氨水卡林納－朗肯循環(huán)組合系統(tǒng)的熱力學(xué)分析

郭占偉，陳亞平，吳嘉峰，張　治

(能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(東南大學(xué))，210096南京)

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氨水卡林納－朗肯循環(huán)組合系統(tǒng)的熱力學(xué)分析

郭占偉，陳亞平，吳嘉峰，張治

(能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(東南大學(xué))，210096南京)

摘要:為改善氨水卡林納－朗肯循環(huán)組合系統(tǒng)的運(yùn)行性能，選取動(dòng)力回收效率和火用效率作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)氨水卡林納－朗肯循環(huán)組合系統(tǒng)進(jìn)行研究．分析外界冷熱源溫度變化對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力回收效率和火用效率的影響規(guī)律，并且分析在一定初始條件下循環(huán)系統(tǒng)各個(gè)設(shè)備的火用損失和火用效率，有針對(duì)性地改善系統(tǒng)的傳熱性能．在熱源進(jìn)口溫度為300℃，卡林納循環(huán)和朗肯循環(huán)冷源進(jìn)口溫度分別為25℃和15℃時(shí)，卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率分別為18．2%、14．6%，火用效率分別為41．1%、33．1%，而氨水朗肯循環(huán)的綜合動(dòng)力回收效率和綜合火用效率可以達(dá)到19．6%和46．5%．當(dāng)供暖水溫度分別為70℃或90℃而回水溫度保持40℃時(shí)，氨水朗肯循環(huán)可以獲得55．3%或65．6%采暖回收率，8．7%或13．4%的熱水火用效率．

關(guān)鍵詞:氨水工質(zhì);卡林納循環(huán);氨水朗肯循環(huán);組合系統(tǒng);火用分析

在注重能源與環(huán)境可持續(xù)發(fā)展的今天，如何高效地將低品位的工業(yè)余熱熱能轉(zhuǎn)換為高品位的機(jī)械能或電能越來(lái)越受到關(guān)注．研究對(duì)余熱的利用需要同時(shí)考慮余熱的數(shù)量和質(zhì)量［1］．目前，評(píng)價(jià)余熱利用的指標(biāo)主要包括熱平衡分析法、火用分析法和能級(jí)分析法［2］．熱平衡分析法和火用分析法分別以熱力學(xué)第一和第二定律為理論基礎(chǔ)，從量和質(zhì)的角度評(píng)價(jià)對(duì)熱能的利用．利用低品位熱源進(jìn)行發(fā)電的研究目前主要集中在有機(jī)朗肯循環(huán)［3－5］和以氨水為工質(zhì)的卡林納循環(huán)［6－11］，由于部分有機(jī)工質(zhì)價(jià)格昂貴且對(duì)環(huán)境的破壞作用，使有機(jī)朗肯循環(huán)的應(yīng)用受到限制，而采用價(jià)格低廉自然工質(zhì)的卡林納循環(huán)自從1983年被Kalina［6］提出以來(lái)就受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注．Zhang等［12］對(duì)卡林納循環(huán)相關(guān)研究進(jìn)行了較詳細(xì)的綜述; Bombarda等［13］對(duì)卡林納循環(huán)和有機(jī)朗肯循環(huán)的性能進(jìn)行了對(duì)比分析，得出了在輸出凈功相同的情況下，卡林納循環(huán)需要更高的蒸發(fā)壓力和溫度; Zhang等［14］從火用分析的角度對(duì)有機(jī)朗肯循環(huán)進(jìn)行了分析，得出了循環(huán)在給定初始條件下的卡林納循環(huán)的最佳蒸發(fā)參數(shù); Nag等［15］以火用效率作為評(píng)價(jià)指標(biāo)分析了卡林納循環(huán)的性能，研究了透平進(jìn)口濃度對(duì)火用效率的影響規(guī)律并對(duì)系統(tǒng)中各設(shè)備的火用損失進(jìn)行了分析計(jì)算; Singh等［16］從火用分析的角度對(duì)卡林納循環(huán)進(jìn)行分析評(píng)價(jià)，得出卡林納循環(huán)在給定透平進(jìn)口壓力的條件下存在最佳工作濃度．

本文主要選取動(dòng)力回收效率和火用效率作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)氨水朗肯熱電循環(huán)與卡林納發(fā)電循環(huán)組合系統(tǒng)(AWKRC)進(jìn)行性能分析，并對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行不同的循環(huán)流程時(shí)各個(gè)設(shè)備的火用損失進(jìn)行計(jì)算分析，以指導(dǎo)和改進(jìn)優(yōu)化循環(huán)特性．

1　AWKRC組合系統(tǒng)介紹

AWKRC組合系統(tǒng)的原理是根據(jù)氨水混合工質(zhì)朗肯循環(huán)不僅蒸發(fā)過(guò)程具有較大的溫度變化，而且因?yàn)槠錆舛炔蛔?，所以其冷凝過(guò)程也同樣有較大的溫度變化，因此可以在采暖季用于加熱采暖水．AWKRC組合系統(tǒng)包括非采暖季運(yùn)行的卡林納循環(huán)如圖1 (a)和采暖季運(yùn)行的氨水朗肯循環(huán)如圖1(b)．卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)之間的轉(zhuǎn)化是通過(guò)三通閥開(kāi)啟的方向?qū)崿F(xiàn)的(實(shí)際應(yīng)用時(shí)兩個(gè)對(duì)應(yīng)的三通閥也可以用1個(gè)四通閥代替)，在轉(zhuǎn)換過(guò)程中除了供暖側(cè)設(shè)備外，在系統(tǒng)內(nèi)部無(wú)需添加任何設(shè)備．

在非采暖季運(yùn)行的卡林納循環(huán)見(jiàn)圖1(a)，卡林納循環(huán)流程主要包括高壓、中壓和低壓3個(gè)部分．低壓部分:透平T出口的乏汽(狀態(tài)點(diǎn)16)在回?zé)崞鱎被冷卻到狀態(tài)18，進(jìn)入低壓吸收器A1并被分離器S出口的稀溶液(狀態(tài)點(diǎn)7)吸收，形成基本溶液(狀態(tài)點(diǎn)1，濃度為xb)．中壓部分:低壓吸收器A1出口的基本溶液被低壓氨泵P1升壓(狀態(tài)點(diǎn)2)，然后氨水基本溶液分成兩路，一部分(點(diǎn)3)進(jìn)入回?zé)崞鱎中冷卻透平出口乏汽，而自身被加熱到兩相狀態(tài)(點(diǎn)5)進(jìn)入分離器S中實(shí)現(xiàn)氣液分離過(guò)程，分離后的稀溶液(點(diǎn)5')經(jīng)過(guò)預(yù)熱器PH冷卻后在閥V2中節(jié)流，進(jìn)入低壓吸收器A1噴淋在管束上，吸收自回?zé)崞鱎來(lái)的透平乏汽，而分離器S出口的富氨氣體則流入到中壓吸收器A2，被另外一路氨水基本溶液(點(diǎn)8)吸收，形成循環(huán)的工作溶液(點(diǎn)10，濃度為xw)．高壓部分:中壓吸收器A2出口的工作溶液(點(diǎn)10)經(jīng)過(guò)高壓氨泵P2的升壓成為高壓流體(點(diǎn)11)，首先進(jìn)入預(yù)熱器PH被分離器出口的稀溶液預(yù)熱到狀態(tài)12，然后在蒸發(fā)器E中被余熱熱源加熱到過(guò)熱狀態(tài)15(點(diǎn)13和14分別為泡點(diǎn)和露點(diǎn))，進(jìn)入透平T膨脹作功，最后透平出口的低壓乏汽16再經(jīng)回?zé)崞骼鋮s后返回低壓吸收器，完成循環(huán)．

圖1　氨水工質(zhì)卡林納循環(huán)和朗肯循環(huán)組合循環(huán)流程

在采暖季運(yùn)行的氨水朗肯循環(huán)見(jiàn)圖1(b)，氨水朗肯循環(huán)的運(yùn)行參數(shù)是在卡林納循環(huán)對(duì)應(yīng)的高壓和中壓之間，所以不必使用低壓泵，低壓吸收器A1此時(shí)為冷凝器，其出口溶液(點(diǎn)1)經(jīng)過(guò)高壓泵P2加壓到蒸發(fā)壓力(點(diǎn)11)，在回?zé)崞鱎中被透平乏汽預(yù)熱，預(yù)熱后的氨水溶液(點(diǎn)12)在蒸發(fā)器E中被余熱源加熱至過(guò)熱狀態(tài)15，然后進(jìn)入透平T中膨脹作功，透平乏汽在回?zé)崞鱎中冷卻后(點(diǎn)18)進(jìn)入冷凝器，釋放的熱量被冷卻水帶走，凝結(jié)為液體(點(diǎn)1)，完成循環(huán)．與卡林納循環(huán)相比，氨水朗肯循環(huán)的透平乏汽的壓力和溫度較高，即使經(jīng)過(guò)回?zé)崞麽尫乓徊糠譄崃坑糜陬A(yù)熱進(jìn)入蒸發(fā)器的溶液，回?zé)崞鞒隹跐裾羝?點(diǎn)18)的溫度仍然較高，可以使逆流式冷凝器中的冷卻水溫度升高到集中采暖要求的90℃．采暖水的回水(40℃)進(jìn)入冷卻塔進(jìn)一步降溫至15℃后，再進(jìn)入冷凝器(低壓吸收器A1)．

2　AWKRC系統(tǒng)熱力學(xué)分析模型

考慮余熱源為煙氣，在蒸發(fā)器中的進(jìn)、出口溫度分別為th1和th4時(shí)，熱源釋放的顯熱熱量為

而熱源最大可能釋放的熱量為

式中，th0為熱源允許排放溫度的最低值，本文取為120℃．當(dāng)熱源排放溫度低于此值時(shí)，可能會(huì)對(duì)傳熱設(shè)備造成低溫腐蝕．該溫度值的選取并不影響循環(huán)性能的定性分析比較．

循環(huán)過(guò)程中系統(tǒng)透平做功為

工質(zhì)泵消耗功為

式中:ηT、ηP分別為透平和工質(zhì)泵的等熵效率，分別取為70%和60%，卡林納循環(huán)運(yùn)行時(shí)的工質(zhì)泵有兩臺(tái);而氨水朗肯循環(huán)只運(yùn)行高壓泵，且h10=h1．

冬季按氨水朗肯循環(huán)時(shí)，系統(tǒng)采暖供熱量為

式中: tc2、tc3分別為采暖供、回水溫度，分別取tc2=90℃和tc3=40℃;考慮到冷卻水溫度的季節(jié)性變化，卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí)冷卻水進(jìn)口溫度分別取為tc1=25℃和15℃．

余熱熱源具有的總火用為

式中下標(biāo)“h1”和“a”分別為熱源進(jìn)口溫度狀態(tài)和環(huán)境溫度下的狀態(tài)，卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí)環(huán)境溫度分別取為Ta=298．15 K和288．15 K．

熱水獲得余熱的熱水火用為

循環(huán)熱效率ηth為輸出凈功與蒸發(fā)器中余熱熱源釋放熱量的比值，動(dòng)力回收效率η0為輸出凈功與余熱熱源可能釋放的最大熱量之比值．由于較高的循環(huán)熱效率可能是建立在較高的余熱排放溫度基礎(chǔ)上的，所獲得的熱量可能較少，所以動(dòng)力回收效率更能體現(xiàn)給定參數(shù)的余熱動(dòng)力回收系統(tǒng)的作功能力．

當(dāng)系統(tǒng)按氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí)，輸出的能量不僅有電能而且有供熱量，而動(dòng)力回收效率只考慮了系統(tǒng)對(duì)外輸出凈功的大小，因而有局限性．由于電能和熱能的能級(jí)不同，本文以熱泵的平均熱力系數(shù)Ohpav來(lái)平衡電能和熱能的品位，取Ohpav為5．定義綜合動(dòng)力回收效率為

系統(tǒng)火用效率為

按氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí)，除了透平做功部分的動(dòng)力火用效率外，系統(tǒng)產(chǎn)生的采暖熱水也可以得到熱水火用效率為

氨水朗肯循環(huán)的總火用效率是動(dòng)力火用效率和熱水火用效率之和，即

對(duì)各設(shè)備進(jìn)行火用分析計(jì)算時(shí)，設(shè)備的火用損ΔEi是該設(shè)備進(jìn)口火用值與出口火用值之差;設(shè)備的火用效率ηex－i是設(shè)備出口火用與進(jìn)口火用之比;設(shè)備的火用損系數(shù)ΔEi/Ea是各設(shè)備的火用損與余熱源的總火用之比值;而設(shè)備的火用損百分比ΔEi/ΣΔEi則是各設(shè)備的火用損與系統(tǒng)中所有設(shè)備火用損之和的比值．

3　結(jié)果與討論

3．1卡林納循環(huán)熱源溫度與最佳濃度的匹配關(guān)系

在分析外界條件對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律時(shí)，取卡林納循環(huán)的循環(huán)倍率(低壓吸收器出口流量與工作溶液流量的比值) f=3．5，且在其他狀態(tài)參數(shù)變化時(shí)使其保持不變．當(dāng)外界熱源溫度變化時(shí)，卡林納循環(huán)的工作濃度xw和基本濃度xb受到一定的限制，影響工作溶液濃度的限制條件主要是保證透平的進(jìn)口壓力維持在一定范圍內(nèi)，使系統(tǒng)工作穩(wěn)定，本文選取的工作濃度分別是0．50、0．55和0．60，而當(dāng)確定了工作濃度后，基本溶液濃度的制約因素主要是保證透平背壓為正壓(高于大氣壓)和回?zé)崞髦械膫鳠岫瞬顥l件．Hua等［9］指出，存在最佳工作濃度和基本濃度的匹配關(guān)系．本文作者進(jìn)一步的詳細(xì)計(jì)算表明:上述工作濃度和基本濃度的最佳匹配關(guān)系隨熱源溫度的變化而有所變化，即當(dāng)熱源溫度升高時(shí)，對(duì)應(yīng)于某個(gè)工作濃度的基本濃度最佳值亦有所增加，如圖2所示．

在組合系統(tǒng)由卡林納循環(huán)轉(zhuǎn)換為氨水朗肯循環(huán)時(shí)，流體循環(huán)工作管線主要是工作溶液的管線，所以其工作溶液濃度接近于卡林納循環(huán)的工作濃度xw．本文將兩者取相同值．

3．2蒸發(fā)器工質(zhì)過(guò)熱度對(duì)循環(huán)系統(tǒng)性能的影響及

過(guò)熱度的確定

以卡林納循環(huán)為例，當(dāng)熱源溫度一定時(shí)，影響卡林納循環(huán)性能的另一個(gè)主要因素是蒸發(fā)器中工質(zhì)的過(guò)熱度．從圖2中可以看出:當(dāng)熱源溫度th1=300℃、工作濃度xw=0．50的條件下，與之相匹配的基本濃度xb=0．314 4，在保證蒸發(fā)器工質(zhì)與熱源的傳熱端差為20 K的條件下，過(guò)熱度Δtr對(duì)系統(tǒng)動(dòng)力回收效率和火用效率的影響見(jiàn)圖3(a)．由圖3(a)可見(jiàn)，在其他條件確定且在最優(yōu)的狀態(tài)下，蒸發(fā)器中工質(zhì)的過(guò)熱度對(duì)系統(tǒng)的動(dòng)力回收效率和火用效率的影響都存在最優(yōu)值且同時(shí)達(dá)到最優(yōu)狀態(tài)．因?yàn)樵跓嵩催M(jìn)口溫度和環(huán)境溫度確定的條件下，無(wú)論是式(1)中熱源最大可能釋放的熱量Q0還是式(2)中余熱源的總火用Ea已經(jīng)確定不變，此時(shí)影響動(dòng)力回收效率或火用效率的因素只有循環(huán)凈功的大小，所以兩者將同時(shí)達(dá)到最佳狀態(tài)．而循環(huán)熱效率則不然，因?yàn)橛墒?1)確定的熱源釋放的熱量Qin將隨著排煙溫度而變化，所以循環(huán)熱效率并不能完全反映余熱動(dòng)力回收系統(tǒng)的效率．

圖2　工作濃度在不同熱源溫度條件下的最佳匹配基本濃度

因?yàn)橛酂嵩吹倪M(jìn)口溫度和蒸發(fā)器的端差在計(jì)算前已經(jīng)確定，所以工質(zhì)在蒸發(fā)器中的出口溫度也是確定的．在過(guò)熱度增加的過(guò)程中，導(dǎo)致露點(diǎn)溫度t14降低，如圖3(b)，因?yàn)榘彼芤旱穆饵c(diǎn)狀態(tài)參數(shù)是與溶液的溫度和濃度相關(guān)，而工作溶液濃度在此分析過(guò)程中是不變的，露點(diǎn)溫度的降低將引起蒸發(fā)壓力即循環(huán)系統(tǒng)高壓ph的降低和泡點(diǎn)溫度的降低，從而導(dǎo)致熱源排煙溫度降低，因而對(duì)系統(tǒng)輸入熱量增加;但另一方面，系統(tǒng)工質(zhì)吸熱平均溫度的降低將使得循環(huán)熱效率也有所降低，所以在相反作用的兩方面因素影響下，存在最佳的過(guò)熱度，或者是最佳的蒸發(fā)壓力．從另一個(gè)角度，由圖3(c)可見(jiàn)，透平焓降和透平流量隨過(guò)熱度的變化趨勢(shì)相反，蒸發(fā)器過(guò)熱度的增加會(huì)使得工質(zhì)焓降減少而透平流量有所增加，而透平輸出凈功正比于透平流量和焓降的乘積，所以這兩方面相反的作用也導(dǎo)致透平輸出凈功在隨過(guò)熱度的變化過(guò)程中存在最佳值．圖3(d)顯示了不同的熱源溫度和工作濃度對(duì)應(yīng)的最佳過(guò)熱度的取值．由圖可見(jiàn)，最佳過(guò)熱度隨著熱源溫度的升高而呈線性增大，最佳過(guò)熱度的變化大約是熱源溫度變化的一半;最佳過(guò)熱度隨著工作濃度的增大而下降，在工作濃度為0．50～0．60內(nèi)，工作濃度每變化0．01，最佳過(guò)熱度的對(duì)應(yīng)變化大約是1 K．

圖3　th1=300℃，tc1=25℃時(shí)過(guò)熱度對(duì)卡林納循環(huán)性能的影響及過(guò)熱度的確定

以上討論雖然是針對(duì)卡林納循環(huán)，但熱源與氨水混合工質(zhì)蒸發(fā)過(guò)程的匹配關(guān)系對(duì)于氨水朗肯循環(huán)也同樣適用，上述最佳過(guò)熱度的分析成果也可用于氨水朗肯循環(huán)．

3．3冷熱源進(jìn)口溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律

3．3．1熱源進(jìn)口溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

在熱源進(jìn)口溫度th1變化時(shí)，對(duì)應(yīng)于不同的工作濃度，按最佳匹配取相對(duì)應(yīng)的基本濃度和最佳過(guò)熱度．圖4(a)和圖4(b)分別顯示了在不同的工作濃度條件下熱源進(jìn)口溫度對(duì)卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)動(dòng)力回收效率和火用效率的影響規(guī)律．在按氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí)，評(píng)價(jià)指標(biāo)有動(dòng)力回收效率η0、綜合動(dòng)力回收效率η0com、動(dòng)力火用效率ηex和包括熱水火用的綜合火用效率ηext．

圖4　熱源溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律

由圖4(a)可見(jiàn)，在不同的工作濃度條件下，卡林納循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率都隨著熱源溫度的升高而增大，而工作濃度由0．5變化到0．55時(shí)動(dòng)力回收效率和火用效率都是上升的，由0．55變化到0．6時(shí)動(dòng)力回收效率和火用效率都略有下降．由圖4 (b)可見(jiàn)，氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率性能隨熱源溫度的變化規(guī)律與卡林納循環(huán)的相似，即都隨著熱源溫度的升高而增大;但工作濃度的影響則與卡林納循環(huán)有所區(qū)別，在工作濃度由0．5變化到0．6范圍內(nèi)，工作濃度的升高對(duì)氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率都是上升的．當(dāng)熱源溫度為300℃，卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的冷源溫度分別為25℃、15℃時(shí)，卡林納循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率分別為18．2%和41．1%;而氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率、綜合動(dòng)力回收效率、動(dòng)力火用效率和綜合火用效率分別為14．6%、19．6%、33．1%和46．5%．

3．3．2冷卻水進(jìn)口溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

在熱源進(jìn)口溫度一定條件下，冷卻水進(jìn)口溫度tc1對(duì)系統(tǒng)的性能也有較大影響，圖5各圖分別顯示了冷卻水進(jìn)口溫度在不同的工作濃度條件下對(duì)卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率和循環(huán)火用效率的影響規(guī)律．從圖5可以看出，在熱源進(jìn)口溫度不變的情況下，冷卻水進(jìn)口溫度的升高對(duì)系統(tǒng)性能不利．由于冷卻水溫度直接決定了透平背壓的大小，當(dāng)冷卻水溫度升高之后，使得透平背壓升高，從而使透平焓降降低，作功能力減少，導(dǎo)致系統(tǒng)性能的下降．對(duì)于卡林納循環(huán)，當(dāng)工作濃度由0．50變化到0．55時(shí)動(dòng)力回收效率和火用效率都是上升的;由0．55變化到0．60時(shí)動(dòng)力回收效率和火用效率都略有下降．而對(duì)于氨水朗肯循環(huán)，當(dāng)工作濃度由0．50變化到0．60時(shí)，氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率都是上升的．

圖5　冷源進(jìn)口溫度對(duì)循環(huán)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律

3．4各設(shè)備火用分析結(jié)果

取熱源溫度th1=300℃，蒸發(fā)器工質(zhì)與熱源的傳熱端差為20 K，蒸發(fā)器過(guò)熱度Δtr=70 K，卡林納循環(huán)時(shí)冷源溫度tc1=25℃，而冬季氨水朗肯循環(huán)時(shí)冷卻水溫度取tc1=15℃，熱水供暖溫度為90℃，卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的工作濃度均取0．50，卡林納循環(huán)對(duì)應(yīng)的基本濃度為0．314 4．在此條件下卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)及其各個(gè)設(shè)備的火用損失、火用效率以及火用損系數(shù)(設(shè)備火用損占總火用損的份額)如表1和2所示．此時(shí)，卡林納循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率分別為18．2%、41．1%，氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率為14．6%，其發(fā)電火用效率為33．1%，總火用效率可達(dá)到46．5%，其中熱水火用效率為13．4%，而當(dāng)熱水供暖溫度降低為70℃時(shí)，熱水火用效率降低到8．7%．由此可見(jiàn)，提高熱水供暖溫度有利于提高氨水朗肯循環(huán)的熱水火用效率，此時(shí)冷凝器需要保證是逆流傳熱．

表1　卡林納循環(huán)各設(shè)備火用分析結(jié)果

表2　氨水朗肯循環(huán)各設(shè)備火用分析結(jié)果

由表1、2可見(jiàn)，兩種循環(huán)中排煙火用損失均占總火用損的30%以上．蒸發(fā)器和透平的火用損失之和占整個(gè)卡林納循環(huán)系統(tǒng)火用損失的40%左右，其原因主要是因?yàn)榭紤]到余熱源為煙氣，蒸發(fā)器中的傳熱過(guò)程需要比其他傳熱過(guò)程選擇更大的節(jié)點(diǎn)溫差．透平的火用損失較大是因?yàn)橥钙降牡褥嘏蛎浶嗜?．7，也就是有30%的等熵焓降將耗散為熱量．

由于氨水朗肯循環(huán)透平排汽溫度較高，回?zé)崞鳠醾?cè)流體的出口溫度也仍然較高，可以滿足在逆流式冷凝器中將冷卻水加熱到供暖熱水的條件．同時(shí)由于在冷凝器變溫冷凝過(guò)程中與冷卻水之間還是具有較大的傳熱溫差，導(dǎo)致氨水朗肯循環(huán)冷凝器中的火用損所占份額較大，達(dá)到了14．5%．

圖6的2個(gè)分圖分別顯示了卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的火用流分析，可以更好地描述各個(gè)設(shè)備之間火用損與熱源輸入火用量的對(duì)比關(guān)系．

圖6　氨水組合系統(tǒng)火用流圖

3．5系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)的傳熱曲線

針對(duì)以上對(duì)氨水組合系統(tǒng)的火用效率分析和各個(gè)設(shè)備的火用損情況，在熱源溫度為300℃、卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的冷卻水進(jìn)口溫度分別為25℃和15℃、工作濃度取為0．50的條件下，AWKRC系統(tǒng)中蒸發(fā)器和冷凝器的傳熱過(guò)程曲線如圖7所示．其中橫坐標(biāo)中的Q0是余熱源最大可能釋放的熱量(即排放到120℃時(shí)所釋放的熱量)．

圖7　卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)工質(zhì)與熱源與冷源的傳熱曲線

4　結(jié)　論

1)卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)都存在蒸發(fā)器出口工質(zhì)最佳過(guò)熱度，使動(dòng)力回收效率和火用效率兩者同時(shí)達(dá)到最優(yōu)．

2)熱源進(jìn)口溫度的升高和冷源進(jìn)口溫度的降低均使卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率增大．在給定的熱源進(jìn)口溫度和冷源進(jìn)口溫度條件下，卡林納循環(huán)工質(zhì)的工作濃度由0．50變化到0．55時(shí)動(dòng)力回收效率和火用效率都是上升的;由0．55變化到0．60時(shí)兩者都略有下降．而對(duì)于氨水朗肯循環(huán)，當(dāng)工作濃度由0．50變化到0．60時(shí)，工作濃度的升高使動(dòng)力回收效率和火用效率均有所增大．

3)在熱源進(jìn)口溫度300℃，卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)冷卻水進(jìn)口溫度分別取25℃和15℃，熱水供暖溫度為90℃，工質(zhì)工作濃度為0．50，循環(huán)其他參數(shù)均取最佳值時(shí)，卡林納循環(huán)的動(dòng)力回收效率和火用效率分別為18．2%和41．1%;氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率、綜合動(dòng)力回收效率、動(dòng)力火用效率和綜合火用效率分別為14．6%、19．6%、33．1%和46．5%．

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(編輯楊波)

Thermodynamic analysis of integrated system of ammonia-water Kalina-Rankine cycle

GUO Zhanwei，CHEN Yaping，WU Jiafeng，ZHANG Zhi
(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education，(Southeast University)，210096 Nanjing，China)

Abstract:The thermodynamic analysis of the integrated system was conducted and the indexes of the power recovery efficiency and the exergy efficiency were chosen for system performance evaluation．The impact of inlet temperatures of both the heat resource and cooling water on the power recovery efficiency and the exergy efficiency of the system were analyzed under certain initial conditions．The exergy loss and exergy efficiency of each component of the system were demonstrated which could direct the improvement target of the system for better heat transfer performance．When the heat resource inlet temperature t(h1)=300℃，the power recovery efficiencies of the Kalina cycle (cooling water t(c1)=25℃) and Rankine cycle (t(c1)=15℃) are respectively 18．2% and 14．6%，the exergy efficiencies are respectively 41．1% and 33．1%，while the composite power recovery efficiency and composite exergy efficiency of the ammonia-water Rankine cycle are respectively 19．6% and 46．5%．Moreover，when the temperature of heating water is set as 70℃or 90℃，while the temperature of back water keeps 40℃，the Rankine cycle can get additional 55．3% or 65．6% heating recovery efficiency or 8．7% or 13．4% heating water exergy efficiency．

Keywords:ammonia-water; Kalina cycle; Rankine cycle; integrated system; exergy analysis

通信作者:陳亞平，ypgchen@ sina．com．

作者簡(jiǎn)介:郭占偉(1990—)，男，碩士研究生;陳亞平(1956—)，男，教授，博士生導(dǎo)師．

基金項(xiàng)目:國(guó)家自然科學(xué)基金(51276035; 51206022)．

收稿日期:2015－03－06．

doi:10．11918/j．issn．0367-6234．2016．01．014

中圖分類號(hào):TK224

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):0367－6234(2016) 01－0094－07