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    熱源溫度對ORC低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)性能的影響

    2020-03-26 03:51:12韓江濤魏新利馬新靈孟祥睿石文琪
    高?;瘜W(xué)工程學(xué)報 2020年1期
    關(guān)鍵詞:冷凝器工質(zhì)熱效率

    韓江濤,魏新利,2,馬新靈,2,孟祥睿,2,武 潭,石文琪

    (1.鄭州大學(xué) 化工學(xué)院,河南 鄭州 450001;2.熱能系統(tǒng)節(jié)能技術(shù)與裝備教育部工程技術(shù)研究中心,河南 鄭州 450001)

    1 前 言

    在工業(yè)生產(chǎn)中,大約50% 的余熱能沒有有效利用,直接排放到環(huán)境中,造成了環(huán)境的污染和能源的浪費(fèi)[1-2]。有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)技術(shù)被認(rèn)為是回收低溫余熱的有效途徑[3-4]。因此,深入研究 ORC低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)具有重要意義。

    許多學(xué)者針對不同情況在相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)平臺上對ORC系統(tǒng)進(jìn)行過深入研究[5]。MIAO等[6]采用渦旋膨脹機(jī),R123為工質(zhì),通過改變泵頻率和膨脹機(jī)轉(zhuǎn)速,得出熱源溫度 140 ℃時最大軸功率和熱效率分別為2.35 kW和6.39%。吳玉庭等[7]采用單螺桿膨脹機(jī),R123為工質(zhì),研究了冷源對系統(tǒng)性能的影響。結(jié)果表明,隨著冷卻水流量的增大,膨脹機(jī)輸出功和軸效率都增大,而當(dāng)冷卻水流量達(dá)到12 m3?h-1時,系統(tǒng)存在最大凈輸出功和熱效率,分別為2.44 kW和2.47%。另外吳玉庭等[8]還研究了環(huán)境溫度、冷凝溫度對ORC系統(tǒng)性能的影響。結(jié)果表明,夏季與冬季相比,凈輸出功和熱效率分別下降了4.13 kW和3.03%,隨著冷凝溫度從24升為40 ℃,凈輸出功和熱效率分別降低了2.52 kW和1.87%。HE等[9-11]通過理論分析得出了蒸發(fā)溫度和熱效率的理論公式,并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。另外對不同工質(zhì)進(jìn)行了分析,結(jié)果表明,當(dāng)工質(zhì)臨界溫度接近熱源溫度時,有較高的凈輸出功;系統(tǒng)中蒸發(fā)器?損失最大。曹瀧等[12-13]采用單螺桿膨脹機(jī),R245fa為工質(zhì),分析了變工況下的ORC系統(tǒng)性能。結(jié)果表明,熱源溫度主要改變蒸發(fā)器出口的溫度及過熱度,冷源溫度主要改變膨脹機(jī)進(jìn)出口壓力。隨著熱源溫度和冷凝溫度升高,膨脹機(jī)等熵效率升高。

    向心透平由于其結(jié)構(gòu)簡單、效率高,很多學(xué)者已將其應(yīng)用到ORC系統(tǒng)中。SHAO等[14]采用向心透平膨脹機(jī),R123為工質(zhì),分析研究了ORC實(shí)驗(yàn)平臺。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,小型向心透平最高轉(zhuǎn)速可達(dá)53 564 r?min-1,最大輸出功和發(fā)電量分別為3.386 kW和1.884 kW。另外還指出,隨著熱源溫度的升高,透平的等熵效率和系統(tǒng)熱效率都升高,當(dāng)透平轉(zhuǎn)速為34 586 r?min-1時,透平等熵效率和發(fā)電效率最大,分別為83.6%和65.3%。SHAO等[15]指出了冷源對ORC系統(tǒng)的影響,當(dāng)冷卻水流量為0.591 kg?s-1時,系統(tǒng)有最大熱效率5.30%;隨著冷卻水流量的增加,系統(tǒng)發(fā)電量從889.47 W增加到1 242.67 W,蒸發(fā)器?損失增加,透平和冷凝器?損失減小。王慧等[16]采用向心透平膨脹機(jī),R123為工質(zhì),分析了工質(zhì)流量對ORC系統(tǒng)的影響。結(jié)果表明,存在最佳工質(zhì)流量0.215 kg?s-1,使透平有最大等熵效率0.775。該流量下蒸發(fā)器、冷凝器和透平?損率分別為62%、32%和6%。

    在工程應(yīng)用中,熱源溫度往往會發(fā)生變化,由此會影響透平膨脹機(jī)和系統(tǒng)的性能[17-19]。而目前文獻(xiàn)中,鮮有關(guān)于熱源溫度對向心透平ORC低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)性能影響的深入研究。由于R245fa具有良好的熱物性和優(yōu)越的環(huán)保特性,而具有廣闊的應(yīng)用前景[20],因此,本文以R245fa為工質(zhì),以導(dǎo)熱油為熱源,對基于向心透平的ORC系統(tǒng)進(jìn)行了變熱源流量和溫度的實(shí)驗(yàn)研究,為ORC系統(tǒng)的工程應(yīng)用提供參考。

    2 實(shí)驗(yàn)裝置

    本研究所用ORC系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)流程如圖1(a)所示,實(shí)驗(yàn)裝置如圖1(b)所示。實(shí)驗(yàn)主要包括3個循環(huán),圖1(a)中實(shí)線部分為主循環(huán),有機(jī)工質(zhì)由工質(zhì)泵升壓后進(jìn)入蒸發(fā)器中,在蒸發(fā)器中吸熱,成為飽和或過熱蒸氣,然后進(jìn)入膨脹機(jī)進(jìn)行膨脹作功,作功后的乏氣進(jìn)入冷凝器進(jìn)行冷凝,成為飽和或過冷液體后進(jìn)入儲液罐,再回到工質(zhì)泵,完成一個循環(huán)。圖1(a)中點(diǎn)劃線為熱源回路,導(dǎo)熱油在電加熱器中吸熱,通過油泵進(jìn)入蒸發(fā)器中放熱,加熱有機(jī)工質(zhì),然后再回到電加熱器中。圖1(a)中虛線為冷源回路,水泵將水槽中的冷卻水送入冷凝器中,吸收乏氣熱量,然后進(jìn)入冷卻塔中冷卻后,再回到水槽中。

    實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的主要設(shè)備參數(shù)如表1所示。

    圖1 ORC低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺Fig.1 Illustration of ORC power generation system with low temperature waste heat

    向心透平作為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的核心設(shè)備,其性能對實(shí)驗(yàn)裝置的影響至關(guān)重要。課題組自主設(shè)計(jì)了向心透平,其主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

    ORC系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺的測量儀器包括壓力傳感器、鉑電阻(熱電阻)、科氏流量計(jì)、智能液體渦輪流量計(jì)、橢圓齒輪流量計(jì)、電參數(shù)儀以及安捷倫數(shù)據(jù)采集儀等儀器。具體測量儀器儀表參數(shù)如表3所示。

    表1 ORC低溫余熱發(fā)電實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的主要設(shè)備Table 1 Main components of the ORC power generation system with low temperature waste heat

    表2 向心透平主要尺寸參數(shù)Table 2 Size parameters of the radial inflow turbine

    表3 測量儀器儀表參數(shù)Table 3 Parameters of the instruments

    3 熱力學(xué)計(jì)算

    圖2為 ORC系統(tǒng)的T-s圖,其循環(huán)過程為1-2-3-4-5-6-7-1。包括蒸發(fā)器中的等壓吸熱過程(1-2-3-4)、透平膨脹機(jī)中的膨脹做功過程(4-5)、冷凝器中的等壓放熱過程(5-6-7)和工質(zhì)泵中的升壓過程(7-1)。忽略裝置向環(huán)境散失的熱量,假定死態(tài)溫度為283.15 K (T0)[21],其熱平衡方程如下[22]:

    圖2 ORC系統(tǒng)T-s圖Fig.2 T-s diagram of the ORC system

    工質(zhì)在蒸發(fā)器中從熱源中吸收的總熱量Qeva為

    向心透平膨脹機(jī)的膨脹功Wt、等熵效率ηs、壓降 Δp和轉(zhuǎn)速n的計(jì)算式分別為:

    工質(zhì)消耗的泵功Wp為

    系統(tǒng)的凈輸出功Wnet、熱效率ηcycle、?效率ηП計(jì)算式分別為

    系統(tǒng)獲取的?值E為

    系統(tǒng)中蒸發(fā)器、透平膨脹機(jī)、冷凝器和工質(zhì)泵的?損失及各部件的?損率計(jì)算式分別為:

    式(1)~(15)中,mwf為工質(zhì)質(zhì)量流量,kg?s-1;hi是T-s圖中對應(yīng)狀態(tài)點(diǎn)的比焓值,h5s為向心透平膨脹機(jī)等熵膨脹后的比焓值,kJ?kg-1;f為發(fā)電機(jī)的頻率,Hz;電極對數(shù),p= 3;i為減速器的傳動比,i= 5.304,si為對應(yīng)狀態(tài)點(diǎn)的比熵值,kJ?kg-1?K-1;Ten、TH、TL分別為環(huán)境溫度、熱源溫度、冷源溫度,K;Ii為對應(yīng)部件的?損失,kW。

    4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

    為研究熱源溫度對向心透平和ORC 發(fā)電系統(tǒng)性能的影響,通過控制電加熱器的功率來改變熱源溫度。在實(shí)驗(yàn)測試的時間段內(nèi),選取熱源溫度為90~130 ℃,間隔10 ℃,對比分析2.056和3.507 m3?h-1兩個熱源流量。其他條件為:環(huán)境溫度為(20±1) ℃,工質(zhì)流量為0.177 kg?s-1,冷卻水溫度(10 ± 1) ℃,冷卻水流量為 3.033 m3?h-1。

    4.1 熱源溫度對向心透平性能的影響

    圖3為在其它條件一定情況下,向心透平壓降隨熱源溫度的變化情況。由圖3可見,在不同的熱源流量(qv)下,隨著熱源溫度的升高,向心透平內(nèi)工質(zhì)的壓降均增大。熱源流量為2.056 m3?h-1時,熱源溫度由90增至130 ℃,向心透平壓降由0.086增至0.113 MPa,增大了31.4%,且當(dāng)熱源溫度增至110 ℃后,向心透平壓降增速開始變緩。當(dāng)熱源流量為3.507 m3?h-1時,熱源溫度由90增至130 ℃,向心透平壓降由0.110增至0.114 MPa,僅增大了3.64%。分析認(rèn)為,由于環(huán)境溫度一定,冷凝器內(nèi)的冷凝溫度基本不變,即透平膨脹機(jī)的出口壓力基本不變。而當(dāng)熱源流量較小(2.056 m3?h-1)時,在熱源溫度低于110 ℃時,蒸發(fā)器內(nèi)的換熱量相對較少,蒸發(fā)器出口工質(zhì)處于微過熱狀態(tài),蒸發(fā)器內(nèi)的液相區(qū)較大,氣相區(qū)較小,故熱源溫度的增加會引起蒸發(fā)壓力的快速增加,而當(dāng)熱源溫度超過110 ℃,蒸發(fā)器內(nèi)的換熱量相對較多,蒸發(fā)器出口工質(zhì)的過熱度較高,蒸發(fā)器內(nèi)的液相區(qū)較小,氣相區(qū)較大,熱源溫度增加引起蒸發(fā)壓力的增加量較小,故透平膨脹機(jī)入口壓力先迅速增加后趨于平緩,因此透平膨脹機(jī)壓降先迅速增加而后趨于平緩。當(dāng)熱源流量較大(3.507 m3?h-1)時,由于熱源流速增加,蒸發(fā)器傳熱系數(shù)增加,導(dǎo)致工質(zhì)吸收的熱量增加,故工質(zhì)在蒸發(fā)器出口的溫度較高,過熱度也較高,所以在熱源溫度較低(90 ℃)時,蒸發(fā)器出口壓力達(dá)到較高值,且隨著熱源溫度的增加,蒸發(fā)器出口壓力的增加量較小,所以透平膨脹機(jī)壓降增加較為緩慢。

    圖3 熱源溫度對向心透平壓降的影響Fig.3 Effects of TH on Δp of the radial inflow turbine

    圖4 熱源溫度對向心透平轉(zhuǎn)速的影響Fig.4 Effects of TH on n of the radial inflow turbine

    膨脹機(jī)的轉(zhuǎn)速取決于膨脹機(jī)進(jìn)出口壓降,壓降越大轉(zhuǎn)速越高,因此膨脹機(jī)的轉(zhuǎn)速隨熱源溫度的變化規(guī)律與壓降基本一致,如圖4所示。

    圖5 熱源溫度對向心透平膨脹功的影響Fig.5 Effects of TH on Wt of the radial inflow turbine

    圖6 熱源溫度對向心透平等熵效率的影響Fig.6 Effects of TH on ηs of the radial inflow turbine

    圖5為向心透平膨脹功隨熱源溫度的變化規(guī)律。由圖可見,隨著熱源溫度的增加,向心透平膨脹功增加,且熱源流量3.507 m3?h-1時的膨脹功均大于2.056 m3?h-1時的膨脹功;當(dāng)熱源溫度小于110 ℃ 時,二者增加的速率幾乎相同,而當(dāng)熱源溫度高于 110 ℃,向心透平膨脹功增速變緩,且熱源流量為 3.507 m3?h-1時幾乎不變化。由圖6還可見,當(dāng)熱源流量為2.056 m3?h-1時,熱源溫度由90增至130 ℃,向心透平膨脹功由0.897增至1.464 kW,增大了63.2%;而熱源流量為3.507 1 m3?h-1時,膨脹功由1.030增至1.532 kW,增大了48.7%。這是因?yàn)橥钙脚蛎洐C(jī)入口壓力對氣態(tài)工質(zhì)焓值的影響比較大,在透平出口壓力基本不變的情況下,入口壓力越高,氣態(tài)工質(zhì)焓值越大,工質(zhì)在透平膨脹機(jī)中的焓降就越大,膨脹功就越大。而當(dāng)熱源流量較小時(2.056 m3?h-1),熱源溫度達(dá)到110 ℃ 后,工質(zhì)過熱度較小,透平入口壓力仍將緩慢升高,當(dāng)熱源流量較大時(3.507 m3?h-1),熱源溫度達(dá)到110 ℃ 后,透平入口壓力增加到一定程度,不再增大,如圖4所示,這時候繼續(xù)提高熱源溫度,主要增加的透平入口工質(zhì)的過熱度,而過熱度的提高對有機(jī)工質(zhì)做功的影響不大,所以超過110 ℃ 后,膨脹功基本不變。

    圖6為向心透平等熵效率隨熱源溫度的變化規(guī)律。由圖可見,隨著熱源溫度的增加,等熵效率均先增加后減少,變化規(guī)律幾乎相同,且熱源流量大的等熵效率高。等熵效率最大值對應(yīng)的即為最佳熱源溫度。本實(shí)驗(yàn)條件下,最佳熱源溫度為110 ℃,兩個熱源流量下的最大等熵效率分別為0.821和0.862。分析認(rèn)為,當(dāng)熱源溫度低于 110 ℃ 時,隨著熱源溫度升高,工質(zhì)氣溫度和壓力升高,透平膨脹機(jī)焓降和轉(zhuǎn)速增加較快,工質(zhì)熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的份額增加較大,因此等熵效率增加較快;當(dāng)熱源溫度大于110 ℃時,隨著熱源溫度升高,工質(zhì)的壓力升高緩慢,而溫度不斷升高,即工質(zhì)過熱度較高,透平內(nèi)部的各項(xiàng)損失增加較快,而焓降和轉(zhuǎn)速增加緩慢,工質(zhì)的熱能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的份額增加量較少,因此等熵效率出現(xiàn)了減小的趨勢。

    4.2 熱源溫度對ORC低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)性能的影響

    圖7為系統(tǒng)凈輸出功隨熱源溫度的變化規(guī)律。由圖可見,隨著熱源溫度的增加,系統(tǒng)凈輸出功均增加,且當(dāng)熱源溫度增至110 ℃后,系統(tǒng)凈輸出功增速開始變緩,而且熱源流量為3.507 m3?h-1時的系統(tǒng)凈輸出功均大于2.056 m3?h-1時的系統(tǒng)凈輸出功。由式(7)可知,系統(tǒng)凈輸出功是由膨脹功和泵功共同影響的。隨著熱源溫度的升高,向心透平膨脹功增加(如圖5),而工質(zhì)泵的耗功基本不變,故系統(tǒng)凈輸出功逐漸增加,且變化規(guī)律與透平膨脹機(jī)膨脹功的變化規(guī)律基本一致。

    圖7 熱源溫度對系統(tǒng)凈輸出功的影響Fig.7 Effects of TH on Wnet of the system

    圖8 熱源溫度對系統(tǒng)熱效率的影響Fig.8 Effects of TH on ηcycle of the system

    圖8是系統(tǒng)熱效率隨熱源溫度的變化規(guī)律。由圖可見,隨著熱源溫度的增加,系統(tǒng)熱效率先迅速增加,然后緩慢減小,在熱源溫度為110 ℃ 時達(dá)到最大值3.05% 和3.15%,且熱源流量大的系統(tǒng)熱效率高。由式(8)可知,系統(tǒng)熱效率是由系統(tǒng)凈輸出功和吸熱量共同影響的。由圖7可知,當(dāng)熱源溫度由 90增至110 ℃時,系統(tǒng)凈輸出功迅速增加,由110增至130 ℃時,系統(tǒng)凈輸出功增速緩慢,而吸熱量基本是隨著熱源溫度的增加而線性增加的,故系統(tǒng)熱效率呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,與等熵效率變化規(guī)律基本一致。結(jié)合圖6,這與前人的研究“膨脹機(jī)入口過熱度越高,系統(tǒng)性能越差”的結(jié)論是一致的[19]。

    圖9和10是系統(tǒng)在熱源流量為3.507 m3?h-1時各主要設(shè)備?損失和?損率隨熱源溫度的變化規(guī)律。由圖可見,隨著熱源溫度的增加,蒸發(fā)器和冷凝器的?損失逐漸增加,透平膨脹機(jī)和工質(zhì)泵的?損失基本不變。在總?損失中,?損率從大到小依次為蒸發(fā)器、冷凝器、透平膨脹機(jī)和工質(zhì)泵,且各設(shè)備?損率隨熱源溫度的變化不大。分析認(rèn)為,隨著熱源溫度的增加,蒸發(fā)器和冷凝器的傳熱溫差增大,使?損失增大,蒸發(fā)器中的吸熱傳熱溫差大于冷凝器中的放熱傳熱溫差,故蒸發(fā)器中的?損失大于冷凝器中的?損失。對于透平膨脹機(jī)和工質(zhì)泵來說,膨脹機(jī)中的熵增較小,而工質(zhì)泵中的熵增基本不變,故其?損失都比較小。在最佳熱源溫度110 ℃ 時,最大總?損失為9.93 kW,蒸發(fā)器、冷凝器、向心透平膨脹機(jī)和工質(zhì)泵的?損率分別為62.7%、33.4%、2.4% 和1.5%。

    圖9 熱源溫度對各部件?損失的影響Fig.9 Effects of TH on I of the main equipment

    圖10 熱源溫度對各部件?損率的影響Fig.10 Effects of TH on ω of the main equipment

    圖11是系統(tǒng)?效率隨熱源溫度的變化規(guī)律。由圖可見,在一定的熱源流量下,隨著熱源溫度的增加,系統(tǒng)?效率先增加后減小,在熱源溫度為 110 ℃ 時達(dá)到最大值,分別為11.9% 和11.5%。且熱源流量為3.507 m3?h-1

    時的?效率均大于2.056 m3?h-1時的?效率。分析認(rèn)為,當(dāng)熱源溫度低于 110 ℃ 時,系統(tǒng)凈輸出功增加較快,但在熱源溫度達(dá)到110 ℃ 后,系統(tǒng)凈輸出功增加緩慢,而根據(jù)式(10)進(jìn)入系統(tǒng)的總?值隨熱源溫度的增加逐步升高,因此系統(tǒng)?效率出現(xiàn)了先增加后減小的趨勢,且在110 ℃時達(dá)到最大值。

    圖11 熱源溫度對系統(tǒng)?效率的影響Fig.11 Effects of TH on ηП of the system

    4.3 不確定度分析

    間接測量物理量的不確定度可由誤差傳播理論公式(16)計(jì)算[23]:

    式中:Y = Y(X1,X2,X3,···,XN)為間接測量物理量,Xi為直接測量的獨(dú)立變量,δY為總不確定度,δXi為獨(dú)立變量的不確定度。

    在本文的所有實(shí)驗(yàn)條件下,將綜合考慮溫度、壓力、流量和電參數(shù)測量儀器的精度,以及重復(fù)實(shí)驗(yàn)采集數(shù)據(jù)產(chǎn)生的誤差。經(jīng)計(jì)算,系統(tǒng)凈輸出功的不確定度為 1.2%,系統(tǒng)熱效率的不確定度為 4.3%,系統(tǒng)?效率的不確定度為4.5%。

    5 結(jié) 論

    本文研究了以R245fa為工質(zhì),導(dǎo)熱油為熱源時,兩個熱源流量下熱源溫度對ORC低溫余熱發(fā)電實(shí)驗(yàn)平臺向心透平和系統(tǒng)性能的影響,通過實(shí)驗(yàn)研究得出如下結(jié)論:

    (1) 在同一熱源流量下,向心透平膨脹機(jī)壓降、轉(zhuǎn)速、膨脹功和系統(tǒng)凈輸出功隨熱源溫度的升高均增加,且當(dāng)熱源溫度達(dá)到110 ℃ 后,其增加顯著變緩。

    (2) 在同一熱源流量下,向心透平等熵效率、系統(tǒng)熱效率和?效率隨熱源溫度的升高均先升高后降低,隨熱源溫度變化規(guī)律一致,且均在熱源溫度為 110 ℃ 時達(dá)到最大值,在熱源流量分別為 3.507和2.056 m3?h-1時,向心透平等熵效率最大值分別為0.862和0.821,系統(tǒng)熱效率最大值分別為3.15% 和3.05%,系統(tǒng)?效率最大值分別為11.9% 和11.5%。

    (3) 系統(tǒng)各主要設(shè)備的?損率受熱源溫度的影響較小,從大到小依次為蒸發(fā)器、冷凝器、向心透平和工質(zhì)泵。

    符號說明:

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