李敏，陳火雷，孔祥花

(1.內(nèi)燃機(jī)可靠性國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 濰坊 261061；2.濰柴動(dòng)力股份有限公司，山東 濰坊 261061)

0 引言

能源緊缺已經(jīng)成為當(dāng)前制約社會(huì)發(fā)展的焦點(diǎn)問(wèn)題，我國(guó)是能源消費(fèi)大國(guó)，但能源利用率不高，遠(yuǎn)低于世界先進(jìn)水平。內(nèi)燃機(jī)作為一種重要的能量轉(zhuǎn)換裝置，轉(zhuǎn)換效率較低，大部分能量以熱量的形式散失。余熱回收技術(shù)是提高內(nèi)燃機(jī)能量利用率的重要手段，在各種余熱回收技術(shù)中，有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)由于具有體積適中，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能影響小等優(yōu)勢(shì)，被認(rèn)為是最具希望的車(chē)用余熱回收技術(shù)。

目前國(guó)內(nèi)外有大批學(xué)者及企業(yè)對(duì)車(chē)用有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行研究。美國(guó)超級(jí)卡車(chē)項(xiàng)目明確提出有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)是達(dá)到發(fā)動(dòng)機(jī)55%熱效率的必要技術(shù)。

本文中就有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)，選取五氟丙烷(R245fa)、乙醇、三氟氯丙烯(R1233zd)、環(huán)戊烷4種工質(zhì)[1-2]，通過(guò)對(duì)蒸發(fā)溫度、膨脹比、等熵效率、過(guò)熱度等參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，分析其變化對(duì)系統(tǒng)凈功率、熱效率的影響。

1 有機(jī)朗肯循環(huán)及工質(zhì)

圖1 有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)基本結(jié)構(gòu)

有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)主要包括工質(zhì)泵、蒸發(fā)器、膨脹機(jī)、冷凝器等部件，如圖1所示。

工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵加壓，隨后在蒸發(fā)器中吸收熱量變成高焓的飽和蒸氣或過(guò)熱蒸氣，通過(guò)膨脹機(jī)輸出有用功后變?yōu)榈蛪赫魵?，再?jīng)過(guò)冷凝器冷卻到飽和液體。

有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)最通用的是R245fa、乙醇、R1233zd和環(huán)戊烷等4種工質(zhì)，4種工質(zhì)主要參數(shù)如表1所示[3-5]。

表1 4種工質(zhì)主要參數(shù)

2 熱力學(xué)分析

過(guò)程1—2，工質(zhì)泵消耗功率

Wp=m(h2-h1)=m(h2s-h1)/ηp,

(1)

式中：m為工質(zhì)質(zhì)量流量；ηp為工質(zhì)泵等熵效率；h1為工質(zhì)泵入口焓；h2為工質(zhì)泵出口焓；h2s為工質(zhì)泵出口處等熵焓[3]。

過(guò)程2—3，蒸發(fā)器處工質(zhì)泵吸收熱量過(guò)程，工質(zhì)吸收熱量

Qe=m(h3-h2),

(2)

式中h3為蒸發(fā)器出口處?kù)省?/p>

過(guò)程3—4，膨脹機(jī)做功

Ws=m(h3-h4)=m(h3-h4s)/ηs,

(3)

式中：ηs為膨脹機(jī)等熵效率;h4為膨脹機(jī)出口焓;h4s為膨脹機(jī)出口處的等熵焓。

過(guò)程4—1，冷凝器處工質(zhì)釋放熱量

Qc=m(h4-h1),

(4)

系統(tǒng)凈功率

Wn=Ws-Wp,

(5)

系統(tǒng)熱效率[6-7]

η=Wn/Qe=(h3-h4)-(h2-h1)/(h3-h2)。

(6)

針對(duì)R245fa、乙醇、R1233zd和環(huán)戊烷4種工質(zhì)，本文中主要研究各工質(zhì)的以下變化情況：系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度變化規(guī)律；系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比變化規(guī)律，膨脹比變化分為冷凝溫度為定值和蒸發(fā)溫度為定值兩種情況；系統(tǒng)凈功率、熱效率隨等熵效率變化規(guī)律，等熵效率變化包括工質(zhì)泵等熵效率和膨脹機(jī)等熵效率變化兩種情況；系統(tǒng)凈功率、熱效率隨過(guò)熱度變化規(guī)律[8-11]。

在計(jì)算過(guò)程中不考慮管路及部件的散熱、壓損等，除了等熵效率變化影響規(guī)律計(jì)算，其他計(jì)算選取工質(zhì)泵等熵效率為0.7、膨脹機(jī)等熵效率為0.65；除了過(guò)熱度變化規(guī)律計(jì)算，其他計(jì)算中R245fa、R1233zd、環(huán)戊烷3種工質(zhì)選取過(guò)熱度為0，乙醇工質(zhì)選取過(guò)熱度為10 ℃(等熵效率變化中取30 ℃)[12-15]。

以某直列六缸柴油機(jī)作為研究對(duì)象，選取某一工況點(diǎn)的尾氣作為有機(jī)朗肯循環(huán)熱源的輸入，該工況點(diǎn)尾氣的基本參數(shù)如表2所示。

表2 尾氣參數(shù)

3 結(jié)果分析

3.1 R245fa

3.1.1 蒸發(fā)溫度

膨脹比為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度的變化如圖2所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖2 工質(zhì)為R245fa膨脹比為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨蒸發(fā)溫度的變化

膨脹比為定值時(shí)，蒸發(fā)溫度增大，即蒸發(fā)壓力增大，此時(shí)冷凝溫度(冷凝壓力)也隨之增大。由圖2可見(jiàn):選取R245fa為工質(zhì)，膨脹比為不同定值，在蒸發(fā)溫度為105～150 ℃時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度提高而減小;系統(tǒng)凈功率、熱效率隨隨著膨脹比增大而增大。

3.1.2 膨脹比

冷凝溫度為30 ℃時(shí)系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比的變化如圖3所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖3 工質(zhì)為R245fa冷凝溫度為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹比的變化

由圖3可知，選取R245fa為工質(zhì)，冷凝溫度為30 ℃，膨脹比為8～20時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比的增大先增大后減小。膨脹比為18時(shí)，凈功率、熱效率最佳。冷凝溫度定值，膨脹比增大，也就是蒸發(fā)溫度增大。由此可得出，冷凝溫度為30 ℃，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度的增加先增大后減小。

蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比的變化如圖4所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖4 工質(zhì)為R245fa蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹比的變化

從圖4中可看出:選取R245fa為工質(zhì)，蒸發(fā)溫度為定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比的增大而增大。膨脹比為定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度的增大而減小。

3.1.3 等熵效率

膨脹機(jī)等熵效率為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率和熱效率隨工質(zhì)泵等熵效率的變化如圖5所示，工質(zhì)泵等熵效率為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹機(jī)等熵效率的變化如圖6所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖5 工質(zhì)為R245fa膨脹機(jī)等熵效率為不同定值時(shí)工質(zhì)泵等熵效率的變化

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖6 工質(zhì)為R245fa工質(zhì)泵等熵效率為定值時(shí)膨脹機(jī)等熵效率的變化

從圖5、6可看出，選取R245fa為工質(zhì)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨工質(zhì)泵等熵效率的增大而增大，但增幅不大；系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹機(jī)等熵效率的增大而增大，且增幅較大。

3.1.4 過(guò)熱度

冷凝溫度為30 ℃(冷凝壓力178 kPa)、蒸發(fā)溫度為100 ℃(蒸發(fā)壓力為1264 kPa),系統(tǒng)凈功率、熱效率隨過(guò)熱度的變化如圖7所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖7 工質(zhì)為R245fa系統(tǒng)凈功率和熱效率隨過(guò)熱度的變化

如圖所示，選取R245fa為工質(zhì)，在蒸發(fā)溫度100℃時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨過(guò)熱度的增加先增大后減小，變化幅度不大。

3.2 乙醇

3.2.1 蒸發(fā)溫度

膨脹比為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度的變化如圖8所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖8 工質(zhì)為乙醇膨脹比為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨蒸發(fā)溫度的變化

由圖8可知，選取乙醇為工質(zhì)，膨脹比為定值，蒸發(fā)溫度為155～230 ℃時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨蒸發(fā)溫度增加的提高先增加后減小。

3.2.2 膨脹比

冷凝溫度為80 ℃時(shí)系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比的變化如圖9所示。蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹比的變化如圖10所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖9 工質(zhì)為乙醇冷凝溫度為80 ℃時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹比變化

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖10 工質(zhì)為乙醇蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹比的變化

從圖9、10中可看出，選取乙醇為工質(zhì)，在膨脹比10～30時(shí)，冷凝溫度80 ℃和蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率、熱效率隨隨膨脹比增大而增大。在圖10中還可以看出，膨脹比一定，蒸發(fā)溫度為200～230℃時(shí)，系統(tǒng)凈功率、熱效率隨隨蒸發(fā)溫度增加而減小，這與前文結(jié)論一致。

3.2.3 等熵效率

膨脹機(jī)等熵效率為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨工質(zhì)泵等熵效率的變化如圖11，工質(zhì)泵等熵效率為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹機(jī)等熵效率的變化如圖12。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖11 工質(zhì)為乙醇膨脹機(jī)等熵效率為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨工質(zhì)泵等熵效率的變化

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖12 工質(zhì)為乙醇工質(zhì)泵等熵效率為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率和熱效率隨膨脹機(jī)等熵效率的變化

從圖11、12可看出，選取乙醇為工質(zhì)，膨脹機(jī)等熵效率為不同定值時(shí),系統(tǒng)凈功率、熱效率隨工質(zhì)泵等熵效率增大而增大，但增幅不大；工質(zhì)泵等熵效率為不同定值時(shí),系統(tǒng)凈功率、熱效率隨膨脹機(jī)等熵效率的增大而增大，增幅較大。

3.2.4 過(guò)熱度變化(乙醇)

系統(tǒng)凈功率、熱效率隨過(guò)熱度的變化如圖13所示。

a)系統(tǒng)凈功率 b)系統(tǒng)熱效率圖13 工質(zhì)為乙醇系統(tǒng)凈功率和熱效率隨過(guò)熱度的變化

由圖13可知,計(jì)算過(guò)程選取冷凝溫度為80 ℃(冷凝壓力108 kPa)、蒸發(fā)溫度為180 ℃(蒸發(fā)壓力1980 kPa)，乙醇為工質(zhì)，凈功率、系統(tǒng)熱效率隨過(guò)熱度增加而增大，但變化不大。

3.3 R1233zd

圖14 工質(zhì)為R1233zd系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度的變化

根據(jù)熱力學(xué)分析，不管工質(zhì)如何，等熵效率變化影響規(guī)律相同，此部分不再就等熵效率變化進(jìn)行分析。

鑒于系統(tǒng)凈功率和熱效率2個(gè)參數(shù)的變化規(guī)律相同，此部分只分析系統(tǒng)凈功率隨參數(shù)的變化。

3.3.1 蒸發(fā)溫度

選取R1233zd為工質(zhì)，膨脹比為不同定值，系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度的變化如圖14所示。由圖14可知,系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度增加而減小。膨脹比為不同定值時(shí)，凈功率隨膨脹比的增大而增大。

3.3.2 膨脹比變化

冷凝溫度為30 ℃和蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨膨脹比的變化如圖15、16所示。

圖15 工質(zhì)為R1233zd冷凝溫度為30 ℃時(shí)系統(tǒng)凈功率 圖16 工質(zhì)為R1233zd蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)系統(tǒng)凈功率 隨膨脹比的變化 隨膨脹比的變化

圖17 工質(zhì)為R1233zd系統(tǒng)凈功率隨過(guò)熱度的變化

從圖15、16可得，選取R1233zd為工質(zhì)，冷凝溫度為30 ℃和蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨膨脹比增大而增大。從圖16中還可以看出，膨脹比一定時(shí)，凈功率隨蒸發(fā)溫度增加而減小，與前文結(jié)論一致。

3.3.3 過(guò)熱度變化

系統(tǒng)凈功率隨過(guò)熱度的變化如圖17所示。由圖17可知,在蒸發(fā)溫度為180 ℃時(shí)，凈功率隨過(guò)熱度的增加總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。

圖18 工質(zhì)為環(huán)戊烷系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度的變化

3.4 環(huán)戊烷

根據(jù)熱力學(xué)分析，不管工質(zhì)如何，等熵效率變化影響規(guī)律相同，此部分不再就等熵效率變化進(jìn)行分析。由于系統(tǒng)凈功率和系統(tǒng)熱效率的變化規(guī)律相同，此部分只分析系統(tǒng)凈功率隨參數(shù)的變化，不再分析系統(tǒng)熱效率變化情況。

3.4.1 蒸發(fā)溫度

系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度的變化見(jiàn)圖18。

由圖18可知，選取環(huán)戊烷為工質(zhì)，膨脹比為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度的增加而減小；在膨脹比為7～11時(shí)內(nèi)，蒸發(fā)溫度一定時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨膨脹比增加而增加。

3.4.2 膨脹比

冷凝溫度為定值時(shí)系統(tǒng)凈功率隨膨脹比的變化如圖19所示。蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨膨脹比的變化如圖20所示。

圖19 工質(zhì)為環(huán)戊烷冷凝溫度定值時(shí)系統(tǒng)凈功率 圖20 工質(zhì)為環(huán)戊烷蒸發(fā)溫度定值時(shí)系統(tǒng)凈功率 隨膨脹比的變化 隨膨脹比的變化

從圖19、20可看出，冷凝溫度為定值和蒸發(fā)溫度為不同定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨膨脹比增大而增大;膨脹比為定值時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨蒸發(fā)溫度增加而減小，這與前文結(jié)論一致。

圖21 系統(tǒng)凈功率隨過(guò)熱度的變化(環(huán)戊烷)

3.4.3 過(guò)熱度變化

選取冷凝溫度為50 ℃(冷凝壓力104 kPa)、蒸發(fā)溫度為180 ℃(蒸發(fā)壓力1946 kPa)。系統(tǒng)凈功率隨過(guò)熱度的變化如圖21所示。由圖21可知，蒸發(fā)溫度為180 ℃時(shí)，系統(tǒng)凈功率隨過(guò)熱度增加先增加后減小，在10 ℃時(shí)最佳。

3.5 對(duì)比分析

通過(guò)前文的計(jì)算分析，在蒸發(fā)器吸收熱量一定，工質(zhì)泵、膨脹機(jī)等熵效率相同的情況下，4種工質(zhì)凈功率最大值及對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率改善情況如表3所示。

表3 4種工質(zhì)凈功率和燃油耗改善對(duì)比

從表3中可以看出，相比于其他工質(zhì)，環(huán)戊烷對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率改善程度較好，乙醇和R1233zd對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃油耗改善程度相當(dāng)，R245fa較差。但是環(huán)戊烷易燃易爆，所以綜合來(lái)看，乙醇和R1233zd較優(yōu)。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)常用的4種工質(zhì)R245fa、乙醇、R1233zd和環(huán)戊烷的蒸發(fā)溫度、膨脹比、等熵效率和過(guò)熱度等變化時(shí)系統(tǒng)凈功率、熱效率的變化進(jìn)行分析，得出在有機(jī)朗肯循環(huán)設(shè)計(jì)過(guò)程中各項(xiàng)參數(shù)選擇方面的建議：

1)合理選擇系統(tǒng)膨脹比，可以先進(jìn)行理論計(jì)算分析，再結(jié)合實(shí)際進(jìn)行選擇。

2)增大膨脹機(jī)等熵效率，可以明顯地提高系統(tǒng)凈功率。因此，部件改進(jìn)方面可以改進(jìn)膨脹機(jī)等熵效率，以便獲得較大功率。

3)過(guò)熱度對(duì)凈功率影響不大，可根據(jù)膨脹機(jī)和工質(zhì)的類(lèi)型選擇有無(wú)過(guò)熱度以及過(guò)熱程度。

4)蒸發(fā)溫度的選擇，也就是蒸發(fā)壓力的選擇過(guò)程中除了參考理論計(jì)算結(jié)果外，還需考慮工質(zhì)特性(臨界狀態(tài)、分解條件)、實(shí)際應(yīng)用以及實(shí)際部件能力等。

5)對(duì)于R245fa、乙醇、R1233zd、環(huán)戊烷4種工質(zhì)來(lái)說(shuō)，吸收熱量相同時(shí)，環(huán)戊烷對(duì)于發(fā)動(dòng)機(jī)燃油消耗率的改善，較優(yōu)，乙醇、R1233zd次之，R245fa最差。但是考慮到環(huán)戊烷易燃易爆特性，選用乙醇、R1233zd較為合適。