空間堆S-N2O布雷頓—有機(jī)朗肯聯(lián)合系統(tǒng)性能研究與優(yōu)化

苗馨予,張昊春,馬方惟,路 彤,夏 彥

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院, 哈爾濱 150001;2.中國空間技術(shù)研究院 空間飛行器總體設(shè)計(jì)部, 北京 100094)

0 引言

隨著科技探索邊界不斷拓展,人類探索領(lǐng)域遍布海洋、陸地和天空,并對深邃廣闊的宇宙始終保有強(qiáng)烈的探索欲,未來深空探索將成為重要的研究領(lǐng)域[1]。世界各國開始不斷對遠(yuǎn)距離星球甚至外太陽系開展空間探測[2]。美國和俄羅斯/前蘇聯(lián)在20世紀(jì)50～60年代開展了空間核電源的研究,分別研制了TOPAZ和SPACE等空間核電源系統(tǒng)[3],從而確立了在深空核動力探測領(lǐng)域的領(lǐng)先地位。近些年,美國提出了新型的阿爾忒彌斯計(jì)劃[4],原定在2020年將實(shí)驗(yàn)設(shè)備等運(yùn)送至月球;俄羅斯從2009年開始研制兆瓦級空間核動力探測飛船。

航天器的能源動力系統(tǒng)主要分為太陽能電源、化學(xué)電源以及空間核能。其中,太陽能與蓄電池的結(jié)合是當(dāng)前航天器能源的主要形式。隨著深空探測的發(fā)展,空間核能主要運(yùn)用于太陽光照不足的環(huán)境,太陽能電源無法滿足任務(wù)需求;化學(xué)電源功率較低、使用壽命受限且難以適應(yīng)深空低溫環(huán)境。因此,空間核能為深空探測的大功率航天任務(wù)提供動力支持[5-9]。

動力系統(tǒng)是空間技術(shù)發(fā)展的關(guān)鍵技術(shù)之一,直接影響航天器的質(zhì)量、壽命和應(yīng)用環(huán)境。熱電轉(zhuǎn)換模塊是空間核動力系統(tǒng)的重要組成部分,其主要分為靜態(tài)熱電轉(zhuǎn)換和動態(tài)熱電轉(zhuǎn)換。其中,動態(tài)熱電轉(zhuǎn)換可以實(shí)現(xiàn)30%以上的能量轉(zhuǎn)換效率,可以有效的減小輻射散熱器的尺寸和質(zhì)量。超臨界一氧化二氮(S-N2O)循環(huán)以氣體作為循環(huán)工質(zhì),具有較高的輸出功率并在空間環(huán)境中不存在相變和氣、液分離等問題,具有先進(jìn)的技術(shù)優(yōu)勢[10]。N2O在臨界點(diǎn)(36.37 ℃/7.24 MPa)附近熱物性變化較為劇烈,能降低壓縮功耗,提高循環(huán)效率改善循環(huán)性能;降低部件尺寸減少機(jī)組占地面積和投資成本。為了更好的回收系統(tǒng)低品位能,有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)可以將低品位能高效轉(zhuǎn)化,ORC系統(tǒng)部件簡單,在運(yùn)行成本、效率等方面具有明顯優(yōu)勢,使其成為低品位熱能回收的未來發(fā)展趨勢[11]。由此,基于S-N2O布雷頓循環(huán)和ORC的聯(lián)合系統(tǒng)可以很好地兼顧空間核能高溫和低溫的動力需求。

為此,文中采用S-N2O作為再壓縮Brayton循環(huán)工質(zhì)并與ORC循環(huán)聯(lián)合的2種動態(tài)熱電轉(zhuǎn)換作為依據(jù),首先基于核動力系統(tǒng)的組成和工作原理,建立了混合發(fā)電系統(tǒng)數(shù)理模型,并對聯(lián)合熱電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)進(jìn)行性能分析,通過對聯(lián)合熱電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,從而獲得設(shè)計(jì)性能更為突出的深空核動力熱電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)。

1 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)構(gòu)建和假設(shè)

S-N2O再壓縮布雷頓循環(huán)(SNRBC)和ORC組合后的聯(lián)合系統(tǒng)如圖1所示。圖2為與圖1系統(tǒng)相對應(yīng)的T-s圖。在此聯(lián)合系統(tǒng)中,以S-N2O布雷頓循環(huán)作為頂部循環(huán),ORC作為底循環(huán),其工作介質(zhì)為異戊烷(isopentane)[12]。再壓縮S-N2O布雷頓循環(huán)的組件包括:反應(yīng)堆(reactor)、渦輪1(turbine-1)、主壓縮機(jī)(MC)、再壓縮機(jī)(RC)、預(yù)冷器(precooler)、蒸發(fā)器(evaporator)、高溫回?zé)崞?HTR)和低溫回?zé)崞?LTR)。ORC循環(huán)由渦輪2(turbine-2)、冷凝器(condenser)、泵(pump)和蒸發(fā)器(evaporator)組成。其中,蒸發(fā)器作為2個循環(huán)中的共用組件。S-N2O布雷頓循環(huán)釋放的熱量用于ORC循環(huán)的運(yùn)行,聯(lián)合系統(tǒng)的工作流程如下。

圖1 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)示意圖

圖2 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)T-s圖

S-N2O作為工質(zhì)在循環(huán)熱源-反應(yīng)堆吸收熱量,S-N2O變?yōu)楦邷馗邏簹怏w進(jìn)入渦輪1做功進(jìn)行等熵膨脹(2-3),隨后S-N2O在HTR中完成定壓放熱(3-4),在此熱力過程中循環(huán)工質(zhì)攜帶的熱量對低溫側(cè)工質(zhì)進(jìn)一步加熱,隨后進(jìn)入LTR中(4-5)等壓放熱。工質(zhì)從LTR出來后被分為2部分5a和5b,具有較高質(zhì)量流量的部分工質(zhì)(5a)在蒸發(fā)器和預(yù)冷器中依次被冷卻(5a-6-7),隨后在MC中等熵壓縮(7-8)并在LTR中吸收熱量(8-9a);另一部分工質(zhì)(5b)進(jìn)入RC進(jìn)行等熵壓縮(5b-9b)。工質(zhì)5a和5b在進(jìn)入HTR被加熱(9-1)之前在狀態(tài)點(diǎn)9處進(jìn)行混合,隨后進(jìn)入反應(yīng)堆中吸收來自堆芯的巨大熱量(1-2)。如此,就實(shí)現(xiàn)了完整的S-N2O布雷頓循環(huán)。

在ORC循環(huán)中,異戊烷在蒸發(fā)器中吸收來自在S-N2O布雷頓循環(huán)工質(zhì)的余熱(04-01),加熱后的異戊烷在渦輪2中等熵膨脹(01-02)。隨后在冷凝器中被冷卻(02-03),低溫低壓的異戊烷在泵中被等熵壓縮(03-04),壓縮后的異戊烷流入蒸發(fā)器吸收S-N2O布雷頓循環(huán)余熱。這樣,就實(shí)現(xiàn)了ORC底部循環(huán)過程。

在分析S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)時,對關(guān)鍵組件和過程狀態(tài)點(diǎn)參數(shù),作出假設(shè)如下:

1) S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)的所有過程均處于穩(wěn)態(tài)過程,忽略各部件的壓降;

2) 忽略熱力過程中的動能、勢能變化和摩擦損失以及與外界太空環(huán)境的熱損失;

3) 工質(zhì)在渦輪、泵和壓縮機(jī)中均為等熵過程;

4) 考慮了HTR和LTR的回?zé)岫?

5) 在ORC底循環(huán)中,工質(zhì)以飽和蒸汽狀態(tài)進(jìn)入渦輪,并以飽和液體狀態(tài)離開冷凝器;

6) 反應(yīng)堆被視為一個簡單的熱交換器,不考慮其中的核反應(yīng)過程。

2 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

對于S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng),結(jié)合熱力學(xué)第一定律和第二定律,分析整個循環(huán)系統(tǒng),建立整個聯(lián)合系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型。

2.1 能量和分析

(1)

(2)

(3)

(4)

式(4)中:T0為環(huán)境溫度。

(5)

(6)

(7)

式(6)和式(7)中:Wnet為S-N2O循環(huán)和ORC循環(huán)所分別產(chǎn)生的凈功(Wnet,a)和(Wnet,b)總和,表示為

(8)

(9)

(10)

式(9)和式(10)中:WT,1和WT,2分別為渦輪1和渦輪2的輸出功;WMC和WRC分別為主壓縮機(jī)和再壓縮機(jī)的壓縮功耗;WPump為泵的功耗。

(11)

表1 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)各部件能量和平衡方程

續(xù)表(表1)

不同系統(tǒng)部件的成本平衡方程表達(dá)為[13]

(12)

式(12)中:C(·)w,k和C(·)q,k分別為部件輸出功率和輸入熱能相關(guān)的成本率。

(13)

(14)

(15)

式(12)中,Z(·)k與組件k的投資成本、運(yùn)維成本有關(guān),其可表達(dá)為

(16)

平均化發(fā)電成本(LEC)可作為經(jīng)濟(jì)模型評價指標(biāo),是應(yīng)用較為廣泛的成本評價指標(biāo)[18]。

(17)

循環(huán)系統(tǒng)各部件成本平衡和輔助方程見表3。在計(jì)算過程中運(yùn)用Gauss-Seidel方法解決表3中的線性方程,部分參考變量如表4所示。

表2 經(jīng)濟(jì)性分析相關(guān)參數(shù)

表3 系統(tǒng)部件成本率平衡和輔助方程

表4 經(jīng)濟(jì)性評價參數(shù)

2.3 系統(tǒng)質(zhì)量分析

系統(tǒng)比質(zhì)量指生產(chǎn)單位電功率所需要的系統(tǒng)質(zhì)量,可作為衡量空間核動力系統(tǒng)性能的重要指標(biāo)之一。對于SNRBC循環(huán)中的Brayton單元由壓縮機(jī)、渦輪1和發(fā)電機(jī)等3部分組成。假設(shè)SNRBC系統(tǒng)中的Brayton單元數(shù)為NSNRBC,其質(zhì)量可以通過經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式(18)得到:

MSNRBC-BRU=MT1+MMC+MRC+MAL=

(18)

式(18)中:C≈1.8為經(jīng)驗(yàn)系數(shù);αSNRBC為Brayton單元比質(zhì)量;Pe為SNRBC系統(tǒng)電功率;πSNRBC為Brayton單元?dú)怏w壓縮比。

根據(jù)目前現(xiàn)有的空間Brayton單元的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),其比質(zhì)量與渦輪-1出口溫度的二次擬合關(guān)系式為:

(19)

不同部件的質(zhì)量公式如表5所示。

S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)比質(zhì)量可由式(20)得到。

(20)

表5 系統(tǒng)部件質(zhì)量方程[20]

3 計(jì)算結(jié)果及分析

表6 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)參數(shù)

表7 S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)關(guān)鍵性能指標(biāo)

3.1 分流比影響

在本文中,分流比定義為進(jìn)入再壓縮機(jī)RC的工質(zhì)質(zhì)量流量與SNRBC循環(huán)總工質(zhì)質(zhì)量流量的比值(x=mRC/mSNRBC)。分流比-x對頂部S-N2O布雷頓循環(huán)渦輪1出口溫度-T3、HTR出口(LTR入口)溫度-T4、LTR出口(蒸發(fā)器入口)溫度-T5和底部ORC循環(huán)渦輪2入口溫度-T01的影響,如圖3所示。分流比的變化影響著關(guān)鍵運(yùn)行溫度,由系統(tǒng)T-s圖可知,T3和T01保持不變。隨著分流比不斷增大,T4和T5不斷較小,且T4變換較為顯著。當(dāng)x> 0.5時,T4和T5變化趨緩,隨后保持不變。T4和T5的變化趨勢表明換熱器夾點(diǎn)位置最初在HTR出口處,并且在HTR出口處的傳熱溫差最小;隨著分流比的增大,頂部再壓縮機(jī)中的壓縮工質(zhì)逐漸減小,夾點(diǎn)位置發(fā)生變化,向LTR內(nèi)部移動,在x> 0.5后,夾點(diǎn)繼續(xù)向LTR出口移動。夾點(diǎn)在LTR出口時,該處的傳熱溫差最小。

圖3 T3、T4、T5和T01隨分流比變化

圖4展示了分流比-x對S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)部件的功率影響。隨著分流比增加,主壓縮機(jī)功耗減小,再壓縮機(jī)功耗增大,且主壓縮機(jī)功耗變化趨勢小于再壓縮機(jī)功耗。因此,頂部布雷頓循環(huán)輸出凈功減小。

圖4 聯(lián)合系統(tǒng)中各部件功率隨分流比變化

由圖4可知,分流比越大,T5趨于減小,底部ORC循環(huán)可利用余熱略減小,因此底循環(huán)輸出凈功將變小。整體可知,S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)輸出凈功隨著分流比的增大而呈現(xiàn)略微減小趨勢。

S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)循環(huán)效率隨分流比的變換情況見圖5。在循環(huán)溫度吸熱量一定時,系統(tǒng)熱效率-ηth隨分流比增加而增大;當(dāng)x>0.4時,系統(tǒng)熱效率隨之減小。系統(tǒng)總質(zhì)量和循環(huán)凈功隨分流比增加而減小,而循環(huán)凈功變化趨勢較小。結(jié)合式(20),綜合分析系統(tǒng)質(zhì)量和循環(huán)凈功變化趨勢,系統(tǒng)比質(zhì)量先增大隨后減小再后來緩慢增大。當(dāng)x=0.4時,ηth(max)= 50.22%,αtotal(max)=44.82 kg/kW。當(dāng)分流比較小時,意味著更多的工質(zhì)再沒有冷卻的情況下,直接被壓縮,因此壓縮機(jī)尺寸隨之變大。所以,需要根據(jù)具體工況選擇合適的分流比。

圖5 聯(lián)合系統(tǒng)效率隨分流比變化

圖6 SNRBC循環(huán)部件損隨分流比變化

圖7 ORC循環(huán)部件損隨分流比變化

3.2 渦輪1進(jìn)口壓力P2影響

除了單獨(dú)分析分流比影響外,還需要考慮其他邊界條件從而更準(zhǔn)確的分析聯(lián)合系統(tǒng)性能。

S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)熱效率隨渦輪1進(jìn)口壓力P2的變化見圖8。由圖8可知,聯(lián)合系統(tǒng)熱效率變化趨勢與圖5一致。不同的渦輪進(jìn)口壓力對應(yīng)不同的循環(huán)最佳分流比。隨著渦輪進(jìn)口壓力的增大,渦輪出口溫度降低,主壓縮機(jī)進(jìn)口溫度升高,使得T4和T5變化較小,伴隨著夾點(diǎn)位置的變化,從而循環(huán)最佳分流比也同樣隨之變化。

圖8 不同P2下S-N2O/ORC循環(huán)熱效率 隨分流比變化

圖9為S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)比質(zhì)量隨渦輪1進(jìn)口壓力P2的變化。當(dāng)x< 0.5時,隨著P2的增大,渦輪輸出功增加,壓縮機(jī)功耗也隨之增大,而整個聯(lián)合系統(tǒng)凈功整體呈現(xiàn)增大趨勢。換熱設(shè)備HTR、LTR和預(yù)冷器換熱量減小,蒸發(fā)器換熱量增大,綜合分析系統(tǒng)質(zhì)量可知,系統(tǒng)總質(zhì)量也隨著P2增大而增大。系統(tǒng)總質(zhì)量增大趨勢小于凈功增大趨勢,結(jié)合式(18)可知,αtotal隨著壓力P2增大而減小。當(dāng)x> 0.5時,循環(huán)凈功和系統(tǒng)總質(zhì)量變化與x< 0.5時截然相反,使得αtotal隨著壓力P2增大而增大。

圖9 不同P2下S-N2O/ORC循環(huán)比質(zhì)量 隨分流比變化

系統(tǒng)換熱設(shè)備單位投資成本隨P2的變化如圖10所示。系統(tǒng)換熱設(shè)備單位投資成本=換熱設(shè)備面積/總循環(huán)凈功。

圖10 不同P2下S-N2O/ORC循環(huán)換熱設(shè)備單位 投資成本隨分流比變化

由圖10可知,隨著P2的增大,系統(tǒng)換熱設(shè)備單位投資成本先增大后減小,在P2=21.9 MPa時,取得最大值。若P2較小時,隨著P2不斷增大,HTR和蒸發(fā)器換熱量增大;反之,LTR和預(yù)冷器的換熱量降低,使得系統(tǒng)換熱量不斷增大,從而導(dǎo)致?lián)Q熱面積隨之相應(yīng)增大。此時,系統(tǒng)總循環(huán)凈功也隨著P2增大而減小。當(dāng)P2>21.9 MPa時,系統(tǒng)內(nèi)換熱設(shè)備HTR和LTR換熱量減小,預(yù)冷器和蒸發(fā)器換熱量增大。換熱量的變化直接影響換熱設(shè)備的換熱面積,聯(lián)合系統(tǒng)的總換熱面積與P2的變化呈負(fù)相關(guān)。總循環(huán)凈功則隨著P2增大而增大。所以,當(dāng)P2較大時,綜合考慮系統(tǒng)換熱設(shè)備換熱面積以及總循環(huán)凈功的變化,系統(tǒng)換熱設(shè)備單位投資成本隨著P2增大而減小。

系統(tǒng)平均化發(fā)電成本-LEC隨P2的變化如圖11所示。系統(tǒng)總循環(huán)凈功隨著P2先增大后減小,在P2=21.9 MP時,獲得最大循環(huán)凈功。系統(tǒng)部件總投資成本隨著P2先減小后增大。因此,根據(jù)式(17)可知,LEC的變化趨勢隨著P2增大而減小。

圖11 不同P2下S-N2O/ORC循環(huán)平均化發(fā)電成本 隨分流比變化

3.3 渦輪1進(jìn)口溫度T2影響

在渦輪1進(jìn)口溫度不同情況下,改變分流比對聯(lián)合系統(tǒng)熱效率的影響如圖12所示。

圖12 不同T2下S-N2O/ORC循環(huán)熱效率 隨分流比變化

從圖12中可知,隨著T2的升高,聯(lián)合系統(tǒng)熱效率相應(yīng)提高。熱效率的提高是因?yàn)轫敳坎祭最D循環(huán)的膨脹輸出功隨著渦輪進(jìn)口溫度升高而增大,使得頂部循環(huán)的熱效率提高。然而對于底部ORC循環(huán),無論渦輪1進(jìn)口溫度如何變化,ORC循環(huán)的熱效率都是相同的。ORC循環(huán)熱效率主要與蒸汽發(fā)生器溫度有關(guān),且T01不隨T2變化而變化。

系統(tǒng)比質(zhì)量變化與熱效率變化趨勢相反,如圖13所示。系統(tǒng)比質(zhì)量隨著T2升高而下降,在較低溫度范圍內(nèi)系統(tǒng)質(zhì)量比變化較為明顯,當(dāng)溫度達(dá)到一定高溫后,T2對系統(tǒng)比質(zhì)量的影響降低。當(dāng)T2較低時,渦輪1膨脹功增加,同樣MC和RC的壓縮功也隨之增大,綜合考慮后,系統(tǒng)總循環(huán)凈功隨著渦輪1進(jìn)口溫度增加而增大,系統(tǒng)總質(zhì)量則隨著T2升高而增大。計(jì)算分析后可知,T2在773.15～823.15 K時,系統(tǒng)比質(zhì)量隨溫度T2升高而加速減小;當(dāng)T2>823.15 K時,系統(tǒng)比質(zhì)量隨T2變化較小。當(dāng)T2一定時,系統(tǒng)比質(zhì)量隨分流比增大先降低隨后緩慢升高,且在x=0.5時系統(tǒng)比質(zhì)量最小。

圖13 不同T2下S-N2O/ORC循環(huán)比質(zhì) 量隨分流比變化

聯(lián)合系統(tǒng)換熱設(shè)備單元投資成本與T2的變化趨勢見圖14。

圖14 不同T2下S-N2O/ORC循環(huán)換熱設(shè)備 單位投資成本隨分流比變化

隨著渦輪T2升高,換熱設(shè)備單元投資成本不斷下降。聯(lián)合系統(tǒng)內(nèi)的換熱設(shè)備HTR、LTR和蒸汽發(fā)生器換熱量和換熱面積均隨著溫度升高而增大,預(yù)冷器則相反,從而使得設(shè)備相應(yīng)投資成本略微提高。同樣,總循環(huán)凈功也隨溫度T2變化呈正相關(guān),且循環(huán)總凈功增大速率快于換熱設(shè)備的面積變化,結(jié)果是換熱設(shè)備單元投資成本隨溫度T2升高而降低。

如圖15所示,系統(tǒng)平均化發(fā)電成本-LEC隨T2增大而不斷降低。造成該現(xiàn)象的原因是:當(dāng)頂部循環(huán)渦輪進(jìn)口溫度升高時,系統(tǒng)部件整體投資成本和循環(huán)總凈功都相應(yīng)增大,且循環(huán)總凈功變化較為明顯。

圖15 不同T2下S-N2O/ORC循環(huán)平均化 發(fā)電成本隨分流比變化

3.4 多目標(biāo)優(yōu)化分析

Max[f1(x)];Min[f2(x),f3(x)]

該多目標(biāo)優(yōu)化可描述為:

f1(x)=-4.935 93+0.137 838A+0.326 527B+ 0.003 897C+0.000 396AB+ 0.000 053AC+0.000 036BC- 0.191 559A2-0.007 988B2- 2.348 22×10-6C2

(21)

f2(x)=-286.153 45+8.740 14A-11.436 26B+ 1.195 93C-0.059 581AB+ 0.012 226AC+0.002 335BC- 21.195 65A2+0.206 324B2- 0.000 808C2

(22)

f3(x)=+0.127 699-0.009 13A-0.012 729B+ 0.000 14C+0.000 067AB+ 9.596 79×10-6AC+7.517 46×10-6BC- 0.003 004A2+0.000 144B2- 2.136 08×10-7C2

(23)

約束條件為:

(24)

式(24)中:A為分流比;B為渦輪1進(jìn)口壓力;C為渦輪1進(jìn)口溫度。

在優(yōu)化過程中,采用非支配排序遺傳算法進(jìn)行編程,初始種群數(shù)量為300,繁殖過程中的交叉和變異因子為0.7和0.3,經(jīng)過300代繁殖后,得到S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)帕累托最優(yōu)邊界曲線如圖16所示。其優(yōu)化解集見表8。

圖16 效率、比質(zhì)量和平均化發(fā)電成本 多目標(biāo)優(yōu)化帕累托最優(yōu)解

表8 效率、比質(zhì)量和平均化發(fā)電成本 多目標(biāo)優(yōu)化帕累托最優(yōu)解集

4 結(jié)論

本文中以S-N2O/ORC聯(lián)合系統(tǒng)模型為研究對象,研究了不同關(guān)鍵參數(shù)下系統(tǒng)的效率、比質(zhì)量、換熱設(shè)備單位投資成本和平均化發(fā)電成本的影響。從熱力學(xué)和經(jīng)濟(jì)性角度出發(fā)對系統(tǒng)進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化。得到如下結(jié)論:

1) 提出將N2O作為頂部布雷頓循環(huán)的新工質(zhì)應(yīng)用到布雷頓-朗肯聯(lián)合系統(tǒng)熱電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中,提高了循環(huán)熱性能,減少了余熱浪費(fèi)。當(dāng)最佳分流比為0.5時,聯(lián)合系統(tǒng)的熱效率可達(dá)到49.77%。

2) 對于頂部循環(huán),當(dāng)渦輪1進(jìn)口壓力變化,分流比小于0.5時,壓氣機(jī)功耗較大。渦輪進(jìn)口壓力增大使得壓氣機(jī)壓縮功耗增加快于渦輪的輸出膨脹功。因此,循環(huán)熱效率隨著渦輪1的進(jìn)口壓力增大而降低。當(dāng)分流比較大時,壓縮功耗減小,渦輪輸出功增加快于壓氣機(jī)壓縮功耗增大,因此,循環(huán)效率提高。聯(lián)合系統(tǒng)熱效率主要受頂部循環(huán)影響。系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性質(zhì)量指標(biāo)隨進(jìn)口壓力的增大而減小。

3) 渦輪1進(jìn)口溫度的變化對底部ORC循環(huán)熱性能沒有影響。渦輪1進(jìn)口溫度提高時,系統(tǒng)熱效率增大,比質(zhì)量和成本指標(biāo)均降低。在最佳分流比下運(yùn)行,渦輪1進(jìn)口溫度從773.15 K提高到873.15 K,聯(lián)合系統(tǒng)熱效率從44.27%提高到55.16%;比質(zhì)量從45.73 kg/kW降低到33.72 kg/kW;LEC從0.025 69 $/kWh減低到0.018 65$/kWh。

4) 多目標(biāo)優(yōu)化結(jié)果表明,當(dāng)x=0.54,P2=21.24 MPa,T2=834.29 K時,聯(lián)合系統(tǒng)具有較好的的熱力性能和經(jīng)濟(jì)性能。為空間核電熱電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)性能提升提供了理論基礎(chǔ)。