李 智，俞小莉，王 雷,，高 琪，陸奕驥，黃 瑞

(1.浙江大學(xué) 能源工程學(xué)院，杭州 310027；2.寧波中策動(dòng)力機(jī)電集團(tuán)有限公司，寧波 300350)

0 概述

隨著中國(guó)節(jié)能減排意識(shí)的不斷增強(qiáng)和國(guó)家對(duì)“碳中和”承諾的不斷實(shí)踐，提高能源系統(tǒng)的能量利用率是必由之路，余熱回收是其中關(guān)鍵的技術(shù)路線之一[1]。在汽車工業(yè)領(lǐng)域，通過(guò)有機(jī)朗肯循環(huán)(organic Rankine cycle， ORC)技術(shù)回收內(nèi)燃機(jī)余熱正獲得國(guó)內(nèi)外的廣泛關(guān)注和研究[2-4]。ORC具有效率高、可靠性高、工作壓力適宜和環(huán)境友好等優(yōu)點(diǎn)[5]。然而，內(nèi)燃機(jī)尾氣溫度和流量隨著運(yùn)行工況的變化通常呈現(xiàn)較強(qiáng)的非穩(wěn)態(tài)特征，導(dǎo)致ORC余熱回收系統(tǒng)難以持續(xù)運(yùn)行在設(shè)計(jì)工況下，從而使系統(tǒng)運(yùn)行效率降低[6]；當(dāng)尾氣溫度過(guò)高或過(guò)低時(shí)甚至?xí)构べ|(zhì)分解或膨脹機(jī)損壞[7]。為了進(jìn)一步提高非穩(wěn)態(tài)熱源條件下ORC余熱回收系統(tǒng)的效率并保證系統(tǒng)的安全運(yùn)行，削弱余熱源溫度的波動(dòng)尤其重要[8]。

為了克服發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣余熱波動(dòng)的難題，文獻(xiàn)[9]中提出了在發(fā)動(dòng)機(jī)和ORC系統(tǒng)之間集成導(dǎo)熱油循環(huán)，利用導(dǎo)熱油緩沖尾氣余熱的波動(dòng)，并開(kāi)展了試驗(yàn)研究。結(jié)果表明，導(dǎo)熱油循環(huán)顯著增強(qiáng)了ORC系統(tǒng)的熱慣性，能有效克服尾氣余熱的大幅波動(dòng)并使ORC系統(tǒng)安全運(yùn)行。但導(dǎo)熱油循環(huán)和相關(guān)輔助設(shè)備占據(jù)空間較大，對(duì)系統(tǒng)集成是極高的挑戰(zhàn)，目前較難滿足在車載應(yīng)用時(shí)高緊湊性的要求。考慮到導(dǎo)熱油循環(huán)體積較大和導(dǎo)熱油熱容較小等問(wèn)題，文獻(xiàn)[10]中利用集成相變材料的儲(chǔ)熱換熱器來(lái)避免尾氣余熱波動(dòng)問(wèn)題，并提出了一種集成雙相變儲(chǔ)熱換熱器的ORC系統(tǒng)。仿真結(jié)果表明，由于相變材料的相變特性和高潛熱，相變儲(chǔ)熱換熱器的存在不僅可以有效避免尾氣余熱波動(dòng)的不利影響而使ORC系統(tǒng)持續(xù)工作在安全高效工況，而且雙相變儲(chǔ)熱換熱器可以儲(chǔ)存過(guò)量的余熱并延長(zhǎng)ORC系統(tǒng)的運(yùn)行時(shí)間。很多工業(yè)余熱也存在非穩(wěn)態(tài)特性，如電弧爐尾氣和鋼坯預(yù)熱爐尾氣[11]，集成相變儲(chǔ)熱換熱器的ORC系統(tǒng)在工業(yè)余熱回收方面也開(kāi)始得到關(guān)注。文獻(xiàn)[12]中設(shè)計(jì)了基于相變儲(chǔ)熱換熱器的尾氣余熱波動(dòng)緩沖裝置，并安裝在ORC尾氣流道的上游。仿真結(jié)果表明，緩沖裝置可以大幅削弱尾氣余熱波動(dòng)，保證下游ORC系統(tǒng)的安全運(yùn)行，并使ORC系統(tǒng)的全工況平均熱效率從15.5%提高到16.4%。

當(dāng)前研究現(xiàn)狀表明，利用相變儲(chǔ)熱(latent thermal energy storage， LTES)技術(shù)可以較好地緩沖尾氣余熱波動(dòng)，降低尾氣余熱波動(dòng)對(duì)ORC系統(tǒng)的不利影響。而且，相變儲(chǔ)熱換熱器可以儲(chǔ)存過(guò)量的余熱，為后續(xù)的余熱綜合利用(如熱電或冷電聯(lián)產(chǎn)等更高效的余熱利用方式)創(chuàng)造了可能[13]。然而，基于內(nèi)燃機(jī)余熱的儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)試驗(yàn)研究仍未見(jiàn)報(bào)道，內(nèi)燃機(jī)實(shí)際運(yùn)行條件下不同工況特性對(duì)儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的熱平衡特性和余熱回收性能的影響研究仍較缺乏。開(kāi)展基于實(shí)際非穩(wěn)態(tài)熱源的儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)試驗(yàn)研究，對(duì)于驗(yàn)證儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的可行性和有效性具有重要參考意義?；诖?，本文中率先提出了一種集成相變儲(chǔ)熱換熱器的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)，并搭建了內(nèi)燃機(jī)尾氣余熱直接驅(qū)動(dòng)的儲(chǔ)熱式ORC試驗(yàn)臺(tái)。通過(guò)試驗(yàn)探究了內(nèi)燃穩(wěn)態(tài)工況和階躍工況下儲(chǔ)熱式ORC的熱平衡特性和動(dòng)態(tài)運(yùn)行特性，從試驗(yàn)層面為儲(chǔ)熱式ORC技術(shù)的實(shí)際應(yīng)用探索合適的運(yùn)行條件。本研究的試驗(yàn)結(jié)果將為后續(xù)儲(chǔ)熱式ORC技術(shù)的研究提供試驗(yàn)理論支撐和工程經(jīng)驗(yàn)借鑒。

1 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)

1.1 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)原理介紹

所搭建的試驗(yàn)系統(tǒng)可以按照基礎(chǔ)ORC和儲(chǔ)熱式ORC兩種模式運(yùn)行，系統(tǒng)原理圖如圖1所示。圖中T表示溫度傳感器，p表示壓力傳感器，F(xiàn)表示流量傳感器，EV表示電磁閥，PCM為相變材料(phase change material)。試驗(yàn)臺(tái)架主要包括以下關(guān)鍵部分：內(nèi)燃機(jī)、相變儲(chǔ)熱換熱器、蒸發(fā)器、透平膨脹機(jī)、膨脹閥、冷凝器、儲(chǔ)液罐、工質(zhì)泵、各類電磁閥和手動(dòng)閥、各類傳感器和數(shù)據(jù)采集處理單元。通過(guò)調(diào)整3個(gè)手動(dòng)閥開(kāi)閉狀態(tài)來(lái)實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)熱式ORC和傳統(tǒng)ORC兩種試驗(yàn)?zāi)Ｊ降那袚Q。由于膨脹機(jī)價(jià)格昂貴且易損壞，因此設(shè)置了旁通支路。試驗(yàn)中選擇R245fa作為有機(jī)工質(zhì)。

圖1 儲(chǔ)熱式基礎(chǔ)ORC試驗(yàn)臺(tái)架原理圖

試驗(yàn)系統(tǒng)具體的工作流程如下：內(nèi)燃機(jī)尾氣排出后先流經(jīng)相變儲(chǔ)熱換熱器并和相變材料進(jìn)行換熱，然后再流入蒸發(fā)器中與有機(jī)工質(zhì)換熱，最后流入工廠的后處理系統(tǒng)中。有機(jī)工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵加壓后流入蒸發(fā)器內(nèi)并與尾氣進(jìn)行換熱，變成高溫高壓的蒸氣，然后流入膨脹機(jī)或膨脹閥中，流出的乏氣經(jīng)冷凝器中的冷卻水冷凝后變成液態(tài)工質(zhì)，最后流入儲(chǔ)液罐中并開(kāi)始新的循環(huán)。儲(chǔ)熱式ORC試驗(yàn)臺(tái)架的實(shí)物圖如圖2所示。為了盡可能降低試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)環(huán)境的散熱，試驗(yàn)臺(tái)架的尾氣側(cè)和工質(zhì)側(cè)均包裹了兩層保溫材料。這里需要指出的是，由于本文中需要進(jìn)行變工況試驗(yàn)研究，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口可能是兩相態(tài)甚至液態(tài)，考慮到透平膨脹機(jī)價(jià)格昂貴且調(diào)試過(guò)程復(fù)雜，本研究中初步的儲(chǔ)熱式ORC試驗(yàn)均是通過(guò)膨脹閥來(lái)完成的。由于本研究的重點(diǎn)是儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的熱平衡性能和動(dòng)態(tài)參數(shù)變化過(guò)程，為ORC的實(shí)際應(yīng)用探索合適的運(yùn)行條件，而且膨脹機(jī)的實(shí)際輸出功可以通過(guò)膨脹閥進(jìn)出口焓降理論估算，因此膨脹閥替代試驗(yàn)具有一定的合理性。

圖2 儲(chǔ)熱式基礎(chǔ)ORC試驗(yàn)臺(tái)架實(shí)物俯視圖

1.2 儲(chǔ)熱換熱器

儲(chǔ)熱換熱器是試驗(yàn)臺(tái)架中的關(guān)鍵部件之一，本文中選用的是管殼式相變儲(chǔ)熱換熱器，主要原因是殼側(cè)有較大的空間封裝相變材料，其組裝之前和組裝之后的具體結(jié)構(gòu)如圖3所示。為了延長(zhǎng)尾氣與儲(chǔ)熱換熱器的換熱時(shí)間，達(dá)到更好的削弱尾氣余熱波動(dòng)效果，采用了3個(gè)儲(chǔ)熱換熱器單元(S1、S2和S3)連接成“S”形結(jié)構(gòu)?？紤]到相變材料較低的熱導(dǎo)率，每個(gè)儲(chǔ)熱換熱器單元的管側(cè)和殼側(cè)均布置有4條直肋片，目的是強(qiáng)化尾氣與相變材料之間的傳熱性能。圖3(b)中白色標(biāo)記處為熱電偶布置點(diǎn)，用以監(jiān)測(cè)相變儲(chǔ)熱換熱器內(nèi)溫度的演變過(guò)程，其中S1正上方布置了5個(gè)熱電偶(分別記為Tc1～Tc5)，正下方對(duì)應(yīng)位置也布置了5個(gè)熱電偶(分別標(biāo)記為Tc6～Tc10)，S2和S3處各布置了2個(gè)熱電偶，分別標(biāo)記為Tc11、Tc12、Tc13和Tc14。

圖3 管殼式儲(chǔ)熱換熱器結(jié)構(gòu)實(shí)物圖

相變儲(chǔ)熱換熱器中填充的是一種中高溫有機(jī)相變材料甘露糖醇(d-mannitol)，其固態(tài)時(shí)的基本熱物性參數(shù)[14-15]如下：熔點(diǎn)165 ℃，相變潛熱300 kJ/kg，比熱容1.31 kJ/(kg·K)，熱導(dǎo)率0.19 W/(m·K)，密度1 490 kg/m3。選擇甘露糖醇的主要原因是其具有較高的安全性及較大的潛熱，且熔點(diǎn)與ORC高效工作溫度區(qū)間具有較好的匹配性。

1.3 傳感器介紹

試驗(yàn)過(guò)程中涉及到的待測(cè)流體包括尾氣、工質(zhì)和冷卻水，待測(cè)量包括溫度、流量和壓力。由于各待測(cè)流體在各節(jié)點(diǎn)的待測(cè)量范圍差異較大，流體狀態(tài)也可能發(fā)生改變，因此在系統(tǒng)設(shè)計(jì)階段充分考慮各節(jié)點(diǎn)待測(cè)量的量程和常用傳感器的測(cè)量原理，選取的各類傳感器及其信息如表1所示。

表1 傳感器類型、量程和精度等級(jí)

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

2.1 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)熱力學(xué)模型

基于熱力學(xué)第一定律，建立了儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的熱力學(xué)模型。

有機(jī)工質(zhì)在蒸發(fā)器中的吸熱量Qevap、相變儲(chǔ)熱換熱器從尾氣中的吸熱量QLTES、內(nèi)燃機(jī)尾氣向儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)釋放的總熱量Qexh分別如式(1)～式(3)所示。

Qevap=mexh·cp,exh·(T16-T9)

(1)

QLTES=mexh·cp,exh·(T7-T8)

(2)

Qexh=Qeavp+QLTES

(3)

式中，mexh為尾氣流量，kg/s；cp,exh為尾氣平均比定壓熱容，kJ/(kg·K)；T16為蒸發(fā)器入口尾氣溫度，K；T9為蒸發(fā)器出口尾氣溫度，K；T7為儲(chǔ)熱換熱器入口尾氣溫度，K；T8為儲(chǔ)熱換熱器出口尾氣溫度，K。

膨脹閥的理論膨脹功Wt、工質(zhì)泵的功耗Wp和理論上膨脹閥的輸出凈功Wnet分別如式(4)～式(6)所示。

Wt=mwf·(H2-H13)

(4)

Wp=mwf·(H1-H5)

(5)

Wnet=Wt-Wp

(6)

式中，mwf為工質(zhì)的流量，kg/s；H2為工質(zhì)在膨脹閥入口的焓值，kJ/kg；H13為工質(zhì)在膨脹閥出口的焓值，kJ/kg；H1為工質(zhì)在泵出口的焓值，kJ/kg；H5為工質(zhì)在泵入口的焓值，kJ/kg。

ORC的熱效率ηth和儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的尾氣余熱回收率ηtotal分別如式(7)和式(8)所示。

ηth=Wnet/Qevap

(7)

ηtotal=(Wnet+QLTES)/Qevap

(8)

通過(guò)以上熱力學(xué)模型可以評(píng)估儲(chǔ)熱換熱器的儲(chǔ)熱性能和儲(chǔ)熱式ORC的熱力學(xué)性能。

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差分析

誤差傳遞計(jì)算公式如式(9)所示。

(9)

式中，f為間接測(cè)量量；x和y為直接測(cè)量量；Δx和Δy為直接測(cè)量量的相對(duì)誤差；Δf為間接測(cè)量量的相對(duì)誤差。根據(jù)誤差傳遞公式計(jì)算得出各個(gè)間接量的最大相對(duì)誤差：蒸發(fā)器吸熱量為0.56%；儲(chǔ)熱換熱器吸熱量為1.51%；膨脹功為0.56%；ORC熱效率為1.60%；尾氣余熱利用率為1.60%。以上計(jì)算量的誤差均在允許范圍內(nèi)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

基于以上試驗(yàn)臺(tái)架，首先開(kāi)展了發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)工況下的儲(chǔ)熱式ORC的試驗(yàn)研究，目的是分析內(nèi)燃機(jī)穩(wěn)態(tài)工況下儲(chǔ)熱式ORC的熱力學(xué)特性和余熱回收性能。其次，進(jìn)行了儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能試驗(yàn)研究，旨在探究?jī)?nèi)燃機(jī)突變工況下儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)的動(dòng)態(tài)變化規(guī)律。

3.1 內(nèi)燃機(jī)穩(wěn)態(tài)工況下儲(chǔ)熱式ORC性能分析

試驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，使內(nèi)燃機(jī)起動(dòng)并逐步提高負(fù)荷，然后保持負(fù)荷不變，使ORC試驗(yàn)臺(tái)架預(yù)熱一段時(shí)間，當(dāng)尾氣在蒸發(fā)器出口溫度達(dá)到要求之后開(kāi)啟工質(zhì)泵，使ORC工質(zhì)逐步吸熱并達(dá)到過(guò)熱狀態(tài)，隨后再逐步增加工質(zhì)泵轉(zhuǎn)速，使工質(zhì)蒸發(fā)壓力達(dá)到預(yù)設(shè)值并等工質(zhì)蒸發(fā)狀態(tài)穩(wěn)定。此后1 200 s時(shí)間，沿程測(cè)點(diǎn)溫度和尾氣流量的變化如圖4所示?？梢钥吹?，尾氣入口溫度和流量基本保持不變，平均溫度和流量分別為 342 ℃ 和0.142 kg/s。尾氣流經(jīng)儲(chǔ)熱換熱器時(shí)，S1、S2和S3中相變材料吸收尾氣的熱量而溫度不斷升高，即沿程尾氣與相變材料之間的溫差逐步減小。因此，尾氣在儲(chǔ)熱換熱器每一段出口的溫度是逐漸升高的，但升高的幅度在S1、S2和S3的出口是逐漸增加的，這也導(dǎo)致尾氣在蒸發(fā)器入口和出口的溫度有較明顯的升高。其原因是ORC系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，蒸發(fā)器的吸熱量基本不變，當(dāng)尾氣在蒸發(fā)器入口溫度升高時(shí)，出口溫度也會(huì)隨之上升。這也表明，當(dāng)前條件下尾氣與儲(chǔ)熱換熱器的換熱已經(jīng)比較充分。

圖4 沿程測(cè)點(diǎn)溫度和尾氣流量的變化

以上結(jié)果也可以結(jié)合相變材料的溫度演變來(lái)分析。圖5描述的是儲(chǔ)熱換熱器S1段正上方和正下方監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度變化。從圖中可以看到，儲(chǔ)熱換熱器正上方測(cè)點(diǎn)的溫度均比相變材料的熔點(diǎn)高，意味著這些測(cè)點(diǎn)所在區(qū)域已經(jīng)熔化。從趨勢(shì)上看，5個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度沿著尾氣流動(dòng)方向逐步降低，同時(shí)每個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度在后半段時(shí)間升高速度更慢，這主要是因?yàn)槲矚馀c相變儲(chǔ)熱換熱器的傳熱溫差不斷減小。值得關(guān)注的是儲(chǔ)熱換熱器S1段下方5個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度均比相變材料熔點(diǎn)低，這表明S1段上半部分相變材料的傳熱性能比下半部分更好。比較正上方和正下方測(cè)點(diǎn)溫度曲線可以發(fā)現(xiàn)，上方測(cè)點(diǎn)的溫度曲線有波動(dòng)，而下方測(cè)點(diǎn)溫度變化呈現(xiàn)線性特征。出現(xiàn)這樣差異的原因是已熔化相變材料的自然對(duì)流的作用，剛開(kāi)始熔化的相變材料溫度繼續(xù)升高，密度變小而向上浮動(dòng)，使上半部分出現(xiàn)顯著強(qiáng)于下半部分的自然對(duì)流，促進(jìn)了上半部分的熔化。綜上，上半部分的傳熱過(guò)程主要是熱對(duì)流和熱傳導(dǎo)，而下半部分的傳熱過(guò)程主要是熱傳導(dǎo)，以上結(jié)果也在文獻(xiàn)[16]中得到驗(yàn)證。因此，在設(shè)計(jì)管殼式相變儲(chǔ)熱換熱器時(shí)，需更加關(guān)注換熱器下半部分的強(qiáng)化傳熱，以使儲(chǔ)熱換熱器溫度場(chǎng)更加均勻。

圖5 儲(chǔ)熱換熱器各段測(cè)點(diǎn)溫度變化

在儲(chǔ)熱式ORC的整個(gè)運(yùn)行過(guò)程中，蒸發(fā)器和儲(chǔ)熱換熱器的吸熱量及儲(chǔ)熱量如圖6所示。從圖中可以看到，蒸發(fā)器的吸熱量呈現(xiàn)逐漸降低的趨勢(shì)，根據(jù)之前對(duì)尾氣溫度變化的分析結(jié)果，尾氣在蒸發(fā)器入口和出口的溫度均逐漸上升，出口溫度上升幅度比入口稍大，因此蒸發(fā)器吸熱量逐漸減小，整體降幅為3.6%，平均吸熱量為25.1 kW。蒸發(fā)器吸熱量的變化趨勢(shì)表明，工質(zhì)流量與當(dāng)前蒸發(fā)器內(nèi)換熱過(guò)程是匹配的，ORC部分的運(yùn)行已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。儲(chǔ)熱換熱器的吸熱量同樣呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢(shì)，原因如之前所述，是尾氣和相變材料之間的溫差不斷降低所致。此外，儲(chǔ)熱換熱器吸熱量有較小幅度的波動(dòng)，整體的降幅為5.2%，平均吸熱量為12.3 kW，這是因?yàn)橐合鄥^(qū)自然對(duì)流引起溫度場(chǎng)的變化，從而導(dǎo)致傳熱溫差的小幅度波動(dòng)。儲(chǔ)熱換熱器吸收的熱量通過(guò)相變材料的顯熱和潛熱存儲(chǔ)起來(lái)，由于儲(chǔ)熱器吸熱量始終為正，儲(chǔ)熱量呈現(xiàn)不斷上升的趨勢(shì)，在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)儲(chǔ)熱量達(dá)到14.7 MJ。本文中試驗(yàn)的主要目標(biāo)是利用儲(chǔ)熱換熱器削弱熱源波動(dòng)，因此當(dāng)前階段未通過(guò)試驗(yàn)來(lái)研究?jī)?chǔ)熱換熱器中所儲(chǔ)存熱量的具體使用途徑。

圖6 蒸發(fā)器和儲(chǔ)熱換熱器的吸熱量及儲(chǔ)熱量變化

工質(zhì)在蒸發(fā)器出口參數(shù)的變化如圖7所示?？梢钥吹剑べ|(zhì)的出口溫度和蒸發(fā)壓力基本保持穩(wěn)定狀態(tài)，分別在均值79.1 ℃和0.75 MPa附近較小幅度波動(dòng)，而過(guò)熱度維持在2 ℃左右。蒸發(fā)壓力曲線在0—250 s和900—1 200 s時(shí)段內(nèi)有脈動(dòng)變化，這主要是工質(zhì)在工質(zhì)泵入口密度有微小變化和工質(zhì)泵運(yùn)行不穩(wěn)定造成的。對(duì)比出口溫度、蒸發(fā)壓力和過(guò)熱度曲線可以發(fā)現(xiàn)，過(guò)熱度對(duì)蒸發(fā)壓力的變化更為敏感，在上述兩個(gè)時(shí)段內(nèi)，蒸發(fā)壓力和過(guò)熱度的脈動(dòng)變化趨勢(shì)完全相反。在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，工質(zhì)流量在前900 s內(nèi)基本保持恒定，在900—1 200 s時(shí)段內(nèi)有小幅升高，主要是泵的運(yùn)轉(zhuǎn)不穩(wěn)定造成的，全過(guò)程的平均流量為0.117 kg/s。

圖7 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)工質(zhì)側(cè)參數(shù)變化

圖8展示了儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)的變化。很明顯，系統(tǒng)凈輸出功、ORC熱效率和系統(tǒng)尾氣余熱利用率均在均值附近較小幅度脈動(dòng)變化，這主要是由工質(zhì)蒸發(fā)參數(shù)的脈動(dòng)變化造成的，3個(gè)性能參數(shù)的均值分別為3.43 kW、12.7%和40.3%。此處的尾氣余熱利用率綜合考慮了ORC的凈輸出功和儲(chǔ)熱換熱器中儲(chǔ)存的熱量。在后續(xù)提取儲(chǔ)熱換熱器中的熱量時(shí)，可以根據(jù)能量需求來(lái)選擇利用方案，比如直接供熱，或者通過(guò)ORC提取熱量發(fā)電，這為尾氣余熱的綜合利用提供了可能。

圖8 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)變化

上述結(jié)果是在平均蒸發(fā)壓力為0.75 MPa條件下獲得的，本研究中也考慮了工質(zhì)不同蒸發(fā)壓力下系統(tǒng)的性能。主要試驗(yàn)流程描述如下：降低發(fā)動(dòng)機(jī)的負(fù)荷，調(diào)整工質(zhì)泵轉(zhuǎn)速使工質(zhì)流量與當(dāng)前熱源匹配，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口逐漸過(guò)熱后等待系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。不同蒸發(fā)壓力下儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的熱效率和尾氣余熱利用率如圖9所示，系統(tǒng)其他參數(shù)的變化趨勢(shì)與平均蒸發(fā)壓力為0.75 MPa時(shí)基本一致?？梢钥吹剑S著蒸發(fā)壓力從0.50 MPa增加到0.75 MPa，ORC熱效率從10.7%提高到12.7%，這是因?yàn)檎舭l(fā)壓力越高，單位流量的工質(zhì)做功能力越大。尾氣余熱利用率隨著蒸發(fā)壓力的增大并沒(méi)有呈現(xiàn)單調(diào)變化的趨勢(shì)，這主要是因?yàn)椴煌舭l(fā)壓力下難以保證儲(chǔ)熱換熱器的溫度場(chǎng)一致，且系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定所需時(shí)間不同，導(dǎo)致不同工況下儲(chǔ)熱換熱器的吸熱量有差異?？傮w上，3個(gè)不同蒸發(fā)壓力工況下尾氣余熱回收率均達(dá)到40%，可以有效回收內(nèi)燃機(jī)尾氣余熱。

圖9 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)與蒸發(fā)壓力關(guān)系

3.2 內(nèi)燃機(jī)階躍工況下儲(chǔ)熱式ORC性能分析

表2 儲(chǔ)熱式不同階躍工況下尾氣溫度和流量參數(shù)

不同階躍工況條件下尾氣沿程溫度和流量變化如圖10所示。很明顯，每次內(nèi)燃機(jī)負(fù)荷降低時(shí)尾氣溫度降低過(guò)程較長(zhǎng)，而尾氣流量基本呈現(xiàn)階躍降低的特征，這主要是因?yàn)闇囟鹊捻憫?yīng)速度較慢。每次工況變化后各個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度變化趨勢(shì)一致，且變化幅度均比S1入口處的變化幅度小，尤其是第2次大幅降負(fù)荷后尾氣的溫度逐漸降低，且最終S1入口溫度比S3出口和蒸發(fā)器入口溫度低，這表明在極端工況下儲(chǔ)熱換熱器實(shí)現(xiàn)了對(duì)尾氣的補(bǔ)熱，總體上起到了削峰填谷的作用。此外，3個(gè)階躍工況前后尾氣在S1入口和蒸發(fā)器入口的溫差如表3所示。表3中，ΔTs1表示工況變化前后尾氣在S1入口處溫度變化幅度；ΔTeva表示工況變化前后尾氣在蒸發(fā)器入口溫度變化幅度；RTA是ΔTeva和ΔTs1的比值，表示尾氣在蒸發(fā)器入口溫度追隨S1入口溫度變化幅度的比例?？梢钥吹诫S著發(fā)動(dòng)機(jī)負(fù)荷階躍降低比例的增大，尾氣在S1入口的溫差也增大，但由于儲(chǔ)熱換熱器的存在，尾氣在蒸發(fā)器入口的溫度變化幅度顯著降低，3個(gè)階躍工況下尾氣在蒸發(fā)器入口溫度波動(dòng)幅度均比S1入口處降低50%以上。從圖10中可以看到尾氣流量曲線呈現(xiàn)周期性波動(dòng)，這是因?yàn)槲矚鈴恼舭l(fā)器出口流出時(shí)流經(jīng)一段直角彎管后再進(jìn)入流量計(jì)中，彎管的影響下尾氣壓力和流速突然變化形成脈動(dòng)流，引起測(cè)量段壓差的變化。

圖10 階躍工況下沿程測(cè)點(diǎn)尾氣溫度和流量變化

表3 不同階躍工況變化前后尾氣溫度變化

內(nèi)燃機(jī)工況變化時(shí)，儲(chǔ)熱換熱器監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化如圖11所示。S1段上方5個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度變化趨勢(shì)一致，且整體上追隨尾氣溫度的變化趨勢(shì)?？梢园l(fā)現(xiàn)，由于相變材料的高潛熱，工況變化時(shí)相變材料溫度變化幅度顯著低于尾氣的溫度變化幅度，這也是尾氣流經(jīng)儲(chǔ)熱換熱器后溫度波動(dòng)減小的原因。在階躍工況條件下，儲(chǔ)熱換熱器S1段的正上方熔化進(jìn)程同樣明顯快于正下方，而且正下方測(cè)點(diǎn)溫度沒(méi)有追隨尾氣溫度的波動(dòng)，這說(shuō)明正下方的換熱過(guò)程較差。S2和S3段正上方的測(cè)點(diǎn)溫度變化趨勢(shì)與S1正上方的相同，但是變化幅度更小，這是因?yàn)槲矚饬鹘?jīng)儲(chǔ)熱換熱器各段時(shí)溫度是不斷降低的。儲(chǔ)熱換熱器的溫度變化結(jié)果表明，進(jìn)一步削弱熱源波動(dòng)時(shí)需要重點(diǎn)關(guān)注下方的傳熱過(guò)程強(qiáng)化。

圖11 階躍工況下相變儲(chǔ)熱換熱器監(jiān)測(cè)點(diǎn)溫度變化

蒸發(fā)器吸熱量、儲(chǔ)熱換熱器吸熱量及儲(chǔ)熱量的變化如圖12所示，圖中結(jié)果表明蒸發(fā)器和儲(chǔ)熱換熱器曲線都是尾氣溫度和流量曲線的疊加。第一次變工況時(shí)，尾氣溫度從325.5 ℃逐漸降低到279.2 ℃，尾氣流量從0.140 kg/s 瞬間降低到0.115 kg/s，蒸發(fā)器和儲(chǔ)熱換熱器的吸熱量均是先瞬間降低然后緩慢下降，主要是因?yàn)槲矚饬髁肯陆当容^快，而尾氣溫度下降比較慢。此時(shí)，ORC工質(zhì)側(cè)參數(shù)變化如圖13所示。可以看到，工況突變時(shí)蒸發(fā)溫度先緩慢上升然后再快速下降，這是因?yàn)閭鳠徇^(guò)程需要響應(yīng)時(shí)間。蒸發(fā)壓力在尾氣溫度降低的過(guò)程中呈現(xiàn)階梯狀下降的趨勢(shì)，這是因?yàn)檎舭l(fā)器的吸熱量減小，工質(zhì)在蒸發(fā)器出口的溫度降低而密度變大，導(dǎo)致工質(zhì)流量增大，在流量重新達(dá)到平衡的過(guò)程中蒸發(fā)壓力必然會(huì)減小。關(guān)于工質(zhì)過(guò)熱度的變化，可以看到過(guò)熱度在工況變化開(kāi)始后小段時(shí)間內(nèi)呈現(xiàn)上升的趨勢(shì)，在達(dá)到高點(diǎn)后快速下降，原因是剛開(kāi)始蒸發(fā)溫度下降不明顯而蒸發(fā)壓力下降明顯，隨后蒸發(fā)溫度快速下降是直接導(dǎo)致過(guò)熱度迅速下降的原因。在第1次變工況后尾氣溫度達(dá)到最低值的過(guò)程中，工質(zhì)過(guò)熱度雖然不斷下降，但仍然保持在0以上。如上分析，工況階躍變化后工質(zhì)流量是緩慢上升的。在過(guò)熱度降至最低值并達(dá)到穩(wěn)定時(shí)將內(nèi)燃機(jī)負(fù)荷升至原來(lái)負(fù)荷水平后，可以發(fā)現(xiàn)蒸發(fā)器和儲(chǔ)熱器吸熱量、工質(zhì)側(cè)參數(shù)與降負(fù)荷時(shí)的變化趨勢(shì)完全相反。

圖12 階躍工況下儲(chǔ)熱器和蒸發(fā)器吸熱量的變化

圖13 ORC系統(tǒng)工質(zhì)參數(shù)變化

第3次變工況試驗(yàn)時(shí)將內(nèi)燃機(jī)負(fù)荷下降比例增大到30.8%?？梢钥吹?，儲(chǔ)熱換熱器和蒸發(fā)器吸熱量及工質(zhì)側(cè)參數(shù)的變化趨勢(shì)與第1次變工況時(shí)相應(yīng)參數(shù)的變化趨勢(shì)基本一致，但變化幅度均明顯增大，這主要是因?yàn)樨?fù)荷下降比例增大后尾氣輸入系統(tǒng)中的熱量降低較多。值得注意的是工質(zhì)過(guò)熱度的變化，尾氣溫度下降到最低值的過(guò)程中，過(guò)熱度也不斷下降并逐漸降至0以下。從時(shí)間上看，從降負(fù)荷開(kāi)始，ORC安全運(yùn)行了約800 s，之后過(guò)熱度小于0，系統(tǒng)不能運(yùn)行。第2次變工況試驗(yàn)時(shí)，內(nèi)燃機(jī)尾氣溫度和流量的下降幅度進(jìn)一步增大，分別達(dá)到42.2%和41.9%，工質(zhì)出口溫度和蒸發(fā)壓力下降趨勢(shì)比之前兩次變工況時(shí)明顯加快，出口溫度從87 ℃降低到60 ℃，蒸發(fā)壓力從0.56 MPa下降到0.45 MPa。過(guò)熱度在變工況開(kāi)始后同樣下降較快，約450 s后就低于0，即變工況后的系統(tǒng)安全工作時(shí)間不超過(guò) 564 s。由于蒸發(fā)壓力和蒸發(fā)溫度的驟降，工質(zhì)流量快速?gòu)?.06 kg/s上升到0.11 kg/s，這也進(jìn)一步導(dǎo)致了工質(zhì)出口溫度和過(guò)熱度的下降。值得注意的是，第2次變工況時(shí)，儲(chǔ)熱換熱器的吸熱量有一段時(shí)間小于0，這表明熱源溫度降幅過(guò)大時(shí)儲(chǔ)熱換熱器實(shí)現(xiàn)了對(duì)熱源的補(bǔ)熱。結(jié)合儲(chǔ)熱換熱器的儲(chǔ)熱量變化也可以發(fā)現(xiàn)，第2次變工況后的一段時(shí)間儲(chǔ)熱量呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢(shì)。

定義每次階躍變工況后工質(zhì)過(guò)熱度降至0所需的時(shí)間tT→0，用以評(píng)價(jià)儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)抵御熱源不同強(qiáng)度的擾動(dòng)下的安全性能，3次階躍變工況條件下的tT→0如表4所示。通過(guò)3次變工況試驗(yàn)，總結(jié)后發(fā)現(xiàn)儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)對(duì)尾氣余熱的波動(dòng)有一定的抵御作用，即內(nèi)燃機(jī)工況發(fā)生改變時(shí)系統(tǒng)在一段時(shí)間內(nèi)仍能安全運(yùn)行，工況變化較小時(shí)，儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)能全程安全運(yùn)行；隨著工況變化幅度的增大，系統(tǒng)受到的擾動(dòng)也增大，在擾動(dòng)發(fā)生后能安全運(yùn)行的時(shí)間縮短。這里應(yīng)當(dāng)指出，圖13中3 800—4 400 s時(shí)段內(nèi)工質(zhì)流量的劇烈脈動(dòng)變化是工質(zhì)泵工作不穩(wěn)定造成的，導(dǎo)致工質(zhì)出口溫度和蒸發(fā)壓力階躍下降，這與試驗(yàn)過(guò)程無(wú)關(guān)。

表4 儲(chǔ)熱式ORC不同階躍工況下tT→0值

基于試驗(yàn)結(jié)果，通過(guò)理論計(jì)算獲得的儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)輸出參數(shù)如圖14所示。第一次工況階躍變化后，凈輸出功和熱效率均呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)，這首先是工質(zhì)流量在工況突變后上升而蒸發(fā)器吸熱量降低的綜合作用結(jié)果，等蒸發(fā)壓力和出口溫度繼續(xù)降低時(shí)，工質(zhì)在膨脹閥入口焓值的降低是導(dǎo)致輸出凈功和熱效率下降的主要因素。工況改變后凈輸出功率從2.4 kW下降到1.6 kW，ORC熱效率從10.1%下降到6.4%。尾氣余熱利用率在工況變化前后沒(méi)有明顯改變，平均值為40.1%。第3次工況改變?cè)囼?yàn)中，ORC凈輸出功和熱效率的變化趨勢(shì)在剛開(kāi)始一段時(shí)間內(nèi)與第1次試驗(yàn)基本相同，但第3次試驗(yàn)中工質(zhì)流量在工況改變后上升幅度較大，凈輸出功和熱效率在上升到最高點(diǎn)后緩慢下降并維持窄幅震蕩。第3次變工況試驗(yàn)的尾氣余熱利用率呈現(xiàn)小幅降低的趨勢(shì)，這是因?yàn)槲矚鉁囟冉捣龃螅瑑?chǔ)熱換熱器從尾氣中吸收的熱量顯著降低。第2次變工況時(shí)尾氣入口溫度和流量降幅分別達(dá)42.2%和41.9%，對(duì)儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)造成了顯著的擾動(dòng)，凈輸出功和熱效率先迅速上升然后迅速下降，由于尾氣溫度和流量在工況改變后過(guò)低，工質(zhì)的過(guò)熱度降至0以下，系統(tǒng)不能正常工作，此時(shí)凈輸出功和熱效率均為0，這也導(dǎo)致尾氣余熱利用率大幅下降，如圖14中3 200—3 400 s時(shí)段所示。通過(guò)理論計(jì)算，整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中儲(chǔ)熱式ORC平均輸出功率為2.1 kW，平均熱效率為11.6%，平均尾氣余熱回收率為40.1%。

圖14 儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)性能參數(shù)變化

4 結(jié)論

(1) 內(nèi)燃機(jī)穩(wěn)態(tài)工況條件下，尾氣溫度和流量分別為342 ℃和0.142 kg/s時(shí)，儲(chǔ)熱式ORC系統(tǒng)的理論凈輸出功和熱效率隨著工質(zhì)蒸發(fā)壓力的增大而增大，尾氣余熱回收率變化不明顯。在蒸發(fā)壓力為 0.75 MPa 時(shí)，儲(chǔ)熱式ORC的理論凈輸出功、熱效率和尾氣余熱利用率分別為3.43 kW、12.7%和40.1%。

(2) 內(nèi)燃機(jī)工況階躍變化時(shí)，工質(zhì)出口溫度、蒸發(fā)壓力和過(guò)熱度均呈現(xiàn)快速下降的趨勢(shì)。當(dāng)尾氣溫度和流量分別降低14.3%和17.9%時(shí)，儲(chǔ)熱式ORC能夠抵御熱源擾動(dòng)并維持工質(zhì)過(guò)熱度在0以上。當(dāng)尾氣溫度和流量分別下降42.2%和41.9%時(shí)，工質(zhì)過(guò)熱度迅速降至0以下，系統(tǒng)不能持續(xù)正常工作，系統(tǒng)性能參數(shù)波動(dòng)劇烈，此時(shí)尾氣余熱回收率大幅降低。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中儲(chǔ)熱式ORC平均輸出功率為2.1 kW，平均熱效率為11.6%，平均尾氣余熱回收率為40.1%。

(3) 無(wú)論是內(nèi)燃機(jī)穩(wěn)態(tài)工況還是階躍工況，儲(chǔ)熱換熱器均能儲(chǔ)存大量尾氣余熱，從而提高尾氣余熱利用率，為后續(xù)余熱的綜合利用提供了可能。尤其在階躍工況下，儲(chǔ)熱換熱器可以削弱尾氣余熱波動(dòng)。但管殼式儲(chǔ)熱換熱器橫置時(shí)上半部分的熔化過(guò)程要顯著快于下半部分。