熱源溫度和流量對有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)運行特性影響的實驗研究

李驥飛，李瑞霞，苗 政，徐進良

（1.中石化新星（北京）新能源研究院有限公司，北京 100083；2.低品位能源多相流與傳熱北京市重點實驗室（華北電力大學），北京 102206）

在世界能源領域減碳的大趨勢下，工業(yè)和可再生能源領域大量存在的200 ℃以下中低溫熱源的利用備受重視。有機朗肯循環(huán)（organic rankine cycle，ORC）采用低沸點工質(zhì)與中低溫熱源換熱，以產(chǎn)生足夠的壓力推動膨脹機做功，可有效利用工業(yè)余熱、地熱、太陽能集熱等中低溫熱能資源[1-4]，實現(xiàn)熱功轉(zhuǎn)換。ORC 技術工質(zhì)選擇范圍廣，可與寬范圍內(nèi)的熱源匹配，相對其他中低溫熱能利用技術具有一定效率優(yōu)勢[5-7]，被認為是中低溫熱能分布式發(fā)電的主流技術。

近年來，國內(nèi)外學者對ORC 的研究以理論研究為主，特別是在基于熱力學的工質(zhì)篩選[8-10]、系統(tǒng)分析[11-13]與參數(shù)優(yōu)化[14-16]等方面，而對ORC 實驗機組的測試研究相對缺乏，受到具體實驗設備的限制，實驗結(jié)果也較分散。Peng 等人[17]搭建了基于徑流透平的ORC 機組，以R123 為工質(zhì)獲得了約1 kW的輸出功率，膨脹機等熵效率65%。Vincent 等人[18]搭建了基于渦旋膨脹機的ORC 試驗臺，試驗測試和模型分析表明內(nèi)部泄露和進出口壓力損失是造成渦旋膨脹機性能下降的主要因素。Miao 等人[19-21]采用改造的車用制冷渦旋膨脹機搭建了ORC 原理樣機，通過實驗測試與系統(tǒng)仿真發(fā)現(xiàn)，基于膨脹機前后管道設置溫壓傳感器進而通過熱力學焓值計算的方法會高估膨脹機軸功率而低估工質(zhì)泵耗功，對于小型ORC 系統(tǒng)，工質(zhì)泵耗功不可忽略。

在分布式發(fā)電、發(fā)動機余熱利用等ORC 系統(tǒng)的使用場景中，熱源溫度和流量波動是機組設計和運行中必須考量的因素，有必要對其帶來的機組變工況動態(tài)特性和多工況穩(wěn)態(tài)輸出性能進行研究。但是，目前該方面的實驗研究較少[22-25]，如：Jelme 等人[22]測試了重型內(nèi)燃機余熱驅(qū)動的小型ORC 系統(tǒng)性能，工質(zhì)為R1233zd(E)，在多種工況下獲得了0.1～0.7 kW 的膨脹機輸出功率和1.1%～1.8%的系統(tǒng)熱效率，對內(nèi)燃機功率貢獻最大為0.7%；Li 等人[23]測試了熱源溫度和流量變化對3 kW 級ORC 機組輸出性能的影響，指出熱源溫度對系統(tǒng)熱效率的影響更顯著，提高熱源溫度能提高ORC 系統(tǒng)效率，但同時也會降低熱源回收率。

對此，本文以導熱油鍋爐模擬熱源，測試采用R245fa 工質(zhì)的4 kW 級ORC 機組在熱源溫度120～150 ℃、工質(zhì)流量4 000～8 000 L/h 條件下的多工況動態(tài)/穩(wěn)態(tài)運行特性，為波動熱源下的ORC 機組設計和運行提供數(shù)據(jù)支撐和指導。

1 有機朗肯循環(huán)實驗系統(tǒng)

本文ORC 實驗系統(tǒng)如圖1 所示。系統(tǒng)采用導熱油模擬地熱水、太陽能集熱等中低溫熱源，采用置于室外的閉式冷卻塔向環(huán)境散熱。工質(zhì)采用R245fa，經(jīng)工質(zhì)泵加壓后輸送到蒸發(fā)器中與導熱油換熱，汽化為高溫高壓蒸氣，進入膨脹機做功，乏氣在冷凝器中與冷卻水換熱后回流到儲液罐，再經(jīng)工質(zhì)泵進行下一次循環(huán)。蒸發(fā)器和冷凝器均采用釬焊式板式換熱器，換熱面積分別為5.7 m2和4.6 m2；工質(zhì)泵采用液壓隔膜泵以避免潤滑油進入工質(zhì)回路；膨脹機為渦旋膨脹機，額定功率4 kW。主要測量儀表精度見表1。

圖1 ORC 實驗系統(tǒng)Fig.1 The ORC test system

表1 實驗系統(tǒng)主要測量儀表精度Tab.1 Accuracy of the sensors used in the ORC test rig

2 機組性能計算

根據(jù)實驗測試數(shù)據(jù)計算機組性能，其中膨脹機輸出功W為：

式中：ηEXP為測量的膨脹機轉(zhuǎn)速，r/min；TEXP為測量的膨脹機轉(zhuǎn)矩，N·m。

通過溫度和壓力的測量數(shù)據(jù)調(diào)用Refprop9.0 數(shù)據(jù)庫獲得對應測點的焓值和熵值，進而計算系統(tǒng)各部件性能，如換熱器換熱量、膨脹機等熵效率和工質(zhì)泵耗功等。系統(tǒng)凈輸出功是實測膨脹機輸出功與工質(zhì)泵耗功W之差：

其中，工質(zhì)泵耗功可通過式(3)計算：

式中：mf為工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；hP,out和hP,in為工質(zhì)泵出口和入口焓值，J/(kg·K)。根據(jù)實驗中所采用的工質(zhì)泵的特性，工質(zhì)泵效率設為0.75。

工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)的換熱速率為：

由此，可計算ORC 系統(tǒng)熱效率：

膨脹機等熵效率為：

實驗數(shù)據(jù)處理過程中的不確定度根據(jù)誤差傳遞公式計算：

根據(jù)式(7)—式(8)計算得到焓值不確定度為0.5%，換熱量不確定度為1%，軸功和熱效率不確定度為0.5%和1.1%。

3 結(jié)果分析

3.1 熱源溫度和流量對機組動態(tài)運行特性的影響

ORC 機組的運行工況可通過工質(zhì)流量和膨脹機負載進行控制。在系統(tǒng)動態(tài)運行特性的測試中，工質(zhì)流量設為800 kg/h，膨脹機轉(zhuǎn)速設為1 600 r/min。圖2 為熱源溫度變化對ORC 機組動態(tài)運行特性的影響。測試中，導熱油流量穩(wěn)定在8 000 L/h，導熱油溫度從120 ℃以10 ℃步長梯次升溫至150 ℃，再梯次回落到120 ℃。

圖2 熱源溫度變化對ORC 動態(tài)運行特性的影響Fig.2 Effects of heat source temperature change on dynamic operating characteristics of the ORC system

圖2b)為膨脹機進出口溫度隨時間變化規(guī)律。由于工質(zhì)與導熱油在蒸發(fā)器中換熱，使得工質(zhì)膨脹機入口溫度對導熱油入口溫度敏感，二者溫差很小，趨勢一致，表明在該工況下蒸發(fā)器面積有冗余，可提供充足的換熱。膨脹機進出口溫降在30 ℃左右，隨導熱油溫度的調(diào)整變化不大。

膨脹機進口壓力是蒸發(fā)器中換熱與流量平衡的結(jié)果，在固定的工質(zhì)流量和膨脹機轉(zhuǎn)速條件下（圖2c)），隨著膨脹機入口溫度的升高，系統(tǒng)只能通過壓力的上升平衡溫度升高導致的工質(zhì)密度的變化。壓力以波的形式傳播，但受到換熱的影響，系統(tǒng)壓力的平衡時間基本與溫度同步。

膨脹機軸功率隨時間的變化規(guī)律與此相似，如圖2d)所示。隨著導熱油溫度的階躍上調(diào)和階躍下調(diào)，膨脹機輸出功基本呈現(xiàn)同步且左右對稱的變化規(guī)律。

總體來講，機組在導熱油溫度變化情況下的變工況運行穩(wěn)定性良好。

圖3 為熱源流量變化對ORC 機組動態(tài)運行特性的影響。測試中，導熱油溫度穩(wěn)定在150 ℃，導熱油流量從8 000 L/h 以大約1 000 L/h 步長梯次下降至4 000 L/h（圖3a)）。導熱油流量通過節(jié)流閥調(diào)節(jié)，其響應速度即時。

圖3 熱源流量變化對ORC 動態(tài)運行特性的影響Fig.3 Effects of heat source fluid flow rate on dynamic operating characteristics of the ORC system

由圖3b)可以看到，在導熱油流量調(diào)整的過程中，蒸發(fā)器側(cè)導熱油進口溫度基本保持不變，而出口溫度隨著流量的調(diào)整出現(xiàn)階躍式下降，趨穩(wěn)時間很短。隨著導熱油流量降低一半，導熱油進出口溫差增加近1 倍，表明在導熱油流量調(diào)整過程中蒸發(fā)器換熱量降低幅度較小。從蒸發(fā)器換熱角度出發(fā)，可預測導熱油流量降低會使蒸發(fā)器中冷熱流體換熱溫差減小，進而導致蒸發(fā)器換熱量小幅下降。

由圖3c)—圖3d)可見，膨脹機進出口溫度和進口壓力在整個測試時間內(nèi)基本穩(wěn)定，未受到導熱油流量波動的影響，膨脹機軸功率也表現(xiàn)出對導熱油流量調(diào)整不敏感的特性（圖3e)），基本維持穩(wěn)定的功率輸出。這表明，在該導熱油溫度下?lián)Q熱器面積冗余較多，工質(zhì)在膨脹機入口存在較大過熱度。

3.2 熱源溫度和流量對ORC 穩(wěn)態(tài)輸出性能的影響

測試工質(zhì)流量為500、600、700、800 kg/h 時導熱油溫度變化對機組穩(wěn)態(tài)運行特性的影響，結(jié)果如圖4 所示。測試中導熱油流量穩(wěn)定在8 000 L/h，膨脹機轉(zhuǎn)速1 600 r/min。

圖4 導熱油溫度變化對ORC 穩(wěn)態(tài)運行特性的影響Fig.4 Effects of heat source temperature change on steady state operating performance of the ORC system

從圖4 可以看到：伴隨著導熱油溫度的升高和降低，整體上各分圖所示的機組參數(shù)表現(xiàn)為左右對稱的分布，說明機組運行穩(wěn)定，多工況下的重復性好；蒸發(fā)器側(cè)導熱油的進出口溫度和膨脹機進出口溫度隨工質(zhì)流量變化很小，可見蒸發(fā)器面積足夠大，換熱充分；膨脹機入口壓力隨工質(zhì)流量增大和導熱油溫度升高均增大，這是工質(zhì)流量和密度平衡的結(jié)果；膨脹機出口壓力隨導熱油溫度變化基本保持不變，隨工質(zhì)流量增大而緩慢升高，這是由于工質(zhì)流量大時，冷凝器換熱量也大，需要更大的溫差換熱；在導熱油溫度從120 ℃升高到150 ℃過程中，4 組工質(zhì)流量下膨脹機入口壓力升高約150 kPa，機組軸功率增加幅度為300～600 W，而系統(tǒng)熱效率差別不大，這是由于輸出功增大的同時蒸發(fā)器換熱量也在增大；測試工況范圍內(nèi)，在熱源溫度150 ℃時獲得最大輸出功約3 800 W，最大熱效率5.12%。

測試工質(zhì)流量為600、700、800 kg/h 時導熱油流量變化對機組穩(wěn)態(tài)運行特性的影響，結(jié)果如圖5 所示。測試中導熱油溫度穩(wěn)定在150 ℃，膨脹機轉(zhuǎn)速1 600 r/min。從圖5 可以看到，3 組工質(zhì)流量下的結(jié)果均與圖3 動態(tài)運行特性結(jié)果類似，即導熱油流量的變化對機組運行參數(shù)和輸出功率的影響基本可以忽略。這是由于蒸發(fā)器面積冗余較多，導熱油流量下降后其出口溫度仍較高（圖5a)），在此換熱工況下，換熱過程的夾點位于蒸發(fā)器出口處，使得工質(zhì)在蒸發(fā)器出口存在較大過熱度（圖5b)），換熱過程存在較大溫差。導熱油流量下降使得冷熱流體換熱溫差略有下降，可預見到蒸發(fā)器換熱量會小幅降低。但在工質(zhì)流量不變的情況下，機組的循環(huán)構型基本不變（圖6），表現(xiàn)為圖5b)—圖5d)中膨脹機進出口溫壓參數(shù)和軸功率隨導熱油流量基本沒有變化。

圖5 導熱油流量變化對ORC 穩(wěn)態(tài)運行特性的影響Fig.5 Effects of heat source fluid flow rate change on steady state operating performance of the ORC system

圖6 導熱油流量變化工況T-s 圖Fig.6 The T-s diagram of the ORC at different heat source fluid flow rates

由此，在膨脹機輸出功保持不變的情況下，換熱量的小幅下降使得系統(tǒng)熱效率略有增大（圖5e)），隨著導熱油流量從8 000 L/h 降至4 000 L/h，系統(tǒng)熱效率從約4.3%增大到4.8%。隨著工質(zhì)流量增大，膨脹機進出口壓力升高，蒸發(fā)器中工質(zhì)蒸發(fā)溫度升高，膨脹機做功能力增加。工質(zhì)流量從600 kg/h 增大到800 kg/h，機組輸出功從2 950 W 增加到3 800 W 左右，提高約29%。由于輸出功增大的同時蒸發(fā)器吸熱量也對應增大，因此，循環(huán)熱效率隨工質(zhì)流量變化不大。

4 結(jié)論

1）在機組換熱器面積冗余較大，熱源溫降較小的情況下，熱源溫度變化對膨脹機前后溫壓參數(shù)和機組性能的影響更大，而熱源流量變化的影響很小，不同熱源流量下機組僅蒸發(fā)器吸熱量和熱效率有小幅波動。

2）熱源溫度調(diào)整相對于熱源流量變化后ORC機組的趨穩(wěn)時間較長，熱源溫度階躍調(diào)整后機組需要約10 min 趨穩(wěn)，而熱源流量階躍下降后機組的穩(wěn)定時間短得多。

3）ORC 機組輸出功對熱源溫度和工質(zhì)流量變化敏感，測試工況范圍內(nèi)，在熱源溫度150 ℃時獲得最大輸出功約3 800 W，最大熱效率5.12%。