回收船舶柴油機(jī)余熱的有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)熱力學(xué)性能比較分析

羅文華 陳 武 蔣愛國 田 鎮(zhèn)

上海海事大學(xué)商船學(xué)院，上海，201306

0 引言

當(dāng)前，柴油機(jī)仍是船舶推進(jìn)動(dòng)力裝置的主要類型，二沖程柴油機(jī)熱效率接近50%，是目前所有熱機(jī)中效率最高的[1]，但其中仍有一半以上的能量未被有效利用，以熱能的形式排入環(huán)境之中。因此，對(duì)船舶柴油機(jī)余熱進(jìn)行回收利用可以有效提高柴油機(jī)能量利用率，促進(jìn)船舶節(jié)能。在眾多用于回收中低溫品位余熱的技術(shù)中，有機(jī)朗肯循環(huán)(organic Rankine cycle，ORC)被認(rèn)為是最具有應(yīng)用前景的方法之一[2]，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，運(yùn)行可靠，效率較高，適用于船舶柴油機(jī)余熱不同溫度品位的能量分布特性，近年來眾多學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了廣泛研究。

回收船舶柴油機(jī)余熱方面的研究通常會(huì)對(duì)船舶柴油機(jī)排煙余熱、缸套冷卻水余熱、增壓空氣冷卻余熱及潤滑油冷卻余熱的一種或多種進(jìn)行回收。YANG[3]采用超臨界ORC對(duì)柴油機(jī)排煙余熱進(jìn)行回收，使用柴油機(jī)缸套冷卻水余熱、增壓空氣冷卻余熱及潤滑油冷卻余熱對(duì)工質(zhì)進(jìn)行預(yù)熱，對(duì)比了6種不同工質(zhì)后，推薦系統(tǒng)選用R236fa工質(zhì)。YANG等[4]構(gòu)建了一種同時(shí)回收柴油機(jī)排煙和缸套冷卻水余熱的改進(jìn)ORC系統(tǒng)，R245fa工質(zhì)經(jīng)由缸套冷卻水加熱蒸發(fā)后被導(dǎo)入設(shè)在柴油機(jī)煙道中的過熱器，再利用高溫排煙將工質(zhì)直接加熱至過熱狀態(tài)，最后送入膨脹機(jī)做功，分析結(jié)果表明，改進(jìn)后ORC系統(tǒng)的熱效率可提高6%。KALIKATZARAKIS等[5]用蒸發(fā)器替換傳統(tǒng)中央冷卻系中的空冷器，構(gòu)建了ORC系統(tǒng)，以對(duì)增壓空氣冷卻余熱進(jìn)行回收利用，結(jié)合某船的船用二沖程柴油機(jī)(MCR功率為72 240 kW)的運(yùn)行狀況及部分負(fù)荷下余熱的數(shù)量和溫度，對(duì)所構(gòu)建的3種形式(基礎(chǔ)式、回?zé)崾?、?fù)疊式)ORC系統(tǒng)的運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行分析比較。FAISAL等[6]對(duì)回收某船舶柴油機(jī)(MCR功率為1.5 MW)缸套冷卻水廢熱的基礎(chǔ)形式的ORC系統(tǒng)進(jìn)行分析與工質(zhì)篩選，發(fā)現(xiàn)當(dāng)采用R245fa工質(zhì)時(shí)，系統(tǒng)的凈功輸出達(dá)125 kW，熱效率可達(dá)6.2%。

上述研究對(duì)船舶柴油機(jī)排煙余熱回收時(shí)，通常將蒸發(fā)器直接布置在船舶柴油機(jī)煙道中，造成柴油機(jī)排氣背壓升高，并且增加了系統(tǒng)維護(hù)成本。本文所研究的ORC系統(tǒng)則是通過利用船舶自身配置的廢氣鍋爐所產(chǎn)生的高溫水蒸氣作為系統(tǒng)的熱源，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)排煙余熱的間接進(jìn)一步回收，以期提升ORC系統(tǒng)的可靠性及降低對(duì)船舶柴油機(jī)性能所造成的影響?；谙到y(tǒng)熱力學(xué)模型，利用Simulink分別對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)、帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)、帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)、獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)及帶回?zé)崞鳘?dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)進(jìn)行建模仿真，運(yùn)用系統(tǒng)的仿真模型對(duì)以上不同結(jié)構(gòu)形式的回收船舶柴油機(jī)排煙余熱和缸套冷卻水余熱的ORC系統(tǒng)的性能進(jìn)行研究，對(duì)比分析不同改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式的系統(tǒng)對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)在性能上的提升效果。

1 ORC系統(tǒng)

1.1 基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)構(gòu)成

利用高溫水蒸氣作為系統(tǒng)熱源以間接回收船舶柴油機(jī)排煙余熱的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)組成和T-S圖分別見圖1和圖2；系統(tǒng)主要部件包括工質(zhì)泵、蒸發(fā)器、膨脹機(jī)及冷凝器，系統(tǒng)利用船舶廢氣鍋爐所產(chǎn)生的高溫水蒸氣作為熱源，采用舷外海水作為冷源；冷凝器中低壓過冷液態(tài)工質(zhì)經(jīng)由工質(zhì)泵加壓成高壓過冷工質(zhì)，進(jìn)入蒸發(fā)器中吸收熱源熱量從而蒸發(fā)，產(chǎn)生飽和或過熱的工質(zhì)蒸氣被引入膨脹機(jī)進(jìn)行膨脹做功，工質(zhì)完成做功后進(jìn)入冷凝器中與冷卻海水完成熱交換，變成過冷液態(tài)工質(zhì)后被吸入工質(zhì)泵，開始下一輪循環(huán)。

圖1 基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)組成示意圖Fig.1 Diagram of basic system

圖2 ORC系統(tǒng)T-S圖Fig.2 T-S Diagram of ORC system

1.2 系統(tǒng)參數(shù)

本文進(jìn)行余熱回收的對(duì)象為滬東重工生產(chǎn)的某型號(hào)船用柴油機(jī)，根據(jù)該柴油機(jī)煙氣中氣體組成成分，利用REFPROP軟件可計(jì)算煙氣質(zhì)量熱容約為1.1 kJ/(kg·K)。然后根據(jù)煙氣在廢氣鍋爐中進(jìn)出口溫度和質(zhì)量流量，可計(jì)算出煙氣中可資回收的余熱量；同理，可計(jì)算缸套冷卻水中可資回收的余熱量。船舶柴油機(jī)排煙余熱利用廢氣鍋爐進(jìn)行間接利用，既降低了ORC系統(tǒng)對(duì)柴油機(jī)性能的影響，又保證了ORC系統(tǒng)熱源的穩(wěn)定性。為防止煙氣中的氮硫氧化物形成酸液，煙氣在鍋爐出口溫度設(shè)定為378.15 K。通過廢氣鍋爐，船舶柴油機(jī)排煙余熱中的熱量轉(zhuǎn)移至高溫水蒸氣中，可通過控制高溫水蒸氣的質(zhì)量流量，從而控制高溫水蒸氣的溫度，實(shí)現(xiàn)不同熱源溫度對(duì)ORC系統(tǒng)性能影響的研究。船舶柴油機(jī)在設(shè)計(jì)工況下的主要參數(shù)[7]及高溫水蒸氣相關(guān)參數(shù)見表1，基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)的設(shè)計(jì)參數(shù)見表2。

表1 船舶柴油機(jī)參數(shù)Tab.1 Parameters of ship diesel engine

表2 ORC系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.2 Parameters of ORC system design

2 系統(tǒng)仿真模型及驗(yàn)證

2.1 系統(tǒng)仿真模型

利用Simulink對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行熱力學(xué)建模時(shí)作以下假設(shè)：①系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)工況；②工質(zhì)在管路中壓力保持不變；③忽略系統(tǒng)各設(shè)備及管路中換熱損失。ORC系統(tǒng)溫熵T-S圖見圖2，過程1-2為工質(zhì)在工質(zhì)泵中增壓，工質(zhì)泵消耗泵功為Wpump，其計(jì)算公式如下：

(1)

其中，h2s表示工質(zhì)經(jīng)工質(zhì)泵等熵壓縮時(shí)出口焓值；ηpump表示工質(zhì)泵的等熵效率。qm,ref表示系統(tǒng)工質(zhì)質(zhì)量流量，計(jì)算公式如下：

(2)

其中，Qvap表示高溫水蒸氣中所包含的熱量，其計(jì)算公式如下：

Qvap=Qtotηg

(3)

式中，Qtot為柴油機(jī)煙氣中包含的熱量；ηg為煙氣鍋爐的熱效率。

高溫水蒸氣質(zhì)量流量計(jì)算公式如下：

qm,v=Qvap/γ

(4)

式中，γ為水在對(duì)應(yīng)壓力下的汽化潛熱。

過程2-4為增壓后的工質(zhì)進(jìn)入蒸發(fā)器吸收高溫水蒸氣的熱量蒸發(fā)產(chǎn)生飽和工質(zhì)蒸氣，蒸發(fā)器換熱量計(jì)算公式如下：

Qe=qm,ref(h4-h2)

(5)

過程4-5為蒸發(fā)器中產(chǎn)生的飽和工質(zhì)蒸氣進(jìn)入膨脹機(jī)中膨脹做功，過程中產(chǎn)生的膨脹功為Wexp，其計(jì)算公式如下：

Wexp=qm,ref(h4-h5)=qm,ref(h4-h5s)ηexp

(6)

式中，h5s為工質(zhì)在膨脹機(jī)中等熵膨脹時(shí)出口工質(zhì)焓值；ηexp為膨脹機(jī)等熵效率。

過程5-1表示在膨脹機(jī)中做功之后的工質(zhì)進(jìn)入冷凝器中與冷卻水換熱，冷凝成過冷液體，冷凝器中換熱量計(jì)算公式如下：

Qc=qm,ref(h5-h1)

(7)

吸收熱量Qc所需冷卻水質(zhì)量流量為qm，w，其計(jì)算公式如下：

(8)

式中，cpw為冷卻水的定壓質(zhì)量熱容，其定性溫度為冷卻水進(jìn)出口溫度平均值；Twin、Twout分別為冷卻水進(jìn)出口溫度。

系統(tǒng)完成一個(gè)循環(huán)過程可獲得的系統(tǒng)凈輸出功為Wnet，其計(jì)算公式如下：

Wnet=Wexp-Wpump

(9)

系統(tǒng)熱效率計(jì)算公式如下：

(10)

對(duì)于帶預(yù)熱器的ORC系統(tǒng)，系統(tǒng)利用缸套冷卻水作為熱源，預(yù)熱進(jìn)入蒸發(fā)器之前的工質(zhì)，所以在計(jì)算系統(tǒng)熱效率時(shí)，系統(tǒng)消耗總熱量需加上預(yù)熱器中換熱量Qpr，計(jì)算公式如下：

(11)

對(duì)于帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)，系統(tǒng)通過回?zé)崞骰厥张蛎洐C(jī)出口工質(zhì)余熱，不額外消耗熱源，所以在計(jì)算系統(tǒng)熱效率時(shí)未將回?zé)崞髦形鼰崃堪谙目偀崃恐校视?jì)算公式仍采用式(10)。

2.2 模型驗(yàn)證

利用SONG等[7]提出的系統(tǒng)參數(shù)及實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)本文建立的ORC系統(tǒng)仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證。將本文模型設(shè)定為以柴油機(jī)排煙作為熱源，煙氣進(jìn)出口溫度分別為300 ℃和105 ℃，冷凝溫度設(shè)定為38 ℃，仿真考察系統(tǒng)的相關(guān)性能。本文模型的仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[7]結(jié)果對(duì)照見表3，對(duì)使用環(huán)己烷、苯和甲苯三種不同工質(zhì)時(shí)系統(tǒng)的參數(shù)及性能包括蒸發(fā)溫度、工質(zhì)流量、系統(tǒng)凈輸出功及系統(tǒng)熱效率分別進(jìn)行對(duì)比，最大相對(duì)誤差為4.84%，最小相對(duì)誤差為0.04%，誤差在允許范圍之內(nèi)，仿真模型的合理性得到有效驗(yàn)證。

3 系統(tǒng)工質(zhì)選擇

在不同熱源條件下，工質(zhì)的選擇對(duì)ORC系統(tǒng)性能的影響很大。通常，可根據(jù)工質(zhì)飽和蒸汽線斜率的大小將工質(zhì)分為干工質(zhì)(dT/dS>0)、等熵工質(zhì)(dT/dS=∞)及濕工質(zhì)(dT/dS<0)。學(xué)者們針對(duì)不同ORC系統(tǒng)選擇適用的工質(zhì)進(jìn)行過很多研究。LI等[8]和WANG等[9]指出選取合適的工質(zhì)是提高ORC系統(tǒng)性能的核心要素，工質(zhì)的篩選還必須同時(shí)考慮熱源的類型和溫度品位以及安全性、環(huán)保性和經(jīng)濟(jì)性要求等。MIAO等[10]指出工質(zhì)臨界溫度和熱源進(jìn)口溫度對(duì)ORC系統(tǒng)的效率有很大影響。HAERVIG等[11]認(rèn)為工質(zhì)最佳的臨界溫度應(yīng)高于熱源進(jìn)口溫度30～50 K。HE等[12]根據(jù)熱流媒介是否進(jìn)行循環(huán)利用對(duì)熱源進(jìn)行分類，提出適用不同類型熱源的ORC系統(tǒng)工質(zhì)的選取標(biāo)準(zhǔn)，指出，對(duì)于直接排放熱流媒介的熱源進(jìn)行回收利用的ORC系統(tǒng)，應(yīng)該以凈功輸出為評(píng)價(jià)指標(biāo)，選用高比熱低汽化潛熱的工質(zhì)。綜上，本文構(gòu)建的ORC系統(tǒng)選擇的候選工質(zhì)熱物性參數(shù)見表4。

表3 模型驗(yàn)證對(duì)照結(jié)果Tab.3 Results of model validation

表4 回收船舶柴油機(jī)余熱ORC系統(tǒng)候選工質(zhì)物性參數(shù)Tab.4 Property of alternative fluids for ORC system of waste heat recovery of ship diesel engine

4 基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能分析

本文所考察的柴油機(jī)的排煙質(zhì)量流量為1.983 kg/s，其排煙溫度為573.15 K，為避免煙氣中的氮硫氧化物液化形成酸液腐蝕管道，需保證鍋爐出口煙氣溫度高于酸的露點(diǎn)溫度，故將出口煙氣溫度設(shè)為373.15 K?；A(chǔ)ORC系統(tǒng)的熱源采用船舶現(xiàn)有的廢氣鍋爐所產(chǎn)生的高溫水蒸氣，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)柴油機(jī)排煙余熱的間接回收利用。以系統(tǒng)凈輸出功作為系統(tǒng)性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，以期通過ORC系統(tǒng)獲得最大系統(tǒng)凈輸出功?；厥詹裼蜋C(jī)排煙余熱的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)首先分別選擇R245fa、R245ca、R365mfc、R123及R600候選工質(zhì)進(jìn)行性能對(duì)比分析。

基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)仿真結(jié)果如圖3所示，其中包括ORC系統(tǒng)蒸發(fā)溫度、工質(zhì)質(zhì)量流量、系統(tǒng)凈輸出功及系統(tǒng)熱效率隨高溫水蒸氣溫度變化的關(guān)系。圖3a表明，系統(tǒng)工質(zhì)蒸發(fā)溫度隨高溫水蒸氣溫度增加而增加，其中R600的蒸發(fā)溫度最高，R365mfc蒸發(fā)溫度最低。圖3b表明，系統(tǒng)工質(zhì)質(zhì)量流量隨高溫水蒸氣溫度增加而減少，其中R123工質(zhì)質(zhì)量流量最大，R600工質(zhì)質(zhì)量流量最小。當(dāng)系統(tǒng)蒸發(fā)溫度增加時(shí)，系統(tǒng)蒸發(fā)壓力相應(yīng)增大，在冷凝壓力固定時(shí)，工質(zhì)在膨脹機(jī)中膨脹比增大，單位質(zhì)量工質(zhì)可輸出功率增加。系統(tǒng)凈輸出功與單位質(zhì)量工質(zhì)輸出功率和工質(zhì)質(zhì)量流量正相關(guān)，但兩者隨高溫水蒸氣溫度增加變化趨勢(shì)相反，所以無法直接判斷系統(tǒng)凈輸出功與高溫水蒸氣溫度的變化關(guān)系。圖3c表明，系統(tǒng)凈輸出功隨高溫水蒸氣溫度的增加而增加，說明對(duì)于所選5種工質(zhì)，隨著高溫水蒸氣溫度升高，單位工質(zhì)輸出功率增加對(duì)系統(tǒng)凈輸出功的變化起主導(dǎo)作用。其中，使用R245fa工質(zhì)時(shí)系統(tǒng)凈輸出功最大為49.83 kW，使用R365mfc工質(zhì)時(shí)最小。圖3d表明，系統(tǒng)熱效率隨高溫水蒸氣溫度增加而增加。當(dāng)柴油機(jī)排煙余熱鍋爐的煙氣進(jìn)出口溫度固定時(shí)，系統(tǒng)回收的熱源熱量值固定，系統(tǒng)熱效率僅與系統(tǒng)凈輸出功有關(guān)，故系統(tǒng)熱效率變化與系統(tǒng)凈輸出功變化相同。使用R245fa工質(zhì)時(shí)系統(tǒng)熱效率最高為13.47%，使用R365mfc工質(zhì)時(shí)最低。由于船舶設(shè)備的安全要求，所采用工質(zhì)需同時(shí)滿足不易燃、不易爆要求。經(jīng)綜合考慮系統(tǒng)的凈輸出功、熱效率以及安全性要求，選用R245fa作為基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)的工質(zhì)。

5 不同結(jié)構(gòu)形式的對(duì)比分析

5.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

(a) 蒸發(fā)溫度與高溫水蒸氣溫度關(guān)系 (b) 工質(zhì)質(zhì)量流量與高溫水蒸氣溫度關(guān)系

(c) 系統(tǒng)凈輸出功與高溫水蒸氣溫度關(guān)系 (d) 系統(tǒng)熱效率與高溫水蒸氣溫度關(guān)系圖3 基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能參數(shù)與高溫水蒸氣溫度關(guān)系Fig.3 Basic ORC system performance parameters and vapor temperature

為進(jìn)一步考察不同系統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式對(duì)柴油機(jī)余熱回收效果的改進(jìn)，本文以采用R245fa的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)為比較基準(zhǔn)，對(duì)經(jīng)改進(jìn)后的4種不同結(jié)構(gòu)形式的ORC系統(tǒng)即帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)、帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)、獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)、帶回?zé)崞鳘?dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)的性能進(jìn)行對(duì)比分析。帶回?zé)崞鞯腛RC系統(tǒng)通過在基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)蒸發(fā)器前增加布置回?zé)崞饕岳孟到y(tǒng)膨脹機(jī)出口工質(zhì)的廢熱，提高蒸發(fā)器入口處工質(zhì)焓值，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)組成如圖4所示。帶預(yù)熱器的ORC系統(tǒng)通過在基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)的蒸發(fā)器前增加布置預(yù)熱器以同時(shí)回收柴油機(jī)缸套水余熱，提高蒸發(fā)器入口處工質(zhì)的焓值，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)組成如圖5所示。獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)包括兩個(gè)獨(dú)立的ORC子系統(tǒng)，即回收柴油機(jī)排煙余熱的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)以及另增一個(gè)獨(dú)立的相同形式的ORC子系統(tǒng)以同時(shí)回收柴油機(jī)缸套冷卻水余熱。帶回?zé)崞鞯莫?dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)則是在獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)中增加一個(gè)回?zé)崞?，以利用基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)中膨脹機(jī)出口工質(zhì)的廢熱。

圖4 帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)組成示意圖Fig.4 Diagram of ORC system with regenerator

圖5 帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)組成示意圖Fig.5 Diagram of ORC system with preheater

5.2 性能對(duì)比

回收船舶柴油機(jī)余熱的5種不同結(jié)構(gòu)形式的ORC系統(tǒng)可獲得的系統(tǒng)凈輸出功如圖6所示。結(jié)果表明5種形式的系統(tǒng)的凈輸出功均隨著高溫水蒸氣溫度的升高而增加。其中，回收柴油機(jī)排煙余熱的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)可獲得凈輸出功最少，其最大值為49.83 kW；帶回?zé)崞鳘?dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)可獲得的凈輸出功最大，其最大值為65.25 kW；獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)可獲得最大凈輸出功為60.6 kW；帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)可獲得凈輸出功最大值為58.88 kW，僅比獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)減少1.72 kW，降低了2.8%，且當(dāng)高溫水蒸氣溫度低于433.15 K時(shí)，帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)可獲得的凈輸出功反而高于獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)。帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)未對(duì)柴油機(jī)缸套水余熱進(jìn)行回收，因此可獲得系統(tǒng)凈輸出功較低，最大值為54.48 kW，比帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)減少4.4 kW，降低了7.4%。

圖6 不同結(jié)構(gòu)ORC系統(tǒng)凈輸出功Fig.6 Net output power diagram of ORC system with different structures

經(jīng)改進(jìn)后的4種不同結(jié)構(gòu)形式的ORC系統(tǒng)，與作為比較基準(zhǔn)的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)，對(duì)系統(tǒng)凈輸出功的提升效果對(duì)比如圖7所示。結(jié)果表明，帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)和帶回?zé)崞鳘?dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)的凈輸出功提升量隨高溫水蒸氣溫度的升高均呈現(xiàn)增加趨勢(shì)，說明高溫水蒸氣溫度的升高對(duì)帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)和帶回?zé)崞鳘?dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)的性能提升影響大于對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能的提升影響；而帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)凈輸出功的提升量隨著高溫水蒸氣(熱源)溫度升高呈減少趨勢(shì)，說明高溫水蒸氣溫度升高對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能提升的影響大于對(duì)帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)性能提升的影響。其中，帶回?zé)崞麟p循環(huán)ORC系統(tǒng)因同時(shí)回收了柴油機(jī)排煙余熱、柴油機(jī)缸套水余熱和膨脹機(jī)出口工質(zhì)廢熱，對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能提升效果最大，最大提升值為15.42 kW，升幅達(dá)30.9%，但其缺點(diǎn)在于同時(shí)包含兩個(gè)獨(dú)立系統(tǒng)和增加一個(gè)回?zé)崞鳎到y(tǒng)復(fù)雜，占用空間大，投入成本高，在船舶上應(yīng)用的優(yōu)勢(shì)受限。獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)的凈輸出功的提升量有所降低，最大值為10.77 kW，雖然由于不加設(shè)回?zé)崞鳎谝欢ǔ潭壬辖档土讼到y(tǒng)的復(fù)雜程度，但成本仍較高。當(dāng)高溫水蒸氣溫度較低(低于433.15K)時(shí)，帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能提升優(yōu)于獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)，其最大提升量為11.7 kW；當(dāng)高溫水蒸氣溫度較高(高于433.15 K)時(shí)，帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)性能的提升稍差于獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)，最小提升量仍可達(dá)9.05 kW。帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)由于未對(duì)柴油機(jī)缸套冷卻水余熱進(jìn)行回收，故對(duì)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)凈輸出功提升較少，最大提升量?jī)H為4.65 kW。

圖7 不同形式系統(tǒng)凈輸出功提升量關(guān)系Fig.7 Net output power increase of ORC system with different structures

6 結(jié)論

(1)基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)應(yīng)選用R245fa作為系統(tǒng)的工質(zhì)，以實(shí)現(xiàn)對(duì)柴油機(jī)排煙余熱的間接回收利用，系統(tǒng)可獲得最大凈輸出功為49.83 kW，熱效率達(dá)13.47%。

(2)帶回?zé)崞鱋RC系統(tǒng)的最大凈輸出功為54.48 kW，系統(tǒng)熱效率達(dá)14.71%。對(duì)于基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)，增設(shè)回?zé)崞鲗?duì)系統(tǒng)性能的提升效果比增設(shè)預(yù)熱器差，回?zé)崞鞯膬?yōu)勢(shì)在于不需消耗額外熱源，系統(tǒng)熱效率較高。

(3)獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)采用兩個(gè)獨(dú)立的子系統(tǒng)同時(shí)回收柴油機(jī)排煙余熱和缸套冷卻水余熱，可獲得最大凈輸出功為60.6 kW。使用柴油機(jī)缸套冷卻水作為預(yù)熱熱源的預(yù)熱器ORC系統(tǒng)可獲得最大凈輸出功為58.88 kW，僅比獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)低2.84%，且在高溫水蒸氣溫度較低(低于433.15 K)時(shí)帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)凈輸出功反而大于獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)。獨(dú)立雙循環(huán)ORC系統(tǒng)相當(dāng)于由兩個(gè)單獨(dú)的基礎(chǔ)ORC系統(tǒng)組成，部件數(shù)量多，占用空間大，管理不夠便利。因此，經(jīng)綜合考慮船舶空間受限以及運(yùn)維可靠性等因素，應(yīng)優(yōu)先考慮采用帶預(yù)熱器ORC系統(tǒng)來回收該船舶柴油機(jī)余熱。