汪律辰, 李瀟宇, 鄭澤興, 汪陳芳

(合肥工業(yè)大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

隨著近年來(lái)能源供需矛盾日益加劇、排放法規(guī)日益嚴(yán)格,天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)以其燃料資源豐富、排放污染低、價(jià)格實(shí)惠的優(yōu)點(diǎn)而受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注與研究[1-3]。傳統(tǒng)天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)大都采用稀薄燃燒+氧化催化的形式,排氣始終處于富氧狀態(tài)，不利于NOx的催化還原;隨著排放標(biāo)準(zhǔn)的提高,國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)始采用當(dāng)量燃燒+廢氣再循環(huán)系統(tǒng)(exhaust gas recirculation,EGR)+三元催化的方式,降低了NOx的排放,但是發(fā)動(dòng)機(jī)排氣溫度與熱負(fù)荷也隨之增加,不僅對(duì)燃料能量造成極大浪費(fèi)，也大幅降低了發(fā)動(dòng)機(jī)的熱效率。如果在天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)車上加裝一套朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng),那么循環(huán)工質(zhì)可吸收一部分尾氣與EGR廢氣的余熱,然后通過(guò)朗肯循環(huán)膨脹做功,對(duì)外輸出高品質(zhì)的電能或機(jī)械能[4],既有效利用了高溫廢氣余熱,也降低了國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)熱負(fù)荷與爆震的傾向[5]，且提高了內(nèi)燃機(jī)的熱效率,改善了汽車的燃油經(jīng)濟(jì)性[6]。

早期的簡(jiǎn)單朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)只回收了單一的發(fā)動(dòng)機(jī)排氣廢熱,整體熱效率不高。近年來(lái),有關(guān)發(fā)動(dòng)機(jī)廢氣朗肯循環(huán)余熱回收的研究越來(lái)越多,但大多數(shù)只側(cè)重于工質(zhì)選型與設(shè)計(jì)循環(huán)系統(tǒng)來(lái)改善熱效率。文獻(xiàn)[7]針對(duì)一臺(tái)六缸重型柴油機(jī)設(shè)計(jì)了一套高溫級(jí)排氣蓄熱+低溫級(jí)雙級(jí)有機(jī)朗肯循環(huán)的聯(lián)合系統(tǒng)來(lái)回收柴油機(jī)尾氣余熱、EGR廢氣余熱、冷卻水與中冷器的余熱及高溫循環(huán)后的剩余排氣余熱,結(jié)果顯示采用這一聯(lián)合系統(tǒng)能大幅提高柴油機(jī)的熱效率,然而由于系統(tǒng)過(guò)于復(fù)雜,其系統(tǒng)平均經(jīng)濟(jì)性并不高;文獻(xiàn)[8]提出了一種匯流梯級(jí)膨脹式有機(jī)循環(huán)朗肯系統(tǒng),可同時(shí)回收內(nèi)燃機(jī)排氣余熱、冷卻水的余熱能,相比雙級(jí)循環(huán)系統(tǒng),單位體積回收功更大,占用空間更小;文獻(xiàn)[9]同時(shí)對(duì)3種改進(jìn)型有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)(organic Rankine cycle,ORC)模型進(jìn)行分析,再與基本ORC對(duì)比,發(fā)現(xiàn)再熱式ORC能有效提高膨脹機(jī)的輸出功,回?zé)崾絆RC對(duì)提高系統(tǒng)熱效率效果明顯,而抽汽回?zé)崾絆RC由于回?zé)崃艘徊糠止べ|(zhì)的余熱,循環(huán)熱效率整體提高了7.22%；文獻(xiàn)[10]以高溫排氣為熱源,分別建立了亞臨界與跨臨界ORC,當(dāng)選用Cyclohexane作為工質(zhì)時(shí),系統(tǒng)可獲得最佳循環(huán)性能,柴油機(jī)的燃油經(jīng)濟(jì)性提高了9.3%。

雖然采用回?zé)崾健⒃贌崾揭约岸嗉?jí)朗肯循環(huán)回收系統(tǒng)能有效提高系統(tǒng)熱效率,但文獻(xiàn)[11]認(rèn)為這樣會(huì)使系統(tǒng)方案更加復(fù)雜,占用更多空間,當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)低負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)下,低品位能利用率不足,系統(tǒng)效率會(huì)嚴(yán)重下降,此時(shí)多余的換熱器設(shè)備重量反而會(huì)占用車輛的額外動(dòng)力,并不是特別適合車用條件。目前綜合回收效率與系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)性的國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收的研究仍然很少,鑒于此,本文針對(duì)一臺(tái)國(guó)Ⅵ天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)在典型工況下的余熱特性,設(shè)計(jì)了一套多熱源的朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng),用于回收高品質(zhì)余熱能，即發(fā)動(dòng)機(jī)的渦后排氣能量與EGR系統(tǒng)廢氣的能量,并利用Aspen Plus軟件分析不同蒸發(fā)壓力和工質(zhì)質(zhì)量流量條件下對(duì)該系統(tǒng)運(yùn)行性能的影響。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)余熱回收系統(tǒng)建模

1.1 Aspen Plus 模型建立

由Aspen Plus軟件建立的多熱源朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)如圖1所示,該系統(tǒng)由工質(zhì)泵、蒸發(fā)器1、蒸發(fā)器2、膨脹機(jī)、冷凝器所組成。HI1、HO1、HI2、HO2、CI和CO分別代表發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣進(jìn)出口、EGR廢氣進(jìn)出口和冷卻空氣進(jìn)出口[12]。

圖1 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收模型

該模型的循環(huán)T-S圖如圖2所示。

圖2 朗肯循環(huán)溫熵圖

圖2中:A→B為等壓吸熱過(guò)程,液態(tài)高壓水在蒸發(fā)器1中吸收發(fā)動(dòng)機(jī)排氣的熱量變成飽和水蒸汽;B→C為等壓過(guò)熱過(guò)程,飽和水蒸汽在蒸發(fā)器2中繼續(xù)等壓吸收EGR廢氣的熱量成為過(guò)熱水蒸汽;C→D′為等熵膨脹過(guò)程；C→D為實(shí)際膨脹過(guò)程,過(guò)熱水蒸汽在膨脹機(jī)中膨脹做功,膨脹機(jī)通過(guò)外接發(fā)電機(jī)或與發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力耦合,即可將廢熱能轉(zhuǎn)換為高品質(zhì)的電能或增強(qiáng)發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行的機(jī)械能;D→E為等壓放熱過(guò)程,乏汽在冷凝器中等壓冷凝,經(jīng)過(guò)空氣冷卻變成液態(tài)飽和水;E→A′為等熵壓縮過(guò)程;E→A為實(shí)際壓縮過(guò)程,冷凝后的飽和液態(tài)水被工質(zhì)泵加壓,然后再重新進(jìn)入蒸發(fā)器1形成一個(gè)循環(huán)[13]。

1.2 邊界條件

(1) 對(duì)于流體的物性，選擇氣液通用性較好的Peng-Robinson方法計(jì)算?？紤]到回收的熱源溫度超過(guò)500 ℃,若采用有機(jī)工質(zhì)，則可能面臨高溫裂解,因此選擇了化學(xué)穩(wěn)定性好、無(wú)毒無(wú)害、高溫工況下熱效率更高的工質(zhì)水[14]。尾氣成分按體積分?jǐn)?shù)計(jì)算占比如下:CO2占15.1%、H2O占5.5%、N2占71.6%、O2占7.8%[15]。

(2) 在進(jìn)行靈敏度分析時(shí),若直接設(shè)置蒸發(fā)器1、蒸發(fā)器2熱流體的出口溫度會(huì)導(dǎo)致軟件報(bào)錯(cuò),則改成設(shè)置蒸發(fā)器面積,其中蒸發(fā)器1面積取20 m2,蒸發(fā)器2面積取10 m2。

(3) 膨脹機(jī)的等熵效率取0.7,工質(zhì)泵的等熵效率取0.65[15],環(huán)境溫度取25 ℃,冷凝壓力為1 MPa。

(4) 選擇玉柴聯(lián)合動(dòng)力公司生產(chǎn)的YC6K13N-50天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)為基礎(chǔ)發(fā)動(dòng)機(jī),燃料為CNG或LNG,基本技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表1所列,在典型工況下的余熱特性見(jiàn)表2所列。

表1 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)基本技術(shù)參數(shù)

表2 天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)典型工況

1.3 模型驗(yàn)證

本文采用的數(shù)值計(jì)算方法在余熱回收領(lǐng)域廣泛應(yīng)用,并經(jīng)過(guò)大量實(shí)驗(yàn)檢驗(yàn),如文獻(xiàn)[6,15]所做的研究都使用同類研究方法來(lái)預(yù)測(cè)余熱回收系統(tǒng)性能的變化趨勢(shì),因此判斷該模型是可靠的。

2 系統(tǒng)熱力學(xué)分析

利用熱力學(xué)經(jīng)典公式[16]可以計(jì)算出朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)的凈輸出功與熱效率、蒸發(fā)器和冷凝器的換熱量、泵的耗功以及系統(tǒng)各部分組件的不可逆損失,通過(guò)這些指標(biāo)可以更好地對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行分析研究,從而找出影響系統(tǒng)性能的主要因素并作出改善[17]。

工質(zhì)水在膨脹機(jī)中絕熱膨脹作出的技術(shù)功Wt為:

Wt=qm(hC-hD)

(1)

其中：Wt為膨脹機(jī)的輸出功;qm為工質(zhì)水的質(zhì)量流量;hC為膨脹機(jī)入口過(guò)熱水蒸汽的比焓;hD為膨脹機(jī)出口乏汽的比焓。

乏汽在冷凝器中等壓冷凝放出的熱量Qc為:

Qc=qm(hD-hE)

(2)

其中,hE為冷凝后的工質(zhì)水在冷凝器出口的比焓。

工質(zhì)泵絕熱壓縮的耗功Wp為:

Wp=qm(hA-hE)

(3)

其中，hA為工質(zhì)泵出口液態(tài)高壓水的比焓。

液態(tài)工質(zhì)水在蒸發(fā)器1等壓吸熱的吸熱量Qe1為:

Qe1=qm(hB-hA)

(4)

其中，hB為蒸發(fā)器1出口飽和水蒸汽的比焓。

液態(tài)工質(zhì)水在蒸發(fā)器2中等壓吸熱的吸熱量Qe2為:

Qe2=qm(hC-hB)

(5)

工質(zhì)水的總吸熱量Qe為:

Qe=Qe1+Qe2

(6)

朗肯循環(huán)系統(tǒng)的熱效率ηcycle為:

(7)

3 結(jié)果分析

多熱源朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)中系統(tǒng)凈輸出功率隨蒸發(fā)壓力和工質(zhì)流量的變化情況如圖3所示。從圖3可以看出,在相同的工質(zhì)流量下,系統(tǒng)凈輸出功率隨著蒸發(fā)壓力的增加而增加,然后趨于平穩(wěn),這是因?yàn)檎舭l(fā)壓力的增加會(huì)消耗更多的泵功,所以凈輸出功率增加緩慢以至于不再增加;在相同的蒸發(fā)壓力下,系統(tǒng)凈輸出功率隨著工質(zhì)流量在0.01～0.03 kg/s內(nèi)增加而快速增加。而當(dāng)工質(zhì)流量為0.04 kg/s時(shí),隨著蒸發(fā)壓力逐漸增加,工質(zhì)流量為0.04 kg/s的系統(tǒng)凈輸出功率開(kāi)始低于工質(zhì)流量為0.03 kg/s的系統(tǒng)凈輸出功率,這是因?yàn)楣べ|(zhì)在蒸發(fā)器中吸收的排氣能量是有限的,隨著工質(zhì)流量的逐漸增大,工質(zhì)出口溫度、出口焓呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì),從而影響系統(tǒng)的凈輸出功率。對(duì)比工質(zhì)流量和蒸發(fā)壓力變化所對(duì)應(yīng)的系統(tǒng)凈輸出功率的變化,可以看出工質(zhì)流量對(duì)系統(tǒng)凈輸出功率的影響比蒸發(fā)壓力更大。

圖3 系統(tǒng)凈輸出功率

多熱源朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)熱效率隨蒸發(fā)壓力和工質(zhì)質(zhì)量流量的變化情況如圖4所示。從圖4可以看出,朗肯循環(huán)系統(tǒng)熱效率隨蒸發(fā)壓力的增加而增加,而隨工質(zhì)流量的增加而減小。當(dāng)蒸發(fā)壓力為8 MPa、工質(zhì)質(zhì)量流量為0.01 kg/s時(shí),系統(tǒng)熱效率達(dá)到最大值22.68%。

圖4 朗肯循環(huán)系統(tǒng)熱效率

廢氣利用率隨蒸發(fā)壓力和工質(zhì)質(zhì)量流量的變化情況如圖5所示。在圖4中討論了多熱源朗肯循環(huán)系統(tǒng)熱效率與蒸發(fā)壓力和工質(zhì)流量的關(guān)系,對(duì)于余熱回收系統(tǒng)來(lái)說(shuō),朗肯循環(huán)系統(tǒng)的熱效率反映的是工質(zhì)從廢氣中吸收的熱量轉(zhuǎn)化為功的程度,若工質(zhì)總吸收的熱很小,即使系統(tǒng)熱效率很大,最終輸出功可能依舊不高[8]。因此，為了追求更大的系統(tǒng)凈輸出功,還要討論廢氣利用率與蒸發(fā)壓力和工質(zhì)流量的關(guān)系。對(duì)比圖4、圖5可以看出,蒸發(fā)壓力與工質(zhì)流量對(duì)朗肯循環(huán)系統(tǒng)熱效率影響和對(duì)廢氣利用率的影響正好相反,廢氣利用率在相同的工質(zhì)流量下隨蒸發(fā)壓力的增加而略減小,在相同的蒸發(fā)壓力下隨工質(zhì)流量的增加而增加。當(dāng)蒸發(fā)壓力為1 MPa,工質(zhì)流量為0.04 kg/s時(shí),廢氣利用率達(dá)到最大值71%。

圖5 廢氣利用率

余熱回收系統(tǒng)總效率隨蒸發(fā)壓力和工質(zhì)質(zhì)量流量的變化情況如圖6所示,其中余熱回收系統(tǒng)總效率是朗肯系統(tǒng)熱效率與廢氣利用率的乘積。由圖6可以看出,余熱回收系統(tǒng)總效率在相同的工質(zhì)流量下隨著蒸發(fā)壓力的增加,是先增加而后趨于平穩(wěn),高流量下甚至是先增加后有所降低;而在相同的蒸發(fā)壓力下隨著工質(zhì)流量的增加,是呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì),在中間某一點(diǎn)達(dá)到最大值,當(dāng)工質(zhì)流量為0.035 kg/s時(shí)，余熱回收系統(tǒng)總效率存在最大值,約為11.8%。

圖6 余熱回收系統(tǒng)總效率

余熱回收系統(tǒng)凈輸出功率隨蒸發(fā)壓力的變化情況如圖7所示。確定該系統(tǒng)的最佳工質(zhì)流量為0.035 kg/s后,分析在此流量下,系統(tǒng)凈輸出功率與蒸發(fā)壓力的關(guān)系,從圖7可以看出，當(dāng)蒸發(fā)壓力在1～3 MPa時(shí),系統(tǒng)凈輸出功率隨蒸發(fā)壓力增加而快速增加,當(dāng)蒸發(fā)壓力在3～8 MPa時(shí),系統(tǒng)凈輸出功率隨蒸發(fā)壓力增加反而略有下滑,可得出系統(tǒng)最佳蒸發(fā)壓力范圍在2.5～4.0 MPa之間。因?yàn)閷?shí)際選取蒸發(fā)壓力還要考慮管路的布置、換熱器的承載負(fù)荷能力、泵的額外耗功以及系統(tǒng)密封泄露等問(wèn)題,所以蒸發(fā)壓力并不是越高越好,故選取最佳蒸發(fā)壓力為3 MPa,此時(shí)朗肯循環(huán)系統(tǒng)凈輸出功率達(dá)到最大值，即20.26 kW。

圖7 流量為0.035 kg/s時(shí)余熱回收系統(tǒng)凈輸出功率

4 結(jié) 論

通過(guò)在不同蒸發(fā)壓力和工質(zhì)質(zhì)量流量條件下研究該系統(tǒng)的運(yùn)行性能,得出以下結(jié)論:

(1) 工質(zhì)流量與蒸發(fā)壓力對(duì)系統(tǒng)凈輸出功率均有影響,但是工質(zhì)流量的影響要比蒸發(fā)壓力的大,當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)工況發(fā)生變化時(shí),通過(guò)調(diào)整系統(tǒng)流量變化來(lái)適應(yīng)發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷變化更為方便。

(2) 在相同蒸發(fā)壓力下,系統(tǒng)效率總是隨著工質(zhì)流量的增加先增大后減小;在相同工質(zhì)流量下,系統(tǒng)效率隨蒸發(fā)壓力的增加是先逐漸增加，后趨于平緩甚至有所降低。

(3) 針對(duì)典型工況分析,選用水為工質(zhì),當(dāng)工質(zhì)流量為0.035 kg/s,蒸發(fā)壓力為3 MPa時(shí),系統(tǒng)性能最優(yōu)。

(4) 多熱源余熱朗肯循環(huán)回收系統(tǒng)可回收發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣、EGR循環(huán)廢氣的熱量,在典型工況下系統(tǒng)凈輸出功率最高可達(dá)20.26 kW。