王峰,高文忠,張桂臣,王曉中,李根

(上海海事大學(xué)商船學(xué)院,201306,上海)

在世界各國能源短缺和環(huán)境污染等問題日益嚴(yán)峻的背景下,開發(fā)清潔能源并提高能源利用效率已成為人類社會普遍關(guān)注的話題[1]。液化天然氣(LNG)作為清潔能源的一種,由于其較高的燃耗效率、溫室氣體和NOx排放量低、且?guī)缀醪划a(chǎn)生SOx等特點近年來在一次能源消費中的比例正逐漸增大[2]。LNG由液態(tài)(-162 ℃)轉(zhuǎn)化為常溫氣態(tài)時,將釋放冷能約830 kJ/kg,然而這部分冷能往往得不到有效利用[3-4]。因此,如何回收利用這部分冷能,將對優(yōu)化能源結(jié)構(gòu),提高能源利用率,并且為實現(xiàn)我國“雙碳”目標(biāo)的宏觀愿景有著重要的社會和經(jīng)濟(jì)意義。

有機朗肯循環(huán)(ORC)不僅能有效實現(xiàn)高品位冷能到高品位電能的轉(zhuǎn)化[5-6],還具結(jié)構(gòu)簡單、操作成本低、環(huán)境友好、可靠性高、運行方便和發(fā)電效率高等優(yōu)點[7-9],近年來正逐漸成為研究的熱點。而ORC發(fā)電系統(tǒng)熱源的選擇至關(guān)重要,它會對系統(tǒng)多個參數(shù)產(chǎn)生重要影響[10-11],同時也是影響整個系統(tǒng)性能的重要外部變量之一[12-13]。魯廣棟等[14-16]研究了熱源溫度對ORC發(fā)電系統(tǒng)性能的影響,得出的結(jié)論一致,即系統(tǒng)熱效率和凈輸出功隨熱源溫度的升高而升高。Jang等[17]建立以R245fa為工質(zhì)的ORC發(fā)電系統(tǒng),結(jié)果表明熱源溫度和膨脹機進(jìn)出口壓差是影響發(fā)電系統(tǒng)電力輸出的關(guān)鍵因素。韓江濤等[12]以R245fa為工質(zhì),導(dǎo)熱油為熱源建立實驗平臺,研究表明在同一熱源流量下,熱源溫度的增加有利于提升膨脹功、系統(tǒng)凈功、熱效率和效率,且對系統(tǒng)各主要設(shè)備的損率較小。Unamba等[18]以120～140 ℃的導(dǎo)熱油為熱源,以R245fa為工作流體建立了1 kW的有機朗肯循環(huán),通過分析法評估系統(tǒng)部件和性能,得出熱源溫度的升高有利于提高系統(tǒng)總體效率。Minea等[19]對以85～116 ℃的工業(yè)廢熱為熱源,以HFC-245fa為循環(huán)工質(zhì)的ORC系統(tǒng)進(jìn)行了研究,研究表明,系統(tǒng)的凈輸出功率和熱電轉(zhuǎn)換效率主要取決于廢熱入口溫度及系統(tǒng)的控制策略。

上述研究大多以回收利用中低溫余熱為主要目標(biāo)的ORC余熱發(fā)電系統(tǒng),并采用常溫水作為系統(tǒng)冷源,且冷熱源溫差較小,其系統(tǒng)熱效率不高。如若采用超低溫物質(zhì)(例如LNG)為冷源,可顯著提高冷熱源溫差,降低冷凝溫度,提高系統(tǒng)效率。但由于LNG易燃易爆的屬性,且氣化后不易處理,導(dǎo)致開展相關(guān)的實驗研究具有較大難度,從一定程度上限制了LNG冷能發(fā)電技術(shù)在我國的應(yīng)用。因此,在前人研究的基礎(chǔ)上,搭建以低溫水為熱源、液氮為冷源(替代LNG)、R290為循環(huán)工質(zhì)的小型回?zé)崾絆RC冷能發(fā)電實驗平臺,研究熱源溫度的變化和回?zé)嵫h(huán)對ORC冷能發(fā)電系統(tǒng)的機械輸出功、發(fā)電量、功電轉(zhuǎn)換效率、熱效率和冷能利用率等性能參數(shù)的影響,從而為ORC冷能發(fā)電系統(tǒng)的設(shè)計、優(yōu)化和工程應(yīng)用提供一定的數(shù)據(jù)參考。

1 回?zé)崾降蜏豋RC冷能發(fā)電系統(tǒng)

1.1 實驗系統(tǒng)介紹

回?zé)崾絆RC冷能發(fā)電實驗裝置的系統(tǒng)原理圖如圖1所示,它主要包括熱源系統(tǒng)、回?zé)崾絆RC冷能發(fā)電系統(tǒng)和冷源系統(tǒng)。實驗裝置實物圖如圖2所示。

圖1 回?zé)崾降蜏豋RC冷能發(fā)電系統(tǒng)原理圖

1—渦旋膨脹機;2—三流體換熱器;3—蒸發(fā)器;4—低溫工質(zhì)泵;5—儲液罐;6—空氣汽化器;7—液氮罐;8—控制間。

熱源系統(tǒng)主要由20 kW電加熱器、變頻水泵、膨脹水箱和流量計組成,以水作為傳熱介質(zhì),通過PID控制器調(diào)節(jié)電加熱器的功率進(jìn)而改變進(jìn)入到蒸發(fā)器內(nèi)水的溫度。回?zé)崾絆RC冷能發(fā)電實驗平臺主要由繞管式蒸發(fā)器、氣液分離器、Air Squared無油潤滑式渦旋膨脹機(1 kW)、儲液罐、往復(fù)式低溫變頻工質(zhì)泵和繞管式三流體換熱器等設(shè)備組成。冷源系統(tǒng)主要包括液氮罐、空氣汽化器和流量計。

液態(tài)有機工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵加壓后進(jìn)入到三流體換熱器的管程Ⅱ,并吸收乏氣工質(zhì)的熱量實現(xiàn)預(yù)熱,進(jìn)入蒸發(fā)器管程中與循環(huán)水進(jìn)行熱量交換,工質(zhì)吸收熱量后以高溫、高壓的氣態(tài)工質(zhì)進(jìn)入氣液分離器分離后,以過熱狀態(tài)進(jìn)入到渦旋膨脹機內(nèi)做功,做功后的乏氣返回至三流體換熱器殼程,并將熱量分別傳遞給管程Ⅰ中的液氮和經(jīng)工質(zhì)泵加壓后返回至三流體換熱器管程Ⅱ的液態(tài)有機工質(zhì),并被冷卻為液態(tài)工質(zhì)重新進(jìn)入到工質(zhì)泵,完成一個循環(huán)。

1.2 工質(zhì)選擇

影響ORC冷能發(fā)電系統(tǒng)的因素眾多,其中選擇合適的循環(huán)工質(zhì)能有效提高系統(tǒng)發(fā)電量和冷能利用效率[20]。由于液氮的低溫特性,冷能發(fā)電系統(tǒng)的冷凝溫度遠(yuǎn)低于環(huán)境溫度,導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)循環(huán)工質(zhì)的選擇與以回收中低溫余熱(70～350 ℃)為主的ORC余熱發(fā)電系統(tǒng)完全不同。所選工質(zhì)除了具有安全性、化學(xué)穩(wěn)定性、經(jīng)濟(jì)性和環(huán)保特性外[21],結(jié)合設(shè)計的實驗系統(tǒng)本身特點還需具有4個特征[22]:①足夠低的冰點避免與液氮換熱時出現(xiàn)結(jié)晶,導(dǎo)熱系數(shù)大;②常溫下飽和壓力應(yīng)高于環(huán)境壓力并小于系統(tǒng)設(shè)計壓力;③低比容積或高密度;④干式或等熵工質(zhì)以避免膨脹機出口形成液滴。

針對上述原則,并結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)[23-24]的研究成果,選取R290作為循環(huán)工質(zhì),其物性參數(shù)如表1所示。

表1 R290物性參數(shù)

1.3 實驗數(shù)據(jù)采集和不確定度分析

實驗系統(tǒng)所需采集的數(shù)據(jù)主要包括壓力、溫度、流量和膨脹機帶動發(fā)電機輸出的電壓、電流、頻率和功率,并通過NI信號采集設(shè)備輸入到數(shù)據(jù)采集軟件中。測量儀器基本參數(shù)如表2所示。

表2 各測量儀器基本參數(shù)

實驗中間接測量物理量的不確定度可由誤差傳遞公式計算所得[12],即

(1)

式中:Y=Y(X1,X2,…,XN)為間接測量物理量;Xi為直接測量的獨立變量;xi為獨立變量的不確定度。

綜合考慮表2中各測量儀器的精度,經(jīng)過計算,與實驗相關(guān)的間接測量物理量的不確定度如表3所示。

表3 間接測量物理量的不確定度

2 實驗數(shù)據(jù)處理

區(qū)別于水蒸氣朗肯循環(huán),ORC冷能發(fā)電系統(tǒng)采用有機工質(zhì)代替水蒸氣,其熱力過程的T-s圖如圖3所示。通過數(shù)據(jù)采集軟件將1～9點的溫度和壓力值輸入到NIST PEFPROP 9.1軟件中,查出不同溫度和壓力條件下R290的熱力學(xué)參數(shù)值,依據(jù)熱力學(xué)原理計算出ORC冷能發(fā)電系統(tǒng)的性能參數(shù)值。

圖3 ORC發(fā)電系統(tǒng)T-s圖

考慮到實際情況,在實驗和數(shù)據(jù)處理的過程中做了如下假設(shè):①由于LNG易燃、易爆的屬性,從校園安全的角度考慮,系統(tǒng)冷源用液氮替代;②選取的數(shù)據(jù)點為系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)工況的數(shù)點;③忽略整個系統(tǒng)管路內(nèi)的壓降;④用聚氨酯和玻璃棉材料對實驗系統(tǒng)進(jìn)行保溫防護(hù),忽略系統(tǒng)與環(huán)境之間的散熱損失。

工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)的吸熱量Qevap、膨脹機的等熵效率ηis,exp、系統(tǒng)輸出功Wexp、工質(zhì)泵的功耗Wpump、膨脹機功電轉(zhuǎn)換效率ηele、系統(tǒng)熱效率ηth、冷能利用率ηc分別表示為

Qevap=mwf(hevap,out-hevap,in)

(2)

(3)

Wexp=mwf(hexp,in-hexp,out)

(4)

Wpump=mwf(hpump,out-hpump,in)

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:mwf為工質(zhì)質(zhì)量流量,kg/h;mN2為液氮質(zhì)量流量,kg/h;hexp,in、hexp,out分別為工質(zhì)在膨脹機進(jìn)出口焓值,kJ/kg;hexp,out,is為工質(zhì)等熵膨脹后焓值,kJ/kg;hevap,in、hevap,out分別為工質(zhì)在蒸發(fā)器進(jìn)出口焓值,kJ/kg;hpump,in、hpump,out分別為工質(zhì)在低溫工質(zhì)泵進(jìn)出口焓值,kJ/kg;hN2,in、hN2,out分別為液氮在三流體換熱器進(jìn)出口焓值,kJ/kg;Wele為智能電參數(shù)測量儀測量的發(fā)電量。

3 實驗結(jié)果討論與分析

調(diào)節(jié)圖1中低溫截止閥V1、V2、V3的開關(guān),可實現(xiàn)回?zé)崾接袡C朗肯循環(huán)(R-ORC)和常規(guī)式有機朗肯循環(huán)(B-ORC)兩種不同的循環(huán)架構(gòu)。分別保持系統(tǒng)熱源(2 m3/h)和冷源(100 kg/h)的流量不變,比較分析不同循環(huán)架構(gòu)下系統(tǒng)熱源在20～55 ℃范圍內(nèi)變化對ORC冷能發(fā)電系統(tǒng)性能的影響。

3.1 熱源溫度對蒸發(fā)壓力和冷凝壓力的影響

熱源溫度對系統(tǒng)蒸發(fā)、冷凝壓力的影響如圖4所示。隨著熱源溫度的升高(由于渦旋膨脹機最大進(jìn)口壓力為1.38 MPa,實驗中熱源溫度最高為55 ℃),蒸發(fā)器內(nèi)部循環(huán)熱水與工質(zhì)間的平均換熱溫差逐漸增加,蒸發(fā)器換熱量增大,工質(zhì)在蒸發(fā)器出口處溫度上升,導(dǎo)致蒸發(fā)壓力近似呈線性增長。而冷凝壓力前期基本保持不變或有小幅增加,后期增速則明顯加快且增速大于蒸發(fā)壓力。這是因為熱源溫度的增加使三流體換熱器內(nèi)的負(fù)荷逐漸增大,在冷源流量不變的情況下,工質(zhì)在三流體換熱器內(nèi)與冷源的平均換熱溫差下降,導(dǎo)致冷凝壓力逐漸上升,進(jìn)一步使膨脹機背壓升高和前后壓差ΔP下降,進(jìn)而影響膨脹機的工作性能。R-ORC中工質(zhì)在三流體換熱器內(nèi)除了將熱量釋放給冷源外,還有一部分用于工質(zhì)的預(yù)熱,故在R-ORC中冷凝壓力快速增長所對應(yīng)的熱源溫度相對于B-ORC要高。

(a)R-ORC

3.2 熱源溫度對渦旋膨脹機性能的影響

圖5為熱源溫度變化對膨脹機前后焓差(Δh)和工質(zhì)流量(mwf)的影響。由圖5可知,隨著熱源溫度的升高,mwf總體呈上升趨勢,且R-ORC高于B-ORC,這是因為工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)吸收的熱量隨著熱源溫度的增加而增加,同時由于R-ORC中回?zé)嵫h(huán)的作用,使得在同一熱源溫度下,工質(zhì)的吸熱量高于B-ORC。而Δh的變化趨勢基本與mwf相同,但當(dāng)熱源溫度超過40 ℃后,Δh開始下降,這是因為由圖4可知,此時系統(tǒng)的冷凝壓力開始快速增長,使膨脹機入口焓值的增加速率低于出口,導(dǎo)致Δh下降,而整個過程由于回?zé)嵫h(huán)的作用,使得R-ORC的冷凝壓力相對較低,導(dǎo)致R-ORC系統(tǒng)的Δh高于B-ORC。實驗中,兩種ORC系統(tǒng)最大mwf分別為118.2、108.4 kg/h,最大Δh分別為29.14、25.86 kJ/kg。

圖5 熱源溫度對膨脹機前后焓差和工質(zhì)流量的影響

膨脹機作為ORC系統(tǒng)的關(guān)鍵部件,其工作性能的優(yōu)劣將直接影響整個系統(tǒng)的性能。圖6為膨脹機前后壓比和等熵效率ηis,exp與熱源溫度變化的關(guān)系。由圖6可知,熱源溫度在20～55 ℃變化時,R-ORC的壓比從6.7降至2.57,B-ORC從5.7降至2.41,且R-ORC略高于B-ORC,這主要是R-ORC冷凝壓力相對較低。而ηis,exp隨著熱源溫度升高,前期緩慢增加,當(dāng)壓比下降至3.5左右時快速增加,此時膨脹機內(nèi)部工質(zhì)從過膨脹狀態(tài)接近理想狀態(tài)。

圖6 熱源溫度對膨脹機的等熵效率和壓比的影響

隨著壓比繼續(xù)下降,膨脹機轉(zhuǎn)速下降,工質(zhì)通過膨脹機后處于欠膨脹狀態(tài),ηis,exp增速趨于平緩。當(dāng)熱源溫度為55 ℃時,R-ORC的ηis,exp最大值為60.6%,對應(yīng)壓比2.57,高于B-ORC的53.1%和2.41。實驗中ηis,exp最大時對應(yīng)的壓比均小于3.5,說明此時工質(zhì)并不是理想膨脹過程,可能原因是部分壓比用于克服膨脹機的吸氣阻力和動靜渦盤間的摩擦力。

圖7為膨脹機的機械輸出功Wexp和發(fā)電量Wele隨熱源溫度變化的關(guān)系。隨著熱源溫度的升高,Wexp呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢,但R-ORC的輸出功高于B-ORC,因為在三流體換熱器內(nèi),工質(zhì)泵出口循環(huán)工質(zhì)因預(yù)熱吸收部分乏氣的熱量,使R-ORC的冷凝壓力低于B-ORC。熱源溫度的增加,使兩種ORC系統(tǒng)的蒸發(fā)壓力上升,且增速高于冷凝壓力,面積增加,導(dǎo)致膨脹機的Wexp增加。

圖7 熱源溫度對膨脹機機械輸出功和發(fā)電量的影響

當(dāng)Wexp達(dá)到峰值后,由于冷源冷卻能力的下降,使膨脹機背壓快速上升,轉(zhuǎn)速降低,做功能力開始下降。當(dāng)Wexp最大時,系統(tǒng)內(nèi)冷熱源處于最佳匹配狀態(tài)。實驗中R-ORC和B-ORC系統(tǒng)對應(yīng)的最大Wexp分別為865.5、686.1 W,對應(yīng)的最佳熱源溫度分別為45、40 ℃。而Wele表示膨脹機功電轉(zhuǎn)換的大小,且變化趨勢與Wexp類似,R-ORC的Wele略高于B-ORC。但熱源溫度在25～40 ℃范圍內(nèi),由于兩種ORC系統(tǒng)的壓比均大于3.5,工質(zhì)處于過膨脹狀態(tài),且R-ORC的壓比更高使得膨脹機內(nèi)部的泄露和摩擦等不可逆損失更大,導(dǎo)致B-ORC的Wele總體略高于R-ORC。實驗中R-ORC和B-ORC系統(tǒng)對應(yīng)的最大Wele分別為522.1、463.3 W,對應(yīng)的最佳熱源溫度分別為45 ℃、40 ℃。

圖8為熱源溫度對膨脹機功電轉(zhuǎn)化效率ηele和前后壓差ΔP的影響。隨著熱源溫度的升高,膨脹機的功電轉(zhuǎn)換效率呈下降趨勢,當(dāng)熱源溫度在20～55 ℃變化時,R-ORC的ηele從75.8%下降至54.6%,下降了28%;B-ORC的ηele從88.6%下降至59%,下降了33.4%。這是因為ΔP增加使膨脹機轉(zhuǎn)速上升,導(dǎo)致摩擦和泄漏的損失加大,而文獻(xiàn)[25-26]指出,摩擦和泄漏是造成膨脹機不可逆損失的主要因素。但是R-ORC系統(tǒng)的ηele總體低于B-ORC,這是因為熱源溫度相同時,R-ORC系統(tǒng)的ΔP更高,不可逆損失更多。

圖8 熱源溫度對膨脹機功電轉(zhuǎn)換效率和壓差的影響

3.3 熱源溫度對熱效率和冷能利用率的影響

圖9為熱源溫度對系統(tǒng)熱效率(ηth)和冷能利用率(ηc)的影響。隨著熱源溫度的升高,系統(tǒng)熱效率和冷能利用率均呈現(xiàn)出先上升后下降的趨勢,且R-ORC的系統(tǒng)熱效率和冷能利用率整體高于B-ORC。當(dāng)熱源溫度從20 ℃增加到最佳熱源溫度時,R-ORC的ηth從1.87%上升到5.96%,ηc從7.3%上升到11.5%;B-ORC的ηth從1.79%上升到5.12%,ηc從6.42%上升到9.86%。因為這個過程中膨脹機做功能力增強,導(dǎo)致循環(huán)凈功和發(fā)電量呈上升趨勢,而熱源溫度的增加使蒸發(fā)器和三流體換熱器內(nèi)工質(zhì)與熱源和冷源的平均換熱溫差增大而使換熱量增加,但增速小于循環(huán)凈功和發(fā)電量,從而使系統(tǒng)熱效率和冷能利用率呈上升趨勢。當(dāng)熱源溫度繼續(xù)增加到55 ℃時,系統(tǒng)冷凝壓力快速增加,使膨脹機背壓增大,膨脹機做功能力下降,導(dǎo)致循環(huán)凈功和發(fā)電量開始下降,使R-ORC的ηth從5.96%下降到4.25%,ηc從11.5%下降到9.6%;B-ORC的ηth從5.12%下降到3.98%,ηc從9.86%下降到8.1%。

圖9 熱源溫度對系統(tǒng)熱效率和冷能利用率的影響

回?zé)嵫h(huán)的作用使得相同熱源溫度下蒸發(fā)器和三流體換熱器內(nèi)的平均換熱溫差低于B-ORC,換熱過程的不可逆損失相對較小;換言之,在相同循環(huán)凈功和發(fā)電量的情況下,回?zé)嵫h(huán)使得R-ORC投入的熱量和冷量均低于B-ORC。實驗中,R-ORC、B-ORC系統(tǒng)對應(yīng)的最大ηth、ηc分別為5.96%、11.5%,5.12%、9.86%,分別對應(yīng)熱源溫度為45 ℃、40 ℃。

3.4 發(fā)電系統(tǒng)整體性能對比

當(dāng)冷源流量維持在100 kg/h左右、系統(tǒng)熱源處于最佳溫度時,R-ORC、B-ORC系統(tǒng)的主要參數(shù)和性能指標(biāo)如表4所示。由表4可知,R-ORC在等熵效率、機械輸出功、發(fā)電量、系統(tǒng)熱效率和冷能利用率等方面優(yōu)于B-ORC,其中等熵效率提升了31.1%,機械輸出功提升了26.2%,發(fā)電量提升最小為12.7%,但是功電轉(zhuǎn)換效率不如B-ORC,下降了10.2%。

表4 B-ORC、R-ORC系統(tǒng)主要參數(shù)和性能指標(biāo)對比

4 結(jié) 論

以R290為循環(huán)工質(zhì),液氮為系統(tǒng)冷源,采用低溫回?zé)崾絆RC循環(huán)對LNG冷能發(fā)電進(jìn)行了實驗研究。實驗測試了熱源溫度的變化及回?zé)嵫h(huán)對發(fā)電系統(tǒng)整體性能的影響,雖然以液氮替代LNG作為系統(tǒng)冷源與實際存在差距,但對系統(tǒng)的工程應(yīng)用有一定的數(shù)據(jù)參考價值,獲得的主要結(jié)論如下。

(1)在一定范圍內(nèi),熱源溫度的升高使系統(tǒng)蒸發(fā)壓力近似呈線性增長,冷凝壓力基本維持不變或有小幅增長,但超過最佳熱源溫度后,冷凝壓力的增長速度將超過蒸發(fā)壓力,且B-ORC的冷凝壓力大小和增速高于R-ORC。

(2)當(dāng)冷源條件不變時,系統(tǒng)存在一個最佳熱源溫度,對應(yīng)最大的機械輸出功、發(fā)電量、熱效率和冷能利用率,且膨脹機前后壓比更接近設(shè)計值。但當(dāng)熱源溫度超過此數(shù)值后,系統(tǒng)的整體性能下降。實驗工況下,當(dāng)冷源流量維持在100 kg/h左右時,R-ORC系統(tǒng)最佳熱源溫度為45 ℃左右,高于B-ORC的40 ℃。這說明R-ORC系統(tǒng)可選擇的熱源溫度范圍相對較寬,可針對不同季節(jié)、不同水域的水溫變化特點合理設(shè)計系統(tǒng)架構(gòu)和選擇運行工況,使整個發(fā)電系統(tǒng)高效運行。

(3)當(dāng)系統(tǒng)冷熱源處于最佳匹配狀態(tài)時,R-ORC系統(tǒng)整體性能優(yōu)于B-ORC,特別是在等熵效率和機械輸出功方面。但R-ORC在功-電轉(zhuǎn)換效率方面不如B-ORC,可通過對膨脹機、傳動機構(gòu)和發(fā)電機系統(tǒng)進(jìn)行改進(jìn),提升功電轉(zhuǎn)換效率。