车用柴油机余热回收有机朗肯循环系统方案热经济性对比分析

柴俊霖，田瑞，杨富斌，张红光



车用柴油机余热回收有机朗肯循环系统方案热经济性对比分析

柴俊霖1，田瑞1，杨富斌2，张红光2

（1内蒙古工业大学能源与动力工程学院，内蒙古呼和浩特 010051；2北京工业大学环境与能源工程学院，北京 100124）

为实现对车用柴油机余热能量的充分回收，针对简单有机朗肯循环系统和双有机朗肯循环系统进行对比分析研究。根据某车用六缸柴油机的台架试验结果，在研究其变工况下余热特性的基础上，建立两种有机朗肯循环系统的热力学模型和经济模型，并对两个系统的热经济性进行了对比分析。结果表明：在柴油机整个工况范围内，双有机朗肯循环系统的净输出功率、功率提升率和有效燃油消耗率改善度均优于简单有机朗肯循环系统，最大值分别为24.38 kW、8.71%和8.01%；双有机朗肯循环系统的单位能量产出成本为0.8089 CNY·(kW·h)−1，比简单有机朗肯循环系统低19.26%。

车用柴油机；余热回收；有机朗肯循环；系统方案；热经济性

引 言

汽车作为主要的交通工具，仍以消耗传统石油燃料为主。从目前车用发动机能量利用平衡来看，燃料燃烧总热量的约1/3用于动力输出，除摩擦、机械等消耗小部分能量外，其余大约一半的能量主要通过排气及冷却水以余热的形式损失[1]。而且根据国家统计局发布的数据显示，2015年末全国民用汽车保有量达到了17228万辆[2]，车用发动机能源浪费严重。因此，进行车用发动机余热回收利用对降低燃油消耗量、减少污染物排放、保障国家能源安全意义重大。

在车用发动机余热回收技术中，有机朗肯循环系统由于其结构简单、热效率较高、稳定性高、维修容易等优点受到国内外广泛关注[3-7]，且已设计了不同形式的有机朗肯循环系统方案[8-12]。其中同时回收发动机排气余热能量和发动机冷却系统余热能量的双有机朗肯循环系统新方案已成为研究热点。Shu等[9]研究了回收车用柴油机排气和冷却水余热能量的双有机朗肯循环系统在不同循环工质时的热力学性能，Zhang等[13]对轻型车用柴油机双有机朗肯循环联合系统在不同负载下的输出功率进行了研究，董小瑞等[14]设计了回收车用柴油机排气和冷却水余热能的双有机朗肯循环系统，并就其净输出功率、热效率等进行了分析。而双有机朗肯循环系统相比于传统的只回收发动机排气余热能量的简单有机朗肯循环系统在热经济性方面的对比分析未见报道，而热经济性分析是方案选择、系统优化、技术应用推广等的理论基础。

针对一台车用六缸柴油机的台架试验结果，分析了其在变工况下的余热特性，对典型的简单有机朗肯循环系统和双有机朗肯循环系统两种方案进行了热力学性能和经济性能的对比分析研究。

1 车用柴油机余热特性

为了分析有机朗肯循环不同系统方案对车用柴油机余热的回收效果，须先对车用柴油机不同运行工况下的余热特性进行研究。选用一台增压中冷直列六缸车用柴油机为研究对象，其基本参数见表1。试验过程中柴油机转速范围为600～2200 r·min-1，取值间隔为100 r·min-1，柴油机转矩范围为0～1600 N·m。

图1为试验得到的柴油机排气温度随柴油机转速和转矩的变化情况。从图中可以看出，柴油机排气温度随柴油机转矩的增加而增加，受柴油机转速的影响较小，排气温度最大达到818.95 K，大部分集中于490～655 K之间。

图2为柴油机排气质量流量随柴油机转速和转矩的变化情况。从图中可以看出，柴油机排气质量流量随柴油机转速和转矩的增加而增加，其最大值可以达到0.48 kg∙s-1。

表1 车用柴油机的基本参数

图1 柴油机排气温度

图2 柴油机排气质量流量

图3为柴油机最大可用排气能量随柴油机转速和转矩的变化情况。柴油机最大可用排气能量是指其排气温度降低到酸露点时所释放出的能量。从图中可以看出，柴油机最大可用排气能量随柴油机转速和转矩的增加而增加，在额定工况点，柴油机最大可用排气能量可达292.95 kW。

图3 柴油机最大可用排气能量

图4为柴油机冷却系统能量随柴油机转速和转矩的变化情况。柴油机冷却系统能量是指柴油机运行过程中通过冷却液所释放出的能量。从图中可以看出，柴油机冷却系统能量与最大可用排气能量变化趋势相同，随柴油机转速和转矩的增加而增加，其最大值为233.78 kW。

图4 柴油机冷却系统能量

2 两种有机朗肯循环系统的热力学模型

在建立简单有机朗肯循环系统和双有机朗肯循环系统热力学模型之前应选取循环有机工质。工质的特性不仅影响有机朗肯循环的热力学性能，还与系统经济性密切相关。在综合分析柴油机余热特性和文献[15-16]研究成果的基础上，选择R245fa作为循环工质，表2为R245fa的特性参数。

2.1 简单有机朗肯循环系统的热力学模型

简单有机朗肯循环系统由工质泵、蒸发器、膨胀机、发电机、冷凝器、储液罐等组成。图5为简单有机朗肯循环系统示意图，图6是其对应的-图。

表2 R245fa的特性参数

图5 简单有机朗肯循环系统

图6 简单有机朗肯循环系统T-s图

简单有机朗肯循环系统工作过程：饱和液态工质经工质泵加压后进入蒸发器（1-2表示加压过程），在蒸发器中吸收柴油机排气能量变为饱和或过热蒸气（2-3表示等压加热过程），蒸发后的工质在膨胀机中膨胀带动发电机输出电能（3-4表示膨胀过程），膨胀后的乏气进入冷凝器与冷却水换热变为饱和液态（4-1表示等压冷凝过程），液态工质流入储液罐再由工质泵加压送至蒸发器，开始下一次循环。

简单有机朗肯循环系统的热力学模型

2.2 双有机朗肯循环系统的热力学模型

双有机朗肯循环系统包括低温循环和高温循环，其中低温循环用于回收柴油机冷却系统余热能量，高温循环用于回收柴油机排气余热能量，两个循环通过热交换器联系。图7为双有机朗肯循环系统示意图，图8是其对应的-图。

图7 双有机朗肯循环系统

图8 双有机朗肯循环系统T-s图

双有机朗肯循环系统工作过程：

（1）低温循环。饱和液态工质经工质泵1加压后进入蒸发器1（L1-L2表示加压过程），在蒸发器1中吸收柴油机冷却系统能量（L2-L3表示等压加热过程），随后进入热交换器中吸收高温循环做功后乏气的热量变为饱和或过热蒸气（L3-L4表示等压加热过程），气态工质在膨胀机1中膨胀带动发电机1输出电能（L4-L5表示膨胀过程），膨胀后的乏气进入冷凝器与冷却水换热变为饱和液态流入储液罐1（L5-L1表示等压冷凝过程）。

（2）高温循环。与上述简单有机朗肯循环系统的工作基本相同，只是冷凝放热过程（H4-H1）是通过热交换器与低温循环工质进行换热。

双有机朗肯循环系统的热力学模型：

① 低温循环

② 高温循环

(3)

③ 双有机朗肯循环系统净输出功率为

式中，L1、L2、L3、L4、L5表示-图中低温循环各状态点；H1、H2、H3、H4表示-图中高温循环各状态点；其他参数同式（1）。

2.3 评价参数

为了对两种有机朗肯循环系统方案热力学性能进行分析，选取净输出功率、功率提升率i和有效燃油消耗率改善度be进行研究，净输出功率前面已有介绍，其他两个参数表达式如下

2.4 系统假设条件

基于车用柴油机有机朗肯循环系统的运行条件，就两种有机朗肯循环系统作如下假设。

① 系统均在稳定状态下运行。

② 忽略管路中的压力损失和散热损失。

③ 膨胀机等熵效率为60%[17]，工质泵等熵效率为80%[5]，蒸发器换热效率为60%[18]。

④ 简单有机朗肯循环系统蒸发压力取为3 MPa，过热度为10 K，冷凝温度为303.15 K。

⑤ 双有机朗肯循环系统热交换器换热效率为85%[18]；高温循环蒸发压力取为3 MPa，过热度为10 K，冷凝温度取为353.15 K；低温循环蒸发温度为343.15 K，过热度为0 K，冷凝温度为303.15 K。

3 两种有机朗肯循环系统的经济模型

选取单位能量产出成本（LEC）为系统经济性评价参数。单位能量产出成本[USD·(kW·h)−1]简化表达式为[19]

式中，CRF为投资回收因子；tot2014为2014年的系统初期投资成本；COM为系统运行维护成本，取为tot2014的1.5%；op为系统年运行时间，取为7000 h。

投资回收因子CRF可参考文献[20]，关系式为

式中，为利息率，取为5%；LTpl为系统使用寿命，取为20 a。

2014年的系统初期投资成本tot2014可由2001年的系统初期投资成本tot2001转化计算得到

式中，CEPCI2014576.1[21]，CEPCI2001394[22]。

系统初期投资成本为系统各部件的投资费用之和

在有机朗肯循环系统中，换热器的投资费用占到系统总投资费用的80%～90%[23-25]，因此总投资费用也可近似表示为

(10)

式中，为修正系数，取为1.25；EVP、CON分别为蒸发器、冷凝器的投资费用，以下统一用表示，计算式为[22]

式中，0p,i为换热器的基本投资费用；1、2和1、2、3是与换热器类型有关的常数；M,i为换热器材料因子；F,i为换热器压力因子；p为换热器工作表压力；1、2、3是与换热器类型和工作表压力有关的常数；A为传热面积。常数、、和M,i可由文献[22]得到，见表3。

表3 换热器费用估算相关系数

换热器传热面积的计算式为

式中，Q为换热器最大换热量；h为总传热系数；Δm,i为对数传热温差。

忽略污垢层热阻，总传热系数可表示为

换热器类型不同，传热形式不同，传热系数不同。表4列出了所选换热器在不同传热形式时对应的传热系数经验公式。其中，双有机朗肯循环系统（图7）中的热交换器对高温循环来说为冷凝器，对低温循环来说为蒸发器。

4 热经济性计算结果与对比分析

图9为两种有机朗肯循环系统净输出功率随柴油机工况的变化情况。

从图中可以看出，两种有机朗肯循环系统净输出功率随柴油机转速和转矩的增加而增加，双有机朗肯循环系统净输出功率大于简单朗肯循环系统净输出功率，在柴油机额定工况点，均达到最大值，分别为16.08和24.38 kW。且简单有机朗肯循环系统在柴油机中等转矩以下的工况范围内，净输出功率基本都小于5 kW，而双有机朗肯循环系统净输出功率小于5 kW的范围相对要小，主要是因为在柴油机中等转矩以下的工况范围内冷却系统余热能量比排气余热能量多，双有机朗肯循环系统比简单有机朗肯循环系统优势更加明显。

表4 传热系数经验公式

图9 两种有机朗肯循环系统净输出功率

图10 两种有机朗肯循环系统功率提升率

图10为两种有机朗肯循环系统功率提升率随柴油机工况的变化情况。由图可以看出，对于简单有机朗肯循环系统，功率提升率主要受转矩影响，基本随转矩的增加而增加，其最大值为5.75%；对于双有机朗肯循环系统，功率提升率同时受转速和转矩的影响（随转速的增加，功率提升率基本上先增加再减少然后再增加；随转矩的增加，功率提升率基本上先减少后增加），在额定工况点达到最大值8.71%。且简单有机朗肯循环系统在柴油机大部分工况下，功率提升率均小于3%，而双有机朗肯循环系统的功率提升率在所有工况范围内均大于4%。

图11为两种有机朗肯循环系统有效燃油消耗率改善度随柴油机工况的变化情况。可以看出，两种有机朗肯循环系统的有效燃油消耗率改善度与功率提升率具有相同的变化趋势。简单有机朗肯循环系统的有效燃油消耗率改善度最大值为5.43%，双有机朗肯循环系统最大值为8.01%。

表5为在系统换热量最大即柴油机额定工况点时计算得到两种有机朗肯循环系统的各种成本。由表可知，双有机朗肯循环系统的单位能量产出成本为0.8089 CNY·(kW·h)−1，比简单有机朗肯循环系统低19.26%，这是因为双有机朗肯循环比简单有机朗肯循环对应的tot2014提高比例小于其净输出功率提高的比例。

表5 柴油机额定工况点时两种有机朗肯循环系统的各种成本

Note: 1 USD6.8903 CNY.

图11 两种有机朗肯循环系统有效燃油消耗率改善度

5 结 论

（1）在柴油机整个工况范围内，双有机朗肯循环系统的净输出功率和功率提升率大于简单有机朗肯循环系统的净输出功率和功率提升率，且均在柴油机额定工况点达到最大值，分别为24.38 kW、8.71%和16.08 kW、5.75%。

（2）在柴油机中等转矩以下的工况范围内，双有机朗肯循环系统的净输出功率比简单有机朗肯循环系统提高优势更加明显。

（3）在柴油机整个工况范围内，有效燃油消耗率改善度变化趋势与功率提升率相同，在柴油机额定工况点两系统均达到最大值，分别为8.01%和5.43%。

（4）双有机朗肯循环系统的单位能量产出成本比简单有机朗肯循环系统低19.26%。

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Thermo-economic comparative analysis of different organic Rankine cycle system schemes for vehicle diesel engine waste heat recovery

CHAI Junlin1, TIAN Rui1, YANG Fubin2, ZHANG Hongguang2

(1College of Energy and Power Engineering, Inner Mongolia University of Technology, Hohhot 010051, Inner Mongolia, China;2College of Environmental and Energy Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

In order to have a full recovery of the waste heat from a vehicle diesel engine, simple organic Rankine cycle (ORC) system and dual-loop organic Rankine cycle (ORC) system are compared and investigated. According to bench test results of a vehicle six-cylinder diesel engine, the thermodynamic models and economic models of both ORC systems are established, and the thermo-economic comparative analysis of both ORC systems are done on the basis of the study on waste heat characteristics under engine various operating conditions. The results show that, under engine entire operating conditions, net power output, augmentation proportion of power output and improvement of brake specific fuel consumption (BSFC) of the dual-loop ORC system are better than the simple ORC system, the maximum value are 24.38 kW、8.71% and 8.01% separately; Levelized Energy Cost (LEC) of the dual-loop ORC system is 0.8089 CNY·(kW·h)−1and 19.26% lower than the simple ORC system.

vehicle diesel engine; waste heat recovery; organic Rankine cycle; system scheme;thermo- economy

10.11949/j.issn.0438-1157.20170004

TK 406

A

0438—1157（2017）08—3258—08

田瑞。第一作者：柴俊霖（1979—），女，博士研究生，讲师。

国家自然科学基金项目（51376011）；北京市自然科学基金项目（3152005）；内蒙古工业大学科研项目（ZD201606）。

2017-01-03收到初稿，2017-03-21收到修改稿。

2017-01-03.

Prof. TIAN Rui, tianr@imut.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51376011), the Natural Science Foundation of Beijing (3152005) and the Scientific Research Program of Inner Mongolia University of Technology (ZD201606).