郝世超 查顧兵 梁鵬飛

1.中船重工（上海）新能源有限公司

2. 上海市質(zhì)量監(jiān)督檢驗技術(shù)研究院

1 引言

各類燃機(jī)在燃燒燃料做功或發(fā)電過程中會產(chǎn)生煙氣高溫余熱和缸套冷卻水余熱。采用有機(jī)朗肯循環(huán)（Organic Rankine cycle，ORC）技術(shù)進(jìn)行余熱發(fā)電是一種有效的余熱能量回收方法。有研究表明R245fa做為ORC系統(tǒng)循環(huán)工質(zhì)，能表現(xiàn)出良好的性能。

許多學(xué)者對ORC余熱利用的建模和性能分析進(jìn)行過研究，大多集中以單熱源為研究對象，對于燃機(jī)余熱回收發(fā)電的思路是煙氣廢熱加以利用，而缸套冷卻水難以直接發(fā)電，缸套水單獨(dú)配置低溫發(fā)電機(jī)組，熱電轉(zhuǎn)化率低，運(yùn)行管理復(fù)雜度更高，致使技術(shù)經(jīng)濟(jì)性較差，所以一般成撬燃機(jī)直接外置風(fēng)冷消耗額外電力冷卻。

本文是結(jié)合實(shí)際應(yīng)用，以3臺型號為JMS320GS燃?xì)獍l(fā)電機(jī)的煙氣余熱和缸套水余熱背景條件，提出兩種ORC單循環(huán)熱電轉(zhuǎn)化系統(tǒng)，一種是根據(jù)余熱能級梯級利用發(fā)電系統(tǒng)，另一種是補(bǔ)汽式發(fā)電系統(tǒng)，這兩種系統(tǒng)都能使煙氣余熱聯(lián)合缸套水余熱資源進(jìn)行深度利用電轉(zhuǎn)化，但未見文獻(xiàn)中進(jìn)行過討論。本文以Matlab和REFPROP9.0為工具，通過對這兩種系統(tǒng)進(jìn)行了建模，提出節(jié)能和發(fā)電綜合效益為衡量標(biāo)準(zhǔn)，進(jìn)行了熱平衡性能計算，得出這兩種系統(tǒng)分別比僅用煙氣余熱的發(fā)電系統(tǒng)性能提高43.5%和74.5%，并分析這兩種方式的區(qū)別關(guān)鍵在于預(yù)熱器的作用，及系統(tǒng)參數(shù)對兩種系統(tǒng)性能的影響。提出采用熱源匹配性做為兩種系統(tǒng)設(shè)計選擇的判據(jù)，以兩種熱源的功率比表達(dá)熱源匹配性做為判據(jù)指標(biāo)并分析原因，為燃機(jī)及余熱發(fā)電成套裝置的開發(fā)和多重?zé)嵩吹男阅軆?yōu)化應(yīng)用提供新思路。

2 燃機(jī)余熱及特點(diǎn)

本文選擇3臺顏巴赫 JMS 320 GS-L.L型內(nèi)燃機(jī)余熱做為熱源對象，根據(jù)樣本單臺燃?xì)獍l(fā)電機(jī)組額定發(fā)電功率1 067 kW，排氣溫度設(shè)計值為487℃，每臺煙氣流量5 221 kg/h；

為便于分析測算，取一組典型的煙氣成分見表 1。

表 1 煙氣成分表

燃機(jī)產(chǎn)生的90℃缸套冷卻水作為熱源，經(jīng)冷卻降溫至70℃后返回內(nèi)燃機(jī)繼續(xù)冷卻缸套，每臺內(nèi)燃機(jī)可用缸套水流量為28.9 m3/h。根據(jù)產(chǎn)品樣本，缸套水余熱原為廢熱，每臺燃?xì)獍l(fā)電機(jī)組標(biāo)準(zhǔn)配備一臺功率為12 kW的風(fēng)冷機(jī)。被ORC機(jī)組冷卻后，可以取代風(fēng)機(jī)產(chǎn)生節(jié)能效益。本文討論的是缸套水做為ORC機(jī)組的熱源溫度為90℃，被ORC機(jī)組回收熱量冷卻后仍高于70℃，因為對于特殊型號的燃機(jī)設(shè)備，缸套水的熱負(fù)荷是確定的，如果將缸套水在燃機(jī)外部冷卻到70℃以下，流量保持不變，則缸套水將低于90℃。

圖 1 余熱梯級利用ORC系統(tǒng)示意圖

3 余熱梯級利用ORC系統(tǒng)

圖 1為將兩種余熱能級梯級利用的有機(jī)朗肯循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)示意圖，下文簡稱系統(tǒng)1。圖中紅色線表示高溫?zé)煔庥酂?，淺紅色表示低溫缸套水余熱。由于R245fa工質(zhì)在300℃以上不穩(wěn)定，所以設(shè)置了紫色線表示的蒸汽-熱水循環(huán)回路，防止工質(zhì)溫度過高。綠色線表示工質(zhì)的循環(huán)回路，藍(lán)色線表示冷卻水回路。

在蒸汽-熱水循環(huán)中，低溫?zé)崴?jīng)熱水輸送泵至鍋爐形成飽和蒸汽，在蒸發(fā)器中將熱量傳遞給發(fā)電工質(zhì)側(cè)，并被降溫冷凝成低溫?zé)崴笤俅芜M(jìn)入熱水輸送泵繼續(xù)循環(huán)。

在工質(zhì)循環(huán)中，凝結(jié)后的工質(zhì)經(jīng)過工質(zhì)循環(huán)泵輸送至預(yù)熱器中回收缸套水能量后，進(jìn)入蒸發(fā)器被蒸汽加熱后從過冷態(tài)加熱至飽和態(tài)蒸汽，進(jìn)入汽輪機(jī)做功發(fā)電，在冷凝器中轉(zhuǎn)變?yōu)橐簯B(tài)再次進(jìn)入工質(zhì)循環(huán)泵繼續(xù)循環(huán)。

此發(fā)電系統(tǒng)的特點(diǎn)是運(yùn)用了余熱能量梯級利用方法減少了換熱過程的可用能的損失。

4 補(bǔ)汽式ORC系統(tǒng)

圖 2與圖 1所示的ORC系統(tǒng)不同的是蒸發(fā)器和預(yù)熱器由串聯(lián)改為并聯(lián)，工質(zhì)循環(huán)泵出口流體分成兩路分別進(jìn)入預(yù)熱器和蒸發(fā)器，進(jìn)入蒸發(fā)器的工質(zhì)被加熱蒸發(fā)進(jìn)入工質(zhì)透平做功，經(jīng)預(yù)熱器的工質(zhì)被缸套水加熱直接轉(zhuǎn)變?yōu)轱柡驼羝M(jìn)入補(bǔ)汽式發(fā)電機(jī)中補(bǔ)充做功。下文簡稱系統(tǒng)2。

圖 2 補(bǔ)汽式ORC系統(tǒng)示意圖

5 計算模型的假設(shè)與說明

結(jié)合本文所探討的兩種ORC發(fā)電系統(tǒng)，為貼近應(yīng)用實(shí)際，做假設(shè)和說明如下：

1）蒸汽-熱水循環(huán)參數(shù)：鍋爐出口飽和蒸汽壓力3 bar，蒸汽換熱后轉(zhuǎn)變?yōu)?5℃低溫?zé)崴?，此循環(huán)起到的作用是使有機(jī)工質(zhì)側(cè)溫度控制在較低范圍，確保有機(jī)系統(tǒng)本質(zhì)安全；

2）散熱損失：鍋爐的散熱損失取5%，由于工質(zhì)循環(huán)的溫度較低，不計蒸發(fā)器、預(yù)熱器和冷凝器的散熱損失；

3）阻力損失：蒸發(fā)器和預(yù)熱器工質(zhì)側(cè)的壓力損失以0.05 bar計，忽略冷凝器工質(zhì)側(cè)、熱水循環(huán)回路和冷卻水回路的壓力損失后冷凝器循環(huán)水側(cè)總壓降取2 bar，工質(zhì)主蒸汽壓力損失取5%；

4）換熱溫差：換熱器的溫差按換熱器換熱量均分100等份后統(tǒng)計得到的平均溫差，代替對數(shù)平均溫差計算換熱面積；根據(jù)換熱器兩側(cè)換熱介質(zhì)換熱器總傳熱系數(shù)取工程經(jīng)驗定值，煙氣鍋爐50 W/m2K，蒸發(fā)器1 500 W/m2K，預(yù)熱器1 000 W/m2K，冷凝器2 000 W/m2K；對于系統(tǒng)1，為實(shí)現(xiàn)最大余熱回收，應(yīng)盡量減小窄點(diǎn)溫差，即上端差取5℃；對于系統(tǒng)2，窄點(diǎn)溫差設(shè)定為4.2℃，相應(yīng)預(yù)熱器出口蒸汽溫度70℃；

5）泵對工質(zhì)的影響：工質(zhì)泵工作過程為絕熱過程，電耗能量轉(zhuǎn)移計入到工質(zhì)中；

6）補(bǔ)汽汽輪機(jī)：分別以主蒸汽參數(shù)和補(bǔ)汽參數(shù)為進(jìn)氣參數(shù)，簡化為兩臺相同內(nèi)效率和排氣參數(shù)的透平疊加。主進(jìn)汽參數(shù)受到有機(jī)透平進(jìn)氣參數(shù)的限制，最高蒸汽溫度130℃；

7）實(shí)際凈發(fā)電功率：新增ORC發(fā)電系統(tǒng)的效益來自兩部分，一是凈發(fā)電產(chǎn)生的效益，另一部分是冷卻缸套水從而節(jié)約風(fēng)冷機(jī)耗電產(chǎn)生的節(jié)能效益，所以實(shí)際凈發(fā)電功率定義為這兩者之和。其中簡化風(fēng)冷機(jī)耗電功率與風(fēng)冷熱功率成正比關(guān)系，凈發(fā)電功率指毛發(fā)電功率減去泵的功耗。

其他發(fā)電系統(tǒng)基本參數(shù)見表 2。

表 2 基本參數(shù)表

6 計算結(jié)果與分析

由表 3可見兩個系統(tǒng)的實(shí)際凈發(fā)電功率都高于僅采用煙氣余熱的ORC發(fā)電系統(tǒng)199.4 kW，在系統(tǒng)2中，進(jìn)入較高壓力的蒸發(fā)器的工質(zhì)流量減少，使得工質(zhì)泵流量明顯加大的情況下，依然減少了泵的功耗；同時系統(tǒng)2比系統(tǒng)1具有更有效的回收余熱的能力，也導(dǎo)致冷卻水泵功耗增加，兩個系統(tǒng)自用功耗基本持平，但由于余熱回收率增加而相應(yīng)毛發(fā)電功率增加和節(jié)能功率增加，使得最終系統(tǒng)2比系統(tǒng)1實(shí)際凈發(fā)電功率增加21.6%，性能明顯提升。

表 3 系統(tǒng)1和系統(tǒng)2計算結(jié)果對照表

與系統(tǒng)1比較，系統(tǒng)2性能的提升所付出的代價體現(xiàn)在膨脹機(jī)、泵的通流量加大和換熱器面積上。換熱器面積統(tǒng)計見表 4。由于預(yù)熱器換熱平均溫差減少和熱負(fù)荷增加，預(yù)熱器換熱面積增加126.9 m2，冷凝器換熱面積增加主要是因為熱負(fù)荷增加，而蒸發(fā)器熱負(fù)荷減少并且溫差加大所以換熱面積減少，四種換熱器總換熱面積增加160.7 m2。

表 4 系統(tǒng)1和系統(tǒng)2的換熱器面積統(tǒng)計表

通過以上結(jié)果可以觀察出兩個系統(tǒng)的關(guān)鍵不同是預(yù)熱器所起的作用，換熱曲線見圖 3和圖 4，在系統(tǒng)2中，為滿足預(yù)熱器內(nèi)蒸發(fā)換熱窄點(diǎn)溫差，可以通過降低補(bǔ)汽壓力來實(shí)現(xiàn)低溫余熱的充分回收，盡管此過程降低了熱電轉(zhuǎn)換效率，但還是通過回收熱量和另外提高節(jié)能功率明顯增加了實(shí)際凈發(fā)電功率。

圖 3 系統(tǒng)1預(yù)熱器換熱曲線

圖 4 系統(tǒng)2預(yù)熱器換熱曲線

如果保持缸套水熱負(fù)荷不變，嘗試降低缸套水溫度至85℃，保持換熱窄點(diǎn)溫差不變，則系統(tǒng)1和系統(tǒng)2的發(fā)電功率分別降至273.2 kW和337.8 kW，下降幅度分別是4.54%和2.90%，系統(tǒng)1比系統(tǒng)2對缸套水溫更敏感。

7 工質(zhì)蒸發(fā)溫度與系統(tǒng)1

見表 5，缸套水的回水溫度可以代表余熱的回收量，溫度越低表示回收的熱量越多，如果降低工質(zhì)蒸發(fā)設(shè)計溫度，數(shù)據(jù)顯示將增大對預(yù)熱器的余熱回收量，影響幅度很小，但顯著降低實(shí)際凈發(fā)電功率，以此可以得出降低系統(tǒng)1工質(zhì)蒸發(fā)溫度并不能得到優(yōu)化的結(jié)果。

表 5 工質(zhì)蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)1的影響

8 預(yù)熱器上端差與系統(tǒng)1

由表6得知，降低預(yù)熱器上端差，余熱回收能力和實(shí)際凈發(fā)電功率均下降，驗證了將預(yù)熱器上端差作為窄點(diǎn)溫差應(yīng)盡可能小以使性能增大的假設(shè)。

表 6 預(yù)熱器上端差與系統(tǒng)1的關(guān)系

9 熱源匹配性與熱電轉(zhuǎn)化

見圖 5，對于燃機(jī)設(shè)備樣本上確定了煙氣余熱和缸套水余熱的功率參數(shù)，以其熱功率比值代表雙熱源匹配性，通過改變缸套水流量對應(yīng)不同的熱源匹配，縱坐標(biāo)代表確定熱源條件下分別采用系統(tǒng)1和系統(tǒng)2的實(shí)際凈發(fā)電功率比值，亦即當(dāng)實(shí)際凈發(fā)電功率比為1時，兩個系統(tǒng)的發(fā)電能力相同。由此可以得出熱源功率比大于1.8時，結(jié)果與前文的結(jié)論不同，系統(tǒng)1的實(shí)際凈發(fā)電功率高于系統(tǒng)2。其原因是當(dāng)熱源功率比較小時，低溫缸套水的余熱回收能力對性能的影響占主導(dǎo)地位，煙氣余熱占比靠近臨界點(diǎn)時，系統(tǒng)1的余熱回收能力雖然沒有達(dá)到全部，但缸套水對應(yīng)的較高熱電轉(zhuǎn)化能力彌補(bǔ)了余熱沒能回收的損失，使系統(tǒng)1的性能與系統(tǒng)2基本持平，超過臨界點(diǎn)時系統(tǒng)1缸套水余熱回收能力進(jìn)一步增大，加上比系統(tǒng)2缸套水更高的熱電轉(zhuǎn)化率，總體實(shí)際凈發(fā)電功率就超過了系統(tǒng)2。在前文的計算結(jié)果中燃機(jī)兩種熱源功率比是0.82＜1.8，從提高資源利用的角度應(yīng)選用系統(tǒng)2。

圖 5 系統(tǒng)1和系統(tǒng)2的實(shí)際凈發(fā)電功率比

10 結(jié)論

1）采用本文提出的兩種燃機(jī)余熱發(fā)電系統(tǒng)，能充分利用余熱資源，實(shí)現(xiàn)高效熱電轉(zhuǎn)化，以實(shí)際凈發(fā)電功率做為衡量標(biāo)準(zhǔn)，比僅用煙氣余熱的發(fā)電系統(tǒng)性能提高43.5%和74.5%，系統(tǒng)2比系統(tǒng)1性能提高主要以膨脹機(jī)和泵的通流量加大，以及換熱面積增加45.1%為代價。

2）兩種發(fā)電系統(tǒng)的性能區(qū)別關(guān)鍵在于預(yù)熱器在系統(tǒng)中的作用不同，在文中燃機(jī)低溫?zé)嵩垂β收急容^高的條件下，因為系統(tǒng)2中的預(yù)熱器能調(diào)整補(bǔ)汽壓力充分回收余熱，所以在靈活性和性能上更有優(yōu)勢。對于缸套水溫的降低，系統(tǒng)1比系統(tǒng)2性能降低幅度更大。

3）降低工質(zhì)蒸發(fā)溫度和增大預(yù)熱器上端差的調(diào)整經(jīng)過驗證不能優(yōu)化系統(tǒng)1的性能。

4）系統(tǒng)1和系統(tǒng)2的性能和兩種熱源的匹配度有相關(guān)性，以本文提出的燃機(jī)樣本熱源功率比代表熱源匹配性來衡量，能有效區(qū)分熱源功率比為1.8時是兩個系統(tǒng)性能的分界點(diǎn)，大于1.8時系統(tǒng)1優(yōu)于系統(tǒng)2。這種方法可以做為多重?zé)嵩窗l(fā)電系統(tǒng)方案選擇的判據(jù)，同時建議采用其他定義熱源匹配性的方式對該類雙熱源的ORC發(fā)電系統(tǒng)特性進(jìn)行討論。