柴油機(jī)工況對中溫有機(jī)朗肯循環(huán)性能影響的模擬研究

1、柴油機(jī)工況對中溫有機(jī)朗肯循環(huán)性能影響的模擬研究論文導(dǎo)讀:：圖1為中溫有機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)示意圖。中溫有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)介紹。論文關(guān)鍵詞：余熱回收，有機(jī)朗肯循環(huán)，車用柴油機(jī)工況引言隨著我國汽車行業(yè)的飛速開展，對汽車的節(jié)能與環(huán)保問題的關(guān)注程度不斷提高?；谟袡C(jī)朗肯循環(huán)Tab.2 Characteristics of R123 (under 3.0MPa) 參數(shù)名稱/單位 數(shù)值 壓力/ MPa 3.0 飽和蒸汽液相密度/ kg/m3 884.41 氣化潛熱/ kJ/kg 63.8 最高穩(wěn)定溫度/ 326.8 沸點/ 171.3 飽和蒸汽氣相密度/ kg/m3 56.25 摩爾質(zhì)量/ g/mol 1

2、52.9 2.2確定最正確工質(zhì)流量根據(jù)文獻(xiàn)10中3.3節(jié)局部的計算方法，得到不同有機(jī)工質(zhì)流量下的系統(tǒng)效率變化曲線，依據(jù)系統(tǒng)效率最高原那么分別確定兩種排氣溫度下的最正確工質(zhì)流量分別為0.37kg/s和0.274kg/s。由此確定兩種設(shè)計方案的條件為：表3. 系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)Tab.3 Known parameters for the system design 參數(shù)名稱/單位 方案一 方案二 渦輪后排氣溫度/ 470 400 排氣流量/ kg/s 0.418 0.418 排氣壓力/ MPa 0.1 0.1 最終排氣溫度/ 200 200 壓縮泵后壓力/ MPa 3 3 工質(zhì)沸點/ 171.3 171

3、.3 工質(zhì)流量/ kg/s 0.37 0.274 2.3換熱器設(shè)計根據(jù)上述條件設(shè)計蒸發(fā)器和過熱器，兩種方案均采用管殼式換熱器，光管，得到的換熱器具體結(jié)構(gòu)及參數(shù)如表4所示。表4.換熱器參數(shù)Tab.4 Heat exchangers parameters 參數(shù)名稱/單位 方案一 方案二 過熱器 換熱量/ kJ/kg 34.9 25 換熱面積/ m2 0.68 0.69 232.7 222.2 傳熱對數(shù)溫差/ 220.5 161.9 蒸發(fā)器 換熱量/ kJ/kg 86.8 64.3 換熱面積/ m2 2.07 1.84 211.7 205.1 傳熱對數(shù)溫差/ 198.1 173.4 2.4發(fā)動機(jī)變排

4、氣溫度計算本節(jié)主要討論在發(fā)動機(jī)排氣流量一定條件下，改變排氣溫度對朗肯循環(huán)系統(tǒng)的影響。計算中，以有機(jī)工質(zhì)R123的最高穩(wěn)定溫度為約束限制排氣溫度的范圍。根據(jù)發(fā)動機(jī)實際運(yùn)行工況，可分以下幾種情況進(jìn)行討論。在此狀況下，有機(jī)工質(zhì)在蒸發(fā)器中將不能完全蒸發(fā)，設(shè)蒸發(fā)率為x，那么可列方程組1： (1) 其中：T:溫度，；P:壓力，MPa；:排氣流量，kg/s；:工質(zhì)流量，kg/s；:換熱量，kW；:比焓，kJ/kg。下角標(biāo)分別對應(yīng)圖2中的符號注釋。此時，T5為蒸發(fā)器后工質(zhì)溫度，即30MPa壓力下R123的沸點171.3機(jī)械論文，由上述方程組可解出。在此狀況下，有機(jī)工質(zhì)在蒸發(fā)器中將完全蒸發(fā)并到達(dá)過熱狀態(tài)，那么可

5、列方程組2： (2) 由上述方程可解出。2.5結(jié)果比照通過上述計算，得到兩種方案的計算結(jié)果如下：圖4.不同排氣溫度下蒸發(fā)率變化曲線Fig.4 Effect of exhaust temperature on evaporation rate圖4為兩種方案的蒸發(fā)率與排氣溫度變化曲線。從圖中可以看出，當(dāng)排氣溫度高于設(shè)計點對應(yīng)的排氣溫度時，蒸發(fā)率均保持為1；當(dāng)排氣溫度低于設(shè)計點對應(yīng)排氣溫度時，蒸發(fā)率單調(diào)降低。5a.方案一5a. Program one5b.方案二5b. Program two圖5.不同排氣溫度下各節(jié)點溫度變化曲線Fig.5 Effectof exhaust temperature o

6、n node temperature圖5a和5b分別為兩種方案下，系統(tǒng)各節(jié)點溫度隨排氣溫度變化曲線論文怎么寫。從圖中可以看出，在兩種方案下，當(dāng)排氣溫度低于設(shè)計點對應(yīng)溫度時，蒸發(fā)器后工質(zhì)溫度T5均為有機(jī)工質(zhì)的沸點溫度，當(dāng)排氣溫度高于設(shè)計點對應(yīng)溫度時，T5單調(diào)增加，即在蒸發(fā)器中已發(fā)生過熱；過熱器后工質(zhì)溫度T6在設(shè)計點處溫度最低，這是因為當(dāng)排氣溫度高于設(shè)計點時，排氣可提供能量增加，但有機(jī)工質(zhì)質(zhì)量流量沒變，因此有機(jī)工質(zhì)的過熱度升高，既表現(xiàn)為溫度T6隨著排氣溫度的升高單調(diào)升高。而當(dāng)排氣溫度低于設(shè)計點時，由于蒸發(fā)器中的有機(jī)工質(zhì)蒸發(fā)率逐漸降低，在過熱器中過熱的工質(zhì)流量降低，且蒸發(fā)率降低的斜率高于排氣溫度降低

7、造成的過熱器換熱量降低的斜率，因此設(shè)計點以下時的溫度T6隨排氣溫度的降低而單調(diào)升高；對膨脹器后工質(zhì)溫度T7機(jī)械論文，由于計算中取膨脹器絕熱效率為定值0.7，因此其變化規(guī)律與T6相似。圖6.不同排氣溫度下朗肯循環(huán)效率變化曲線Fig.6 Effectof exhaust temperature on ORC efficiency圖6為不同排氣溫度下的朗肯循環(huán)效率變化曲線。從圖中可以看出，在兩種方案下，當(dāng)排氣溫度高于設(shè)計點對應(yīng)排氣溫度時，其效率維持在15%附近；當(dāng)排氣溫度降低后，循環(huán)效率單調(diào)下降，其中方案一在排氣溫度降到360時朗肯循環(huán)效率降為5%，方案二在排氣溫度320附近時循環(huán)效率降至5%。圖7

8、.不同排氣溫度下中溫朗肯循環(huán)輸出功變化曲線Fig.7 Effectof exhaust temperature on ORCoutput power圖7為不同排氣溫度下，中溫朗肯循環(huán)輸出功的變化曲線。從圖中可以看出，當(dāng)排氣溫度低于440時，相同排氣流量下，方案二的輸出功總是大于方案一；當(dāng)排氣溫度高于440時，相同排氣流量下，方案一輸出功高于方案二；方案一的適用排氣溫度范圍為，方案二的為，相比而言方案二的適用范圍更廣。之所以出現(xiàn)上述適用范圍上的不同，是由工質(zhì)的自身特性及系統(tǒng)效率綜合造成的。由于R123工質(zhì)存在最高穩(wěn)定溫度，在計算最高可適排氣溫度時，工質(zhì)在蒸發(fā)器中都是完全蒸發(fā)過熱，且方案二的工質(zhì)流

9、量比方案一的小，因此方案二的可適最高排氣溫度低于方案一；最低排氣溫度那么受限于系統(tǒng)效率，當(dāng)排氣溫度低到一定程度，工質(zhì)蒸發(fā)率將接近與零機(jī)械論文，此時的余熱回收系統(tǒng)將失去意義。結(jié)合圖4-7可以看出，方案二的排氣適用范圍較方案一更為廣闊，且在350-490的排氣溫度范圍內(nèi)朗肯循環(huán)效率均保持在10%以上，輸出功的變化曲線較方案一更為平坦。因此在下面的計算中將采用方案二的換熱器設(shè)計結(jié)果。3變工況計算與結(jié)果分析根據(jù)本文2節(jié)中的計算結(jié)果，確定了中溫有機(jī)朗肯循環(huán)的蒸發(fā)器和過熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)，本文據(jù)此對不同排氣溫度和排氣流量下的朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)變化規(guī)律進(jìn)行了計算和分析，計算說明和具體計算結(jié)果如下。3.1計算說明

10、計算中，以有機(jī)工質(zhì)R123允許到達(dá)的最高穩(wěn)定溫度327為約束限制排氣溫度和排氣流量的上下限。3.2計算結(jié)果與說明圖8.蒸發(fā)率隨排氣流量及排氣溫度變化曲線Fig.8 Effectof mass flow rates on evaporation rate with different exhaust temperature圖8為不同排氣溫度下，有機(jī)工質(zhì)在蒸發(fā)器中的蒸發(fā)率隨排氣流量變化曲線。如圖可見，當(dāng)排氣溫度高于400時，各排氣溫度下蒸發(fā)率為1時對應(yīng)的最小排氣流量隨著排氣溫度的升高而不斷降低；當(dāng)排氣溫度低于400、高于300時，各排氣溫度下的蒸發(fā)率始終小于1，且在相同排氣流量下，排氣溫度越低其對

11、應(yīng)的工質(zhì)蒸發(fā)率越小；當(dāng)排氣溫度低于300時，全排氣流量范圍內(nèi)的蒸發(fā)率接近于0，即由于排氣能量過低從而不會有工質(zhì)在蒸發(fā)器中蒸發(fā)。圖9.溫度T3隨排氣流量及排氣溫度變化曲線Fig.9 Effectof mass flow rates on T3 withdifferent exhaust temperature圖9為不同排氣溫度下，最終排氣溫度T3隨排氣流量變化曲線。從圖中可以看到，當(dāng)排氣溫度高于400時，大排氣流量區(qū)域?qū)?yīng)的排氣最終溫度T3會高于200，且排氣流量越大、T3越高。這是因為固定流量的有機(jī)工質(zhì)其吸熱能力有限，工質(zhì)吸熱后的最高溫度T6不能超過327，因此排氣的放熱量存在一個極大值，從而

12、造成在某些工況下出現(xiàn)溫度T3高于設(shè)計時要求的200的情況。此外機(jī)械論文，當(dāng)排氣溫度T1低于400時，各排氣溫度下的T3總是隨著排氣流量的升高而升高。圖10.朗肯循環(huán)效率隨排氣流量及排氣溫度變化曲線Fig.10 Effect of mass flow rates on ORC efficiency withdifferent exhaust temperature圖10為不同排氣溫度下，中溫有機(jī)朗肯循環(huán)效率隨排氣流量變化曲線。如下圖，當(dāng)排氣溫度高于400度時，循環(huán)效率先隨著排氣流量的增加而增大，在工質(zhì)蒸發(fā)率到達(dá)1后，效率保持在15%附近；當(dāng)排氣溫度小于等于400時，循環(huán)效率總是隨著排氣流量的升高

13、而單調(diào)增加論文怎么寫。在相同排氣流量下，排氣溫度越高那么朗肯循環(huán)效率越高。圖11.朗肯循環(huán)輸出功隨排氣溫度及排氣流量變化曲線Fig.11 Effect of mass flow rates on output power withdifferent exhaust temperature圖11為不同排氣溫度下，朗肯循環(huán)輸出功率與排氣流量的變化關(guān)系曲線。其在各個排氣溫度下的變化規(guī)律一致，即循環(huán)輸出功總是隨著排氣流量的增加而單調(diào)增加；在相同排氣流量下，輸出功隨排氣溫度的升高而增加。此外，從圖8-11中還可看出，在不同排氣溫度下的排氣流量范圍不同。排氣溫度最低可至300，此時排氣流量需超過0.4kg

14、/s系統(tǒng)效率才不為零，可用排氣流量范圍最窄；排氣溫度最高可至480，假設(shè)排氣溫度超過480，有機(jī)工質(zhì)在過熱器后的溫度將超過其最高穩(wěn)定溫度327此時可以通過放氣閥降低排氣流量來防止工質(zhì)超溫。480時的可用排氣流量范圍為0.240.418kg/s，可用排氣范圍最廣。4結(jié)論通過本文的研究，可以得到如下結(jié)論：(1)在對中溫有機(jī)朗肯循環(huán)進(jìn)行設(shè)計計算時，選擇中高工況而不選擇標(biāo)定點時的排氣溫度作為設(shè)計點進(jìn)行設(shè)計可以拓寬系統(tǒng)適用范圍，更好的顧及發(fā)動機(jī)中低工況。(2)不同排氣溫度下，適用于中溫朗肯循環(huán)系統(tǒng)的排氣流量范圍不同。排氣溫度越高機(jī)械論文，該范圍越廣；排氣溫度越低，該范圍越窄。在本文計算中，當(dāng)排氣溫度低于

15、300時，朗肯循環(huán)系統(tǒng)無效。(3)通過合理選擇設(shè)計點-優(yōu)化設(shè)計換熱器，可以使有機(jī)朗肯循環(huán)余熱回收系統(tǒng)在發(fā)動機(jī)中高工況時的效率保持在10%以上，最高可達(dá)15%，余熱回收效果明顯。本文采用基于有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)的余熱回收系統(tǒng)對重型車用柴油機(jī)排氣余熱進(jìn)行回收，采用兩種設(shè)計方案進(jìn)行了換熱器設(shè)計，并對變工況條件下的有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行了計算，其結(jié)果證明采用有機(jī)朗肯循環(huán)系統(tǒng)對重型柴油機(jī)余熱進(jìn)行回收可以提高汽車的有效輸出功，提高燃油經(jīng)濟(jì)性，同時降低排氣排入大氣時的溫度，降低了汽車的熱污染效應(yīng)。參考文獻(xiàn)：【1】Nelson C R. High engine efficiency at2021 emissi

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