基于有機(jī)朗肯循環(huán)的固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱回收系統(tǒng)性能分析

婁宗勇，張紅光，宋松松，

（1.承德石油高等專科學(xué)校汽車工程系，河北承德；067000；2.北京工業(yè)大學(xué)能源與環(huán)境工程學(xué)院，北京）

基于有機(jī)朗肯循環(huán)的固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱回收系統(tǒng)性能分析

婁宗勇1，張紅光2，宋松松1，2

（1.承德石油高等?？茖W(xué)校汽車工程系，河北承德；067000；2.北京工業(yè)大學(xué)能源與環(huán)境工程學(xué)院，北京）

針對(duì)一臺(tái)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣能量變化規(guī)律，設(shè)計(jì)了帶回?zé)崞鞯挠袡C(jī)朗肯循環(huán)排氣余熱回收系統(tǒng)。基于熱力學(xué)第一定律和第二定律，對(duì)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱回收系統(tǒng)性能指標(biāo)進(jìn)行了理論計(jì)算和分析，進(jìn)而構(gòu)建了固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)-帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)聯(lián)合系統(tǒng)，并采用發(fā)電效率和有效燃料消耗率評(píng)價(jià)聯(lián)合系統(tǒng)的性能。研究結(jié)果表明：當(dāng)蒸發(fā)壓力為3.5 MPa，發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在額定工況點(diǎn)時(shí)，帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)最大凈輸出功率和熱效率分別為62.7 kW和12.5%；與固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)相比，聯(lián)合系統(tǒng)發(fā)電效率最大可提高6.0%，有效燃料消耗率最大可降低5%。

有機(jī)朗肯循環(huán)；固定式發(fā)動(dòng)機(jī)；性能分析

DOI：10.13957/j.cnki.tcxb.2015.02.013

0　引 言

目前固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)燃料燃燒的能量只有約35%被轉(zhuǎn)化為電能，約有30%隨廢氣排出，25%被發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻水帶走，通過機(jī)身散發(fā)等其它損失約占10%左右，排氣余熱和冷卻水損失的功率比有用功還多［1］。因此，對(duì)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的廢氣能量進(jìn)行回收利用，是提高發(fā)動(dòng)機(jī)熱效率和節(jié)約能源的有效途徑。

余熱利用技術(shù)可將低品位廢熱轉(zhuǎn)化為有用功或電能，并在多個(gè)領(lǐng)域得到了應(yīng)用［2-6］。其中，有機(jī)朗肯循環(huán)余熱利用技術(shù)憑借其優(yōu)越的性能在回收固定式發(fā)動(dòng)機(jī)余熱能方面得到了廣泛的研究。Vaja等［7］針對(duì)一臺(tái)固定式柴油機(jī)，設(shè)計(jì)了三種不同結(jié)構(gòu)的有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)，分析結(jié)果表明有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)可使內(nèi)燃機(jī)的總效率提高12%。

有機(jī)工質(zhì)的選擇對(duì)于有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)的性能有著至關(guān)重要的影響［8］。非共沸混合工質(zhì)在蒸發(fā)過程和冷凝過程中具有溫度“滑移”特性，可以減少由于溫差導(dǎo)致的損率。Heberle等［9］分析了異丁烷/異戊烷混合工質(zhì)和R227ea/R245fa混合工質(zhì)對(duì)ORC系統(tǒng)性能的影響，并對(duì)混合工質(zhì)和純工質(zhì)進(jìn)行了對(duì)比分析。研究結(jié)果表明：這兩種混合工質(zhì)系統(tǒng)的效率均高于純工質(zhì)。

對(duì)于固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)有機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)，很少有學(xué)者考慮固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)變工況下的ORC系統(tǒng)性能。此外，有關(guān)非共沸混合工質(zhì)在固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)有機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收中應(yīng)用的研究也較為少見。

1　帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)排氣余熱回收系統(tǒng)

1.1系統(tǒng)描述

為了更好的實(shí)現(xiàn)對(duì)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱能的高效利用，本文設(shè)計(jì)了如圖1所示的帶回?zé)崞鞯挠袡C(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)。

固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣經(jīng)渦輪機(jī)后進(jìn)入蒸發(fā)器與高壓液態(tài)有機(jī)工質(zhì)進(jìn)行換熱，然后排入大氣中。與此同時(shí)蒸發(fā)器中的液態(tài)工質(zhì)吸收排氣余熱后變成高溫高壓氣體，進(jìn)入膨脹機(jī)做功，帶動(dòng)發(fā)電機(jī)對(duì)外輸出電能，做功后的乏氣與下一循環(huán)液態(tài)有機(jī)工質(zhì)在回?zé)崞鲀?nèi)進(jìn)行換熱，換熱后的乏氣經(jīng)過冷凝器被冷卻為飽和液態(tài)有機(jī)工質(zhì)后流回儲(chǔ)液罐。工質(zhì)泵將有機(jī)工質(zhì)從儲(chǔ)液罐中抽出，壓縮成高壓液體，并通過回?zé)崞魑丈弦谎h(huán)乏氣的廢熱后進(jìn)入蒸發(fā)器吸收發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣能量，至此完成一個(gè)工作循環(huán)。

圖1　有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the ORC system

1.2帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)熱力學(xué)模型

圖2是帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)T-s圖，循環(huán)過程計(jì)算公式如下：

1-2為等熵壓縮過程，工質(zhì)泵的耗功為：

2-3和5-6分別為工質(zhì)在回?zé)崞髦械牡葔何鼰岷头艧徇^程?；?zé)崞髦械膿Q熱量和回?zé)崞饔行Ф确謩e為：

3-4為等壓吸熱過程，吸收的熱量為：

4-5s為等熵膨脹過程，4-5為實(shí)際膨脹過程，膨脹機(jī)的輸出功率由下式計(jì)算：

6-1為等壓冷凝過程，釋放的熱量為：

綜上分析，可以推導(dǎo)出帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)的凈輸出功率、熱效率、效率分別為：

TH由公式（10）計(jì)算得到，其中為排氣在蒸發(fā)器進(jìn)口處的溫度，可以通過天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)獲得。當(dāng)排氣溫度降低到露點(diǎn)以下時(shí)，會(huì)發(fā)生腐蝕排氣管和蒸發(fā)器表面的現(xiàn)象，因此，在本文的研究中，排氣在蒸發(fā)器出口處的溫度設(shè)定為378 K。

本文在研究分析時(shí)，忽略各部件和管路中的壓力損失和熱損失，計(jì)算邊界條件如下：

（1）蒸發(fā)器壓力在1 MPa-3.5 MPa之間變化；過熱度取30 K；

（2）環(huán)境溫度T0取293 K，冷凝溫度取308 K，低溫?zé)嵩礈囟萒L取293 K；

（3）工質(zhì)在冷凝器中放出熱量后變?yōu)轱柡鸵簯B(tài)；（4）回?zé)崞饔行Ф热?.85；

（5）膨脹機(jī)和工質(zhì)泵的等熵效率取0.8；（6）發(fā)電機(jī)效率取0.95。

1.3有機(jī)工質(zhì)選擇

在熱源和環(huán)境溫度確定的情況下，有機(jī)工質(zhì)的選取對(duì)于循環(huán)系統(tǒng)的熱力學(xué)性能起著重要作用。因此，在選取適用于發(fā)動(dòng)機(jī)余熱回收利用的有機(jī)工質(zhì)時(shí)應(yīng)考慮以下因素：

（1）良好的熱穩(wěn)定性，無腐蝕性；

（2）適當(dāng)?shù)姆悬c(diǎn)溫度，低潛熱，合適的臨界溫度和壓力；

（3）具有環(huán)境友好性和經(jīng)濟(jì)性；

非共沸混合工質(zhì)的物性不僅與組分有關(guān)，還與各組分的配比有關(guān)，所以非共沸混合工質(zhì)的數(shù)量極其龐大。本文從現(xiàn)有編號(hào)的非共沸混合工質(zhì)中選取了R416A作為有機(jī)工質(zhì)，以此分析余熱利用系統(tǒng)的性能。表1為非共沸混合工質(zhì)R416A的物性。

圖2　帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)T-s圖Fig.2 T-s diagram of the ORC system with IHE

表1　R416A性能參數(shù)Tab.1 Properties of R416A

2　固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱能特性分析

2.1天然氣發(fā)電機(jī)組性能測(cè)試

為了設(shè)計(jì)出合理的有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱能的高效利用，有必要對(duì)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程中的能量分布進(jìn)行研究。本文選取了一臺(tái)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)作為分析對(duì)象，其主要技術(shù)性能參數(shù)如表2所示。該固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)與發(fā)電機(jī)構(gòu)成天然氣發(fā)電機(jī)組，從而將發(fā)動(dòng)機(jī)的有效功轉(zhuǎn)化為電能輸出。

在試驗(yàn)測(cè)試過程中，天然氣發(fā)電機(jī)組轉(zhuǎn)速固定在1500 r/min，輸出功率范圍100 kW-1000 kW，試驗(yàn)取值間隔為100 kW，在每個(gè)輸出功率下，測(cè)試了10個(gè)不同負(fù)荷的工況點(diǎn)。

圖3為固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度隨其轉(zhuǎn)矩的變化情況。如圖所示排氣溫度先升高后降低。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩為4021.2 N·m時(shí)，排氣溫度達(dá)到最大值824.65 K。

表2　固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)性能參數(shù)Tab.2 Main technical performance parameters of the stationary CNG engine

圖3　固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度Fig.3 Exhaust temperature of the stationary CNG engine

圖4為固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣質(zhì)量流量隨其轉(zhuǎn)矩的變化情況。從圖中可以看出，排氣質(zhì)量流量隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加而增加。這是因?yàn)?，發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加主要依賴于節(jié)氣門開度的增大，而隨著節(jié)氣門開度的增大，進(jìn)入氣缸的空氣量和燃料消耗量增加，根據(jù)質(zhì)量守恒方程，發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣質(zhì)量流量等于空氣量與燃料消耗量之和，于是造成了排氣質(zhì)量流量的增加。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能如圖5所示。隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加，燃料消耗量不斷增加，有效燃料消耗率（BSFC）隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加而降低。當(dāng)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在額定工況點(diǎn)時(shí)，有效燃料消耗率最低為185 g/（kW· h）。由于發(fā)動(dòng)機(jī)通常在額定工況點(diǎn)附近運(yùn)行，因此該固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)具有較好的燃油經(jīng)濟(jì)性。

2.2可用排氣能量計(jì)算

有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)在實(shí)際運(yùn)行過程中，蒸發(fā)器內(nèi)的有機(jī)工質(zhì)與高溫?zé)嵩催M(jìn)行換熱時(shí)存在一定的換熱效率，排氣能量不能被有機(jī)工質(zhì)完全吸收［10］。因此，本文利用公式（11）計(jì)算可用排氣能量。式中為可用排氣能量（kW）為排氣質(zhì)量流量（kg/s）；為排氣在蒸發(fā)器進(jìn)口處焓值（kJ/kg為排氣在蒸發(fā)器出口處焓值（kJ/kg）。

圖5為固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)可用排氣能量隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的變化情況。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在額定工況點(diǎn)時(shí)，最大可用排氣能量為501.7 kW。

圖4　固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣質(zhì)量流量Fig.4 Exhaust mass fow rate of the stationary CNG engine

圖5　固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性能Fig.5 Economic performance of stationary CNG engine

圖6　可用排氣能量Fig.6 Available exhaust energy rate

圖7　帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)熱效率Fig.7 Thermal effciency of ORC system with IHE

3　研究結(jié)果與分析

根據(jù)上述對(duì)固定式天燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)排氣余熱能分布特性的研究，利用建立的帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)熱力學(xué)模型，研究分析了蒸發(fā)壓力在1.0 MPa-3.5 MPa范圍內(nèi)變化時(shí)對(duì)ORC系統(tǒng)性能的影響。

圖6為系統(tǒng)熱效率隨蒸發(fā)壓力的變化情況。從圖中可以看出，隨著蒸發(fā)壓力的增大，ORC系統(tǒng)的熱效率也逐漸增加。當(dāng)蒸發(fā)壓力為3.5 MPa時(shí)，其熱效率達(dá)到最大值為12.5%。

圖7表示工質(zhì)質(zhì)量流量與發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩及蒸發(fā)壓力的關(guān)系。從圖中可以看出：當(dāng)蒸發(fā)壓力保持不變時(shí)，工質(zhì)質(zhì)量流量隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加而增加。這是因?yàn)殡S著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加，發(fā)動(dòng)機(jī)可用排氣能量也是逐漸增加的，如圖5所示，這樣可使更多的非共沸混合工質(zhì)被蒸發(fā)。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩不變時(shí)，隨著蒸發(fā)壓力的增加，工質(zhì)質(zhì)量流量逐漸減小。這是因?yàn)楣潭ㄊ教烊粴獍l(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩保持不變，可用排氣能量也保持不變，由公式（4）可知，此時(shí)工質(zhì)質(zhì)量流量的大小僅取決于蒸發(fā)器進(jìn)出口處工質(zhì)的焓差（即圖2中狀態(tài)點(diǎn)3和4之間的焓差）。由表3可知，狀態(tài)點(diǎn)3和4的焓差隨蒸發(fā)壓力的增大而增大，從而導(dǎo)致工質(zhì)質(zhì)量流量隨蒸發(fā)壓力的增大而減小。

圖8為ORC系統(tǒng)凈輸出功率隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩和蒸發(fā)壓力的變化情況。從圖中可以看出，ORC系統(tǒng)凈輸出功率隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩和蒸發(fā)壓力的增大而增加。這是因?yàn)?，一方面隨著固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加，排氣能量逐漸增加；另一方面，由表3可知，隨著蒸發(fā)壓力的增加，工質(zhì)在膨脹機(jī)進(jìn)出口處的焓差（即圖2中狀態(tài)點(diǎn)4和5之間的焓差）逐漸增大，這些因素都導(dǎo)致了ORC系統(tǒng)凈輸出功率逐漸增加。當(dāng)蒸發(fā)壓力為3.5 MPa，固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在額定工況點(diǎn)時(shí)，ORC系統(tǒng)凈輸出功率達(dá)到最大值為62.7 kW。

圖8　帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)工質(zhì)質(zhì)量流量Fig.8 Mass fow rate of ORC system with IHE

圖9 帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)凈輸出功率Fig.9 Net power output of ORC system with IHE

圖9為ORC系統(tǒng)效率隨發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩和蒸發(fā)壓力的變化情況。當(dāng)蒸發(fā)壓力一定時(shí)，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加，效率出現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，但變化趨勢(shì)不明顯。

表3　非共沸混合工質(zhì)R416A狀態(tài)點(diǎn)3、4和5的焓值Tab.3 Enthalpy value of state points 3，4 and 5

圖10　帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)效率Fig.10 Exergy effciency of ORC system with IHE

這是因?yàn)閷?duì)于已選定非共沸混合工質(zhì)類型，ORC系統(tǒng)效率的大小主要受高溫?zé)嵩吹挠绊懀ㄒ驗(yàn)樵诒疚闹校蜏責(zé)嵩慈《ㄖ担?，高溫?zé)嵩礈囟茸兓厔?shì)為先升高后降低，且溫度變化幅度不大。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩一定時(shí)，ORC系統(tǒng)效率隨著蒸發(fā)壓力的增大而增大，這是因?yàn)楫?dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩一定時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度不變，此時(shí)ORC系統(tǒng)效率取決于系統(tǒng)的熱效率，如圖6所示，隨著蒸發(fā)壓力的增大，ORC系統(tǒng)熱效率是逐漸增大的。所以，ORC系統(tǒng)的效率呈現(xiàn)了上述變化規(guī)律。

為了評(píng)價(jià)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)-帶回?zé)崞鱋RC聯(lián)合系統(tǒng)的性能，本文定義了聯(lián)合系統(tǒng)發(fā)電效率和聯(lián)合系統(tǒng)有效燃料消耗率如公式（12）和（13）所示：

圖10為固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)電效率與固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)-帶回?zé)崞鞯腛RC聯(lián)合系統(tǒng)發(fā)電效率的對(duì)比圖。由圖10可知，加裝帶回?zé)崞饔袡C(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)后，聯(lián)合系統(tǒng)的發(fā)電效率均高于固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的發(fā)電效率，且隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩和蒸發(fā)壓力的增加而增加。當(dāng)蒸發(fā)壓力為3.5 MPa，固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在額定工況點(diǎn)時(shí)，聯(lián)合系統(tǒng)發(fā)電效率達(dá)到最大值39.4%，較固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)電效率提高了6.0%。

固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)-帶回?zé)崞鞯腛RC聯(lián)合系統(tǒng)的有效燃料消耗率變化情況如圖11所示。對(duì)比圖5，當(dāng)蒸發(fā)壓力在1.0 MPa-3.5 MPa范圍內(nèi)變化時(shí)，隨著固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增大，聯(lián)合系統(tǒng)的有效燃料消耗率相比原發(fā)動(dòng)機(jī)均有所降低。當(dāng)蒸發(fā)壓力為3.5 MPa，固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行在額定工況點(diǎn)時(shí)，聯(lián)合系統(tǒng)具有較好的燃油經(jīng)濟(jì)性，有效燃料消耗率可以降低到175 g/（kW·h），相比固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的有效燃料消耗率，最大可以降低5%。因此，加裝有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)可以有效地提高固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性。

圖11　聯(lián)合系統(tǒng)發(fā)電效率Fig.11 Electric effciency of combined system

圖12　聯(lián)合系統(tǒng)有效燃料消耗率Fig.12 BSFC of combined system

4　結(jié) 論

本文首先通過天然氣發(fā)電機(jī)組性能試驗(yàn)，研究了一臺(tái)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)排氣能量的變化規(guī)律，并利用帶內(nèi)部回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)對(duì)該固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的排氣能量進(jìn)行回收利用。研究了當(dāng)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)在不同轉(zhuǎn)矩下運(yùn)行時(shí)，蒸發(fā)壓力對(duì)固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)-帶內(nèi)部回?zé)崞鱋RC聯(lián)合系統(tǒng)性能的影響。結(jié)論如下：

（1）隨著蒸發(fā)壓力的增加，帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)的熱效率隨之增加。當(dāng)蒸發(fā)壓力為3.5 MPa時(shí)，其熱效率達(dá)到最大值為12.5%。

（2）當(dāng)蒸發(fā)壓力不變時(shí)，隨著發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的增加，帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)的工質(zhì)質(zhì)量流量、凈輸出功率隨之增加，而效率會(huì)出現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩不變時(shí)，隨著蒸發(fā)壓力的增加，凈輸出功率和效率都隨之增加，但工質(zhì)流量會(huì)隨之減小。

（3）加裝帶回?zé)崞鞯腛RC余熱回收系統(tǒng)后，固定式天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)的發(fā)電效率及有效燃料消耗率均有所改善。

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Performance Analysis of Exhaust Waste Heat Recovery System with Organic Rankine Cycle for Stationary CNG Engine

LOU Zongyong1， ZHANG Hongguang2， SONG Songsong1， 2
（1. Department of Automotive Engineering， Chengde Petroleum College， Chengde 067000， Hebei， China； 2. College of Environmental and Energy Engineering， Beijing University of Technology， Beijing 100124， China）

An organic Rankine cycle （ORC） system with an internal heat exchanger （IHE） is designed to recover exhaust energy from a stationary compressed natural gas （CNG） engine. According to the frst and second laws of thermodynamics， the performances of the ORC system are analyzed. Thereafter， the stationary CNG engine-ORC with IHE combined system is presented. The electric effciency and the brake specifc fuel consumption （BSFC） are chosen to evaluate the operating performances of the combined system. The results show that，when the evaporation pressure is 3.5 MPa and the engine is operating at the rated condition， the net power output and the thermal effciency of ORC system with IHE can reach up to 62.7kW and 12.5%， respectively. Compared with the stationary CNG engine， the electric effciency of the combined system can be increased by 6.0%， while the BSFC can be reduced by a maximum 5.0%.

organic Rankine cycle； stationary CNG engine； performance analysis

date: 2014-09-18. Revised date: 2014-10-27.

TQ174.6

A

1000-2278（2015）02-0178-07

2014-09-18。

2014-10-27。

承德市科學(xué)技術(shù)研究與發(fā)展計(jì)劃科技支撐項(xiàng)目（編號(hào)：201422113）， 北京市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（編號(hào)：3152005）。

通信聯(lián)系人：婁宗勇（1981-），男，碩士，講師。

Correspondent author:LOU Zongyong（1981-）， male， Master， Lecturer.

E-mail:LOU Zongyong@126.com