王治紅 丁曉明 黃昌猛 裴廷剛 劉統(tǒng)

1.西南石油大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院 2.長慶油田分公司第一采氣廠采氣工藝研究所

我國為能源消費大國，但能源利用率僅為33%左右，很大部分余熱未被充分利用[1]。如果能夠?qū)⑦@部分余熱資源轉(zhuǎn)換成電能加以利用，不僅能夠為節(jié)能減排、可持續(xù)發(fā)展及環(huán)境保護提供重要技術(shù)支撐，還可以為企業(yè)獲取一定的經(jīng)濟效益。

低品位余熱發(fā)電技術(shù)的熱源溫度低、做功區(qū)間小，技術(shù)難度相對較高,有機朗肯循環(huán)(ORC)以沸點相對較低的有機物作為循環(huán)工質(zhì)，可以充分利用溫度較低的余熱，將低品位余熱轉(zhuǎn)換為輸送方便、使用靈活的高品位電能而不需要消耗其他的化石燃料，是提高能源利用效率和降低環(huán)境污染的有效途徑。與其他發(fā)電技術(shù)相比，ORC具有結(jié)構(gòu)簡單、環(huán)境友好、可靠性高、運行方便和發(fā)電效率高等優(yōu)點[2]。由于ORC具有的獨特優(yōu)勢以及廣闊的市場應(yīng)用前景，其發(fā)電技術(shù)已經(jīng)成為節(jié)能研究領(lǐng)域的熱點課題之一。

1 ORC基本工藝過程

1.1 工藝流程設(shè)計

ORC以低沸點有機物為工質(zhì)，回收低品位熱能的朗肯動力循環(huán)。ORC主要由蒸發(fā)器、膨脹機、冷凝器和工質(zhì)泵4個主要設(shè)備構(gòu)成，其工藝流程如圖1所示。有機工質(zhì)在蒸發(fā)器中進行熱量交換，產(chǎn)生相態(tài)變化，生成過熱蒸汽，蒸汽進入膨脹機做功，進而帶動發(fā)電機或其他動力機械。從膨脹機排出的乏氣在冷凝器中冷凝成液態(tài)，通過工質(zhì)泵加壓重新回到換熱器。如此完成一個循環(huán)，從而實現(xiàn)了對余熱資源的回收利用。

1.2 有機工質(zhì)的選取

有機工質(zhì)熱物性的差異導(dǎo)致了其在ORC系統(tǒng)中不同的性能。因此，結(jié)合不同熱源參數(shù)特點，優(yōu)選出適宜的工質(zhì)，是保證系統(tǒng)效率的前提和關(guān)鍵。

He[3]通過22種純流體在亞臨界區(qū)域的工作情況，發(fā)現(xiàn)火用效率與工作流體的臨界溫度密切相關(guān)。他指出工質(zhì)的臨界溫度接近熱源的溫度表現(xiàn)出更好的凈輸出功率。然而,他的研究是處于亞臨界區(qū)域的有機朗肯循環(huán)，具有一定的局限性。Yu[4]研究發(fā)現(xiàn)功率輸出達到最大值需滿足兩個條件：①廢熱入口溫度與工作流體臨界溫度存在適當(dāng)?shù)恼郎囟炔睿虎诠ぷ髁黧w在其近臨界區(qū)蒸發(fā)。Ayachi[5]研究發(fā)現(xiàn)工質(zhì)在超臨界區(qū)域具有最好的熱力學(xué)性能，且存在一個最佳的臨界溫度，并指出最佳的臨界溫度為熱源溫度的0.7～0.8倍。高虹[6]以24種有機工質(zhì)對ORC系統(tǒng)性能進行測試，得到了超臨界循環(huán)和亞臨界循環(huán)的關(guān)系。超臨界ORC系統(tǒng)的做功能力并不總是優(yōu)于飽和或過熱的亞臨界ORC系統(tǒng)，所有工質(zhì)狀態(tài)從亞臨界飽和轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界狀態(tài)時，凈功、熱效率、火用效率及質(zhì)量流量的變化都是不連續(xù)的。Zhang[7]以不同的目標函數(shù)對ORC系統(tǒng)工質(zhì)進行篩選，指出采用R-152a、R-134a、R-600和R-143a時單位輸出凈功所需要的換熱面積最小。劉廣林[8]研究發(fā)現(xiàn)，對于溫度低于150 ℃的余熱熱源，工質(zhì)R-245fa表現(xiàn)出更好的熱力學(xué)性能。大量研究表明[9-11]，有機工質(zhì)的選取及循環(huán)類型的確定與低溫?zé)嵩吹奈镄杂忻芮嘘P(guān)系，且受到優(yōu)化目標函數(shù)的影響。

本研究以某煉化廠實際產(chǎn)生的余熱資源作為低溫余熱熱源，根據(jù)有機工質(zhì)的篩選方法[12]，粗選出7種適合該余熱流發(fā)電的有機工質(zhì)(見表1)。根據(jù)不同有機工質(zhì)熱力學(xué)性質(zhì)的差異，采用了超臨界和亞臨界兩種循環(huán)類型，并通過計算得出7種工質(zhì)下ORC系統(tǒng)的凈輸出功率和循環(huán)熱效率等參數(shù)。

表1 有機工質(zhì)的熱力學(xué)和環(huán)境特性[13]Table 1 Thermodynamic and environmental characteristics of organic working compounds有機工質(zhì)臨界溫度/℃臨界壓力/MPa熔點/℃沸點/℃安全性O(shè)DP①GWP②R-29096.684.274-187.7-42.090A3020R-600152.003.796-138.3-0.520A3020R-134a101.004.059-104.3-26.090A101 300R-143a72.703.761-111.8-47.240A204 300R-152a113.304.520-118.6-24.050A20120R-245fa154.003.651-102.115.190B10950R-3278.115.784-136.8-51.650A20550 注:①ODP表示臭氧消耗潛能值; ②GWP表示全球變暖潛能值。

2 ORC發(fā)電系統(tǒng)流程模擬

2.1 ORC系統(tǒng)熱力學(xué)分析

圖2為ORC發(fā)電系統(tǒng)的溫-熵圖(T-S圖)。其中，由點1～點8連成的實線封閉曲線表示亞臨界ORC系統(tǒng)中有機工質(zhì)的實際變化過程；由實線和曲線連成的封閉曲線表示超臨界系統(tǒng)中有機工質(zhì)的變化過程。圖2中Tp-e、Tp-c分別表示蒸發(fā)器和冷凝器換熱過程的最小換熱溫差，Teva和Tcon分別表示系統(tǒng)的蒸發(fā)溫度和冷凝溫度。

ORC系統(tǒng)的循環(huán)過程主要包括以下4個過程。

(1) 狀態(tài)點1→2為有機工質(zhì)在加壓泵中的實際壓縮過程，在被加壓過程中，有機工質(zhì)接受外功量為：

Wpump,cw=h2-h1

(1)

(2) 從工質(zhì)泵出來的工質(zhì)進入蒸發(fā)器換熱：亞臨界ORC系統(tǒng)依次經(jīng)過預(yù)熱2→3、蒸發(fā)3→4和過熱4→5三個階段；超臨界ORC系統(tǒng)由于不存在蒸發(fā)段，直接由預(yù)熱段到過熱段2→9。有機工質(zhì)總吸熱量為：

Qwf,eva=h5-h2∣Qwf,eva=h9-h2

(2)

(3) 狀態(tài)點5→6和9→6分別為亞臨界和超臨界狀態(tài)下工質(zhì)在膨脹機內(nèi)的做功過程，過熱蒸汽膨脹產(chǎn)生的做功量為：

Wturb=h5-h6∣Wturb=h9-h6

(3)

(4) 從膨脹機排出的乏氣進入冷凝器，和冷卻介質(zhì)進行換熱。工質(zhì)依次由過熱蒸汽(6→7)到飽和蒸汽(狀態(tài)點7)；進一步換熱(7→8)成為飽和液態(tài)(狀態(tài)點8)，并最終成為過冷液體(8→1)進入工質(zhì)泵。過程放出的總熱量為：

Qwf,con=h6-h1

(4)

式(1)～式(4)中：Wpump,cw表示有機工質(zhì)在工質(zhì)泵中接受的外功，kJ/kg；Qwf,eva表示有機工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)的吸熱量，kJ/kg；Wturb表示有機工質(zhì)蒸汽膨脹產(chǎn)生的做功量，kJ/kg；Qwf,con表示有機工質(zhì)在冷凝過程中放出的總熱量，kJ/kg；hi為各狀態(tài)點的比焓， kJ/kg。

2.2 模擬及優(yōu)化

煉化廠實際產(chǎn)生的余熱資源為:①熱水—流量670 t/h、溫度96 ℃、壓力200 kPa；②低壓蒸汽—流量150 t/h、溫度135 ℃、壓力200 kPa。

其他參數(shù)設(shè)置為：有機工質(zhì)泵效率為65%，膨脹機絕熱效率為85%；水泵效率為65%，揚程為10 m；冷卻水出/入口溫差為10 ℃；蒸發(fā)器窄點換熱溫差(ΔtP)為10 ℃；工質(zhì)冷凝溫度為40 ℃，且設(shè)置過冷度為0.5 ℃[14]；工質(zhì)在整個循環(huán)管路里的流動總阻力為600 kPa[15](僅在計算工質(zhì)加壓泵的耗功時考慮管內(nèi)流動阻力)。

在上述一系列的假設(shè)、規(guī)定和約束的條件下，采用多因素分析的方法，以最大凈輸出功率作為目標函數(shù)建立模擬流程。模擬分析了不同有機工質(zhì)在亞/超臨界循環(huán)下的循環(huán)熱效率、蒸發(fā)壓力和膨脹機入口溫度等。其中，循環(huán)熱效率為一般熱力系統(tǒng)的重要參數(shù)，可衡量系統(tǒng)的綜合性能，其數(shù)學(xué)表達式見式(5)。

ηth=Wnet/Qin×100%

(5)

式中:ηth表示系統(tǒng)循環(huán)熱效率，%；Wnet表示系統(tǒng)的凈輸出功率，kW；Qin為單位時間在蒸發(fā)器內(nèi)熱源傳給工質(zhì)的熱量，kW。

系統(tǒng)凈輸出功率表征系統(tǒng)輸出能力，其計算式如式(6)。

Wnet=m·(Wturb-Wpump,wf-Wpump,cw)/3 600

(6)

式中：Wturb為膨脹機輸出功率， kJ/kg；Wpump,wf為工質(zhì)泵消耗功率， kJ/kg；Wpump,cw為冷卻水泵消耗功率， kJ/kg。

有機工質(zhì)的優(yōu)化模擬結(jié)果見表2。從表2可以看出，7種有機工質(zhì)在運行條件下表現(xiàn)出不同的熱力學(xué)性質(zhì)，工質(zhì)R-600表現(xiàn)出較高的凈輸出功率和循環(huán)熱效率，而工質(zhì)R-143a表現(xiàn)效果最差。工質(zhì)R-143a的凈輸出功率較工質(zhì)R-600的凈輸出功率低了37.6%，過程的循環(huán)熱效率也明顯偏低，可見有機工質(zhì)對ORC性能具有重要影響。

表2 有機工質(zhì)的優(yōu)化模擬結(jié)果Table 2 Optimization simulation results of organic working compounds有機工質(zhì)工質(zhì)類型凈輸出功率/kW熱效率/%質(zhì)量流量/(kg·h-1)熱源出口溫度/℃膨脹機出口溫度/℃膨脹機入口壓力/kPa循環(huán)類型R-600干性工質(zhì)15 10111.101 124 30056.159.81 859亞臨界R-152a濕性工質(zhì)13 4359.731 699 17253.440.63 450亞臨界R-134a濕性工質(zhì)12 3168.932 644 40053.744.24 025超臨界R-245fa干性工質(zhì)12 0048.683 101 60053.356.43 025亞臨界R-290濕性工質(zhì)11 3438.301 388 13955.147.84 350超臨界R-32濕性工質(zhì)10 0497.381 834 20055.640.86 175超臨界R-143a濕性工質(zhì)9 4527.012 891 70056.953.65 250超臨界

2.3 超/亞臨界系統(tǒng)性能對比分析

從整體來看，亞臨界ORC系統(tǒng)表現(xiàn)出更好的熱力學(xué)性能，凈輸出功率和熱效率普遍高于超臨界ORC系統(tǒng)。為探討其原因，對超臨界ORC系統(tǒng)和亞臨界ORC系統(tǒng)(分別以R-600、R-143a為例)蒸發(fā)器內(nèi)的熱傳遞過程做進一步分析，如圖3所示。

從圖3中可以看出，采用熱水和低壓蒸汽混合后與工質(zhì)進行換熱，低溫?zé)嵩创嬖跉庖簝上啵谂c工質(zhì)進行熱交換的過程中，低溫?zé)嵩聪韧ㄟ^液化放出一部分熱量，變成飽和液體，此過程中溫度保持不變(3→2)，飽和液體和工質(zhì)進行進一步換熱，溫度不斷降低(2→1)，直至換熱過程完成。亞臨界ORC工質(zhì)側(cè)蒸發(fā)器內(nèi)熱交換過程先后經(jīng)過預(yù)熱段(a→b)和蒸發(fā)段(b→c)，由于工質(zhì)R-600為干性工質(zhì)，所以優(yōu)化過程中不存在過熱段。超臨界ORC工質(zhì)側(cè)不存在蒸發(fā)段，工質(zhì)從預(yù)熱段直接到過熱段，如圖3中曲線(d→c)所示。

傳熱過程不可逆損耗主要由兩個原因引起，其一為流體阻力，其二為傳熱溫差，而傳熱溫差是導(dǎo)致傳熱過程火用損失的主要因素。圖3反映了蒸發(fā)器內(nèi)熱交換過程的溫度變化情況：在超臨界ORC換熱過程中，系統(tǒng)存在較大的傳熱溫差，溫差分布不合理，導(dǎo)致存在較大的功損耗，系統(tǒng)的凈輸出功率和循環(huán)熱效率不高；在亞臨界ORC蒸發(fā)段換熱過程中，工質(zhì)蒸發(fā)段所需的汽化熱幾乎全部由余熱流相變熱提供，工質(zhì)和余熱流的溫度基本維持不變，可認為兩者是恒溫?zé)嵩撮g的熱傳遞過程，具有最高的熱效率。在工質(zhì)預(yù)熱段，工質(zhì)溫升所需的熱量全部由余熱流的顯熱提供，雖然兩者間的傳熱溫差不斷改變，但變化范圍不大?？梢?，針對氣液兩相的余熱流，亞臨界ORC系統(tǒng)的工質(zhì)溫度變化曲線能更好地匹配余熱流的溫度變化曲線。亞臨界ORC相較于超臨界ORC有更高的凈輸出功率及循環(huán)熱效率。

2.4 影響因素分析

在ORC發(fā)電系統(tǒng)中，有機工質(zhì)在循環(huán)過程中存在復(fù)雜的熱物理變化，系統(tǒng)的性能受諸多因素交互影響。因此，本研究采用多因素分析的方法，以系統(tǒng)最大凈輸出功率(Wnet)為優(yōu)化函數(shù)，闡述了亞臨界循環(huán)(以R-600為例)工質(zhì)流量、蒸發(fā)溫度(壓力)、膨脹機進口溫度和過熱度對ORC系統(tǒng)性能的影響。結(jié)合考察了系統(tǒng)低溫?zé)嵩吹淖罱K排放溫度(tho)、循環(huán)熱效率(ηth)以及單位凈輸出功量(Wper,m)。

2.4.1工質(zhì)流量

工質(zhì)流量對系統(tǒng)性能的影響較大，當(dāng)工質(zhì)流量較低時，直接的影響是膨脹機的輸出功率降低，同時會導(dǎo)致熱源的最終排放溫度較高，低溫余熱不能得到充分利用；當(dāng)工質(zhì)流量過大時，泵功耗增加，使得凈輸出功率降低。因此，以工質(zhì)質(zhì)量流量/熱源質(zhì)量流量的比值(Cm_m)考察工質(zhì)流量對系統(tǒng)性能的影響，關(guān)系曲線如圖4所示。

隨著工質(zhì)R-600流量的增加，ORC的凈輸出功率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并出現(xiàn)一個峰值。當(dāng)Cm_m在1.200～1.350范圍內(nèi)時，工質(zhì)流量較小，單位工質(zhì)吸熱量不斷增加，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口溫度隨之增加。但是，由于換熱過程受到ΔTP的限制，單位工質(zhì)的吸熱量達到飽和，蒸發(fā)溫度不變。因此，在一定范圍內(nèi)增加工質(zhì)流量，蒸發(fā)溫度維持不變，單位質(zhì)量輸出功率不變，凈輸出功率呈直線型增加，熱源排放溫度則呈現(xiàn)出直線型下降的趨勢。隨著工質(zhì)流量的進一步增加，單位工質(zhì)的吸熱量開始降低，蒸發(fā)溫度不斷降低，熱交換量增加，工質(zhì)泵的能耗也隨之增大，總體凈輸出功率不斷增大但上升趨勢變緩。工質(zhì)流量持續(xù)增大，單位工質(zhì)的吸熱量繼續(xù)下降，換熱量不斷增加，但同時工質(zhì)泵和冷卻水泵的功耗不斷增加，凈輸出功率呈下降的趨勢。因此，系統(tǒng)凈輸出功率隨工質(zhì)流量的增大呈先增大后減小的趨勢。

2.4.2蒸發(fā)溫度(壓力)

由于工質(zhì)R-600為干性工質(zhì)，所以膨脹機進氣溫度無需過熱，蒸發(fā)溫度(壓力)與膨脹機進氣溫度相等時(為保證膨脹機入口氣化分率為1，設(shè)置過熱度為0.1 ℃)表現(xiàn)出最大的凈輸出功率，即膨脹機入口溫度與蒸發(fā)溫度具有相同的性能影響曲線。因此，本研究未對膨脹機入口溫度性能影響再做進一步的分析，其關(guān)系曲線如圖5所示。

當(dāng)蒸發(fā)溫度(壓力)較低時，工質(zhì)的相變蒸發(fā)段較長，平均吸熱溫度不高，使得蒸發(fā)器內(nèi)傳熱溫差較大，可用能的損失增加，進而導(dǎo)致工質(zhì)蒸汽的做功能力不高。單位工質(zhì)的做功能力是溫度的單目標函數(shù)，蒸發(fā)溫度越低，膨脹機輸出功率越小；蒸發(fā)溫度增大，蒸發(fā)器換熱量不斷降低，單位工質(zhì)的吸熱量不斷增加，使得工質(zhì)流量降低，工質(zhì)泵和冷卻水泵的功耗也降低。綜上所述，凈輸出功率隨蒸發(fā)溫度(壓力)變化趨勢較為復(fù)雜。按照文中給出的計算條件，得到的結(jié)果如圖5所示，凈輸出功率隨蒸發(fā)溫度(壓力)的升高而增加，并在110 ℃時取得最大值。

2.4.3過熱度

為了避免膨脹機內(nèi)有機工質(zhì)的飽和蒸汽在膨脹做功后進入濕蒸汽區(qū)，對膨脹機的末級葉片或轉(zhuǎn)動部件造成“沖蝕”，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口最好能保持一定的過熱度(ΔtS)。對于濕性工質(zhì)必須采取一定量的過熱度，而對于干性工質(zhì)或絕熱物質(zhì)可以不需要過熱度或采取適量的過熱度。過熱度對系統(tǒng)性能影響關(guān)系曲線如圖6所示。

考慮到蒸發(fā)溫度(壓力)對做功能力的影響和最小換熱溫差的限制，在進行過熱度研究時，選取的蒸發(fā)溫度為100 ℃。對于傳統(tǒng)的水蒸氣朗肯循環(huán)，循環(huán)熱效率高意味著過熱度大。但對于有機朗肯循環(huán)，并不是所有的有機工質(zhì)采用過熱都會提高系統(tǒng)的循環(huán)熱效率。從圖6中也可以得出，因為R-600為干性工質(zhì)，在過熱度持續(xù)增大的過程當(dāng)中，系統(tǒng)循環(huán)熱效率幾乎維持不變，系統(tǒng)凈輸出功率持續(xù)下降。這主要是由于單位工質(zhì)吸熱量增加，使得工質(zhì)流量降低，從而使得膨脹機輸出功率減小。從低溫?zé)嵩吹淖罱K排放溫度變化趨勢也可以看出，系統(tǒng)的換熱量不斷降低，系統(tǒng)的余熱回收效益減小，系統(tǒng)的循環(huán)火用效率減小，系統(tǒng)凈輸出功率必然降低。

3 結(jié) 論

(1) 結(jié)合有機工質(zhì)篩選原則與低溫?zé)嵩次镄詶l件，最終選取7種適宜的有機工質(zhì)，并對7種工質(zhì)進行有機朗肯循環(huán)時的性能進行分析。結(jié)果表明，有機工質(zhì)R-600表現(xiàn)出最大的凈輸出功率，單位有機工質(zhì)輸出功率達到48.4 kJ/kg，且具有較高的循環(huán)熱效率，綜合性能表現(xiàn)最佳。

(2) 針對本研究低溫?zé)嵩礂l件，根據(jù)超/亞臨界有機朗肯循環(huán)性能的對比，發(fā)現(xiàn)亞臨界有機朗肯循環(huán)表現(xiàn)出更好的性能。并通過對蒸發(fā)器內(nèi)熱傳遞過程t-Q圖的分析發(fā)現(xiàn)：含氣液兩相的低溫余熱回收過程，亞臨界有機朗肯循環(huán)性能優(yōu)于超臨界有機朗肯循環(huán)性能。

(3) 在工況考察范圍內(nèi)，工質(zhì)/熱源質(zhì)量流量比Cm_m=1.200和Cm_m=1.450時系統(tǒng)的凈輸出功率相較于Cm_m=1.375時的凈輸出功率分別低了11.7%和14.1%；蒸發(fā)溫度tcon=100 ℃時，系統(tǒng)凈輸出功率比最佳蒸發(fā)溫度tcon=110 ℃下的凈輸出功率低8.5%；過熱度ΔtS=10 ℃時系統(tǒng)凈輸出功率較ΔtS=0 ℃的凈輸出功率低2.1%。由此可知，工質(zhì)流量對系統(tǒng)凈輸出功率有直接影響，合理的工藝參數(shù)對有機朗肯循環(huán)性能的提升有著重要作用。

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