高壓調溫水余熱有機朗肯循環(huán)發(fā)電系統(tǒng) 研究及工程應用

周 托，黃增輝，丁新利

（1.清華大學能源與動力工程系熱科學與動力工程教育部重點實驗室，北京 100084； 2.中國礦業(yè)大學（北京）化學與環(huán)境工程學院，北京 100083； 3.威海熱電集團有限公司，山東 威海 264200）

我國工業(yè)生產過程中存在著豐富的低溫余熱資源，由于其利用難度較大，其中絕大部分最終被放散浪費。在實現(xiàn)“雙碳”目標的背景下，大力發(fā)展工業(yè)領域的節(jié)能具有重要意義，而低溫余熱資源的合理利用是其中的重點。有機朗肯循環(huán)（organic Rankine cycle，ORC）系統(tǒng)利用工業(yè)過程中的余熱或廢熱、以及地熱能、太陽能等作為熱源，以低沸點有機物作為循環(huán)工質，可實現(xiàn)低溫余熱的發(fā)電[1-3]，具有結構簡單、運行方便和效率高等優(yōu)點[4-5]。近年來行業(yè)內針對低溫余熱ORC技術開展了大量的研究，主要集中在工質篩選[6-8]、循環(huán)結構改進[9-10]、系統(tǒng)熱力學分析[11-13]以及系統(tǒng)參數(shù)對循環(huán)過程的影響和優(yōu)化[14-16]等。目前，關于低溫余熱ORC技術的研究多側重于模型分析和實驗研究，對于其在實際工程中的應用情況報道較少。

尿素生產工藝中通過高壓調溫水（高調水）控制高壓洗滌器中的操作溫度。高壓洗滌塔出口的高調水溫度為130～145 ℃，通常在冷卻塔降至115～120 ℃后重新返回洗滌塔。其冷卻過程不僅浪費了大量的余熱資源，而且會對周圍環(huán)境造成熱污染?；诖耍疚囊阅车势髽I(yè)高調水為低溫熱源，構建了ORC系統(tǒng)模型，選擇3種循環(huán)工質，研究了蒸發(fā)溫度、冷凝溫度和過熱度對系統(tǒng)性能的影響。依據研究獲得的結果，設計了某氮肥企業(yè)的高調水ORC發(fā)電系統(tǒng)并實現(xiàn)了工程應用。

1 工質選擇

有機工質的選擇應綜合考慮系統(tǒng)熱力性能、安全性、環(huán)境友好等因素[17-18]，且通常選擇干流體或等熵流體[18-19]。鑒于高調水的溫度范圍120～140 ℃[20]，本文選用R236ea、R245fa和R600a 3種臭氧層衰減指數(shù)（ozone depletion potential, ODP）均為0的干工質開展研究，其詳細特征參數(shù)見表1[7]。

表1 工質的特征參數(shù)Tab.1 Characteristic parameters of the working fluids

2 模型分析

2.1 系統(tǒng)結構及熱力過程

高調水ORC發(fā)電系統(tǒng)主要由蒸發(fā)器、膨脹機、冷凝器和工質泵等主要設備組成。系統(tǒng)結構如圖1所示，溫熵圖如圖2所示。系統(tǒng)的熱力過程為：有機工質飽和液體經過工質泵等熵升壓后進入蒸發(fā)器，在蒸發(fā)器中定壓吸收高調水余熱后進入膨脹機做功，推動發(fā)電機發(fā)電；做功完畢后，從膨脹機排出的有機工質進入冷凝器中定壓冷凝至飽和液體，由工質泵吸入，重新進行下一次循環(huán)。

圖1 ORC發(fā)電系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic diagram of ORC power generation system

圖2 ORC系統(tǒng)溫熵圖Fig.2 T-S diagram of the ORC system

2.2 循環(huán)分析數(shù)學模型

圖2中：1—2s表示工質在泵中等熵壓縮過程，1—2為實際壓縮過程，2—5表示工質在蒸發(fā)器中定壓吸熱變成飽和或過熱蒸汽的過程（2—3為定壓預熱至飽和液體、3—4為定壓蒸發(fā)至飽和蒸汽、4—5為定壓加熱至過熱蒸汽），5—6s表示工質在膨脹機中等熵膨脹過程，5—6為實際膨脹過程，對外做功；6—1表示工質在冷凝器中等壓冷凝過程（6—7為定壓冷卻至飽和蒸汽，7—1為有機工質定壓冷凝至飽和液體）。熱源由高調水提供，冷源由冷卻水提供。

有機工質在蒸發(fā)器中定壓吸熱Qevap為：

式中：Qevap為蒸發(fā)器的換熱負荷，kW；mwf為工質質量流量，kg/s；h5、h2分別為工質在蒸發(fā)器出口、進口焓值，kJ/kg；mh為高調水熱源的質量流量，kg/s；ch為高調水的比熱容，kJ/(kg·℃)；Th,in、Th,out分別為高調水在蒸發(fā)器進口、出口溫度，℃。

工質在膨脹機中膨脹過程對外輸出功Wexp為：

式中：Wexp為膨脹機輸出功，kW。

膨脹機的等熵效率ηs為：

式中：h5、h6分別為工質在膨脹機進口、出口焓值，kJ/kg；ηs為膨脹機等熵效率；h6s為工質等熵膨脹出口焓值，kJ/kg。

工質在冷凝器中定壓放熱過程中放熱Qcond為：

式中：Qcond為冷凝器的換熱負荷，kW；h6、h1分別為工質在冷凝器進口、出口焓值，kJ/kg；m1為冷卻水的質量流量，kg/s；cp,1為冷卻水的定壓比熱容，kJ/(kg·K)；Tl,out、Tl,in分別為冷卻水在冷凝器出口、進口溫度，℃。

工質壓縮過程中泵消耗的功Wpump為：

式中：Wpump為工質泵的功耗，kW；h1、h2分別為工質在泵進口、出口焓值，kJ/kg。

系統(tǒng)的輸出凈功Wnet為：

式中：Wnet為輸出凈功，kW。

系統(tǒng)的比凈功ωnet代表單位質量工質的做功能力，表達式為：

式中：ωnet為系統(tǒng)的比凈功，kJ/kg。

系統(tǒng)的循環(huán)熱效率η以及凈效率ηnet分別為：

系統(tǒng)的不可逆損失I為：

式中：I為系統(tǒng)不可逆損失，kW；T0為環(huán)境溫度，℃；Th為高溫熱源溫度，℃；Tl為低溫冷源溫度，℃。

3 結果分析與討論

基于以上建立的ORC系統(tǒng)模型，通過MATLAB 2018b編程、以及NIST提供的REFPROP 9.1獲得工質物性參數(shù)。結合實際工程的運行參數(shù)，設定了計算條件，其中實際工程中的膨脹機采用螺桿形式，其等熵效率在65%～75%[21]，本文選取為70%。具體計算條件見表2。

表2 ORC系統(tǒng)計算條件Tab.2 Calculation conditions of the ORC system

本文研究的系統(tǒng)性能主要包括系統(tǒng)循環(huán)熱效率、凈輸出功、比凈功和總不可逆損失，系統(tǒng)循環(huán)熱效率為膨脹機輸出功與系統(tǒng)輸入熱負荷的比例（式(8)）；凈輸出功為膨脹機輸出功扣除工質泵的功耗（式(6)）；比凈功為單位質量工質的做功能力（式(7)）；總不可逆損失為系統(tǒng)由于不可逆引起的總損失（式(10)）。

3.1 蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)性能的影響

在冷凝溫度為30 ℃時，蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)性能的影響如圖3所示。從圖3a)和圖3b)可以看出，隨著蒸發(fā)溫度的提高，循環(huán)熱效率和輸出凈功均隨之增加，R245fa的輸出凈功顯著高于其他2種工質，這主要得益于在相同的蒸發(fā)壓力下，R245fa的循環(huán)熱效率最高，且其工質泵的能耗最低。在蒸發(fā)溫度由95 ℃升高到115 ℃時，R245fa的循環(huán)熱效率從9.86%升高到11.53%，凈輸出功由205.9 kW提高到239.5 kW。R600a的輸出凈功最低，其中的一個因素是由于其工質泵的能耗最高而導致。

圖3 蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)性能的影響Fig.3 Effects of evaporation temperature on the system performance

由圖3c)可以看出，隨著蒸發(fā)溫度提高，3種工質的比凈功均隨之增加。在相同的蒸發(fā)溫度下R600a的比凈功顯著高于其他2種工質，說明單位質量R600a的做功能力最強，R245fa次之，R236ea最差。這主要是由于3種工質中，R600a的摩爾質量最小，而相同的質量流量下，R600a的體積流量更大，膨脹機做功能力更強。由圖3d)可以看出，隨著蒸發(fā)溫度的提高，3種工質的系統(tǒng)總不可逆損失均逐漸減小，這是由于工質蒸發(fā)溫度提高使得蒸發(fā)器內熱源與工質的傳熱溫差減小，從而蒸發(fā)過程的不可逆損失減小，故系統(tǒng)總不可逆損失也相應減 小[18]。在相同蒸發(fā)溫度下，R245fa的總不可逆損失最小，R600a和R236ea的總不可逆損失差別不大。由此可見，提高工質的蒸發(fā)溫度對于提高系統(tǒng)的整體熱力學性能是有利的。

3.2 冷凝溫度對系統(tǒng)性能的影響

在蒸發(fā)溫度為105 ℃時，冷凝溫度對系統(tǒng)性能的影響如圖4所示。從圖4a)和圖4b)可以看出，隨著冷凝溫度的提高，3種工質的循環(huán)熱效率和輸出凈功均隨之降低，而在相同的冷凝壓力下，R245fa的循環(huán)熱效率和輸出凈功最高。在冷凝溫度由26 ℃升高到34 ℃時，R245fa的循環(huán)熱效率從11.33%降低到10.28%，凈輸出功由237.4 kW降低到213.7 kW。

圖4 冷凝溫度對系統(tǒng)性能的影響Fig.4 Effects of condensation temperature on the system performance

由圖4c)可以看出，隨著冷凝溫度的提高，3種工質的比凈功均隨之減小。同樣地，由于R600a的摩爾質量最小，其比凈功仍然高于其他2種工質。由圖4d)可以看出，隨著冷凝溫度的提高，3種工質的系統(tǒng)總不可逆損失均逐漸減小。這是由于工質冷凝溫度增大使冷凝器內冷源與有機工質的換熱溫差減小，冷凝器的不可逆損失減小所致。由此可見，降低工質的冷凝溫度對于提高系統(tǒng)的整體熱力學性能是有利的。

3.3 工質過熱度對系統(tǒng)性能的影響

在蒸發(fā)溫度為105 ℃，冷凝溫度為30 ℃時，工質過熱度對系統(tǒng)性能的影響如圖5所示。從圖5a)和圖5b)可以看出，隨著工質過熱度的增加，3種不同工質的循環(huán)熱效率和輸出凈功均略有增加，但增加幅度非常小。從圖5c)可以看出，工質過熱度的提高可以增加工質的比凈功，提升工質的做功能力。而以摩爾質量更小的R600a最為明顯，在過熱度由0 ℃提高到20 ℃時，其比凈功由37.17 kW/kg增加到43.61 kW/kg。

圖5 工質過熱度對系統(tǒng)性能的影響Fig.5 Effects of superheat degree on the system performance

從圖5d)可以看出，隨著過熱度的提高，3種工質的系統(tǒng)總不可逆損失均逐漸減小，這也是由于蒸發(fā)器工質出口溫度增大使蒸發(fā)器內熱源與有機工質的換熱溫差減小，蒸發(fā)器的不可逆損失減小所致。由此可見，提高工質的過熱度對于系統(tǒng)的整體熱力學性能影響并不明顯，但是提高工質的過熱度可以防止蒸發(fā)器出口以及膨脹機出口的工質帶液情況，對于整個系統(tǒng)的運行有利。

從圖3—圖5可以看出：本文研究的3種工質中，R245fa的循環(huán)熱效率最高，凈輸出功最大，同時總不可逆損失最小；R600a的凈輸出功最小，但是比凈功最大；R236ea的循環(huán)熱效率最低，比凈功最小。因此，綜合考慮選擇R245fa為實際工程的循環(huán)工質。

4 工程應用及運行情況

4.1 工程概況及設計參數(shù)

某氮肥企業(yè)的尿素裝置高調水總流量約為 520 t/h，出水溫度為130 ℃，回水溫度115 ℃，高調水余熱的總熱負荷達到8.4 MW。計劃建設4臺ORC發(fā)電機組，單臺機組可利用高調水的流量為130 t/h。

根據以上模型的研究結果，選用R245fa作為循環(huán)工質，采用蒸發(fā)溫度105 ℃，蒸發(fā)壓力1.41 MPa，冷凝溫度30 ℃，同時為了防止蒸發(fā)器出口工質帶液[20]，設定工質過熱度為10 ℃。在此條件下，系統(tǒng)設計的循環(huán)熱效率為10.77%，單臺機組的凈輸出功為224 kW。

4.2 機組運行工況及性能

機組自建成后的1年多時間內一直穩(wěn)定運行。為了驗證機組的實際運行性能，選取了機組在不同環(huán)境溫度（不同季節(jié)）下的5個工況進行分析，主要技術參數(shù)的設計值與運行值的對比見表3，每個工況下對應的數(shù)值為機組實際運行值。從表3可以看出：機組實際運行過程中，高調水的進出口溫度均比較穩(wěn)定，偏差在1.5 ℃以內；工質的實際蒸發(fā)壓力在1.44～1.55 MPa，略高于設計值（1.41 MPa）；蒸發(fā)器出口工質的實際溫度在127.7～130.4 ℃，過熱度為20.2～23.7 ℃，高于設計值（10 ℃）；工質的實際冷凝溫度受環(huán)境溫度的影響較大，在25.9～39.9 ℃。冷凝溫度對于機組循環(huán)熱效率和凈輸出功的影響較大，在冬季環(huán)境溫度為5.4 ℃的情況下，機組循環(huán)熱效率和凈輸出功分別為10.78%和221.4 kW；而在夏季環(huán)境溫度為30.3 ℃的情況下，機組循環(huán)熱效率和凈輸出功分別降低至9.06%和190.5 kW。

表3 機組參數(shù)設計值與運行值對比Tab.3 Comparison between design value and operating value of the system parameter

圖6顯示了不同環(huán)境溫度下機組循環(huán)熱效率運行值與設計值的對比。從圖6可以看出，隨著環(huán)境溫度的升高，機組循環(huán)熱效率隨之降低，這主要是由于環(huán)境溫度的升高，導致冷卻水溫度升高，進而工質的冷凝溫度也相應提高。在冬季環(huán)境溫度為5.4 ℃時，工質的冷凝溫度為25.7 ℃，機組的循環(huán)熱效率實際值為10.78%，與設計值基本相當；在環(huán)境溫度為14.7 ℃時，工質的冷凝溫度為29.8 ℃，接近設計值的30 ℃，而此時機組的循環(huán)熱效率為10.65%，低于設計值，這主要是由于膨脹機的實際等熵效率低于設計值（70%）。在夏季環(huán)境溫度為30.3 ℃時，工質冷凝溫度升高到39.9 ℃，機組的循環(huán)熱效率實際值僅為9.06%。

圖7顯示了不同環(huán)境溫度下機組凈輸出功運行值與設計值的對比。從圖7可以看出，隨著環(huán)境溫度的升高，機組凈輸出功也隨之降低。當環(huán)境溫度為5.4 ℃時，在機組循環(huán)熱效率運行與設計值相當?shù)那闆r下（圖6），系統(tǒng)的凈輸出功卻略低于設計值，這主要是由于實際運行中工質泵的功耗較高，導致凈輸出功的減少。

圖6 不同環(huán)境溫度下系統(tǒng)循環(huán)熱效率對比Fig.6 The system cycle thermal efficiency at different ambient temperatures

圖7 不同環(huán)境溫度下系統(tǒng)凈輸出功對比Fig.7 The system net output power at different ambient temperatures

圖8顯示了不同環(huán)境溫度下工質比凈功運行值與設計值的對比。

圖8 不同環(huán)境溫度下工質比凈功對比Fig.8 The specific network of the working fluid at different ambient temperatures

從圖8可以看出，在環(huán)境溫度分別為5.4 ℃和14.7 ℃時，工質比凈功高于設計值，而隨著環(huán)境溫度升高，工質比凈功也隨之降低。

該企業(yè)的一期項目共建設了4套高調水ORC發(fā)電系統(tǒng)。自投運1年多來，系統(tǒng)的整體運行情況良好，全年發(fā)電量超過600萬kW·h，電費收益達到300萬元，同時還減少了廢熱向周圍環(huán)境中的排放，經濟效益和社會效益顯著。但是，一期項目建設的機組存在膨脹機效率低，工質泵能耗高，冷凝溫度偏高的問題，為此在計劃建設二期的煤氣水汽改造ORC發(fā)電項目中，將采用等熵效率更高的透平膨脹機[21]，選用更高效的工質泵，并優(yōu)化冷卻塔降低工質冷凝溫度，以進一步提高系統(tǒng)循環(huán)熱效率，增加凈輸出發(fā)電量。

5 結論

本文基于尿素裝置高調水低溫熱源，建立了ORC系統(tǒng)的熱力學模型，研究了3種工質的蒸發(fā)溫度、冷凝溫度及過熱度對系統(tǒng)性能的影響。通過研究獲得的優(yōu)選工質及關鍵運行參數(shù)，設計了某企業(yè)的高調水ORC發(fā)電系統(tǒng)并實現(xiàn)工程應用，主要結論如下。

1）通過對比3種循環(huán)工質，R245fa的循環(huán)熱效率最高，凈輸出功最大，同時系統(tǒng)總不可逆損失最小；R600a的凈輸出功最小，但是比凈功最大；R236ea的循環(huán)熱效率最低，比凈功最小。綜合考慮熱力學性能、安全性及環(huán)保性，選擇R245fa為實際工程的循環(huán)工質。

2）針對高調水進/出口溫度為130 ℃/115 ℃的工藝參數(shù)，采用R245fa作為循環(huán)工質，設計了工質蒸發(fā)溫度105 ℃、冷凝溫度30 ℃、過熱度10 ℃為基本運行參數(shù)的高調水ORC發(fā)電系統(tǒng)，系統(tǒng)的設計循環(huán)熱效率為10.77%，凈輸出功為224 kW。實際運行表明：本文設計并建設的高調水ORC發(fā)電機組整體運行情況穩(wěn)定

3）對比了5種不同環(huán)境溫度下機組的運行性能。隨著環(huán)境溫度的升高，機組循環(huán)熱效率和凈輸出功隨之降低；在冬季環(huán)境溫度為5.4 ℃時，機組循環(huán)熱效率達到10.78%，凈輸出功為221.40 kW，達到了設計值；而夏季環(huán)境穩(wěn)定為30.3 ℃時，機組的循環(huán)熱效率為9.06%，凈輸出功僅有190.5 kW。