辛佳磊，季嘉晨，靳廣超，桂 勇

(中船動(dòng)力研究院有限公司，上海 201208)

近年來(lái)，隨著全球?qū)Νh(huán)保的關(guān)注與日俱增，航運(yùn)業(yè)也承受著巨大的節(jié)能減排壓力.為有效控制和減少船舶的CO2排放，國(guó)際海事組織(IMO)于2013 年開(kāi)始實(shí)施船舶能效設(shè)計(jì)指數(shù)(EEDI)規(guī)定，以量化考核新造船的CO2排放[1].按照IMO 的規(guī)定，將對(duì)未達(dá)到相應(yīng)EEDI 要求的船舶處以罰金.而利用船舶柴油主機(jī)的余熱是一種能夠有效降低船舶EEDI 的方法.

目前，船舶柴油發(fā)動(dòng)機(jī)的燃料能量?jī)H有約50%被充分利用，剩余的能量則被排至環(huán)境中，其中以廢氣形式帶走的能量最多[2].針對(duì)這一部分中低品位能量的回收利用，采用有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)是一種有效方案[3].學(xué)者們?cè)谠擃I(lǐng)域進(jìn)行了深入研究.Song等[3]設(shè)計(jì)了一套柴油機(jī)缸套冷卻水和廢氣余熱驅(qū)動(dòng)的ORC 余熱利用系統(tǒng)，有較高的緊湊性和經(jīng)濟(jì)性，利于船上的實(shí)際使用.Zhu 等[4]基于熱經(jīng)濟(jì)性分析對(duì)ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化.Ng 等[5]設(shè)計(jì)了4 種不同ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)方案，并分析了5 種不同工質(zhì)在各方案下的熱經(jīng)濟(jì)性.Larsen 等[6]使用遺傳算法同時(shí)優(yōu)化了ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)的布置及其工質(zhì)的選擇方法.Baldasso 等[7]針對(duì)余熱鍋爐影響主機(jī)排氣背壓而提出了一種ORC 系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法.梁友才[8]對(duì)采用導(dǎo)熱油為中間傳熱循環(huán)的ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)進(jìn)行了試驗(yàn)，研究了蒸發(fā)壓力和工質(zhì)流量對(duì)系統(tǒng)性能的影響.刁安娜[9]對(duì)基于無(wú)油螺桿膨脹機(jī)的ORC 廢氣余熱回收發(fā)電系統(tǒng)開(kāi)展了試驗(yàn)，取得了5.3%的最大發(fā)電效率.

當(dāng)前船舶業(yè)已有6 套ORC 機(jī)組服役[5].首臺(tái)機(jī)組于2012 年在滾裝船F(xiàn)igaro 上投入使用，以主機(jī)冷卻水為熱源；該ORC 機(jī)組的標(biāo)定功率為500 kW，可節(jié)省4%～5%燃料成本.2015 年，郵輪Viking Grace安裝一臺(tái)以主機(jī)冷卻水和廢氣為熱源的ORC 機(jī)組，其標(biāo)定功率為150 kW，節(jié)省燃料成本達(dá)5%.2016年，集裝箱船Arnold Maersk 開(kāi)始運(yùn)行一臺(tái)以主機(jī)冷卻水為熱源的ORC 機(jī)組，其標(biāo)定功率為125 kW，節(jié)省燃料成本達(dá)10%～15%.其后，散貨船Asahi Maru在2017 年安裝了以主機(jī)廢氣為熱源的ORC 機(jī)組，其標(biāo)定功率為125 kW，獲得燃料成本節(jié)省3%的收益.同年，漁船 Orizzonte 安裝一臺(tái)標(biāo)定功率為4.8 kW 的小型 ORC 機(jī)組，節(jié)省了 5% 的燃料成本.2018 年，兩臺(tái)以主機(jī)冷卻水和廢氣為熱源的標(biāo)定功率為154 kW 的ORC 機(jī)組分別在快速渡輪PaneraiⅠ和Ⅱ上投入運(yùn)行，節(jié)省了6%～9%燃料成本.可見(jiàn)，ORC 余熱利用技術(shù)具有適用性廣、經(jīng)濟(jì)性好的特點(diǎn).結(jié)合日趨嚴(yán)格的EEDI 法規(guī)，國(guó)內(nèi)對(duì)該技術(shù)的研發(fā)具有必要性和緊迫性.

綜上可知，當(dāng)前針對(duì)船用柴油主機(jī)ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)的研究主要集中在理論分析和設(shè)計(jì)優(yōu)化階段，試驗(yàn)研究較少，且多使用替代熱源模擬主機(jī)廢氣；國(guó)內(nèi)針對(duì)大型船用二沖程低速機(jī)的配機(jī)試驗(yàn)仍是空白.此外，多數(shù)研究局限于主機(jī)的單一特定工況；但是船舶在航行時(shí)主機(jī)常處于變負(fù)荷狀態(tài)，研究不同負(fù)荷下的余熱利用系統(tǒng)性能更有實(shí)際意義.同時(shí)，余熱利用系統(tǒng)對(duì)EEDI 的貢獻(xiàn)度及其經(jīng)濟(jì)性的研究較少，不利于研究成果的進(jìn)一步推廣.

基于此，筆者首先對(duì)一套ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)樣機(jī)進(jìn)行了配10 MW 級(jí)船用二沖程低速柴油機(jī)的性能試驗(yàn)，以探索主機(jī)負(fù)荷對(duì)樣機(jī)性能的影響，分析樣機(jī)在最大工況下的性能.相關(guān)熱力狀態(tài)參數(shù)基于試驗(yàn)結(jié)果并通過(guò)Refprop 9.1[10]獲得.其次，選取一型配用10 MW 級(jí)柴油主機(jī)的遠(yuǎn)洋運(yùn)輸散貨船來(lái)分析該余熱利用系統(tǒng)對(duì)降低EEDI 的貢獻(xiàn)及經(jīng)濟(jì)性，以期對(duì)該ORC 余熱利用系統(tǒng)的性能進(jìn)行全面衡量.

1 ORC廢氣余熱利用系統(tǒng)原理

圖1 為基于ORC 的船用柴油機(jī)廢氣余熱利用系統(tǒng).整個(gè)系統(tǒng)可分成ORC、中間傳熱循環(huán)和膨脹機(jī)潤(rùn)滑油循環(huán).ORC 是整個(gè)系統(tǒng)的核心，主要由蒸發(fā)器、預(yù)熱器、回?zé)崞?、油分離器、油冷卻器、工質(zhì)泵、冷凝器、螺桿膨脹機(jī)和發(fā)電機(jī)等設(shè)備組成.在ORC 中，從冷凝器中離開(kāi)的液態(tài)有機(jī)工質(zhì)處于過(guò)冷態(tài)(狀態(tài)1)；經(jīng)工質(zhì)泵加壓成高壓工質(zhì)(狀態(tài)2)；工質(zhì)在油冷卻器中吸收潤(rùn)滑油的余熱進(jìn)行初步預(yù)熱(狀態(tài)3)；之后利用膨脹機(jī)排出的余熱來(lái)進(jìn)一步預(yù)熱(狀態(tài)4)；之后利用熱水升溫至飽和態(tài)(狀態(tài)5)；在蒸發(fā)器中吸收高溫?zé)崴臒崃客瓿烧舭l(fā)和過(guò)熱(狀態(tài)6)；高溫、高壓的有機(jī)工質(zhì)蒸氣進(jìn)入膨脹機(jī)做功后成為乏氣(狀態(tài)7)；乏氣通過(guò)油分離器后(狀態(tài)8)在回?zé)崞髦袑⒂酂徇M(jìn)一步釋放(狀態(tài)9)，之后進(jìn)入冷凝器凝結(jié)(狀態(tài)10)；有機(jī)工質(zhì)離開(kāi)冷凝器后(狀態(tài)1)完成循環(huán).

圖1 基于ORC的船用柴油機(jī)廢氣余熱利用系統(tǒng)示意Fig.1 Schematic of ORC based on exhaust waste heat utilization system for marine diesel engine

ORC 的有機(jī)工質(zhì)為五氟丙烷(R245fa).R245fa在熱源溫度為363.15～473.15 K 內(nèi)提供了較好的循環(huán)熱力性能[3,11]；作為一種等熵工質(zhì)，能夠避免腐蝕膨脹機(jī)葉片；其臭氧消耗潛值(ODP)為0 且不易燃，具有較好的環(huán)保性和安全性；同時(shí)，該工質(zhì)容易獲取且成本較低；這些優(yōu)勢(shì)使得R245fa 成為余熱利用系統(tǒng)有機(jī)工質(zhì)的首選[12].

中間傳熱循環(huán)將柴油機(jī)的廢氣余熱由熱水經(jīng)廢氣換熱器、蒸發(fā)器和預(yù)熱器傳遞給有機(jī)工質(zhì)，即該循環(huán)在系統(tǒng)內(nèi)部轉(zhuǎn)換熱源并降低了ORC 熱源的溫度，避免了R245fa 的高溫分解失效[13].同時(shí)，中間熱水循環(huán)隔開(kāi)了主機(jī)廢氣和ORC 回路，提高了整體的安全性[5]，降低了廢氣熱源變動(dòng)對(duì)ORC 平穩(wěn)運(yùn)行的影響[13-14].潤(rùn)滑油循環(huán)以維持螺桿膨脹機(jī)穩(wěn)定工作，油滴隨膨脹機(jī)排氣一同排出；經(jīng)油分離器分離后，潤(rùn)滑油在油冷卻器中利用工質(zhì)泵出口的低溫R245fa 液體來(lái)冷卻；潤(rùn)滑油經(jīng)油泵重新進(jìn)入膨脹機(jī)機(jī)械部件，完成循環(huán).

2 試驗(yàn)方法

2.1 熱力性能計(jì)算

設(shè)整個(gè)系統(tǒng)處于穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài)，并忽略動(dòng)能和勢(shì)能變化以及除測(cè)點(diǎn)外的其他損失，則廢氣在換熱器中的放熱量為

式中：mg為廢氣質(zhì)量流量；hg,in和 hg,out分別為廢氣換熱器的進(jìn)/出口廢氣比焓.中間熱水在廢氣換熱器中的吸熱量為

式中：mwt為熱水質(zhì)量流量；hwt,a和 hwt,b分別為熱水在廢氣換熱器進(jìn)/出口的比焓.則廢氣換熱器的換熱效率為

對(duì)于ORC 機(jī)組的預(yù)熱器和蒸發(fā)器，可不計(jì)換熱損失，則R245fa 的質(zhì)量流量為

式中：hwt,c和 hwt,d分別為熱水在蒸發(fā)器入口和預(yù)熱器出口的比焓；h4和h6分別為預(yù)熱器進(jìn)口和蒸發(fā)器出口R245fa 的比焓.

忽略熱水循環(huán)泵和油泵的耗功，則系統(tǒng)的發(fā)電效率為

式中：Pnet為凈發(fā)電功率；Pexp,1為系統(tǒng)經(jīng)變流器后輸出的發(fā)電功率；Pp為工質(zhì)泵耗電功率.

對(duì)于螺桿膨脹機(jī)這類(lèi)容積式膨脹機(jī)，等熵效率為

式中：Pexp，2為變流器前的發(fā)電機(jī)輸出功率；h7s為R245fa 經(jīng)等熵膨脹后在膨脹機(jī)出口的比焓.該定義計(jì)入了機(jī)械傳動(dòng)損失、發(fā)電機(jī)損失和熱損失.膨脹比定義為進(jìn)/出口壓力p6和p7的比值.

工質(zhì)泵的等熵效率為

式中：h1為 R245fa 在工質(zhì)泵進(jìn)口的比焓；h2s為R245fa 經(jīng)等熵壓縮后在工質(zhì)泵出口的比焓.此定義計(jì)入了機(jī)械效率及電機(jī)效率.

從熱力學(xué)第二定律的角度引入系統(tǒng)煙用 效率[4]，即

式中：TL為冷凝器中冷卻水進(jìn)/出口平均溫度；TH為廢氣換熱器中廢氣進(jìn)/出口平均溫度.

2.2 試驗(yàn)系統(tǒng)

圖2 為整個(gè)試驗(yàn)系統(tǒng)布置.余熱利用系統(tǒng)以MAN 6S50ME-C8.2 型二沖程低速柴油機(jī)的標(biāo)定最大持續(xù)功率進(jìn)行設(shè)計(jì).表1 為柴油機(jī)在環(huán)境溫度為298.15 K、壓力為0.1 MPa 時(shí)的主要參數(shù)[15].

圖2 試驗(yàn)系統(tǒng)布置示意Fig.2 Schematic of test system layout

表1 柴油機(jī)不同負(fù)荷下的參數(shù)Tab.1 Diesel engine specifications under different loads

柴油主機(jī)的廢氣通過(guò)排氣管進(jìn)入廢氣換熱器.排氣管系包覆硅酸鋁鎂保溫層，使柴油主機(jī)到廢氣換熱器間的廢氣溫降控制在3.0 K 以?xún)?nèi).給水單元用于維持中間熱水循環(huán).熱水流量通過(guò)循環(huán)泵控制，設(shè)計(jì)流量為11.11 kg/s.熱水管系包覆硅酸鋁鎂保溫層，使給水單元與廢氣換熱器之間、廢氣換熱器與ORC 機(jī)組之間、ORC 機(jī)組與給水單元之間的熱水溫降均控制在0.5 K 以?xún)?nèi).

圖3 為廢氣換熱器在現(xiàn)場(chǎng)的布置.考慮到試驗(yàn)臺(tái)架的限制，廢氣換熱器被水平固定在臺(tái)架上.換熱器中的熱水流過(guò)螺旋翅片管以吸收廢氣余熱.熱水與廢氣逆流流動(dòng).管束錯(cuò)列布置，總換熱面積為1 572 m2.設(shè)計(jì)廢氣進(jìn)/出口溫度分別為505.15 K 和383.15 K；熱水進(jìn)/出口溫度分別為 363.15 K 和423.15 K.換熱器采用巖棉氈保溫.

圖3 廢氣換熱器布置Fig.3 Layout of exhaust heat exchanger

表2 為ORC 機(jī)組關(guān)鍵設(shè)備的設(shè)計(jì)參數(shù).圖4 為ORC 機(jī)組的三維模型及相關(guān)設(shè)備.其中，一對(duì)相互嚙合的反向旋轉(zhuǎn)的螺旋形轉(zhuǎn)子水平布置于內(nèi)，膨脹機(jī)內(nèi)置轉(zhuǎn)速傳感器.工作時(shí)，潤(rùn)滑油噴入轉(zhuǎn)子的軸承和軸封中，油滴回流到轉(zhuǎn)子腔底部低壓側(cè)，匯入R245fa乏氣中一同從底部排出；部分油霧會(huì)被帶到轉(zhuǎn)子腔內(nèi)，并在轉(zhuǎn)子齒面上附著.膨脹機(jī)通過(guò)聯(lián)軸器與永磁同步發(fā)電機(jī)相連.發(fā)電機(jī)后連接變流器，輸出功率通過(guò)變流器監(jiān)測(cè)，并最終消耗于負(fù)載箱中.變頻工質(zhì)泵可根據(jù)機(jī)組運(yùn)行工況調(diào)節(jié)變頻器輸出頻率以控制R245fa 的流量；耗功通過(guò)變頻器監(jiān)測(cè).工質(zhì)泵出口至回?zé)崞鞒隹诓捎孟鹚鼙?，其后到膨脹機(jī)進(jìn)口采用巖棉保溫，測(cè)點(diǎn)位置見(jiàn)圖1.表3 為關(guān)鍵測(cè)量參數(shù)及對(duì)應(yīng)測(cè)量設(shè)備，所有參數(shù)均反饋至控制系統(tǒng)Siemens Simatic PLC，PLC 與上位機(jī)相連，上位機(jī)基于Labview 開(kāi)發(fā)，并能實(shí)時(shí)記錄各參數(shù)數(shù)據(jù)，數(shù)據(jù)采集間隔為1 s.

表2 ORC機(jī)組關(guān)鍵設(shè)備的設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.2 Technical specifications of ORC key units

圖4 ORC機(jī)組示意Fig.4 Schematic of ORC system

表3 關(guān)鍵測(cè)量參數(shù)及其測(cè)量?jī)x器Tab.3 Key parameters and corresponding measuring devices

2.3 試驗(yàn)過(guò)程

在試驗(yàn)中，柴油主機(jī)使用0 號(hào)柴油，保持冷卻水流量不變，冷卻水進(jìn)口溫度為296.15 K；使柴油主機(jī)上升至一定的負(fù)荷，逐步調(diào)節(jié)熱水循環(huán)泵和工質(zhì)泵頻率以控制中間熱水和R245fa 的流量，維持廢氣換熱器的廢氣出口溫度統(tǒng)一以及進(jìn)/出口水溫在(設(shè)計(jì)值±5)K，即ORC 熱源由熱水流量控制.同時(shí)調(diào)節(jié)負(fù)載值，使同步發(fā)電機(jī)組轉(zhuǎn)速維持在設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)速(3 000 r/min)以匹配變流器電壓，進(jìn)而正常輸出電功.在系統(tǒng)狀態(tài)滿(mǎn)足GB/T 30555—2014 的穩(wěn)定性判據(jù)下，保持至少30 min，并取后10 min 數(shù)據(jù)的平均值進(jìn)行分析.之后增大主機(jī)負(fù)荷并重復(fù)上述過(guò)程，直至熱水流量為11.11 kg/s，即達(dá)到系統(tǒng)最大工況.

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 主機(jī)負(fù)荷對(duì)廢氣換熱器的影響

圖5 為不同主機(jī)負(fù)荷下，系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)廢氣換熱器中主機(jī)廢氣和熱水狀態(tài)的 10 min 瞬時(shí)值.圖6 為廢氣換熱器換熱量及換熱效率隨主機(jī)負(fù)荷的變化.

圖6 廢氣換熱器的換熱量及換熱效率隨主機(jī)負(fù)荷的變化Fig.6 Variation of exhaust heat exchanger load and efficiency with engine load

由圖5 可知，所配主機(jī)實(shí)際排氣溫度大于設(shè)計(jì)值；經(jīng)過(guò)前期多次調(diào)試發(fā)現(xiàn)，在小主機(jī)負(fù)荷下需采用較大的熱水流量使ORC 機(jī)組順利開(kāi)機(jī)，使得換熱器廢氣出口溫度較設(shè)計(jì)值偏低.為了盡量使樣機(jī)利于調(diào)節(jié)且平穩(wěn)運(yùn)行，在試驗(yàn)中維持此廢氣出口溫度基本不變.因此，當(dāng)主機(jī)負(fù)荷達(dá)到70%時(shí)，熱水流量已達(dá)設(shè)計(jì)值(11.11 kg/s)；該ORC 余熱利用系統(tǒng)已經(jīng)達(dá)到最大工況.試驗(yàn)中其他主機(jī)負(fù)荷為45%、60%和65%.圖5a 中，隨著主機(jī)負(fù)荷變大，排氣溫度降低，廢氣壓力增加，但換熱器壓降相對(duì)較小，對(duì)焓變的影響有限.因而廢氣放熱量的增大主要是由于廢氣流量增大.圖5b 中，換熱器熱水進(jìn)/出口溫度基本維持為設(shè)計(jì)值時(shí)，逐步增大的廢氣放熱量主要通過(guò)增大熱水流量來(lái)吸收.熱水流量增大則ORC 吸熱量增大.

圖5 廢氣換熱器中廢氣和熱水工況隨主機(jī)負(fù)荷的變化Fig.5 Variation of exhaust heat exchanger exhaust and hot water working conditions with engine load

3.2 主機(jī)負(fù)荷對(duì)ORC的影響

圖7 為工質(zhì)流量、膨脹機(jī)進(jìn)氣過(guò)熱度和進(jìn)/排氣壓力隨主機(jī)負(fù)荷的變化.為了吸收熱量以保證廢氣換熱器的回水溫度，需增大工質(zhì)泵頻率，則R245fa流量隨主機(jī)負(fù)荷增大而增大.由于工質(zhì)泵頻率的增加，使得膨脹機(jī)進(jìn)口壓力也顯著增大；而出口壓力增大幅度明顯小于進(jìn)口壓力，且呈不變的趨勢(shì).同時(shí)，膨脹比也隨主機(jī)負(fù)荷增大而增大.在最大工況下的膨脹比為4.3，較設(shè)計(jì)值偏小較多.這是由于在循環(huán)熱水條件滿(mǎn)足設(shè)計(jì)值時(shí)，工質(zhì)流量相比設(shè)計(jì)值偏小7.59%；而調(diào)節(jié)工質(zhì)流量將影響回水溫度；另一方面，進(jìn)口壓力上升使得過(guò)熱度減小，但該值仍然較大.這是由于在蒸發(fā)器中，由于換熱面積一定，流量偏小減少了工質(zhì)至飽和態(tài)所需的換熱面積，而增加了過(guò)熱態(tài)的受熱面積，導(dǎo)致過(guò)熱度偏大.

圖7 R245fa 工質(zhì)流量、膨脹機(jī)進(jìn)氣過(guò)熱度和進(jìn)/排氣壓力隨主機(jī)負(fù)荷的變化Fig.7 Variation of R245fa flow rate，expander inlet superheat and inlet/outlet pressure with engine load

圖8 為ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)的發(fā)電功率、發(fā)電機(jī)輸出功率和工質(zhì)泵耗電功率在不同主機(jī)負(fù)荷下的瞬時(shí)值變化，圖中數(shù)值為相應(yīng)區(qū)間內(nèi)的平均值.可知，各功率均隨主機(jī)負(fù)荷增大而增大.系統(tǒng)發(fā)電功率和發(fā)電機(jī)輸出功率的差值即為變流器的損耗.該損耗值也與主機(jī)負(fù)荷呈正相關(guān).主機(jī)負(fù)荷為70%時(shí)，系統(tǒng)發(fā)電功率和發(fā)電機(jī)輸出功率分別為286.33 kW 和293.50 kW；變流器損耗為7.17 kW.由于膨脹比偏小導(dǎo)致發(fā)電機(jī)輸出功率損失7.18%.工質(zhì)泵耗功在主機(jī)負(fù)荷為70%時(shí)最大，達(dá)23.29 kW.結(jié)合圖7 可知，隨著負(fù)荷的增加，通過(guò)加大工質(zhì)泵頻率來(lái)提高R245fa的流量，使得膨脹機(jī)進(jìn)口壓力增大；進(jìn)氣壓力增大導(dǎo)致壓差增大，并與R245fa 流量一起推動(dòng)發(fā)電功率的提升.最大凈發(fā)電功率Pnet試驗(yàn)值為263.05 kW.

圖8 工質(zhì)泵耗功、系統(tǒng)發(fā)電功率和發(fā)電機(jī)輸出功率隨主機(jī)負(fù)荷的變化Fig.8 Variation of pump power consumption ，system power output and generator power output with engine load

圖9 為系統(tǒng)的發(fā)電效率、膨脹機(jī)等熵效率、工質(zhì)泵等熵效率及系統(tǒng)煙用 效率與主機(jī)負(fù)荷的關(guān)系.發(fā)電效率和煙用 效率均隨負(fù)荷上升而上升.發(fā)電效率的上升是由于蒸發(fā)壓力的上升，但其受影響程度較煙用 效率小，前者改變量為2.05%，后者為7.14%.在最大工況下，發(fā)電效率達(dá)9.38%，煙用 效率達(dá)27.52%.在內(nèi)燃機(jī)廢氣余熱利用領(lǐng)域，ORC 的效率通常為7%～10%[16]；因而該ORC 余熱利用系統(tǒng)的發(fā)電效率處于較高水平.在以R245fa 為有機(jī)工質(zhì)時(shí)，ORC煙用 效率一般在20%～30%之間[4,17]，與試驗(yàn)結(jié)果相吻合.

圖9 各效率隨主機(jī)負(fù)荷的變化Fig.9 Variation of efficiencies with engine load

螺桿膨脹機(jī)的等熵效率計(jì)算通常為測(cè)得的進(jìn)/出口焓變與等熵過(guò)程焓變的比值.筆者根據(jù)參與的多臺(tái)同類(lèi)型機(jī)組的試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，出口處由于工質(zhì)向油滴放熱致使溫度難以測(cè)準(zhǔn)；誤差與油溫和油量有關(guān).若采用上述方式評(píng)估，將使得結(jié)果偏大甚至不合理.此外，Quoilin 等[14]指出，螺桿膨脹機(jī)做功過(guò)程中的放熱不能忽視，不宜使用上述方式給出評(píng)價(jià).因而使用式(6)對(duì)膨脹機(jī)等熵效率進(jìn)行評(píng)估.

可見(jiàn)，螺桿膨脹機(jī)等熵效率在主機(jī)45%～65%負(fù)荷段逐漸增大，在65%負(fù)荷取得最大值后有略微下降；該趨勢(shì)與楊緒飛等[18]觀測(cè)到的基本一致，與進(jìn)氣過(guò)熱度及機(jī)電傳動(dòng)效率的變化相關(guān).在最大工況下，其值為 75.56%.螺桿膨脹機(jī)等熵效率為 50%～60%[14,19]；相比之下，該型螺桿膨脹機(jī)效率較高.工質(zhì)泵等熵效率隨主機(jī)負(fù)荷上升而上升，最大工況下為39.47%.已有研究[14,19]中反饋工質(zhì)泵等熵效率普遍為20.00%左右，低于筆者試驗(yàn)的結(jié)果.

綜上，試驗(yàn)驗(yàn)證了ORC 廢氣余熱利用系統(tǒng)匹配大型船機(jī)的可行性.隨著主機(jī)負(fù)荷上升，廢氣換熱器效率上升，熱水流量和R245fa 流量上升，膨脹機(jī)進(jìn)氣壓力增大，過(guò)熱度下降，發(fā)電效率、煙用 效率及發(fā)電量均增大；系統(tǒng)整體性能較高.但受限于現(xiàn)場(chǎng)條件，廢氣換熱器采用臥式布置，與立式布置結(jié)果可能會(huì)有一定差異；膨脹機(jī)不能達(dá)到設(shè)計(jì)膨脹比，制約了發(fā)電量；系統(tǒng)與主機(jī)匹配性尚有不足.

3.3 不確定度分析

利用不確定度傳遞公式對(duì)ORC 余熱利用系統(tǒng)最大工況下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行不確定度分析，并假設(shè)各直接測(cè)量參數(shù)之間無(wú)相關(guān)性，有

表4 系統(tǒng)最大工況下計(jì)算參數(shù)的相對(duì)不確定度Tab.4 Relative uncertainty analysis results for derived parameters under system maximum performance condition

4 EEDI和經(jīng)濟(jì)性分析

EEDI 定義為船舶在單位運(yùn)載能力下主機(jī)和輔機(jī)燃料消耗所排放的CO2[20].EEDI 表征了船舶的能效水平，其值越低，CO2排放越少，效率越高.ORC 余熱利用系統(tǒng)的發(fā)電量并入船舶電網(wǎng)后有利于減少輔機(jī)所需功率，進(jìn)而減少輔機(jī)排放量.因而通過(guò)比較應(yīng)用ORC 余熱利用系統(tǒng)前、后的EEDI 結(jié)果，可間接衡量該系統(tǒng)的減排性能.此外，為了解使用該系統(tǒng)可取得的經(jīng)濟(jì)效益，對(duì)該系統(tǒng)開(kāi)展經(jīng)濟(jì)性分析.

筆者選取一型載重量為120 000 噸級(jí)的遠(yuǎn)洋運(yùn)輸散貨船以評(píng)估該ORC 余熱利用系統(tǒng)對(duì)EEDI 的影響和經(jīng)濟(jì)性.該船采用一臺(tái)10 MW 級(jí)主機(jī)，并假設(shè)即為試驗(yàn)用主機(jī) 6S50ME-C8.2.則船舶達(dá)到的EEDI(AEEDI)可依據(jù)EEDI 計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)[20]確定，有

式中：fj為補(bǔ)償船舶特定設(shè)計(jì)因素的修正系數(shù)，取值為1；fi為運(yùn)載能力修正系數(shù)，取值為1.013(滿(mǎn)足散貨船共同結(jié)構(gòu)規(guī)范)；fc為艙容量修正系數(shù)，取值為1；fl為安裝有船用吊機(jī)等設(shè)備的修正系數(shù)，取值為1；fw為考慮海況和天氣的失速系數(shù)，取值為1；feff(i)為第i個(gè)創(chuàng)新能效技術(shù)利用系數(shù)，取值為1；nME為主機(jī)數(shù)量，取值為1；nPTI為軸馬達(dá)數(shù)量，取值為0；neff為創(chuàng)新能效技術(shù)數(shù)量，取值為1；CFME為主機(jī)的燃料-碳轉(zhuǎn)換因子，取值為3.206(柴油)；CFAE為輔機(jī)的燃料-碳轉(zhuǎn)換因子，取值為3.206(柴油)；PME為主機(jī)最大持續(xù)負(fù)荷的75%，取值為7 470 kW；PAE為輔機(jī)在正常航行情況下的功率，取值為540 kW；PPTI為軸馬達(dá)功率，取值為0；PAEeff為船舶在PME狀態(tài)下由于采用了創(chuàng)新電能效技術(shù)而減少的輔機(jī)功率，取值為263.05 kW；Peff為75%主機(jī)功率時(shí)創(chuàng)新機(jī)械節(jié)能推進(jìn)技術(shù)的輸出功率，取值為0；SFCME為主機(jī)經(jīng)核定的燃油消耗率，取值為176.1 g/(kW·h)(含6%偏差)；SFCAE為輔機(jī)經(jīng)核定的燃油消耗率，取值為216 g/(kW·h)；Ccap為載運(yùn)能力，取120 742 t；Vref為船舶在無(wú)風(fēng)無(wú)浪時(shí)在PME工況下的速度，取值為14 kn.

在有ORC 余熱利用系統(tǒng)時(shí)，該船的AEEDI為2.58 g/(t·nm).同時(shí)，無(wú)余熱利用系統(tǒng)時(shí)PAEeff取值為0，則AEEDI為2.68 g/(t·nm).PAEeff為主機(jī)負(fù)荷75%(PME工況)下的節(jié)電量，而試驗(yàn)結(jié)果Pnet在主機(jī)負(fù)荷為70%下取得；因而取PAEeff＝Pnet計(jì)算AEEDI是一種偏保守的估計(jì).

針對(duì)該型散貨船，IMO[20]制定了其基線(xiàn)值(BEEDI)和所處折減階段AEEDI所允許的最大值，即EEDI 要求值(REEDI)，有

式中：X 為折減系數(shù)，取值為20(階段2)；a 和c 為船型系數(shù)，分別取值為961.79 和0.48；b 為載重，即120 742 t.由此可得當(dāng)前的REEDI和BEEDI分別為2.80 g/(t·nm)和3.50 g/(t·nm).因而在有ORC 余熱利用系統(tǒng)的情況下，該船AEEDI相比于REEDI下降了8%.

ORC 余熱利用系統(tǒng)對(duì)降低EEDI 的貢獻(xiàn)度被定義為比較系統(tǒng)安裝前、后，AEEDI相對(duì)于BEEDI降低的程度之差[21].可得該系統(tǒng)對(duì)降低EEDI 的貢獻(xiàn)度達(dá)3%，體現(xiàn)了該ORC 余熱利用系統(tǒng)的競(jìng)爭(zhēng)性.

對(duì)于經(jīng)濟(jì)性分析，參考Ng 等[5]的方法預(yù)估應(yīng)用該系統(tǒng)后的年燃料成本節(jié)省和靜態(tài)投資回報(bào)期.在分析時(shí)，不計(jì)入后期運(yùn)維成本，并假設(shè)ORC 余熱利用系統(tǒng)處于最大工況.年燃料成本節(jié)省表示為

式中：Pnet取 263.05 kW；t 為年運(yùn)行時(shí)間，取6 240 h/a；SFCAE取216 g/(kW·h)；z 為燃油價(jià)格，取值為4 元/kg.則年燃料成本節(jié)省約為1.418 2×106元/a.

靜態(tài)投資回報(bào)期為

式中：C 為ORC 余熱利用系統(tǒng)總價(jià).根據(jù)設(shè)備廠家的報(bào)價(jià)，ORC 余熱利用系統(tǒng)的總價(jià)為4.66×106元；則C 為4.66×106元，可得投資回報(bào)期約為3.29 a.

5 結(jié) 論

(1) 隨著主機(jī)負(fù)荷上升，ORC 余熱利用系統(tǒng)的廢氣換熱器效率變大，中間熱水流量和R245fa 流量上升，膨脹機(jī)進(jìn)氣壓力抬升，進(jìn)氣過(guò)熱度減小，發(fā)電效率、煙用 效率及發(fā)電量均增大.

(2) 在所配主機(jī)達(dá)到70%負(fù)荷時(shí)，該系統(tǒng)達(dá)到最大工況，凈發(fā)電量為263.05 kW，發(fā)電效率達(dá)9.38%，煙用 效率達(dá)27.52%，螺桿膨脹機(jī)和工質(zhì)泵的等熵效率分別為75.56%和39.47%，性能較好.

(3) 該系統(tǒng)對(duì)一型120 000 噸級(jí)遠(yuǎn)洋運(yùn)輸散貨船的 EEDI 貢獻(xiàn)度達(dá) 3%，年燃料成本節(jié)省約為1.418 2×106元/a，靜態(tài)投資回報(bào)期估計(jì)為3.29 a，收益較可觀.