柴油机多品位余热回收低损跨临界联合循环模拟

舒歌群，许晓菲，田 华，贾 琦，孙秀秀，刘丽娜

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

舒歌群，许晓菲，田 华，贾 琦，孙秀秀，刘丽娜

(天津大学内燃机燃烧学国家重点实验室，天津 300072)

为了提高柴油机多品位、大温差余热的回收利用率，提出了一种低损跨临界有机朗肯联合循环，其中高温级循环用于回收温度较高的柴油机排气余热和废气再循环(EGR)余热，低温级循环回收柴油机冷却水余热、增压空气余热、与高温级循环换热后的排气余热和EGR余热．高温级对比分析了3种硅氧烷工质MM、MDM和D4，低温级选用了R143a，模拟研究了高低温级参数对循环性能的影响．结果表明：高低温级均存在最优的蒸发压力，高温级冷凝压力在允许范围内越低越好；高温级采用MM较MDM和D4循环性能更好，循环净功最高可以达到36.36,kW，损只有4.5,kW；各部分余热的利用率均在86%以上；增加高低温级的回热效能均可以提高循环性能．

柴油机；多品位余热；低损；跨临界有机朗肯循环；联合循环

随着石油资源使用量的大幅度增长，内燃机的节能问题受到越来越多的关注．从柴油机的热平衡来看，用于动力输出的能量只占燃油燃烧总能量的30%左右，大部分通过排气、冷却系统等以热量形式耗散到大气中[1-2]，余热回收利用潜力巨大，研究表明采用基于有机朗肯循环(organic Rankine cycle，ORC)的蒸汽动力装置回收柴油机余热能量是能量回收的一种有效途径．

柴油机余热能呈现多种形式分布，具有多品位、大跨度温差的明显特点，各部分余热能量所占比例也不同．这个特点是目前各部分余热综合利用率不高的制约因素．

目前的研究和技术无法同时对柴油机各部分余热能进行综合、高效地回收利用，而是对高品位热能进行降级利用，或者只能对其中某一两项进行回收．Chammas等[1]建立了一套利用冷却水余热进行预热、利用排气余热进行蒸发的单级有机朗肯循环系统，排气余热得到充分回收，但冷却水余热只回收了其可利用热量的10%．Arias等[3]也研究了类似的系统，结果表明在可回收的2,014,W余热能中，只有20,W来自冷却水余热．Teng等[4-5]建立了一套单级回收EGR和增压空气余热的有机朗肯循环系统，在充分回收EGR余热时，增压空气余热只回收了可利用热量的43%．

为了提高多品位余热的综合利用效率，德国宝马公司在3系汽车发动机上利用双级耦合的有机朗肯循环对排气和冷却水余热进行回收，工质分别是水和乙醇[6-7]，发动机的燃油效率提高了15%，其研究表明利用双级联合循环是一条具有潜力的技术路线．然而，目前采用的双级循环使用蒸汽朗肯循环作为高温级，这使得系统效率低、损失较高并且装置庞大，这使得宝马公司在无法实现高效和缩减系统尺寸后逐渐放弃了上述双级系统．

为充分、高效地利用柴油机各部分余热，提高柴油机的整体效率，笔者提出了一种低损跨临界有机朗肯联合循环，其中高温级循环用于回收温度较高的柴油机排气余热和废气再循环(EGR)余热，低温级循环回收柴油机冷却水余热、增压空气余热以及在高温级循环利用后的排气余热和EGR余热．该系统中，高低温级均采用跨临界循环，使得超临界工质与热源之间有更好的热匹配性，降低了换热过程中的损失，提高能源转化效率[8]．

1 系统介绍

图1为跨临界有机朗肯联合循环系统示意，图2为高低温级循环温熵曲线．本系统由高温级循环(Rh)和低温级循环(Rl)构成，由柴油机的排气余热(A1)、增压中冷余热(A2)、EGR余热(A3)和冷却水余热(A4)给联合有机朗肯循环提供热量，由外接冷却水(B1)提供冷量．

图1 跨临界有机朗肯联合循环系统示意Fig.1 Schematic diagram of supercritical organic Rankine cycle system

具体工作原理如下所述．

在高温级循环中，由高温级工质泵h5出来的高压低温流体首先进入回热器h1，吸收来自高温级工质乏气的部分热量(对应图2(a)中过程2—1)，然后进入高温级排气加热器h2中，吸收排气余热(1—3)，接着进入高温级EGR加热器h3，吸收EGR余热，形成高温高压的超临界流体(3—3′)，然后进入联合膨胀机c1膨胀做功(3′—4)，从膨胀机出来的低压乏气进入高温级回热器h1(4—6)，释放热量后进入高温级冷凝器h4(即l4)，将热量传递给低温级流体，作为低温级流体的预热热源，释放热量后的高温级有机工质被冷却到饱和液体状态(6—5)，然后进入高温级工质泵h5升压(5—2)，完成高温级循环．

在低温级循环中，由低温级工质泵18出来的高压低温流体进入低温级低温段增压中冷器10，吸收经过一次换热后的低温段增压中冷余热(c—e)，然后进入低温级回热器11(e—r)，接着进入低温级冷却水加热器12中，吸收柴油机冷却水余热(r—f)，再进入低温级高温段增压中冷器13，吸收高温段的增压中冷余热(f—j)，接着有机工质进入高温级冷凝器14(即h4)，吸收来自高温级乏气的热量(j—g)，然后进入低温级排气加热器15，与经过高温级循环换热后的排气进行换热(g—a)，最后进入低温级EGR加热器16，与经过高温级循环换热后的EGR进行换热，形成高温高压的超临界流体(a—k)．低温级流体同样进入联合膨胀机c1做功(k—b)，从膨胀机出来的低压乏气进入低温级回热器11(b—i)，释放热量后进入低温级冷凝器17，用水冷却至饱和液状态(i—d)，然后进入低温级工质泵18升压(d—c)，完成低温级循环．

2 工质选择

选择合适的工质对有机朗肯循环非常重要．通过对比多种有机工质，选定做功能力较好的R143a作为低温级朗肯循环的工作流体．而高温级由于热源温度较高，需要选择分解温度较高的工质，同时满足临界压力低、临界温度高，容易实现跨临界循环．硅氧烷类工质目前被认为是适合的高温型ORC工质[9-10]．本文选择、对比分析3种硅氧烷工质，包括2种线状硅氧烷MM(六甲基二硅氧烷，C6H18OSi2)、MDM(八甲基三硅氧烷，C8H24O2Si3)和1种环状硅氧烷D4(八甲基环四硅氧烷，C8H24O4Si4)．

表1给出了所选工质的部分物性参数．

表1 工质物性参数Tab.1 Physical property parameters of working fluids

图3为3种硅氧烷温熵曲线．为方便比较，横纵坐标分别无量纲化，其中纵坐标取各点温度与临界温度的比值，横坐标取各点熵值与临界点熵值的比值．

3 热力学模型

本文为简化模型，做出如下假设[11]：①所有的换热过程均为等压过程；②忽略每个部件和管道的散热和摩擦损失；③忽略流体的动能和势能．

3.1 热力学第一定律模型

有机朗肯循环过程中，膨胀机做功为

工质泵耗功为

换热器吸热量为

冷凝器放热量为

回热器换热量为

式中：W为示功值，kW；Q为示热量，kW；mf为工质的质量流量，kg/s；h为工质的比焓，kJ/kg；tη为膨胀机等熵效率；pη为工质泵等熵效率；下标t、p、h、c、r分别代表膨胀机、工质泵、换热器、冷凝器、回热器，in、out分别代表各部件的入口和出口，s代表等熵情况，rh、rl分别代表回热器中的高温侧和低温侧工质．

本文选取的热力学第一定律指标如下所述．

循环净功

式中Qtotal为从热源吸收的所有热量．

3.2 热力学第二定律模型

式中：mi为i点处的质量流量；T0取环境温度25,℃；hi、si、h0、s0分别为i点处的焓值、熵值和环境条件(25,℃，0.1,MPa)下的焓值、熵值．

选取的热力学第二定律指标如下所述．

式中：Ii为各部件的损；Etotal为所有热源以及冷源的变化量．

另外，本文选取的回热参数——回热效能[12]的定义为

3.3 模型验证

为了验证热力学模型的准确性，对文献[13]中的结果进行了验证，使用苯作为工质，并采用与文献[13]相同的已知条件，分别对文献中3种模型的计算结果进行了验证．验证结果如表2所示，结果显示计算误差均在5%以内．产生误差的原因主要是所用模拟软件不同，文献[13]是用Matlab建模耦合REFPROP数据库，而本文使用EES软件中自带的工质物性数据库．产生的误差在允许的精度内，从而验证了所用热力学模型的有效性．

表2 模拟结果同文献[13]的比较Tab.2 Comparison of the verification results with those of Ref.[13]

4 结果分析与讨论

4.1 发动机参数

本文根据某6缸直列柴油机的性能试验结果，确定了柴油机各部分余热的温度、压力和流量，使用EES(engineering equation solver)编程计算．表3给出了柴油机在额定转速下某工况的一些参数．另外，本文中选取的工质泵等熵效率取0.8，膨胀机等熵效率取0.7．

4.2 变高温级蒸发压力

在该循环计算中，低温级均采用R143a，高温级分别采用3种硅氧烷工质MM、MDM和D4，仅改变高温级蒸发压力，其他参数均不变：高温级冷凝压力取0.1,MPa，回热器低温侧工质温升100,℃；低温级蒸发压力取4.5,MPa，冷凝温度为35,℃，回热器低温侧工质温升7,℃．图4和图5所示分别为不同高温级蒸发压力pmaxh下得到的循环净功Wnet、热效率ηth以及损I和效率ηex．

表3 柴油机试验测量结果Tab.3 Test results of the diesel engine

图5 不同高温级蒸发压力下MM、MDM和D4的火用损和火用效率Fig.5Effect of high-temperature-stage evaporating pressure on the exergy destruction and exergy efficiency of MM，MDM and D4

图4 不同高温级蒸发压力下MM、MDM和D4的循环净功和热效率Fig.4 Effect of high-temperature-stage evaporating pressure on the net power and thermal efficiency of MM，MDM and D4

从图4可以看出，随着高温级蒸发压力增加，净功和热效率变化趋势类似，总是先迅速增加后缓慢降低，也就是有一个最优的高温级蒸发压力，MM的最优值出现在9.5,MPa，MDM出现在5.75,MPa，D4出现在4.5,MPa．比较3种工质的循环净功和热效率可以发现，MM最高，其次是MDM，D4最低．从图5可见，随着高温级蒸发压力增加，损先迅速减小后缓慢增加，效率和损变化趋势相反，也存在一个最优的高温级蒸发压力，出现的位置同净功和热效率的高温级蒸发压力最优值一致．比较3种工质，MM的损最低，效率最高，因此性能最佳，其次是MDM，D4最差．从3种工质的T-s图可以看出，相同条件下的循环曲线包围的面积MM最大，D4最小，因此，MM的性能最好，而D4最差．

为分析余热回收利用情况，本文中余热利用率定义为

式中：Ths,in和Ths,out分别为热源进入循环系统和最终离开系统的温度；Ths,min为柴油机余热热源在实际情况下所允许的最低温度，本文排气和EGR取相应压力下的露点温度，分别为111,℃和138,℃，增压空气取中冷后最低温度50,℃，冷却水取柴油机入水温度70,℃．计算结果如表4所示，高温级蒸发压力分别取各工质的最优值．由表4可见，各部分余热利用率均较高，在86%以上．

表4 3种硅氧烷的余热利用率Tab.4 Waste heat ratio of three siloxanes

4.3 变高温级冷凝压力

在该循环计算中，低温级均采用R143a，高温级分别采用3种硅氧烷工质MM、MDM和D4，仅改变高温级冷凝压力，其他参数均不变：高温级蒸发压力取最优高压(MM：9.5,MPa，MDM：5.75,MPa，D4：4.5,MPa)，回热器低温侧工质温升100,℃；低温级蒸发压力取4.5,MPa，冷凝温度为35,℃，回热器低温侧工质温升7,℃．图6和图7所示分别为不同高温级冷凝压力pcondh下得到的循环净功、热效率以及损和效率．

从图6可以看出，随着高温级冷凝压力增加，净功和热效率变化趋势基本一致，总是不断降低，且降低的趋势逐渐减缓．由图7可知，随着高温级冷凝压力增加，损逐渐增加，且增加趋势不断减小；效率与损变化趋势相反．比较3种工质，MM的循环净功和热效率最高，损最低，效率最高，因此性能最佳，其次是MDM，D4最差．这也是由3种工质的物性决定的，同样可以从T-s图中看出．

图6 不同高温级冷凝压力下MM、MDM和D4的循环净功和热效率Fig.6Effect of high-temperature-stage condensing pressure on the net power and thermal efficiency of MM，MDM and D4

图7 不同高温级冷凝压力下MM、MDM和D4的损和效率Fig.7Effect of high-temperature-stage condensing pressure on the exergy destruction and exergy efficiency of MM，MDM and D4

4.4 变低温级蒸发压力

在该循环计算中，低温级均采用R143a，高温级分别采用3种硅氧烷工质MM、MDM和D4，仅改变低温级蒸发压力，其他参数均不变：高温级蒸发压力取最优高压(MM：9.5,MPa，MDM：5.75,MPa，D4：4.5,MPa)，冷凝压力取0.1,MPa，回热器低温侧工质温升100,℃；低温级冷凝温度为35,℃，无回热器(因为随着低温级高压增加，膨胀机出口温度下降，将无法采用回热)．图8和图9所示分别为不同低温级蒸发压力pmaxl下得到的循环净功、热效率以及损和效率．

MM的低温级蒸发压力取值范围较小，这是由于MM在0.1,MPa时温度较MDM和D4低，而低温级工质在高温级冷凝器入口的温度随着pmaxl的减小而增加，因此低温级蒸发压力不能过小，否则高温级冷凝器窄点会过小．从图8可看出，存在一个最优的低温级蒸发压力，净功峰值出现在4.5,MPa，热效率峰值出现在4.4,MPa．由图9可知，MDM和D4损峰值出现在4.2,MPa，效率峰值出现在4.4,MPa，而MM由于取值范围的限制，呈单调变化趋势．比较3种工质，仍然是MM性能最佳，其次是MDM，D4最差．

图8 不同低温级蒸发压力下MM、MDM和D4的循环净功和热效率Fig.8 Effect of low-temperature-stage evaporating pressure on the net power and thermal efficiency of MM，MDM and D4

图9 不同低温级蒸发压力下MM、MDM和D4的损和效率Fig.9 Effect of low-temperature-stage evaporating pressure on the exergy destruction and exergy efficiency of MM，MDM and D4

4.5 变回热效能

在该循环计算中，高温级选择MM作工质，高温级蒸发压力取MM的最优高压9.5,MPa，冷凝压力取0.1,MPa；低温级采用R143a，低温级蒸发压力取4.5,MPa，冷凝温度为35,℃．图10和图11分别为高低温级回热效能εh、εl与循环净功、热效率以及损和效率的关系．

从图10和图11可以看出，比较3种不同εh下的曲线，εh越高，循环净功、热效率和效率越高，损越低．比较同一条曲线可以看出，随着εl的增加，循环净功、热效率和效率越高，损越低．说明增加回热可以提高循环性能，不管是高温级还是低温级回热效能都是越高越好，但是εl不可太高，要保证回热器一定的窄点温差，而高温级回热器由于高低温侧工质温度相差悬殊，εh可以取到较高的值．其中，在εh=0.836,7时，循环净功最高可以达到36.36,kW．

图10 高低温级回热效能与循环净功和热效率的关系Fig.10Effect of high/low-temperature-stage regenerator efficiency on the net power and thermal efficiency

图11 高低温级回热效能与损和效率的关系Fig.11Effect of high/low-temperature-stage regenerator efficiency on the exergy destruction and exergy efficiency

5 结 论

(1) 高低温级循环均存在一个最优蒸发压力，不同工质存在不同的最优蒸发压力，高温级工质MM、MDM和 D4分别为9.5,MPa、5.75,MPa、4.5,MPa，低温级工质R143a为4.5,MPa左右．高温级冷凝压力在允许的范围内越低越好．高低温级提高回热效能均可以提高循环性能．

(2) 高温级采用MM比MDM和D4性能更好，循环净功最高可以达到36.36,kW，使得柴油机整体功率可以提高6%，同时损只有4.5,kW．

(3) 各部分余热利用率均较高，其中EGR和冷却水余热利用率100%，排气余热利用率93%，增压空气余热利用率86%．

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(责任编辑：金顺爱)

Simulation of a Transcritical Combined Organic Rankine Cycle with Low Exergy Destruction Used for Multiple Grades Waste Heat Recovery of Diesel Engine

Shu Gequn，Xu Xiaofei，Tian Hua，Jia Qi，Sun Xiuxiu，Liu Lina
(State Key Laboratory of Engines，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

Diesel engine has multiple grades waste heat with large temperature difference. In order to improve the efficiency of waste heat recovery，a transcritical combined organic Rankine cycle with low exergy destruction is presented. High-temperature stage cycle recovers high grades waste heat including exhaust and exhaust gas recirculation(EGR)，while low-temperature stage cycle recovers low grades waste heat including cooling water，supercharged air，exhaust and EGR after rejecting heat at high-temperature stage cycle. Considering MM，MDM and D4as the working fluid for high-temperature stage cycle，and R143a for low-temperature stage cycle，the effect of cycle parameters is simulated and analyzed. The results show that both high- and low-temperature stage cycles have an optimal evaporating pressure，and high-temperature stage condensing pressure should be smaller within its allowable range. MM system has better performance than that using MDM and D4with maximum net power being 36.36,kW and the exergy destruction being 4.5,kW. Each grade of waste heat recovery ratio is above 86%. Increasing the regenerator efficiency of both the high- and low-temperature stage can improve cycle performance.

diesel engine；multiple grades waste heat；low exergy destruction；transcritical organic Rankine cycle；combined cycle

TK422

A

0493-2137(2014)01-0001-08

10.11784/tdxbz201305074

2013-06-04；

2013-09-03.

国家重点基础研究发展计划(973计划)资助项目(2011CB707201)；国家自然科学基金资助项目(51206117)；天津市自然科学基金资助项目(12JCQNJC04400).

舒歌群（1964— ），男，博士，教授，sgq@tju.edu.cn.

田 华，thtju@tju.edu.cn.