基于氣液兩相地?zé)嵩吹腛RC發(fā)電系統(tǒng)工質(zhì)篩選

趙 斌, 溫 柔, 邊技超, 劉 瑞, 龔宇烈, 王善民

(1．長(zhǎng)沙理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,長(zhǎng)沙 410114; 2．北京電力設(shè)備總廠(chǎng)有限公司,北京 102401;3．中國(guó)科學(xué)院廣州能源研究所,廣州 510640; 4．西藏地?zé)岙a(chǎn)業(yè)協(xié)會(huì),拉薩 850000)

近年來(lái),全球地?zé)岚l(fā)電站數(shù)量持續(xù)穩(wěn)步增長(zhǎng)[1-3],如美國(guó)Amedee和Heber地?zé)犭娬尽W地利Altheim地?zé)犭娬尽⑷毡綩take地?zé)犭娬疽约皣?guó)內(nèi)西藏羊易、河北獻(xiàn)縣等地?zé)犭娬径际褂糜袡C(jī)朗肯循環(huán)(ORC)發(fā)電系統(tǒng),優(yōu)化ORC發(fā)電系統(tǒng)以提高發(fā)電效率對(duì)于地?zé)岚l(fā)電推廣有著至關(guān)重要的作用。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)地?zé)酧RC發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行了大量的研究[4-11]。Algieri等[12]選取3種工質(zhì),研究了ORC發(fā)電系統(tǒng)的熱力性能,結(jié)果表明對(duì)于低溫地?zé)豳Y源,ORC發(fā)電系統(tǒng)是非常合適的選擇;Gu等[13]提出了一種能同時(shí)優(yōu)化ORC工質(zhì)組分和操作參數(shù)的新型數(shù)值優(yōu)化算法,并將其應(yīng)用于單級(jí)ORC和兩級(jí)ORC系統(tǒng)中;Abbas等[14]對(duì)高溫循環(huán)和低溫循環(huán)的雙ORC系統(tǒng)性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,結(jié)果表明雙ORC系統(tǒng)能夠在各種溫度范圍內(nèi)對(duì)熱源進(jìn)行利用;李驥飛等[15]測(cè)試了系統(tǒng)在熱源溫度、流量變化時(shí)的多工況動(dòng)態(tài)/穩(wěn)態(tài)運(yùn)行特性,結(jié)果表明熱源溫度對(duì)膨脹輸出功率影響顯著,而熱源流量的影響很小;李慧君等[16]針對(duì)變溫?zé)嵩?以效率和凈現(xiàn)值為目標(biāo)函數(shù),建立了ORC系統(tǒng)的多目標(biāo)優(yōu)化模型,結(jié)果表明R1234ze的綜合性能優(yōu)于R245fa和R134a;?zcan等[17]提出了一種新型工質(zhì)篩選方法,并將其應(yīng)用于ORC系統(tǒng)與低品位地?zé)嵩瘩詈现?劉雪玲等[18]根據(jù)地?zé)崂孟到y(tǒng)回灌的要求,研究了雙壓ORC系統(tǒng)中的熱量分配以及運(yùn)行過(guò)程中的系統(tǒng)性能變化;Zhai等[19]使用4種典型熱源和35種有機(jī)工質(zhì),通過(guò)理論推導(dǎo)得出ORC系統(tǒng)循環(huán)形式的選擇標(biāo)準(zhǔn),所得結(jié)果具有普遍適用性;吳蘇日姑嘎等[20]通過(guò)對(duì)比不同循環(huán)類(lèi)型,計(jì)算不同濃度下混合工質(zhì)對(duì)系統(tǒng)效率的影響,結(jié)果表明優(yōu)化混合工質(zhì)濃度后有機(jī)閃蒸循環(huán)(MOFC)、兩相膨脹有機(jī)閃蒸循環(huán)(MPOFC)的效率明顯高于ORC。

目前,國(guó)內(nèi)外主要針對(duì)液相地?zé)崃黧w進(jìn)行研究,針對(duì)以氣液兩相混合地?zé)崃黧w為熱源驅(qū)動(dòng)的ORC發(fā)電系統(tǒng)工質(zhì)篩選和系統(tǒng)優(yōu)化研究較少。而氣液兩相的熱源焓值比單一液相高,地?zé)嵴魵鉂摕岜仨毻ㄟ^(guò)熱交換器進(jìn)行充分換熱,同時(shí)還需保證地?zé)崃黧w回灌溫度不能過(guò)低,故熱源狀態(tài)的不同對(duì)工質(zhì)選擇、系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計(jì)、投資成本等方面具有顯著的影響,因此單一液相熱源ORC系統(tǒng)優(yōu)化和工質(zhì)篩選不能完全套用在氣液兩相熱源上。

在實(shí)際的工程實(shí)踐中,參與熱交換的熱源既包括氣相熱源又包括液相熱源,忽略氣相熱源的影響將直接影響模型計(jì)算結(jié)果的精確性,從而影響工質(zhì)篩選的可靠性,因此僅考慮液相熱源所得出的模型的計(jì)算結(jié)果不能夠很好地吻合工程實(shí)際情況。為了提高模型的準(zhǔn)確性以及工質(zhì)篩選的可靠性,必須考慮氣相熱源參與的影響。筆者結(jié)合工程實(shí)際,以氣液兩相混合地?zé)崃黧w為熱源,在MATLAB中搭建了地?zé)酧RC發(fā)電系統(tǒng)模型,通過(guò)調(diào)用物性查詢(xún)軟件REFPROP對(duì)6種所選工質(zhì)的性能進(jìn)行了詳細(xì)的對(duì)比分析,從熱力學(xué)角度出發(fā),分析了不同工質(zhì)的熱力學(xué)參數(shù)對(duì)系統(tǒng)性能的影響,并篩選出適合羊易地?zé)崽餆嵩礂l件的最佳工質(zhì)。

1 數(shù)學(xué)模型構(gòu)建

1.1 ORC發(fā)電系統(tǒng)

ORC系統(tǒng)圖如圖1所示,其主要設(shè)備包括蒸發(fā)器、預(yù)熱器、膨脹機(jī)、回?zé)崞鳌⒖諝饫淠骱凸べ|(zhì)泵等6個(gè)設(shè)備。首先,從生產(chǎn)井開(kāi)采的地?zé)崃黧w進(jìn)入汽水分離器分離成蒸氣和水,之后經(jīng)過(guò)蒸氣管道、熱水管道送入地?zé)犭娬?并在蒸發(fā)器入口匯合;其次,匯合后的氣液兩相地?zé)崃黧w進(jìn)入蒸發(fā)器、預(yù)熱器中與液態(tài)有機(jī)工質(zhì)進(jìn)行換熱;最后,完成換熱后的地?zé)崃黧w被送入回灌井完成回灌。液態(tài)有機(jī)工質(zhì)經(jīng)過(guò)預(yù)熱器、蒸發(fā)器與地?zé)崃黧w進(jìn)行換熱,加熱至飽和氣體后進(jìn)入膨脹機(jī)做功,做功后的乏氣通過(guò)回?zé)崞髋c液體有機(jī)工質(zhì)再次換熱,換熱后的有機(jī)工質(zhì)氣體經(jīng)過(guò)空氣冷凝器冷凝至飽和液體,再經(jīng)工質(zhì)泵加壓進(jìn)入回?zé)崞?在回?zé)崞髦袚Q熱后再次經(jīng)過(guò)預(yù)熱器、蒸發(fā)器以實(shí)現(xiàn)下一次循環(huán)。

圖1 地?zé)酧RC電站工藝流程Fig.1 Process of geothermal ORC power generation

通過(guò)建立熱力學(xué)模型對(duì)圖1所示系統(tǒng)進(jìn)行理論分析,得到的系統(tǒng)溫熵(T-S)圖,如圖2所示。其中:6-1為定壓吸熱過(guò)程,此過(guò)程工質(zhì)在預(yù)熱器和蒸發(fā)器中預(yù)熱、蒸發(fā);1-2s為等熵膨脹過(guò)程;1-2為有機(jī)工質(zhì)在膨脹機(jī)做功過(guò)程;2-3為膨脹機(jī)出口乏氣與工質(zhì)泵出口液態(tài)有機(jī)工質(zhì)進(jìn)行換熱的過(guò)程;3-4為有機(jī)工質(zhì)在冷凝器中定壓放熱過(guò)程;4-5s為等熵壓縮過(guò)程;4-5為實(shí)際壓縮過(guò)程;5-6為液態(tài)有機(jī)工質(zhì)在回?zé)崞髦信c膨脹機(jī)出口乏氣換熱的過(guò)程。

圖2 系統(tǒng)溫熵圖Fig.2 Temperature-entropy diagram of the system

1.2 熱力學(xué)模型

以西藏自治區(qū)拉薩市當(dāng)雄縣羊易地?zé)崽餆嵩礂l件和環(huán)境條件為參照對(duì)象,構(gòu)建熱力學(xué)模型。羊易地?zé)犭娬疽M(jìn)以色列 ORMAT 技術(shù)公司的地?zé)酧RC發(fā)電技術(shù),其地?zé)崽锔邷氐責(zé)豳Y源區(qū)面積為1.595 km2,單井氣水總量大于100 t/h;中溫地?zé)豳Y源區(qū)面積為 3.229 km2,單井氣水總量小于 100 t/h,大部分為間噴井和涌水井;低溫地?zé)豳Y源區(qū)面積為 5.925 km2,分布于中溫區(qū)外圍,溫度僅25～90 ℃。羊易地?zé)崽锾烊粺崃髁繛?15.86 MW,按熱儲(chǔ)法計(jì)算所得高溫地?zé)豳Y源區(qū)能回收的熱量換算成發(fā)電容量以30 a計(jì)為18 MW,中、低溫地?zé)豳Y源區(qū)能回收的熱量換算成發(fā)電容量以100 a計(jì)分別為 26.7 MW和 19.3 MW。

羊易地?zé)崽锬壳肮灿?ZK208、ZK203 2口生產(chǎn)井和ZK403 1口回灌井,2口生產(chǎn)井生產(chǎn)的蒸氣總質(zhì)量流量為81.6 t/h,熱水總質(zhì)量流量為783 t/h。2口井中的地?zé)崃黧w經(jīng)混合后送入汽水分離器分離成蒸氣和水,分別通過(guò)熱水管道、蒸氣管道進(jìn)入電廠(chǎng),換熱后的地?zé)崃黧w被送入回灌井以實(shí)現(xiàn)100%回灌。根據(jù)熱源參數(shù)及產(chǎn)品相關(guān)參數(shù),取熱源溫度為140 ℃,膨脹機(jī)等熵效率為87%,工質(zhì)泵等熵效率為60%,冷卻風(fēng)機(jī)內(nèi)效率為60%,冷凝溫度為30 ℃,環(huán)境溫度為 5 ℃。基于上述參數(shù)對(duì)圖2進(jìn)行熱力學(xué)模型計(jì)算,計(jì)算假設(shè)如下:(1) 循環(huán)在穩(wěn)定流動(dòng)條件下運(yùn)行;(2) 忽略地?zé)崃黧w中雜質(zhì)和不凝結(jié)氣體的影響以及泵和冷凝器的熱損失;(3) 地?zé)崃黧w為氣液兩相混合物,忽略氣液兩相混合物中雜質(zhì)的影響;(4) 忽略系統(tǒng)管道內(nèi)有機(jī)工質(zhì)在各部件間的壓降。

熱源氣相質(zhì)量流量qm為

qm=wqm,g

(1)

式中:w為地?zé)嵴魵赓|(zhì)量分?jǐn)?shù),%;qm,g為地?zé)崃黧w質(zhì)量流量,kg/s。

熱源液相質(zhì)量流量qm,1為

qm,1=(1-w)qm,g

(2)

系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),由于換熱過(guò)程中蒸發(fā)器內(nèi)的溫度相對(duì)較高,換熱器設(shè)備殼體散熱損失較大,地?zé)崃黧w的放熱量不能被有機(jī)工質(zhì)完全吸收,存在一定的熱損失率,通常為2%～3%[9],熱平衡關(guān)系式如下:

Qex=qm,f(h1-h7)=qm,gc(tin-tout)(1-θ)

(3)

Qpx=qm,f(h7-h6)

(4)

式中:Qex為有機(jī)工質(zhì)通過(guò)蒸發(fā)器所獲得的熱量,kJ;Qpx為預(yù)熱器的換熱量,kJ;qm,f為工質(zhì)質(zhì)量流量,kg/s;c為地?zé)崃黧w的平均比熱容,kJ/(kg·K);hi為狀態(tài)點(diǎn)焓,i=1,2,…,kJ/kg;tin為地?zé)崃黧w入口溫度,℃;tout為地?zé)崃黧w出口溫度,℃;θ為熱損失率,取3%。

內(nèi)回?zé)崞鲹Q熱量Qi為

Qi=qm,f(h6-h5)=qm,f(h2-h3)

(5)

工質(zhì)在冷凝器中的放熱量Qc為

Qc=qm,f(h3-h4)

(6)

膨脹機(jī)實(shí)際輸出功Wt為

Wt=qm,f(h1-h2)=qm,fηt(h1-h2s)

(7)

式中:ηt為膨脹機(jī)等熵效率,%。

工質(zhì)泵耗功Wp為

Wp=qm,f(h5-h4)=qm,f(h5s-h4)/ηp

(8)

式中:ηp為工質(zhì)泵等熵效率,%。

冷卻風(fēng)機(jī)耗功Wa為

(9)

式中:qV,a為冷卻風(fēng)量,m3/s;k為電機(jī)儲(chǔ)備系數(shù),通常取1.1;pa為風(fēng)機(jī)全壓,Pa;ηa為風(fēng)機(jī)內(nèi)效率,%。

循環(huán)凈輸出功率Wnet為

Wnet=Wt-Wp-Wa

(10)

系統(tǒng)熱效率η為

(11)

Ieva=qm,g[(hhs,in-hhs,out)-t0(shs,in-shs,out)]-

qm,f[(h1-h6)-t0(s1-s6)]

(12)

式中:t0為環(huán)境溫度,℃;hhs,in、hhs,out為熱源入口、出口焓,kJ/kg;si為有機(jī)工質(zhì)各狀態(tài)點(diǎn)熵,kJ/(kg·K);shs,in、shs,out為熱源入口、出口熵,kJ/(kg·K)。

It=qm,ft0(s2-s1)

(13)

Ir=qm,f[(h2-h3)-t0(s2-s3)]-

qm,f[(h6-h5)-t0(s6-s5)]

(14)

Ip=qm,ft0(s5-s4)

(15)

Ic=qm,f[(h3-h4)-t0(s3-s4)]

(16)

I=It+Ieva+Ir+Ic+Ip

(17)

Ee=qm,f[(hhs,in-hhs,out)-t0(shs,in-shs,out)]

(18)

(19)

2 典型有機(jī)工質(zhì)

2.1 工質(zhì)篩選原則

由于氣液兩相混合地?zé)崃黧w的焓值較高,因此通過(guò)分析工質(zhì)的熱力性能、物理化學(xué)穩(wěn)定性以及熱源的匹配性對(duì)有機(jī)工質(zhì)進(jìn)行篩選至為關(guān)鍵。依據(jù)溫熵圖中飽和蒸氣線(xiàn)的斜率,可將有機(jī)工質(zhì)分為干工質(zhì)、等熵工質(zhì)和濕工質(zhì),由于濕工質(zhì)在膨脹機(jī)出口處位于兩相區(qū),將對(duì)膨脹機(jī)葉片造成損壞,因此一般選用干工質(zhì)或等熵工質(zhì)[20-21]。物理化學(xué)穩(wěn)定性指標(biāo)是指工質(zhì)的液態(tài)比熱容、安全性、可燃性、臭氧消耗潛值(ODP)、全球變暖潛能值(GWP)等;有機(jī)工質(zhì)的安全性等級(jí)共分為A1、A2、A3、B1、B2 5個(gè)等級(jí),其中A1代表無(wú)毒且不可燃,A2代表無(wú)毒且可燃性小,A3代表無(wú)毒且易燃,B1代表毒性較高且不可燃,B2代表毒性較高且可燃。熱源匹配性是指為使系統(tǒng)具有較高的熱效率和適中的蒸發(fā)壓力,所選有機(jī)工質(zhì)的臨界溫度與熱源溫度的差值應(yīng)該適中。

有機(jī)工質(zhì)選擇對(duì)熱力系統(tǒng)具有較大的影響,主要體現(xiàn)在熱力學(xué)性能、環(huán)保性和經(jīng)濟(jì)性等方面。

2.2 工質(zhì)物性參數(shù)

通過(guò)在 MATLAB中建立熱力學(xué)模型,并調(diào)用物性查詢(xún)軟件REFPROP得出各有機(jī)工質(zhì)的物性參數(shù)。常見(jiàn)的ORC系統(tǒng)典型工質(zhì)多為鹵代烴(CFCs)、氫氯氟烴(HCFCs)、氫氟烴(HFCs)、烷烴(HCs)、有機(jī)氧化物和環(huán)狀有機(jī)化合物等,如甲苯、乙烷、R600、正戊烷、正庚烷、R11、R141b、R22、R142b、R134a、R116、R14等典型有機(jī)工質(zhì)。

從熱力性能、物理化學(xué)穩(wěn)定性以及熱源的匹配性3種因素進(jìn)行綜合考慮,對(duì)工質(zhì)進(jìn)行了篩選,選出表1所示的6種干工質(zhì),并研究所選工質(zhì)的適用性以及對(duì)發(fā)電系統(tǒng)熱力性能的影響,6種有機(jī)工質(zhì)的溫熵圖如圖3所示。

表1 有機(jī)工質(zhì)物性參數(shù)Tab.1 Physical parameters of organic substances

圖3 6種有機(jī)工質(zhì)的溫熵圖Fig.3 Temperature-entropy diagram of six organic substances

3 工質(zhì)篩選分析

3.1 仿真結(jié)果及分析

為驗(yàn)證所建立模型的準(zhǔn)確性和可靠性,將羊易地?zé)犭娬镜脑O(shè)計(jì)參數(shù)輸入模型進(jìn)行計(jì)算,并將模型計(jì)算結(jié)果與羊易地?zé)犭娬镜脑O(shè)計(jì)工況進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

表2為模型計(jì)算結(jié)果與羊易地?zé)犭娬驹O(shè)計(jì)工況結(jié)果對(duì)比。從表2可以看出,在相同條件下采用所建模型計(jì)算出的結(jié)果與設(shè)計(jì)工況結(jié)果能夠很好地吻合,兩者誤差非常小,其中凈輸出功率誤差為0.1 MW,系統(tǒng)熱效率誤差僅為1.06百分點(diǎn),熱源回灌溫度誤差僅為3.08 K,驗(yàn)證了所建仿真模型的正確性與可靠性。

表2 仿真結(jié)果與設(shè)計(jì)工況結(jié)果的比較Tab.2 Comparison between simulation results and design condition results

3.2 系統(tǒng)性能分析

3.2.1 蒸發(fā)溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

圖4為6種有機(jī)工質(zhì)下系統(tǒng)凈輸出功率隨蒸發(fā)溫度的變化曲線(xiàn)。從圖4可以看出,在50～130 ℃內(nèi),6種有機(jī)工質(zhì)下系統(tǒng)凈輸出功率由大到小依次為:R245fa>R600>R601a>R601>R123>R11。從圖4還可以看出,工質(zhì)R600和R245fa的凈輸出功率隨蒸發(fā)溫度升高而單調(diào)增加,而其余4種工質(zhì)的凈輸出功率隨蒸發(fā)溫度升高先增加后減少,并分別在120 ℃、118 ℃、118 ℃、116 ℃時(shí)取得最大值;這是由于在窄點(diǎn)溫差的限制下,單位熱源在蒸發(fā)器中的放熱量減小,致使工質(zhì)質(zhì)量流量減小;隨著蒸發(fā)溫度升高,膨脹機(jī)入口溫度也升高,有機(jī)工質(zhì)入口焓值增加,焓降也增加。當(dāng)有機(jī)工質(zhì)質(zhì)量流量減小速率大于膨脹機(jī)焓降增加速率時(shí),系統(tǒng)凈輸出功率減少;當(dāng)有機(jī)工質(zhì)質(zhì)量流量減小速率小于膨脹機(jī)的焓降增加速率時(shí),系統(tǒng)凈輸出功率增加;當(dāng)兩者相等時(shí),凈輸出功率存在最大值。

圖4 蒸發(fā)溫度對(duì)凈輸出功率的影響Fig.4 Effect of evaporation temperature on net output work

圖5為6種有機(jī)工質(zhì)下系統(tǒng)熱效率隨蒸發(fā)溫度的變化曲線(xiàn)。從圖5可以看出,隨著蒸發(fā)溫度的升高,各工質(zhì)的熱效率均單調(diào)增加,且各工質(zhì)間的熱效率差值逐漸增大;其中工質(zhì)R601、R601a熱效率均高于其他工質(zhì),工質(zhì)R245fa、R600熱效率低于其他工質(zhì)。結(jié)合圖4、圖5和式(11)分析可以得出,在蒸發(fā)溫度升高時(shí),6種有機(jī)工質(zhì)的總吸熱量均減小,但相對(duì)于工質(zhì)R601a、R601、R123、R11,工質(zhì)R600、R245fa的總吸熱量變化較小,且循環(huán)吸熱量的降低速率大于凈輸出功率的降低速率。

圖5 蒸發(fā)溫度對(duì)熱效率的影響Fig.5 Effect of evaporation temperature on thermal efficiency

圖6 蒸發(fā)溫度對(duì)效率的影響Fig.6 Effect of evaporation temperature on exergy efficiency

綜上所述,隨著蒸發(fā)溫度的升高,工質(zhì)R600、R245fa的凈輸出功率明顯高于其他工質(zhì)且呈單調(diào)遞增趨勢(shì),對(duì)比的其他4種工質(zhì)存在最佳蒸發(fā)溫度,使得凈輸出功率最大。各工質(zhì)的熱效率、效率隨著蒸發(fā)溫度的升高單調(diào)增加;而工質(zhì)R601、R601a的熱效率、效率高于其他4種工質(zhì)。因此,在不考慮熱源影響的條件下,經(jīng)綜合評(píng)價(jià)后工質(zhì)R601a、R601、R245fa優(yōu)于其他3種工質(zhì)。

3.2.2 熱源溫度及質(zhì)量流量對(duì)系統(tǒng)性能的影響

我國(guó)地?zé)崽锎蠖酁樗疅嵝偷責(zé)豳Y源,主要以中低溫地?zé)釣橹鳌⒏邷氐責(zé)釣檩o[22-23],地?zé)崃黧w主要由地?zé)崴⒌責(zé)嵴魵夂筒荒Y(jié)氣體構(gòu)成。由于地?zé)崽锃h(huán)境的不同,不同地?zé)崽镏械恼魵赓|(zhì)量分?jǐn)?shù)、溫度、質(zhì)量流量均不同,因此在實(shí)際應(yīng)用中,需結(jié)合地?zé)崃黧w實(shí)際情況來(lái)選取合適的有機(jī)工質(zhì)。

取不同蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的地?zé)崃黧w為研究對(duì)象,分析不同工質(zhì)在熱源溫度變化時(shí)對(duì)系統(tǒng)熱力性能的影響,其中凈輸出功率最大時(shí)所對(duì)應(yīng)的蒸發(fā)溫度為最佳蒸發(fā)溫度。圖7為2種蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)下熱源溫度與最佳蒸發(fā)溫度的關(guān)系曲線(xiàn)。從圖7可以看出,冷凝溫度一定時(shí),系統(tǒng)的最佳蒸發(fā)溫度隨熱源溫度的升高而升高。

(a) 蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%

圖7中6種有機(jī)工質(zhì)的最佳蒸發(fā)溫度由高到低依次為:R600>R245fa>R601a>R123>R601>R11,且蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的不同不影響工質(zhì)最佳蒸發(fā)溫度的排序。對(duì)于同一種工質(zhì),熱源蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)越大,最佳蒸發(fā)溫度越高;當(dāng)蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于10%時(shí),可優(yōu)先選擇臨界狀態(tài)較高的有機(jī)工質(zhì)。因此,在考慮熱源影響的條件下,工質(zhì)R601a、R600、R245fa優(yōu)于其他3種工質(zhì)。

地?zé)嵘a(chǎn)井中的地?zé)崃黧w質(zhì)量流量存在一定波動(dòng)性,圖8為在蒸發(fā)溫度和冷凝溫度不變時(shí),熱源質(zhì)量流量對(duì)系統(tǒng)凈輸出功率的影響。從圖8可以看出,隨著熱源質(zhì)量流量增加,系統(tǒng)凈輸出功率線(xiàn)性增加,其中6種工質(zhì)的凈輸出功率由大到小依次為:R245fa>R600>R601a>R601>R123>R11。

圖8 熱源質(zhì)量流量對(duì)凈輸出功率的影響Fig.8 Effect of heat source mass flow rate on net output work

3.2.3 回灌溫度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

在實(shí)際應(yīng)用中,需要考慮地?zé)崃黧w的回灌溫度對(duì)地?zé)岚l(fā)電系統(tǒng)的影響。當(dāng)回灌溫度太低時(shí),地?zé)崃黧w中二氧化硅的溶解度隨溫度的降低而降低,使得熱交換器中易產(chǎn)生嚴(yán)重的結(jié)垢問(wèn)題,以及管道、閥門(mén)和回注井筒中的礦物沉積,且回灌井注水產(chǎn)量下降的風(fēng)險(xiǎn)也隨之增加[24-25]。

圖9為6種有機(jī)工質(zhì)下系統(tǒng)蒸發(fā)溫度對(duì)回灌溫度的影響。從圖9可以看出,隨著蒸發(fā)溫度的升高,系統(tǒng)回灌溫度也升高。這是因?yàn)殡S著蒸發(fā)溫度的升高,膨脹機(jī)入口溫度升高,工質(zhì)質(zhì)量流量減小,從而使地?zé)崃黧w回灌溫度升高,因此回灌溫度會(huì)影響工質(zhì)的選擇。從圖9還可以看出,工質(zhì)R600和R245fa的回灌溫度明顯低于其他4種工質(zhì),回灌溫度由回?zé)崞骺刂?而回灌溫度越低,所需的回?zé)崞髟O(shè)備越大。在工程實(shí)踐中,采用較小的回?zé)崞髟O(shè)備將顯著降低電站初期的投資建設(shè)成本。

圖9 蒸發(fā)溫度對(duì)回灌溫度的影響Fig.9 Effect of evaporation temperature on recharge temperature

綜合前文的對(duì)比分析以及回灌溫度的影響,結(jié)合羊易地?zé)崽锏臒嵩礂l件和環(huán)境狀況,R601a(異戊烷)可作為最佳適用工質(zhì),該結(jié)論與羊易地?zé)犭娬粳F(xiàn)階段所使用的有機(jī)工質(zhì)相符。

4 結(jié)論

(1) 隨著蒸發(fā)溫度的升高,以R245fa、R600為有機(jī)工質(zhì)的系統(tǒng)凈輸出功率單調(diào)增加,其余4種工質(zhì)的系統(tǒng)凈輸出功率先增加后減少,存在最佳蒸發(fā)溫度,使系統(tǒng)凈輸出功率最大。

(2) 隨著熱源溫度升高,6種有機(jī)工質(zhì)的系統(tǒng)最佳蒸發(fā)溫度逐漸升高,最佳蒸發(fā)溫度由高到低依次為:R600>R245fa>R601a>R123>R601>R11;且蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)的不同不影響工質(zhì)最佳蒸發(fā)溫度的排序,當(dāng)蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)高于10%時(shí),可優(yōu)先選擇臨界狀態(tài)較高的有機(jī)工質(zhì)。

(3) 隨著蒸發(fā)溫度的升高,6種有機(jī)工質(zhì)下系統(tǒng)回灌溫度隨蒸發(fā)溫度的升高而升高;其中工質(zhì)R600和R245fa的回灌溫度明顯低于其他4種工質(zhì)。綜合考慮工質(zhì)的熱力性能、物理化學(xué)穩(wěn)定性、熱源匹配性以及系統(tǒng)回灌溫度對(duì)地?zé)酧RC發(fā)電系統(tǒng)的影響,以氣水兩相混合地?zé)崃黧w為熱源,相較于其他5種工質(zhì),工質(zhì)R601a(異戊烷)可作為最佳適用工質(zhì)。