林文勝，胡斐

(上海交通大學制冷與低溫工程研究所，上海，200240)

目前，我國應用于壓氣站的燃驅壓縮機組已經超過150臺，燃驅壓縮機組的燃料為天然氣，經過簡單循環(huán)，每燃燒7 000～7 500 m3的天然氣約產生1 MJ 的動力，國內外天然氣行業(yè)中75%以上的燃氣輪機為簡單循環(huán)[1]。然而，采用簡單循環(huán)的燃氣輪機的熱效率僅為20%～30%[2?3]，燃氣輪機的煙氣排放溫度范圍一般為300～600 ℃，將煙氣直接排至大氣會對環(huán)境造成污染，也會造成極大的能源浪費。按照余熱資源等級劃分，燃氣輪機煙氣余熱資源為一類余熱資源，應該優(yōu)先回收利用[4]。有機朗肯循環(huán)具有設備簡單、不用對現(xiàn)有機組改造以及適應各種氣候條件等優(yōu)點，在余熱回收利用上具有顯著優(yōu)勢。LAKEW 等[5]采用亞臨界簡單朗肯循環(huán)，研究了R134a，R123，R227ea，R245fa，R290和正戊烷回收低溫熱源的性能差異，溫度在80～160 ℃的熱源溫度范圍內，R227ea具有最大輸出功，在160～200 ℃的熱源溫度范圍內，R245fa 具有最大輸出功率。NGUYEN 等[6]研究了在工業(yè)廢熱溫度范圍為100～250 ℃時，選取R718，R717 和苯等6 種工質作為朗肯循環(huán)的工作流體時的熱力學性能，結果表明苯作為循環(huán)工質時的熱力學性能最優(yōu)。SIDDIQI 等[7]研究了熱源溫度分別為773.15，623.15 和523.15 K 時，水、甲苯、苯、正戊烷等11 種循環(huán)工質用于朗肯循環(huán)的熱力學性能，他們發(fā)現(xiàn)當熱源溫度為773.15 K 時，正十二烷和甲苯的循環(huán)效率較高；當熱源溫度為623.15 K時，辛烷、庚烷和水是理想工質；當熱源溫度為523.15 K時，正己烷和正戊烷的循環(huán)性能更好。馬帥杰等[8]設計了一種有機朗肯循環(huán)的復合系統(tǒng)用于燃氣輪機的余熱回收，給定煙氣溫度為400 ℃，選用13 種常見的有機工質進行對比，當3 個子循環(huán)的工質分別為甲苯、R141b和丙酮時，系統(tǒng)循環(huán)效率最高，比單級有機朗肯循環(huán)效率高23.33%。對于中高溫區(qū)的熱源，由于純工質在蒸發(fā)器中定溫吸熱，蒸發(fā)器冷熱流體的溫差較大，不可逆損失高。為了增加冷熱流體在蒸發(fā)器中的溫度匹配程度，進一步提高了系統(tǒng)的熱力學性能，采用混合工質是一個較好的選擇。ANGELINO等[9]選用硅氧烷和碳氫化合物的混合物作為有機朗肯循環(huán)的循環(huán)工質，與正戊烷的純工質循環(huán)系統(tǒng)相比，選用正丁烷/正己烷(正丁烷與正己烷的物質的量比為0.5/0.5，下同)混合物作為循環(huán)工質的循環(huán)系統(tǒng)效率高6.8%。CHYS等[10]研究了乙烷、戊烷等非共沸混合工質在熱源溫度為150 ℃和250 ℃下的有機朗肯循環(huán)效率，相比純工質的循環(huán)系統(tǒng)，采用混合物作為循環(huán)工質的有機朗肯循環(huán)的效率可分別提高16%和6%。HEBERLE 等[11]模擬研究了選取非共沸混合物(R227ea/R245fa)作為有機朗肯循環(huán)的循環(huán)工質的地熱回收系統(tǒng)，在低溫區(qū)(熱源溫度小于120 ℃)的熱源溫度下，采取混合工質的有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)效率明顯比純工質的高，最高可達15%。SADEGHI 等[12]研究了多種非共沸混合工質在單級有機朗肯循環(huán)(ORC)、兩級并聯(lián)有機朗肯循環(huán)(PTORC)和兩級串聯(lián)有機朗肯循環(huán)(STORC)中的熱力學性能，表明使用非共沸混合物為循環(huán)工質的循環(huán)系統(tǒng)的凈輸出功都比純流體的更高。

壓氣站煙氣溫度范圍為400～600 ℃，屬于中高溫余熱，采用純工質的單級有機朗肯循環(huán)的熱效率較低，而目前對于采用混合工質的有機朗肯循環(huán)用于中高溫區(qū)煙氣余熱回收研究較少，且采用的混合工質多為同種類的工質混合，主要為碳氫化合物的混合物以及制冷劑的混合物。本文作者采用碳氫化合物和常用制冷劑混合作為循環(huán)工質，利用Aspen HYSYS 軟件模擬亞臨界有機朗肯循環(huán)回收壓氣站的煙氣余熱?？紤]到壓氣站煙氣溫度和流量在一段時間內是變化的，且煙氣余熱若未回收則會耗散到環(huán)境中，應最大限度地從煙氣中獲得輸出功[13]。本文作者采用系統(tǒng)平均凈輸出功作為優(yōu)化目標，分析蒸發(fā)壓力、冷凝壓力以及混合工質的組分和含量等關鍵參數(shù)的影響，確定實現(xiàn)系統(tǒng)最大平均凈輸出功的工況。

1 有機朗肯循環(huán)系統(tǒng)流程模擬

1.1 模擬流程

模擬流程圖如圖1所示，循環(huán)系統(tǒng)的主要部件有蒸發(fā)器、膨脹機、冷凝器和工質泵。高溫煙氣通過蒸發(fā)器和循環(huán)工質換熱后排出。循環(huán)工質經蒸發(fā)器吸熱變成高溫、高壓蒸汽，然后進入膨脹機膨脹做功，成為低溫低壓氣體，再經過水冷器冷卻成飽和液體，最后經過工質泵升壓進入蒸發(fā)器吸熱，從而完成1個循環(huán)。

圖1 有機朗肯循環(huán)余熱回收模擬流程圖Fig.1 Flow of flue gas waste heat utilization by organic Rankine cycle

在給定進口煙氣的溫度和流量的條件下，循環(huán)系統(tǒng)的凈輸出功Pnet為

式中：Pe為膨脹機的輸出功率，kW；Pp為工質泵消耗的功率，kW。

1.2 工質選擇

循環(huán)工質的臨界溫度與熱源溫度的匹配性對系統(tǒng)循環(huán)性能具有重要影響。當臨界溫度比熱源進口溫度略低時，循環(huán)系統(tǒng)往往具有更好的循環(huán)性能。在熱源進口溫度高于350 ℃時，苯、甲苯等工質具有更大的循環(huán)凈輸出功[14]，因此，碳氫化合物組分選擇苯、甲苯。為了在中高溫狀態(tài)下保持良好的化學和運行穩(wěn)定性，阻燃劑和碳氫化合物需要滿足一樣的要求[9,15?18]。此外，考慮到阻燃劑的臨界溫度和熱源溫度的匹配性以及對環(huán)保性能，選用R141b 和R123 作為阻燃劑，這4 種工質的參數(shù)見表1。

表1 工質的參數(shù)Table 1 Properties of pure working fluids

GARG等[19]研究了由可燃工質異戊烷和阻燃劑R245fa 組成的混合流體作為低品位熱能回收系統(tǒng)的循環(huán)工質，發(fā)現(xiàn)當R245fa 的摩爾分數(shù)達到0.3時，混合工質可以消除異戊烷的高可燃性以及R245fa 過大的全球變暖能力，而且阻燃劑抑制可燃性的效果與阻燃劑的相對分子質量和組分相關。阻燃劑的相對分子質量越大，阻燃劑含量越小，抑制效果越好。由于缺少相應的實驗數(shù)據(jù)，在此假定當R123和R141b的摩爾分數(shù)不小于0.3時，也能達到上述的安全性和環(huán)保性。因此，本文研究的混合工質的各摩爾分數(shù)均不小于0.3。

1.3 熱源工況

表2所示為浙江某天然氣壓氣站燃驅壓縮機組在2019?01?17至2020?01?09期間在運行狀態(tài)下主要工況的運行時間統(tǒng)計。由表2可知：在這近1 a里，該壓氣站的煙氣溫度和流量是變化的，因此，僅選取某一工況下煙氣的條件進行優(yōu)化得到最大凈輸出功不合理。

表2 燃驅壓縮機組主要工況運行統(tǒng)計表Table 2 Operation statistics of gas driven compressor unit under main working conditions

在實際條件下，壓氣站的煙氣條件是不斷變化的，如果只根據(jù)一種煙氣條件模擬優(yōu)化，例如以工況2的條件進行優(yōu)化，實際運行時，當煙氣條件為工況1 時，煙氣出口溫度可能會低于其酸露點；當煙氣條件為工況3或工況4時，循環(huán)系統(tǒng)將不能最大限度地利用煙氣余熱。因此，本文提出基于時間的系統(tǒng)平均凈輸出功，計算式如下：

式中：Pnet?n為工況n下循環(huán)系統(tǒng)的凈輸出功，kW；σn為工況n的運行時間占整個主要工況運行時間的比例。

由于該機組在4個主要運行工況下煙氣的溫度和流量變化較小，為了降低循環(huán)系統(tǒng)的控制難度，便于實際操作，本文對循環(huán)系統(tǒng)進行優(yōu)化時，對于不同工況下的煙氣余熱回收，循環(huán)系統(tǒng)的蒸發(fā)壓力、冷凝壓力不變，只改變循環(huán)流量來尋求最佳的蒸發(fā)壓力、冷凝壓力和循環(huán)流量來使系統(tǒng)平均凈輸出功最高。

1.4 模擬參數(shù)的設定

MAGO 等[20]發(fā)現(xiàn)增加干工質的過熱度會降低循環(huán)性能，而苯、甲苯、R141b 和R123 均為干工質，因此，蒸發(fā)器出口給定為飽和狀態(tài)。煙氣各組分及其摩爾分數(shù)為：x(N2)=71.66%；x(O2)=1.73%；x(CO2)=9.08%；x(H2O)=17.53%。燃驅壓縮機組進口天然氣中含有極少的H2S，因此，在煙氣組分中不考慮S元素，但S元素的存在可能會使煙氣在蒸發(fā)器中的溫度低于其酸露點，因此，本文設定煙氣出口溫度不得低于120 ℃[21]。

流程模擬條件設定如下：

1)各部件中流體均為穩(wěn)態(tài)、穩(wěn)流；

2)忽略所有熱損失；

3)忽略煙氣風機和循環(huán)水泵的功耗；

4)除膨脹機和循環(huán)泵的熱力過程外，忽略工質重力勢能變化、宏觀動能變化以及流動摩擦損失；

5)膨脹機的等熵效率為0.80，工質泵的等熵效率為0.85；

6)換熱器最小換熱溫差為5 ℃；

7)蒸發(fā)器出口為飽和蒸汽，冷凝器出口為飽和液體；

8)煙氣出口溫度不低于120 ℃；

9)煙氣側壓力為0.1 MPa。

2 模擬結果與分析

2.1 關鍵參數(shù)對平均凈輸出功的影響

2.1.1 蒸發(fā)壓力對平均凈輸出功的影響

工質側蒸發(fā)壓力對系統(tǒng)平均凈輸出功的影響如圖2所示，圖2中括號內比值表示前一組分與后一組分的物質的量比。由圖2可知：隨蒸發(fā)壓力增大，膨脹機的輸出功的增長值始終比工質泵耗功的增長值大，但總的增長速率逐漸降低。以甲苯/R141b(甲苯/R141b 物質的量比為0.7/0.3)的曲線為例，當蒸發(fā)壓力低于1 400 kPa 時，系統(tǒng)平均凈輸出功隨蒸發(fā)壓力的升高大幅度增大；當蒸發(fā)壓力為1 400～1 800 kPa 時，受煙氣出口溫度以及換熱器最小溫差的限制，進口煙氣條件處于工況1和工況2下的凈輸出功增長率隨蒸發(fā)壓力的增大而不斷降低，而進口煙氣處于工況3和工況4下的循環(huán)系統(tǒng)受蒸發(fā)壓力的限制，對煙氣的回收程度不高，因此，凈輸出功增長率增長較慢；當蒸發(fā)壓力為1 800～2 200 kPa時，雖然進口煙氣處于工況1和工況2下的凈輸出功增長率進一步降低，但進口煙氣條件在工況3和工況4下的凈輸出功增長率大幅度升高。故表現(xiàn)為蒸發(fā)壓力為1 800～2 200 kPa 時的平均凈輸出功增長率比蒸發(fā)壓力為1 400～1 800 kPa時的平均凈輸出功增長率高。當蒸發(fā)壓力大于2 200 kPa時，進口煙氣處于4個工況下的凈輸出功的增長率均不斷降低，故表現(xiàn)為系統(tǒng)的平均凈輸出功的增長率隨蒸發(fā)壓力的升高不斷降低。

總的來說，當蒸發(fā)壓力低于1 800 kPa 時，系統(tǒng)平均凈輸出功隨蒸發(fā)壓力的升高大幅度上升，隨蒸發(fā)壓力的不斷增大，平均凈輸出功的增長率逐漸降低；當蒸發(fā)壓力達到3 000 kPa 后，系統(tǒng)平均凈輸出功增長率顯著減小，且對于平均凈輸出功較小的混合工質來說，其平均凈輸出功的增長率基本為0。因此，后面的優(yōu)化分析將設定蒸發(fā)壓力的范圍為1 800～3 000 kPa。

2.1.2 冷凝壓力對平均凈輸出功的影響

工質側的冷凝壓力對平均凈輸出功的影響如圖3所示，圖3中括號內比值為前一組分與后一組分的物質的量比。由圖3可知：當冷凝壓力為100～140 kPa 時，隨冷凝壓力增大，工質泵的功耗不斷減小，膨脹機的輸出功也不斷減小，系統(tǒng)平均凈輸出功總體上呈現(xiàn)下降的趨勢，且基本都在冷凝壓力為100 kPa時取得最大值。因此，后面的優(yōu)化分析設定冷凝壓力為100 kPa。

圖3 冷凝壓力對平均凈輸出功的影響Fig.3 Effect of condensation pressure on average net work output

2.1.3 混合工質組分對平均凈輸出功的影響

混合工質的組分以及物質的量比對系統(tǒng)平均凈輸出功的影響如圖4所示?；旌瞎べ|組分為苯/R141b時的系統(tǒng)平均凈輸出功比苯/R123、甲苯/R141b、甲苯/R123的高。苯/R141b和苯/R123的平均凈輸出功隨苯的摩爾分數(shù)的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，苯/R141b 平均凈輸出功最大時的組分物質的量比為0.4/0.6，苯/R123 平均凈輸出功最大時的組分物質的量比為0.6/0.4。甲苯/R141b、甲苯/R123的平均凈輸出功隨甲苯的摩爾分數(shù)增大而不斷減小。

圖4 混合工質組分及物質的量比對平均凈輸出功的影響Fig.4 Effect of composition and molar ratio of benzene(methyl benzene)of mixed working fluid on average net work output

2.2 優(yōu)化結果

基于以上分析，給定冷凝壓力為100 kPa，蒸發(fā)壓力為1 800～3 000 kPa，混合工質摩爾分數(shù)范圍為0.3～0.7。對于不同工況，僅通過改變工質流量來調節(jié)系統(tǒng)凈輸出功。在不同蒸發(fā)壓力下，系統(tǒng)最大平均凈輸出功對應的混合工質的組分及物質的量比見表3。由表3可知：苯/R141b、苯/R123的最佳物質的量比隨蒸發(fā)壓力增大而變化，甲苯/R141b、甲苯/R123的最佳物質的量比基本不變，為0.3/0.7，且含有R141b的混合工質的系統(tǒng)平均凈輸出功含有R123 的混合工質的系統(tǒng)平均凈輸出功大。

表3 最大平均凈輸出功對應的組分物質的量比Table 3 Optimal mixture ratio of mole corresponding to maximal average net output work

雖然甲苯的臨界溫度更高，含有甲苯的混合工質在蒸發(fā)器中的不可逆溫差更小，但當苯/R141b 作為系統(tǒng)的循環(huán)工質時，在一定的膨脹比下，與純工質相比，混合工質在膨脹機中的溫差更大，因此膨脹功更高，且由于工質泵的等熵效率比膨脹機的高，故系統(tǒng)的凈輸出功更大。所以，當苯/R141b 作為循環(huán)工質時，系統(tǒng)的平均凈輸出功較大。由表3易得，當混合工質為苯/R141b(苯與R141b 物質的量比為0.4/0.6)時，系統(tǒng)平均凈輸出功最大；當蒸發(fā)壓力大于3 000 kPa 時，蒸發(fā)壓力對最大平均凈輸出功的影響很小。因此，本文選取冷凝壓力100 kPa，蒸發(fā)壓力3 000 kPa，混合工質為苯/R141b(0.4/0.6)為有機朗肯循環(huán)回收壓氣站煙氣余熱的最佳工況，與苯作為循環(huán)工質相比，平均凈輸出功增大4.7%。最佳工況的具體參數(shù)見表4。

表4 最佳工況點的具體參數(shù)Table 4 Specific parameters of the best operating point

3 結論

1)系統(tǒng)平均凈輸出功隨蒸發(fā)壓力的增大而增大，當蒸發(fā)壓力大于3 000 kPa 時，每提高200 kPa，平均凈輸出功的增長率小于0.6%；苯/R141b、苯/R123 的最佳物質的量比隨蒸發(fā)壓力升高而變化，甲苯/R141b、甲苯/R123 的最佳物質的量比始終為0.3/0.7。

2)苯/R141b、苯/R123 的平均凈輸出功隨苯的摩爾分數(shù)的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，苯/R141b 平均凈輸出功最大時的組分物質的量比為0.4/0.6，苯/R123 平均凈輸出功最大時的組分物質的量比為0.6/0.4。甲苯/R141b、甲苯/R123 的平均凈輸出功隨甲苯的摩爾分數(shù)的增大而不斷減小。

3)采用混合工質能有效提高系統(tǒng)平均凈輸出功，且含有R141b的混合工質的系統(tǒng)平均凈輸出功要比含有R123的混合工質的大。當混合工質為苯/R141b(苯與R141b 的物質的量比為0.4/0.6)時，系統(tǒng)平均凈輸出功最大，比苯作為循環(huán)工質的平均凈輸出功增大4.7%。