低溫余熱驅(qū)動(dòng)的無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)瞬時(shí)穩(wěn)態(tài)發(fā)電性能

路會(huì)同，江龍，王麗偉，王如竹

（上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240）

低溫余熱驅(qū)動(dòng)的無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)瞬時(shí)穩(wěn)態(tài)發(fā)電性能

路會(huì)同，江龍，王麗偉，王如竹

（上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，動(dòng)力機(jī)械與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240）

建立了一套低溫?zé)嵩打?qū)動(dòng)的小型無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)，研究無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)回收利用余熱發(fā)電的性能。該系統(tǒng)中熱水溫度為75～95℃，冷卻水溫度為25℃，選擇制冷劑R245fa作為系統(tǒng)工質(zhì)，選擇渦旋膨脹機(jī)將熱能轉(zhuǎn)換為機(jī)械能，并通過(guò)發(fā)電機(jī)進(jìn)行發(fā)電。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明當(dāng)熱水進(jìn)口溫度為95℃時(shí)，最大瞬時(shí)發(fā)電功率為232 W，并可以在250 s的時(shí)間內(nèi)保持穩(wěn)定在230 W左右，總的發(fā)電持續(xù)時(shí)間為380 s。隨著熱源水溫度下降，功率輸出減小，但發(fā)電持續(xù)時(shí)間增加。系統(tǒng)穩(wěn)定發(fā)電平均效率最大為3.92%，此時(shí)熱源水溫度為95℃，最低為3.02%，此時(shí)熱源水溫度為85℃。

無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)；焓值；余熱回收；渦旋膨脹機(jī)；發(fā)電效率

引 言

世界能源急劇消耗，使得低品位熱源的回收利用受到越來(lái)越多的重視[1]。由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，可靠性高，維護(hù)成本低等優(yōu)點(diǎn)，有機(jī)朗肯循環(huán)為低品位余熱利用提供了一種可行的方法[2-3]。有機(jī)朗肯循環(huán)實(shí)質(zhì)為克勞修斯循環(huán)，系統(tǒng)采用有機(jī)工質(zhì)[4]，所需熱源溫度也相對(duì)較低，因此可以利用各種形式的低溫余熱資源來(lái)發(fā)電，包括生物質(zhì)熱能、發(fā)動(dòng)機(jī)余熱、太陽(yáng)能、工業(yè)余熱和地?zé)崮艿萚5-10]。

傳統(tǒng)有機(jī)朗肯循環(huán)主要由蒸發(fā)器、冷凝器、膨脹機(jī)及工質(zhì)泵組成[11]。目前，研究提高有機(jī)朗肯循環(huán)效率的兩個(gè)主要方向是工質(zhì)的選擇以及系統(tǒng)部件的優(yōu)化[12-13]。在工質(zhì)選擇上，除考慮工質(zhì)具有良好循環(huán)性能和環(huán)保性能外[14]，其穩(wěn)定性、腐蝕性、泄漏性、毒性及可燃性都是工質(zhì)選擇需要考慮的內(nèi)容[15]。劉杰等[16]的研究表明，在低溫?zé)嵩辞闆r下，考慮制冷劑性質(zhì)以及環(huán)保等因素情況下，R245fa和R123具有較好的熱力學(xué)性能。對(duì)于部件優(yōu)化，除對(duì)于換熱的設(shè)計(jì)研究[17]之外，作為 ORC系統(tǒng)中的功轉(zhuǎn)換部件，膨脹機(jī)的選擇與優(yōu)化對(duì)系統(tǒng)效率影響很大[18]。在有機(jī)朗肯循環(huán)中，膨脹機(jī)類型有渦旋膨脹機(jī)[19]、徑向渦輪膨脹機(jī)[20]以及單螺桿膨脹機(jī)[21]等。其中渦旋膨脹機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)，動(dòng)力性能優(yōu)良，并且在氣體膨脹比相同的情況下比活塞式膨脹機(jī)所需尺寸更小[22]，因此廣泛應(yīng)用于 ORC系統(tǒng)中。

傳統(tǒng)有機(jī)朗肯循環(huán)中主要的耗能部件為工質(zhì)泵，在計(jì)算系統(tǒng)效率時(shí)，工質(zhì)泵耗能影響很大[23]，因此對(duì)于工質(zhì)泵的優(yōu)化與改進(jìn)主要集中在工質(zhì)泵效率的提升上[24]。但是對(duì)于小型有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)，系統(tǒng)發(fā)電功率較小，系統(tǒng)效率已經(jīng)相對(duì)較低，若再考慮到工質(zhì)泵耗功，系統(tǒng)循環(huán)效率將進(jìn)一步減小，甚至出現(xiàn)凈輸出功為負(fù)的情況[25-26]。因此設(shè)想將傳統(tǒng)有機(jī)朗肯循環(huán)中的工質(zhì)泵移除并尋求替代裝置，來(lái)提高系統(tǒng)的凈功率輸出。李晶等[27-28]提出的重力驅(qū)動(dòng)型 ORC系統(tǒng)，采用工質(zhì)自身重力驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)運(yùn)行。但重力型的 ORC系統(tǒng)對(duì)系統(tǒng)緊湊性有一定的影響，且不同工質(zhì)對(duì)于高度差要求相差較大，不利于系統(tǒng)組裝以及布局規(guī)劃。因此，新型無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)[26]系統(tǒng)的提出可為提高小型有機(jī)朗肯循環(huán)輸出功率提供新的思路。

無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)主要包括蒸發(fā)器、冷凝器、膨脹機(jī)、發(fā)電機(jī)以及管道等輔助系統(tǒng)[29]。系統(tǒng)中移除了工質(zhì)泵，因此不存在工質(zhì)泵耗功對(duì)系統(tǒng)發(fā)電效率的影響。用四通閥控制工質(zhì)的流向，使制冷劑在高效換熱罐內(nèi)蒸發(fā)冷凝，進(jìn)而將低溫?zé)崮苻D(zhuǎn)換為電能，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)發(fā)電。

對(duì)于無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)的研究，Gao等[30]搭建了一套實(shí)驗(yàn)裝置用以研究系統(tǒng)發(fā)電性能，并對(duì)系統(tǒng)效率進(jìn)行了分析。實(shí)驗(yàn)中系統(tǒng)軸功輸出在一個(gè)發(fā)電循環(huán)中波動(dòng)較大，相應(yīng)的發(fā)電機(jī)功率輸出穩(wěn)定性較差。

因此，本文改進(jìn)了無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)的實(shí)驗(yàn)裝置以期達(dá)到更高的發(fā)電效果。系統(tǒng)組成主要包括兩個(gè)高效換熱罐，一個(gè)膨脹機(jī)以及發(fā)電機(jī)。通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了無(wú)泵 ORC實(shí)際發(fā)電性能，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)連續(xù)穩(wěn)定的發(fā)電。

1 無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)原理

無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)如圖1所示。系統(tǒng)包含2個(gè)換熱器、3個(gè)四通閥、1個(gè)渦旋膨脹機(jī)和發(fā)電機(jī)。消耗電能部件為額定功率為95 W的白熾燈。工質(zhì)有機(jī)朗肯循環(huán)T-s圖如圖2所示。

圖1 無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)Fig.1 Schematic diagram of pumpless ORC

圖2 有機(jī)朗肯循環(huán)理論T-s圖Fig.2 Theoretical T-s diagram of ORC system(R245fa)

本實(shí)驗(yàn)采用的工況為：熱水溫度為75～95℃，冷卻水溫度為 25℃。如圖 1所示，制冷劑 R245fa在加熱罐中被熱水加熱至對(duì)應(yīng)溫度下的飽和壓力，高溫高壓的制冷劑蒸氣進(jìn)入膨脹機(jī)做功推動(dòng)膨脹機(jī)旋轉(zhuǎn)，帶動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電。做功后的制冷劑進(jìn)入冷凝器冷凝放熱，由冷卻水帶走冷凝熱。其中系統(tǒng)中制冷劑量為17 kg。

如圖1、圖2所示，發(fā)電循環(huán)具體過(guò)程如下。

（1）預(yù)熱過(guò)程。換熱罐1作為蒸發(fā)器，換熱罐2作為冷凝器。閥門(mén)V2、V4、V5、V7打開(kāi)，V1、V3、V6、V8關(guān)閉。熱源水進(jìn)入加熱罐1加熱其中的制冷劑工質(zhì)，同時(shí)冷卻水進(jìn)入換熱罐 2，對(duì)換熱罐2進(jìn)行冷卻，換熱罐2內(nèi)壓力下降。制冷劑工質(zhì)經(jīng)熱水加熱溫度升高，同時(shí)產(chǎn)生制冷劑蒸氣，隨著制冷劑吸熱蒸發(fā)，換熱罐1內(nèi)的壓力逐漸上升，最終達(dá)到相應(yīng)溫度下的飽和壓力。閥門(mén)RV1、RV2、RV3、RV4保持關(guān)閉。該過(guò)程中制冷劑變化對(duì)應(yīng)于圖2中的1-2過(guò)程，此時(shí)由于閥門(mén)關(guān)閉，所以預(yù)熱過(guò)程中換熱罐1內(nèi)為等容變化過(guò)程。

（2）發(fā)電過(guò)程。當(dāng)換熱罐 1中的壓力基本保持不變時(shí)（壓力達(dá)到相應(yīng)溫度下的飽和壓力），依次打開(kāi)閥門(mén)RV4和RV1。此時(shí)，蒸發(fā)罐中制冷劑等溫加熱蒸發(fā)（圖2中2-3，為等壓等溫汽化過(guò)程），高溫高壓的制冷劑蒸氣進(jìn)入膨脹機(jī)做功，推動(dòng)膨脹機(jī)旋轉(zhuǎn)，帶動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電（圖2中3-4，等熵過(guò)程）。膨脹機(jī)排氣進(jìn)入換熱罐2冷凝放熱，冷卻水在換熱罐2中流動(dòng)冷卻制冷劑排氣，帶走冷凝熱（圖2中4-1，為等壓冷凝過(guò)程）。發(fā)電過(guò)程后期，換熱罐 1和2之間壓差減小，并在發(fā)電結(jié)束時(shí)趨于一致。發(fā)電結(jié)束后關(guān)閉閥門(mén)RV1、RV4。

至此，一個(gè)發(fā)電循環(huán)結(jié)束。切換閥門(mén)，打開(kāi)閥門(mén)V1、V3、V6、V8，關(guān)閉閥門(mén)V2、V4、V5、V7，此時(shí)換熱罐2作為蒸發(fā)器，換熱罐1作為冷凝器。熱源水流入換熱罐2加熱制冷劑，來(lái)自冷卻塔的冷卻水進(jìn)入換熱罐1，對(duì)換熱罐1進(jìn)行冷卻，發(fā)電過(guò)程開(kāi)始時(shí)依次打開(kāi)閥門(mén)RV3和RV2。循環(huán)過(guò)程與上述預(yù)熱與發(fā)電過(guò)程相同，重復(fù)上述過(guò)程即可實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)連續(xù)重復(fù)工作發(fā)電。

2 系統(tǒng)瞬時(shí)穩(wěn)態(tài)熱力學(xué)分析

與傳統(tǒng)的有機(jī)朗肯循環(huán)相比較，由于無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)的兩個(gè)換熱罐需要在不同的情況下進(jìn)行冷凝器和蒸發(fā)器角色的轉(zhuǎn)變，因此在忽略加熱罐工作過(guò)程中向環(huán)境傳熱的情況下，無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)的熱量輸入主要由兩部分組成，即預(yù)加熱過(guò)程加熱換熱罐本身的熱量以及預(yù)加熱和發(fā)電過(guò)程中加熱制冷劑的熱量。這兩部分熱量由熱源水流經(jīng)換熱罐（蒸發(fā)器）輸入整個(gè)系統(tǒng)。

系統(tǒng)瞬時(shí)輸入熱量為

式中，cw為水比熱容；mw為熱水流量；Thw,in、Thw,out分別為換熱罐進(jìn)出口熱水溫度；Qref為制冷劑在發(fā)電過(guò)程中單位時(shí)間吸收的熱量；Qexc為換熱罐在系統(tǒng)運(yùn)轉(zhuǎn)過(guò)程中吸收的熱量，分別為

式中，mref為制冷劑質(zhì)量流量；heva,mid為制冷劑位于圖2中狀態(tài)點(diǎn)2時(shí)的焓值；hliq,sat為制冷劑液體焓值，kJ·kg-1，對(duì)應(yīng)于圖2中的點(diǎn)1；heva,out為換熱器出口制冷劑焓值，對(duì)應(yīng)于圖2中點(diǎn)3。

式中，mexc為換熱罐材料質(zhì)量；cm為換熱器材料的比熱容；ΔTm為換熱器從冷凝器轉(zhuǎn)換為蒸發(fā)器時(shí)的溫度增加量；tcycle為發(fā)電循環(huán)時(shí)間。

系統(tǒng)熱效率為

式中，h2為制冷劑蒸汽進(jìn)入膨脹機(jī)時(shí)的焓值，kJ·kg-1；h3為制冷劑蒸汽在膨脹機(jī)做工后排氣焓值，kJ·kg-1。由此得到系統(tǒng)總發(fā)電效率為

式中，ηs為膨脹機(jī)等熵效率，可以由膨脹機(jī)供應(yīng)公司官網(wǎng)查到具體數(shù)值，為0.7；ηg為發(fā)電機(jī)效率，取值為0.8。由此得到系統(tǒng)的理論發(fā)電效率。發(fā)電效率見(jiàn)表1。

表1 系統(tǒng)發(fā)電理論效率Table 1 Theoretical efficiency of system

表1表明，瞬時(shí)穩(wěn)態(tài)理論發(fā)電效率呈先下降后增加的趨勢(shì)，由理論效率計(jì)算公式(1)～(5)可以得到，在熱源水溫度為75℃時(shí)，理論效率較高，溫度上升，理論效率反而下降，在80℃時(shí)瞬時(shí)理論效率最小，此后隨著溫度上升，瞬時(shí)理論效率增加。分析瞬時(shí)理論發(fā)電效率變化規(guī)律得到：從75℃開(kāi)始，熱源水溫度升高，熱水在換熱罐中放熱量增加，同時(shí)，制冷劑蒸氣在膨脹機(jī)中做功增加，但是作功量增加幅度小于熱水放熱量增加幅度，導(dǎo)致瞬時(shí)理論效率減小，這種趨勢(shì)一致持續(xù)到80℃。80℃開(kāi)始，熱源水溫度升高，熱水放熱量增加幅度小于制冷劑蒸氣在膨脹機(jī)中做功量增加幅度，瞬時(shí)理論發(fā)電效率呈上升趨勢(shì)。

3 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與性能分析

實(shí)際發(fā)電效率則由在發(fā)電機(jī)輸出端連接的功率計(jì)測(cè)出的發(fā)電功率與單位時(shí)間熱水放熱比值來(lái)確定，即

式中，P為功率計(jì)檢測(cè)得到的發(fā)電機(jī)輸出功率。

圖3 系統(tǒng)實(shí)物Fig.3 Photo of rig

實(shí)驗(yàn)所搭建的裝置如圖3所示。整體實(shí)驗(yàn)裝置包括熱源水加熱系統(tǒng)、冷卻水循環(huán)系統(tǒng)以及無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)。熱源水加熱系統(tǒng)為電加熱鍋爐，用鍋爐水用來(lái)模擬低溫?zé)嵩础＠鋮s水循環(huán)系統(tǒng)為冷卻塔以及冷卻水泵組成，用來(lái)冷卻冷凝器。通過(guò)不同的閥門(mén)開(kāi)關(guān)組合，可以實(shí)現(xiàn)熱源水、冷卻水以及制冷劑蒸氣的流向，從而實(shí)現(xiàn)兩個(gè)高效換熱罐在不同情況下的角色轉(zhuǎn)換。

圖4 壓力-時(shí)間圖Fig.4 Pressure vs time

3.1 換熱罐內(nèi)壓力變化

與傳統(tǒng)的有機(jī)朗肯循環(huán)不同，無(wú)泵 ORC的兩個(gè)高效換熱罐需要在不同的情況下承擔(dān)蒸發(fā)器或者冷凝器的作用，因此換熱管內(nèi)壓力隨發(fā)電過(guò)程的進(jìn)行變化較大，壓力隨時(shí)間具體變化如圖4所示。圖4(a)、(b)為不同熱源溫度下，換熱罐壓力變化。圖4表明在發(fā)電過(guò)程開(kāi)始前預(yù)加熱時(shí)期，作為蒸發(fā)器的換熱罐1內(nèi)壓力迅速升高，約1 min后升至相應(yīng)溫度下的飽和壓力。打開(kāi)制冷劑蒸氣閥門(mén)，高溫高壓的制冷劑蒸氣進(jìn)入膨脹機(jī)做功，帶動(dòng)發(fā)電機(jī)發(fā)電，從膨脹機(jī)出來(lái)的制冷劑排氣進(jìn)入冷凝器冷凝。因此在閥門(mén)開(kāi)啟的一瞬間，換熱罐1內(nèi)壓力驟降，并且作為冷凝器的換熱罐2壓力驟升。隨著發(fā)電過(guò)程持續(xù)，換熱罐1內(nèi)壓力在較長(zhǎng)的一段時(shí)間內(nèi)保持不變，但在發(fā)電過(guò)程后期由于換熱罐1內(nèi)制冷劑量不足，罐內(nèi)壓力下降較快。而對(duì)于換熱罐 2，發(fā)電過(guò)程開(kāi)始后，由于制冷劑蒸氣在其中不斷冷凝，罐內(nèi)壓力緩慢上升；在發(fā)電過(guò)程后期，換熱罐2內(nèi)制冷劑液體增加，導(dǎo)致罐內(nèi)制冷劑蒸氣與冷卻水間換熱變差，換熱罐2內(nèi)壓力上升較快。發(fā)電過(guò)程中，兩個(gè)換熱罐內(nèi)壓差逐漸減小，直至發(fā)電結(jié)束，兩罐內(nèi)壓力趨于一致。一個(gè)發(fā)電過(guò)程結(jié)束后，切換水閥以及制冷劑閥門(mén)，此時(shí)，熱源水加熱換熱罐 2，來(lái)自冷卻塔的冷卻水冷卻換熱罐1。換熱罐1內(nèi)壓力迅速下降，并在預(yù)加熱階段保持不變，直至又一個(gè)發(fā)電過(guò)程開(kāi)始。對(duì)比圖 4(a)、(b)可以發(fā)現(xiàn)：熱源水溫度為 90℃與95℃時(shí)，兩罐內(nèi)壓力變化趨勢(shì)相同，同時(shí)，95℃時(shí)由于罐內(nèi)溫度高，壓力最高可以達(dá)到 1.01 MPa，相對(duì)應(yīng)的90℃時(shí)罐內(nèi)壓力最高為0.9 MPa。更高的壓力帶來(lái)更大的壓差，制冷劑質(zhì)量流量增加，在制冷劑總量相同的情況下，單個(gè)循環(huán)時(shí)間較少。

3.2 發(fā)電瞬時(shí)功率變化

系統(tǒng)發(fā)電動(dòng)力為系統(tǒng)兩個(gè)換熱罐內(nèi)壓力差，因此由圖4中兩個(gè)換熱罐內(nèi)壓力變化可以預(yù)測(cè)發(fā)電過(guò)程中發(fā)電功率隨時(shí)間會(huì)緩慢下降，并且在發(fā)電過(guò)程末期下降迅速。發(fā)電功率測(cè)定由功率計(jì)完成，數(shù)據(jù)采集間隔為10 s。實(shí)際功率隨時(shí)間變化如圖5所示。

圖5 時(shí)間-功率圖Fig.5 Power output vs time

由圖5可以得到發(fā)電功率變化趨勢(shì)與預(yù)測(cè)大致相同，但在發(fā)電過(guò)程剛開(kāi)始，此時(shí)壓差最大，但是由功率計(jì)測(cè)得的發(fā)電功率卻不是最大，而是由一個(gè)較小的值逐漸上升到穩(wěn)定值后持續(xù)一段時(shí)間。造成這種現(xiàn)象的原因主要為發(fā)電過(guò)程開(kāi)始時(shí)，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速達(dá)到最大需要一定的時(shí)間，實(shí)際實(shí)驗(yàn)過(guò)程中測(cè)得時(shí)間大約為30～40 s。對(duì)比圖5中不同溫度下功率輸出，得到：熱源水溫度上升，發(fā)電機(jī)輸出功率增加，且 95℃時(shí)發(fā)電末期功率輸出下降速度比 90℃快，主要是由于蒸發(fā)器內(nèi)壓力與熱源水溫度正相關(guān)，95℃時(shí)，蒸發(fā)器與冷凝器內(nèi)壓差較大，但是在循環(huán)后期，制冷劑液體量不足，壓差大的情況下制冷劑質(zhì)量流量大，輸出功率緩慢下降過(guò)程時(shí)間縮短，功率下降速度加快。同時(shí)由圖4、圖5得到，熱源水溫度從90℃上升到95℃時(shí)，蒸發(fā)罐與冷凝罐內(nèi)壓差增加，穩(wěn)定發(fā)電時(shí)功率增加，但是大的壓差帶來(lái)制冷劑流量增加，發(fā)電時(shí)間減少。

3.3 瞬時(shí)加熱功率與效率

系統(tǒng)輸入熱量來(lái)自于熱水在蒸發(fā)器中放熱，即加熱罐體與加熱蒸發(fā)制冷劑的熱量，實(shí)驗(yàn)中采用熱水流量為2 m3·h-1，這部分熱量可以由式(1)計(jì)算得到。發(fā)電機(jī)輸出功率與熱水放熱功率相除即可得到系統(tǒng)效率。系統(tǒng)瞬時(shí)效率如圖6所示。

由圖6可以看出，熱水加熱功率在整體呈下降趨勢(shì)，但是在發(fā)電開(kāi)始約30 s，加熱功率下降，后上升到最高值后下降過(guò)程較平穩(wěn)，直至發(fā)電過(guò)程結(jié)束。造成這種現(xiàn)象的主要原因是發(fā)電過(guò)程中罐內(nèi)制冷劑狀態(tài)不穩(wěn)定造成的，具體分析如下：由圖 4，在閥門(mén)開(kāi)啟的一瞬間，原來(lái)已經(jīng)趨于飽和的蒸發(fā)罐內(nèi)蒸氣量減少，制冷劑蒸發(fā)量瞬間達(dá)到一個(gè)較大的值，熱水與制冷劑之間換熱較大，同時(shí)，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速并沒(méi)有達(dá)到最大（可由圖5得到），制冷劑蒸氣質(zhì)量流量較小，并且流向膨脹機(jī)的制冷劑蒸氣有一部分來(lái)自于預(yù)加熱過(guò)程中已經(jīng)產(chǎn)生的蒸氣，由此導(dǎo)致制冷劑液體蒸發(fā)量相較于閥門(mén)開(kāi)啟的瞬間減小，制冷劑從熱水中吸熱減小，熱水加熱功率減?。欢?，當(dāng)預(yù)熱階段產(chǎn)生的制冷劑蒸氣消耗完全之后，同時(shí)膨脹機(jī)轉(zhuǎn)速增加，制冷劑蒸氣質(zhì)量流量增加，制冷劑蒸發(fā)量逐步增加，熱水加熱功率相應(yīng)增加；當(dāng)熱水加熱功率達(dá)到最大以后，由于制冷劑液體減少，蒸發(fā)罐內(nèi)換熱條件變差，加上蒸發(fā)罐內(nèi)壓力逐漸下降，冷凝罐內(nèi)壓力逐漸增加，兩罐之間壓差減小，制冷劑蒸發(fā)量逐漸減小，熱水加熱功率也逐漸減小。觀察熱水加熱功率與效率對(duì)比圖發(fā)現(xiàn)，發(fā)電效率在發(fā)電過(guò)程前期與中期與加熱功率變化趨勢(shì)呈反比，綜合圖4～圖6得出主要原因?yàn)椋喊l(fā)電開(kāi)始以及中期，蒸發(fā)罐與冷凝罐壓差減小幅度較小，發(fā)電機(jī)輸出功率在一段時(shí)間內(nèi)幾乎不變，但是熱水加熱功率變化幅度卻相對(duì)較大，導(dǎo)致最后的總的發(fā)電效率變化趨勢(shì)與熱水加熱功率變化趨勢(shì)相反。但是在發(fā)電過(guò)程后期，兩者變化趨勢(shì)又呈現(xiàn)一致性，且發(fā)電效率下降速度大于熱水加熱功率下降速度。

圖6 熱源水加熱功率與效率隨時(shí)間變化Fig.6 Fluctuation of heating power and efficiency vs time

對(duì)比圖 6（a）、（b）得到：90℃時(shí)熱水最大加熱功率在初始階段反而比95℃時(shí)高，分析原因?yàn)椋涸陂y門(mén)開(kāi)啟的瞬間，制冷劑蒸氣的流動(dòng)對(duì)蒸發(fā)罐內(nèi)的制冷劑液體產(chǎn)生擾動(dòng)，這種擾動(dòng)在溫度較高、罐內(nèi)壓力較高時(shí)更大，更大的擾動(dòng)導(dǎo)致?lián)Q熱條件變差，最終導(dǎo)致在開(kāi)始階段 90℃時(shí)熱水最大加熱功率反而比95℃時(shí)高。對(duì)加熱功率進(jìn)行積分并且與循環(huán)時(shí)間相除得到平均功率，90℃時(shí)為5.09 kW，95℃時(shí)為5.18 kW，兩者相差較小，但是由圖5，95℃時(shí)功率輸出明顯比90℃時(shí)大，最終體現(xiàn)在發(fā)電效率上95℃時(shí)發(fā)電效率大于90℃時(shí)的發(fā)電效率。

對(duì)不同熱源溫度條件下的發(fā)電性能進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 發(fā)電相關(guān)的主要參數(shù)Table 2 Parameter of power generation

由表2可以得到在熱源溫度為95℃情況下，系統(tǒng)達(dá)到最大的瞬時(shí)發(fā)電功率為232 W，發(fā)電循環(huán)最大平均輸出功率為204 W。對(duì)于不同的熱源水溫度，最大瞬時(shí)發(fā)電功率為103～232 W，穩(wěn)定輸出功率為101～230 W，平均功率為83～204 W。并且隨著熱源水溫度的提高，發(fā)電過(guò)程持續(xù)時(shí)間減少。這是因?yàn)?，隨著溫度上升，兩換熱罐內(nèi)壓差增加，熱源水在蒸發(fā)罐內(nèi)放熱增加，制冷劑單位時(shí)間內(nèi)蒸發(fā)量增加，制冷劑質(zhì)量流量增加，在制冷劑總量保持不變的情況下發(fā)電時(shí)間必然減少。

對(duì)比表1、表2發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)中實(shí)際測(cè)得發(fā)電效率與理論發(fā)電效率隨溫度變化趨勢(shì)一致，但是，理論效率卻要比實(shí)際效率高大約40%～65%。經(jīng)過(guò)分析，主要原因如下。

（1）膨脹機(jī)內(nèi)部機(jī)械摩擦損耗導(dǎo)致發(fā)電效率下降。由文獻(xiàn)[20]所描述的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中，膨脹機(jī)內(nèi)部機(jī)械摩擦損失對(duì)于系統(tǒng)整體發(fā)電效率影響不可忽視，在忽略膨脹機(jī)摩擦的情況下，發(fā)電效率可以從1.98%增加大到3.0%。

（2）發(fā)電過(guò)程中，膨脹機(jī)表面溫度大于環(huán)境溫度，膨脹機(jī)向外界散熱導(dǎo)致膨脹機(jī)熱損失，發(fā)電機(jī)效率降低。

（3）發(fā)電機(jī)發(fā)電過(guò)程存在不在額定轉(zhuǎn)速運(yùn)行的情況，實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中發(fā)電機(jī)實(shí)際效率小于理論效率。

4 結(jié) 論

建立了小型無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)用以回收利用溫度 100℃以下廢熱資源，采用鍋爐加熱水模擬余熱資源，熱水溫度變化為75～90℃，溫度梯度為 5℃，冷卻水溫度為 25℃。選用制冷劑 R245fa作為系統(tǒng)工質(zhì)，系統(tǒng)中工質(zhì)量為17 kg，渦旋膨脹機(jī)為熱能轉(zhuǎn)換為機(jī)械能部件，作為發(fā)電動(dòng)力來(lái)源。通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究得到以下結(jié)論。

（1）熱水溫度為95℃時(shí)，系統(tǒng)可以達(dá)到最大的功率輸出，最大輸出為232 W，穩(wěn)定發(fā)電功率輸出為230 W。熱水溫度從75～95℃時(shí)，最大輸出功率從103～232 W，穩(wěn)定輸出功率為101～230 W。

（2）隨著熱水溫度升高，蒸發(fā)溫度升高，蒸發(fā)壓力隨之增加，兩個(gè)換熱罐壓差增加，在膨脹機(jī)轉(zhuǎn)速相同的情況下可以負(fù)擔(dān)更多負(fù)載的電力消耗，發(fā)電機(jī)輸出功率隨之增加。熱源水溫度的增加，使蒸發(fā)罐內(nèi)換熱溫差增加，熱源水進(jìn)出口溫差增加，熱水在蒸發(fā)器中放熱量增加。

（3）系統(tǒng)實(shí)際穩(wěn)定發(fā)電時(shí)發(fā)電效率呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢(shì)，在85℃時(shí)效率最小，為3.02%，95℃時(shí)效率最大，為 3.92%。并且隨著溫度增加，制冷劑質(zhì)量流量增加，發(fā)電循環(huán)時(shí)間減少，從75℃時(shí)的10.66 min下降到95℃時(shí)的6.33 min。

（4）由于系統(tǒng)中不存在工質(zhì)泵，制冷劑蒸氣以及熱、冷源水流動(dòng)方向控制為四通閥控制，并且四通閥切換過(guò)程發(fā)生在發(fā)電結(jié)束及預(yù)加熱前，所需時(shí)間為10 s左右，其消耗能量相較于傳統(tǒng)有機(jī)朗肯循環(huán)的工質(zhì)泵來(lái)說(shuō)幾乎可以忽略不計(jì)，最終實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，對(duì)于小型系統(tǒng)，低溫?zé)嵩打?qū)動(dòng)的小型無(wú)泵有機(jī)朗肯循環(huán)能量利用效率要高于相同條件下的傳統(tǒng)有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)。

[1]YANG M H.Thermal and economic analyses of a compact waste heat recovering system for the marine diesel engine using transcritical Rankine cycle [J].Energy Conversion and Management,2015,106：1082-2096.

[2]DESIDERI A,GUSEV S,VAN DEN BROEK M,et al.Experimental comparison of organic fluids for low temperature ORC (organic Rankine cycle) systems for waste heat recovery applications [J].Energy,2016,97：460-469.

[3]WEI D H,LU X S,LU Z,et al.Performance analysis and optimization of organic Rankine cycle (ORC) for waste heat recovery[J].Energy Conversion and Management,2007,48(4)：1113-1119.

[4]SCHUSTER A,KARELLAS S,KAKARAS E,et al.Energetic and economic investigation of organic Rankine cycle applications [J].Applied Thermal Engineering,2009,29(8/9)：1809-1817.

[5]于浩水,馮霄,王彧斐.有機(jī)朗肯循環(huán)工質(zhì)篩選準(zhǔn)則分析[J].計(jì)算機(jī)與應(yīng)用化學(xué),2015,32(11)：1324-1328.YU H S,FENG X,WANG Y F.Working fluid selection criteria for organic Rankine cycle [J].Computers and Applied Chemistry,2015,32(11)：1324-1328.

[6]楊凱,張紅光,宋松松,等.變工況下車(chē)用柴油機(jī)排氣余熱有機(jī)朗肯循環(huán)回收系統(tǒng)[J].化工學(xué)報(bào),2015,66(3)：1097-1103.YANG K,ZHANG H G,SONG S S,et al.Waste heat organic Rankine cycle of vehicle diesel engine under variable working conditions [J].CIESC Journal,2015,66(3)：1097-1103.

[7]劉強(qiáng),段遠(yuǎn)源,宋鴻偉.生物質(zhì)直燃有機(jī)朗肯循環(huán)熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的熱力性能分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2013,33(26)：60-67+1.LIU Q,DUAN Y Y,SONG H W.Thermal performance analysis of a biomass-fired Organic rankine cycle [J].Proceedings of the CSEE,2013,33(26)：60-67+1.

[8]郭叢,杜小澤,楊立軍,等.地?zé)嵩捶枪卜泄べ|(zhì)有機(jī)朗肯循環(huán)發(fā)電性能分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2014,34(32)：5701-5708.GUO C,DU X Z,YANG L J,et al.Performance of organic Rankine cycle using zeotropic working fluids for geothermal utilization [J].Proceedings of the CSEE,2014,34(32)：5701 -5708.

[9]喬衛(wèi)來(lái),陳九法,薛琴,等.太陽(yáng)能驅(qū)動(dòng)有機(jī)朗肯循環(huán)的工質(zhì)比較[J].能源研究與利用,2010,(2)：31-36.QIAO W L,CHEN J F,XUE Q,et al.The comparison of working fluid used in ORC system driven by solar energy [J]Energy Research and Utilization,2010,(2)：31-36.

[10]阿云生,馬生元,盧海濤,等.車(chē)用有機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)方案及工質(zhì)選擇[J].實(shí)驗(yàn)研究與探索,2015,34(10)：18-23.A Y S,MA S Y,LU H T,et al.The selection of organic Rankine cycle system schemes and working fluids for automotive engine [J].Research and Exploration in Laboratory,2015,34(10)：18-23.

[11]KIM D K,LEE J S,KIM J,et al.Parametric study and performance evaluation of an organic Rankine cycle (ORC) system using low-grade heat at temperatures below 80℃ [J].Applied Energy,2017,189：55-65

[12]鄧立生,黃宏宇,何兆紅,等.機(jī)朗肯循環(huán)的研究進(jìn)展[J].新能源進(jìn)展,2014,2(3)：180-189.DENG L S,HUANG H Y,HE Z H,et al.Research progress on organic Rankine cycle [J].Advance in New and Renewable Energy,2014,2(3)：180-189

[13]許俊俊,羅向龍,王永真,等.ORC工質(zhì)選擇的多級(jí)非結(jié)構(gòu)性模糊決策分析[J].化工學(xué)報(bào),2015,66(3)：1051-1058.XU J J,LUO X L,WANG Y Z,et al.Optimum selection of ORC working fluid using multi-level fuzzy optimization and non-structural fuzzy decision [J].CIESC Journal,2015,66(3)：1051-1058.

[14]付保榮,林紅良,李志.工質(zhì)選擇對(duì)有機(jī)朗肯循環(huán)熱力學(xué)系統(tǒng)的影響[J].船電技術(shù),2012,32(S1)：14-17.FU B R,LIN H L,LI Z.Effect on selection of actuating mediums in organic Rankine cycle thermodynamics system [J].Marine Electric &Electronic Engineering,2012,32(S1)：14-17.

[15]宋建忠,張小松,李舒宏,等.太陽(yáng)能有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)特性[J].化工學(xué)報(bào),2014,65(12)：4958-4964.SONG J Z,ZHANG X S,LI S H,et al.Experimental characteristics of solar organic Rankine cycle system [J].CIESC Journal,2014,65(12)：4958-4964.

[16]劉杰,陳江平,祁照崗.低溫有機(jī)朗肯循環(huán)的熱力學(xué)分析[J].化工學(xué)報(bào),2010,61(S2)：9-14.LIU J,CHEN J P,QI Z G.Thermodynamic analysis of low temperature organic Rankine cycle [J].CIESC Journal,2010,61(S2)：9-14.

[17]魏莉莉,張于峰,穆永超.低溫朗肯循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)中的蒸發(fā)器設(shè)計(jì)研究[J].低溫工程,2015,(6)：31-36.WEI L L,ZHANG Y F,MU Y C.Study of evaporator in low-temperature energy conversion system using organic Rankine cycle (ORC) [J].Crogenics,2015,(6)：31-36.

[18]QIU G Q,LIU H,RIFFAT S.Expanders for micro-CHP systems with organic Rankine cycle [J].Applied Thermal Engineering,2011,31(16)：3301-3307.

[19]SONG P P,WEI M S,SHI L,et al.A review of scroll expander for organic Rankine cycle systems [J].Applied Thermal Engineering,2015,75：54-64.

[20]FIASCHI D,MANFRIDA G,MARASCHIELLO F.Design and performance prediction of a radial ORC turboexpanders [J].Applied Energy,2015,138：517-532.

[21]ZIVIANI D,GUSEV S,LECOMPTS S,et al.Optimizing the performance of small-scale organic Rankine cycle that utilizes a single-screw expander [J].Applied Energy,2017,189：416-432.

[22]高鵬,江龍,王麗偉,等.有機(jī)朗肯循環(huán)模擬及渦旋式膨脹機(jī)的性能研究[J].制冷學(xué)報(bào),2014,35(1)：53-57+118.GAO P,JIANG L,WANG L W,et al.The simulation of ORC and experimental study on scroll expander [J].Journal of Refrigeration,2014,35(1)：53-57+118.

[23]葉佳琦,趙力,鄧帥,等.小型有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)中工質(zhì)泵的效率[J].化工進(jìn)展,2016,35(4)：1027-1032.YE J Q,ZHAO L,DENG S,et al.Efficiency of working fluid pump in a small-scale organic Rankine cycle system [J].Chemical Industry and Engineering Progress,2016,35(4)：1027-1032.

[24]張紅光,楊宇鑫,孟凡驍,等.有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)中工質(zhì)泵的運(yùn)行性能實(shí)驗(yàn)[J].化工學(xué)報(bào),2017,68（9）：3573-3579.ZHANG H G,YANG Y X,MENG F X,et al.Experiment on the running performance the working fluid pump for organic Rankine cycle system [J].CIESC Journal,2017,68(9)：3573-3579.

[25]YAMADA N,WATANABE M,HOSHI A.Experiment on pumpless Rankine-type cycle with scroll expander [J].Energy,2013,49：137-145.

[26]YAMADA N,MINAMI T,MOHAMAD M N A.Fundamental experiment of pumpless Rankine-type cycle for low-temperature heat recovery [J].Energy,2011,36(2)：1010-1017.

[27]LI J,PEI G,LI Y Z,et al.Analysis of a novel gravity driven organic Rankine cycle for small-scale cogeneration applications [J].Applied Energy,2013,108：33-44.

[28]李晶,裴剛,季杰.利用重力增壓的新型有機(jī)工質(zhì)熱力發(fā)電循環(huán)[J].工程熱物理學(xué)報(bào),2012,33(5)：729-734.LI J,PEI G,JI J.A novel organic thermodynamic cycle on the use of gravity for pressurization [J].Journal of Engineering Thermophysics,2012,33(5)：729-734.

[29]高鵬,宋分平,王麗偉.一套新型冷電聯(lián)供系統(tǒng)的性能研究[J].工程熱物理學(xué)報(bào),2016,37(1)：16-20.GAO P,SONG F P,WANG L W.The performance research about the novel combined cooling and power system [J].Journal of Engineering Thermophysics,2016,37(1)：16-20

[30]GAO P,WANG L W,WANG R Z.Experimental investigation on a small pumpless ORC (organic Rankine cycle) system driven by the low temperature heat source [J].Energy,2015,91：324-333.

date:2017-04-17.

Prof.WANG Liwei,lwwang@sjtu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51606118).

Instantaneous steady state of pumpless organic Rankine cycle driven by low temperature heat source

LU Huitong,JIANG Long,WANG Liwei,WANG Ruzhu
(Institute of Refrigeration and Cryogenics,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai200240,China)

A small scale pumpless ORC (organic Rankine cycle) system which can recover waste heat from low temperature heat resource is established to investigate the performance of the cycle.The system is mainly composed of two high efficient heat exchangers,one scroll expander,one generator,four refrigerant valves and eight water valves.The flow direction of the water and refrigerant is controlled by the valves.The water heated by electric heating boiler is used to simulate the low temperature heat resource.The temperature of the hot water ranges from 75℃ to 95℃ and the temperature gradient is 5℃.The cooling water from the cooling tower is 25℃accordingly.The refrigerant R245fa is selected as the working fluid.The results show that the largest power output is 232 W,and the stable power output is about 230 W when the inlet water temperature is 95℃.The total time of power generation last 380 s.One more thing is that the higher inlet water temperature,the less time of power generation process.For the average steady power generation,the maximum energy efficiency is 3.92% and the minimum energy efficiency is 3.02% when the inlet water temperature is 95℃ and 85℃,respectively.

pumpless ORC; enthalpy; waste heat recovery; scroll expander; electricity generation efficiency

TK 09

A

0438—1157（2017）12—4709—08

10.11949/j.issn.0438-1157.20170405

2017-04-17收到初稿，2017-08-26收到修改稿。

聯(lián)系人：王麗偉。

路會(huì)同（1992—），男，碩士研究生。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51606118）。