氨水卡林納－朗肯循環組合系統的熱力學分析

郭占偉，陳亞平，吳嘉峰，張　治

(能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室(東南大學)，210096南京)

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氨水卡林納－朗肯循環組合系統的熱力學分析

郭占偉，陳亞平，吳嘉峰，張治

(能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室(東南大學)，210096南京)

摘要:為改善氨水卡林納－朗肯循環組合系統的運行性能，選取動力回收效率和火用效率作為評價指標，對氨水卡林納－朗肯循環組合系統進行研究．分析外界冷熱源溫度變化對系統動力回收效率和火用效率的影響規律，并且分析在一定初始條件下循環系統各個設備的火用損失和火用效率，有針對性地改善系統的傳熱性能．在熱源進口溫度為300℃，卡林納循環和朗肯循環冷源進口溫度分別為25℃和15℃時，卡林納循環和氨水朗肯循環的動力回收效率分別為18．2%、14．6%，火用效率分別為41．1%、33．1%，而氨水朗肯循環的綜合動力回收效率和綜合火用效率可以達到19．6%和46．5%．當供暖水溫度分別為70℃或90℃而回水溫度保持40℃時，氨水朗肯循環可以獲得55．3%或65．6%采暖回收率，8．7%或13．4%的熱水火用效率．

關鍵詞:氨水工質;卡林納循環;氨水朗肯循環;組合系統;火用分析

在注重能源與環境可持續發展的今天，如何高效地將低品位的工業余熱熱能轉換為高品位的機械能或電能越來越受到關注．研究對余熱的利用需要同時考慮余熱的數量和質量［1］．目前，評價余熱利用的指標主要包括熱平衡分析法、火用分析法和能級分析法［2］．熱平衡分析法和火用分析法分別以熱力學第一和第二定律為理論基礎，從量和質的角度評價對熱能的利用．利用低品位熱源進行發電的研究目前主要集中在有機朗肯循環［3－5］和以氨水為工質的卡林納循環［6－11］，由于部分有機工質價格昂貴且對環境的破壞作用，使有機朗肯循環的應用受到限制，而采用價格低廉自然工質的卡林納循環自從1983年被Kalina［6］提出以來就受到國內外學者的廣泛關注．Zhang等［12］對卡林納循環相關研究進行了較詳細的綜述; Bombarda等［13］對卡林納循環和有機朗肯循環的性能進行了對比分析，得出了在輸出凈功相同的情況下，卡林納循環需要更高的蒸發壓力和溫度; Zhang等［14］從火用分析的角度對有機朗肯循環進行了分析，得出了循環在給定初始條件下的卡林納循環的最佳蒸發參數; Nag等［15］以火用效率作為評價指標分析了卡林納循環的性能，研究了透平進口濃度對火用效率的影響規律并對系統中各設備的火用損失進行了分析計算; Singh等［16］從火用分析的角度對卡林納循環進行分析評價，得出卡林納循環在給定透平進口壓力的條件下存在最佳工作濃度．

本文主要選取動力回收效率和火用效率作為評價指標，對氨水朗肯熱電循環與卡林納發電循環組合系統(AWKRC)進行性能分析，并對系統運行不同的循環流程時各個設備的火用損失進行計算分析，以指導和改進優化循環特性．

1　AWKRC組合系統介紹

AWKRC組合系統的原理是根據氨水混合工質朗肯循環不僅蒸發過程具有較大的溫度變化，而且因為其濃度不變，所以其冷凝過程也同樣有較大的溫度變化，因此可以在采暖季用于加熱采暖水．AWKRC組合系統包括非采暖季運行的卡林納循環如圖1 (a)和采暖季運行的氨水朗肯循環如圖1(b)．卡林納循環和氨水朗肯循環之間的轉化是通過三通閥開啟的方向實現的(實際應用時兩個對應的三通閥也可以用1個四通閥代替)，在轉換過程中除了供暖側設備外，在系統內部無需添加任何設備．

在非采暖季運行的卡林納循環見圖1(a)，卡林納循環流程主要包括高壓、中壓和低壓3個部分．低壓部分:透平T出口的乏汽(狀態點16)在回熱器R被冷卻到狀態18，進入低壓吸收器A1并被分離器S出口的稀溶液(狀態點7)吸收，形成基本溶液(狀態點1，濃度為xb)．中壓部分:低壓吸收器A1出口的基本溶液被低壓氨泵P1升壓(狀態點2)，然后氨水基本溶液分成兩路，一部分(點3)進入回熱器R中冷卻透平出口乏汽，而自身被加熱到兩相狀態(點5)進入分離器S中實現氣液分離過程，分離后的稀溶液(點5')經過預熱器PH冷卻后在閥V2中節流，進入低壓吸收器A1噴淋在管束上，吸收自回熱器R來的透平乏汽，而分離器S出口的富氨氣體則流入到中壓吸收器A2，被另外一路氨水基本溶液(點8)吸收，形成循環的工作溶液(點10，濃度為xw)．高壓部分:中壓吸收器A2出口的工作溶液(點10)經過高壓氨泵P2的升壓成為高壓流體(點11)，首先進入預熱器PH被分離器出口的稀溶液預熱到狀態12，然后在蒸發器E中被余熱熱源加熱到過熱狀態15(點13和14分別為泡點和露點)，進入透平T膨脹作功，最后透平出口的低壓乏汽16再經回熱器冷卻后返回低壓吸收器，完成循環．

圖1　氨水工質卡林納循環和朗肯循環組合循環流程

在采暖季運行的氨水朗肯循環見圖1(b)，氨水朗肯循環的運行參數是在卡林納循環對應的高壓和中壓之間，所以不必使用低壓泵，低壓吸收器A1此時為冷凝器，其出口溶液(點1)經過高壓泵P2加壓到蒸發壓力(點11)，在回熱器R中被透平乏汽預熱，預熱后的氨水溶液(點12)在蒸發器E中被余熱源加熱至過熱狀態15，然后進入透平T中膨脹作功，透平乏汽在回熱器R中冷卻后(點18)進入冷凝器，釋放的熱量被冷卻水帶走，凝結為液體(點1)，完成循環．與卡林納循環相比，氨水朗肯循環的透平乏汽的壓力和溫度較高，即使經過回熱器釋放一部分熱量用于預熱進入蒸發器的溶液，回熱器出口濕蒸汽(點18)的溫度仍然較高，可以使逆流式冷凝器中的冷卻水溫度升高到集中采暖要求的90℃．采暖水的回水(40℃)進入冷卻塔進一步降溫至15℃后，再進入冷凝器(低壓吸收器A1)．

2　AWKRC系統熱力學分析模型

考慮余熱源為煙氣，在蒸發器中的進、出口溫度分別為th1和th4時，熱源釋放的顯熱熱量為

而熱源最大可能釋放的熱量為

式中，th0為熱源允許排放溫度的最低值，本文取為120℃．當熱源排放溫度低于此值時，可能會對傳熱設備造成低溫腐蝕．該溫度值的選取并不影響循環性能的定性分析比較．

循環過程中系統透平做功為

工質泵消耗功為

式中:ηT、ηP分別為透平和工質泵的等熵效率，分別取為70%和60%，卡林納循環運行時的工質泵有兩臺;而氨水朗肯循環只運行高壓泵，且h10=h1．

冬季按氨水朗肯循環時，系統采暖供熱量為

式中: tc2、tc3分別為采暖供、回水溫度，分別取tc2=90℃和tc3=40℃;考慮到冷卻水溫度的季節性變化，卡林納循環和氨水朗肯循環運行時冷卻水進口溫度分別取為tc1=25℃和15℃．

余熱熱源具有的總火用為

式中下標“h1”和“a”分別為熱源進口溫度狀態和環境溫度下的狀態，卡林納循環和氨水朗肯循環運行時環境溫度分別取為Ta=298．15 K和288．15 K．

熱水獲得余熱的熱水火用為

循環熱效率ηth為輸出凈功與蒸發器中余熱熱源釋放熱量的比值，動力回收效率η0為輸出凈功與余熱熱源可能釋放的最大熱量之比值．由于較高的循環熱效率可能是建立在較高的余熱排放溫度基礎上的，所獲得的熱量可能較少，所以動力回收效率更能體現給定參數的余熱動力回收系統的作功能力．

當系統按氨水朗肯循環運行時，輸出的能量不僅有電能而且有供熱量，而動力回收效率只考慮了系統對外輸出凈功的大小，因而有局限性．由于電能和熱能的能級不同，本文以熱泵的平均熱力系數Ohpav來平衡電能和熱能的品位，取Ohpav為5．定義綜合動力回收效率為

系統火用效率為

按氨水朗肯循環運行時，除了透平做功部分的動力火用效率外，系統產生的采暖熱水也可以得到熱水火用效率為

氨水朗肯循環的總火用效率是動力火用效率和熱水火用效率之和，即

對各設備進行火用分析計算時，設備的火用損ΔEi是該設備進口火用值與出口火用值之差;設備的火用效率ηex－i是設備出口火用與進口火用之比;設備的火用損系數ΔEi/Ea是各設備的火用損與余熱源的總火用之比值;而設備的火用損百分比ΔEi/ΣΔEi則是各設備的火用損與系統中所有設備火用損之和的比值．

3　結果與討論

3．1卡林納循環熱源溫度與最佳濃度的匹配關系

在分析外界條件對系統性能的影響規律時，取卡林納循環的循環倍率(低壓吸收器出口流量與工作溶液流量的比值) f=3．5，且在其他狀態參數變化時使其保持不變．當外界熱源溫度變化時，卡林納循環的工作濃度xw和基本濃度xb受到一定的限制，影響工作溶液濃度的限制條件主要是保證透平的進口壓力維持在一定范圍內，使系統工作穩定，本文選取的工作濃度分別是0．50、0．55和0．60，而當確定了工作濃度后，基本溶液濃度的制約因素主要是保證透平背壓為正壓(高于大氣壓)和回熱器中的傳熱端差條件．Hua等［9］指出，存在最佳工作濃度和基本濃度的匹配關系．本文作者進一步的詳細計算表明:上述工作濃度和基本濃度的最佳匹配關系隨熱源溫度的變化而有所變化，即當熱源溫度升高時，對應于某個工作濃度的基本濃度最佳值亦有所增加，如圖2所示．

在組合系統由卡林納循環轉換為氨水朗肯循環時，流體循環工作管線主要是工作溶液的管線，所以其工作溶液濃度接近于卡林納循環的工作濃度xw．本文將兩者取相同值．

3．2蒸發器工質過熱度對循環系統性能的影響及

過熱度的確定

以卡林納循環為例，當熱源溫度一定時，影響卡林納循環性能的另一個主要因素是蒸發器中工質的過熱度．從圖2中可以看出:當熱源溫度th1=300℃、工作濃度xw=0．50的條件下，與之相匹配的基本濃度xb=0．314 4，在保證蒸發器工質與熱源的傳熱端差為20 K的條件下，過熱度Δtr對系統動力回收效率和火用效率的影響見圖3(a)．由圖3(a)可見，在其他條件確定且在最優的狀態下，蒸發器中工質的過熱度對系統的動力回收效率和火用效率的影響都存在最優值且同時達到最優狀態．因為在熱源進口溫度和環境溫度確定的條件下，無論是式(1)中熱源最大可能釋放的熱量Q0還是式(2)中余熱源的總火用Ea已經確定不變，此時影響動力回收效率或火用效率的因素只有循環凈功的大小，所以兩者將同時達到最佳狀態．而循環熱效率則不然，因為由式(1)確定的熱源釋放的熱量Qin將隨著排煙溫度而變化，所以循環熱效率并不能完全反映余熱動力回收系統的效率．

圖2　工作濃度在不同熱源溫度條件下的最佳匹配基本濃度

因為余熱源的進口溫度和蒸發器的端差在計算前已經確定，所以工質在蒸發器中的出口溫度也是確定的．在過熱度增加的過程中，導致露點溫度t14降低，如圖3(b)，因為氨水溶液的露點狀態參數是與溶液的溫度和濃度相關，而工作溶液濃度在此分析過程中是不變的，露點溫度的降低將引起蒸發壓力即循環系統高壓ph的降低和泡點溫度的降低，從而導致熱源排煙溫度降低，因而對系統輸入熱量增加;但另一方面，系統工質吸熱平均溫度的降低將使得循環熱效率也有所降低，所以在相反作用的兩方面因素影響下，存在最佳的過熱度，或者是最佳的蒸發壓力．從另一個角度，由圖3(c)可見，透平焓降和透平流量隨過熱度的變化趨勢相反，蒸發器過熱度的增加會使得工質焓降減少而透平流量有所增加，而透平輸出凈功正比于透平流量和焓降的乘積，所以這兩方面相反的作用也導致透平輸出凈功在隨過熱度的變化過程中存在最佳值．圖3(d)顯示了不同的熱源溫度和工作濃度對應的最佳過熱度的取值．由圖可見，最佳過熱度隨著熱源溫度的升高而呈線性增大，最佳過熱度的變化大約是熱源溫度變化的一半;最佳過熱度隨著工作濃度的增大而下降，在工作濃度為0．50～0．60內，工作濃度每變化0．01，最佳過熱度的對應變化大約是1 K．

圖3　th1=300℃，tc1=25℃時過熱度對卡林納循環性能的影響及過熱度的確定

以上討論雖然是針對卡林納循環，但熱源與氨水混合工質蒸發過程的匹配關系對于氨水朗肯循環也同樣適用，上述最佳過熱度的分析成果也可用于氨水朗肯循環．

3．3冷熱源進口溫度對系統性能的影響規律

3．3．1熱源進口溫度對系統性能的影響

在熱源進口溫度th1變化時，對應于不同的工作濃度，按最佳匹配取相對應的基本濃度和最佳過熱度．圖4(a)和圖4(b)分別顯示了在不同的工作濃度條件下熱源進口溫度對卡林納循環和氨水朗肯循環動力回收效率和火用效率的影響規律．在按氨水朗肯循環運行時，評價指標有動力回收效率η0、綜合動力回收效率η0com、動力火用效率ηex和包括熱水火用的綜合火用效率ηext．

圖4　熱源溫度對系統性能的影響規律

由圖4(a)可見，在不同的工作濃度條件下，卡林納循環的動力回收效率和火用效率都隨著熱源溫度的升高而增大，而工作濃度由0．5變化到0．55時動力回收效率和火用效率都是上升的，由0．55變化到0．6時動力回收效率和火用效率都略有下降．由圖4 (b)可見，氨水朗肯循環的動力回收效率和火用效率性能隨熱源溫度的變化規律與卡林納循環的相似，即都隨著熱源溫度的升高而增大;但工作濃度的影響則與卡林納循環有所區別，在工作濃度由0．5變化到0．6范圍內，工作濃度的升高對氨水朗肯循環的動力回收效率和火用效率都是上升的．當熱源溫度為300℃，卡林納循環和氨水朗肯循環的冷源溫度分別為25℃、15℃時，卡林納循環的動力回收效率和火用效率分別為18．2%和41．1%;而氨水朗肯循環的動力回收效率、綜合動力回收效率、動力火用效率和綜合火用效率分別為14．6%、19．6%、33．1%和46．5%．

3．3．2冷卻水進口溫度對系統性能的影響

在熱源進口溫度一定條件下，冷卻水進口溫度tc1對系統的性能也有較大影響，圖5各圖分別顯示了冷卻水進口溫度在不同的工作濃度條件下對卡林納循環和氨水朗肯循環的動力回收效率和循環火用效率的影響規律．從圖5可以看出，在熱源進口溫度不變的情況下，冷卻水進口溫度的升高對系統性能不利．由于冷卻水溫度直接決定了透平背壓的大小，當冷卻水溫度升高之后，使得透平背壓升高，從而使透平焓降降低，作功能力減少，導致系統性能的下降．對于卡林納循環，當工作濃度由0．50變化到0．55時動力回收效率和火用效率都是上升的;由0．55變化到0．60時動力回收效率和火用效率都略有下降．而對于氨水朗肯循環，當工作濃度由0．50變化到0．60時，氨水朗肯循環的動力回收效率和火用效率都是上升的．

圖5　冷源進口溫度對循環系統性能的影響規律

3．4各設備火用分析結果

取熱源溫度th1=300℃，蒸發器工質與熱源的傳熱端差為20 K，蒸發器過熱度Δtr=70 K，卡林納循環時冷源溫度tc1=25℃，而冬季氨水朗肯循環時冷卻水溫度取tc1=15℃，熱水供暖溫度為90℃，卡林納循環和氨水朗肯循環的工作濃度均取0．50，卡林納循環對應的基本濃度為0．314 4．在此條件下卡林納循環和氨水朗肯循環及其各個設備的火用損失、火用效率以及火用損系數(設備火用損占總火用損的份額)如表1和2所示．此時，卡林納循環的動力回收效率和火用效率分別為18．2%、41．1%，氨水朗肯循環的動力回收效率為14．6%，其發電火用效率為33．1%，總火用效率可達到46．5%，其中熱水火用效率為13．4%，而當熱水供暖溫度降低為70℃時，熱水火用效率降低到8．7%．由此可見，提高熱水供暖溫度有利于提高氨水朗肯循環的熱水火用效率，此時冷凝器需要保證是逆流傳熱．

表1　卡林納循環各設備火用分析結果

表2　氨水朗肯循環各設備火用分析結果

由表1、2可見，兩種循環中排煙火用損失均占總火用損的30%以上．蒸發器和透平的火用損失之和占整個卡林納循環系統火用損失的40%左右，其原因主要是因為考慮到余熱源為煙氣，蒸發器中的傳熱過程需要比其他傳熱過程選擇更大的節點溫差．透平的火用損失較大是因為透平的等熵膨脹效率取為0．7，也就是有30%的等熵焓降將耗散為熱量．

由于氨水朗肯循環透平排汽溫度較高，回熱器熱側流體的出口溫度也仍然較高，可以滿足在逆流式冷凝器中將冷卻水加熱到供暖熱水的條件．同時由于在冷凝器變溫冷凝過程中與冷卻水之間還是具有較大的傳熱溫差，導致氨水朗肯循環冷凝器中的火用損所占份額較大，達到了14．5%．

圖6的2個分圖分別顯示了卡林納循環和氨水朗肯循環的火用流分析，可以更好地描述各個設備之間火用損與熱源輸入火用量的對比關系．

圖6　氨水組合系統火用流圖

3．5系統運行時的傳熱曲線

針對以上對氨水組合系統的火用效率分析和各個設備的火用損情況，在熱源溫度為300℃、卡林納循環和氨水朗肯循環的冷卻水進口溫度分別為25℃和15℃、工作濃度取為0．50的條件下，AWKRC系統中蒸發器和冷凝器的傳熱過程曲線如圖7所示．其中橫坐標中的Q0是余熱源最大可能釋放的熱量(即排放到120℃時所釋放的熱量)．

圖7　卡林納循環和氨水朗肯循環工質與熱源與冷源的傳熱曲線

4　結　論

1)卡林納循環和氨水朗肯循環都存在蒸發器出口工質最佳過熱度，使動力回收效率和火用效率兩者同時達到最優．

2)熱源進口溫度的升高和冷源進口溫度的降低均使卡林納循環和氨水朗肯循環的動力回收效率和火用效率增大．在給定的熱源進口溫度和冷源進口溫度條件下，卡林納循環工質的工作濃度由0．50變化到0．55時動力回收效率和火用效率都是上升的;由0．55變化到0．60時兩者都略有下降．而對于氨水朗肯循環，當工作濃度由0．50變化到0．60時，工作濃度的升高使動力回收效率和火用效率均有所增大．

3)在熱源進口溫度300℃，卡林納循環和氨水朗肯循環冷卻水進口溫度分別取25℃和15℃，熱水供暖溫度為90℃，工質工作濃度為0．50，循環其他參數均取最佳值時，卡林納循環的動力回收效率和火用效率分別為18．2%和41．1%;氨水朗肯循環的動力回收效率、綜合動力回收效率、動力火用效率和綜合火用效率分別為14．6%、19．6%、33．1%和46．5%．

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(編輯楊波)

Thermodynamic analysis of integrated system of ammonia-water Kalina-Rankine cycle

GUO Zhanwei，CHEN Yaping，WU Jiafeng，ZHANG Zhi
(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education，(Southeast University)，210096 Nanjing，China)

Abstract:The thermodynamic analysis of the integrated system was conducted and the indexes of the power recovery efficiency and the exergy efficiency were chosen for system performance evaluation．The impact of inlet temperatures of both the heat resource and cooling water on the power recovery efficiency and the exergy efficiency of the system were analyzed under certain initial conditions．The exergy loss and exergy efficiency of each component of the system were demonstrated which could direct the improvement target of the system for better heat transfer performance．When the heat resource inlet temperature t(h1)=300℃，the power recovery efficiencies of the Kalina cycle (cooling water t(c1)=25℃) and Rankine cycle (t(c1)=15℃) are respectively 18．2% and 14．6%，the exergy efficiencies are respectively 41．1% and 33．1%，while the composite power recovery efficiency and composite exergy efficiency of the ammonia-water Rankine cycle are respectively 19．6% and 46．5%．Moreover，when the temperature of heating water is set as 70℃or 90℃，while the temperature of back water keeps 40℃，the Rankine cycle can get additional 55．3% or 65．6% heating recovery efficiency or 8．7% or 13．4% heating water exergy efficiency．

Keywords:ammonia-water; Kalina cycle; Rankine cycle; integrated system; exergy analysis

通信作者:陳亞平，ypgchen@ sina．com．

作者簡介:郭占偉(1990—)，男，碩士研究生;陳亞平(1956—)，男，教授，博士生導師．

基金項目:國家自然科學基金(51276035; 51206022)．

收稿日期:2015－03－06．

doi:10．11918/j．issn．0367-6234．2016．01．014

中圖分類號:TK224

文獻標志碼:A

文章編號:0367－6234(2016) 01－0094－07