluids. Toluene shows the highest thermal efficiency and exergy efficiency. Utilizing zeotropic mixtures can extend the range of choices for working fluids. Besides，because of temperature glide，heat transfer process can be a good match for zeotropic mixtures，thus reducing exergy loss.

organic Rankine cycle(ORC)；mixtures；exergy analysis

TK421

A

0493-2137(2014)03-0218-06

10.11784/tdxbz201301036

2013-01-10；

2013-04-15.

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2011CB707201)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51206117)．

舒歌群（1964— ），男，教授.

舒歌群，sgq@tju.edu.cn.