500kw中低温地热能有机朗肯循环发电系统的设计毕业论文(编辑修改稿)

500kw中低温地热能有机朗肯循环发电系统的设计毕业论文(编辑修改稿)内容摘要：

TT TTinge oou tge oinge ous e  （ 212） （ 7）基于热力学第二定律的分析： 各设备的不可逆损失（即㶲损失）定义 [19]为： 预热器 +蒸发器 膨胀机 冷凝器 工质泵 部件图示 利用的㶲 E1E5 Wt Ecool,outEcool,in E5E4 提供的㶲 Egeo,inEgeo,out E1E2,act E2E4 Wp 单级 有机朗肯循环系统的各部 件的 㶲 损失见表 21。 这里只考虑部件的外部不可逆损失，忽略内部不可逆损失。 表 2 1 单级 ORC系统各设备的㶲计算 10 系统的总 㶲 损失： p u m pc o n d e n s e rt u r b i n ep r eevat o ta l IIIII   （ 213） 外部进入系统的 㶲 ： ingeoin emE ,* （ 214） )(* 0,00, ssThhe ing e oing e oing e o  （ 215） 系统的 㶲 效率： )](*[* 0,00, ssThhmPEPing e oing e on e tinn e tex  （ 216） 有机 朗肯循环 工质的 筛选 在对不同类型的发电系统进行性能分析时，基本物性参数的读取是一项 重要 的工作。 本文选定了多种地热发 电循环系统，其中涉及到的状态点很多，若用传统人工 的 方式查找各状态点的物性参数，存在着误差大、工作量大等问题。 为解决以上问题，本文 的工质物性参数通过 美国 NIST(National Institute 0f Standards and Technolog) Labomtories 开发的软件 PEFPROP 获得。 进而用 MATLAB 2020a 和 PEFPROP 联合编写出普遍适用的循环程序，进行各发电系统的热力计算。 本文采用 亚临界饱和蒸汽有机朗肯循环。 因为本文给定的地热水温度较低，若 采用 超临界有机朗肯 循环，设备需要更大的换热面积，导致设备投资增加。 其次， 亚临界循环中工质在蒸发器内不易达到过热状态，故进入膨胀机时是饱和蒸汽状态。 工质亚 临界 循环的条件下， 循环 的 最高温度 应该小 于工质临界温度。 工质 初选 的基本 原则 如图 23， ORC 的 有机工质按照其饱和蒸汽线在 TS 图上斜率 （ dT/dS） 的不同 分为三类： dT/dS 0，为干 工质 ； dT/dS 0，为湿工质 ； dT/dS=∞ ，为等熵工质 [20]。 (1) 因为湿工质易在两相区内膨胀，形成的液滴会对膨胀机的叶片产生伤害，进而影响透平的工作状态以至于减小膨胀 机的寿命。 其次， 采用湿工质， 在工程 应用中都要使其进入膨胀机前达到一定过热度。 而干工质和等熵工质就不存在以上问题。 故本文候选工质均选择干工质和等熵工质。 11 干 工 质等 熵 工 质湿 工 质T0S 图 2 3 有机工质的饱和蒸汽线 (2) 工质的环境 指标包括 臭氧损耗潜能值 (ODP)和 全球温室效应潜能值 (GWP)。 前者表示工质对大气臭氧层消耗的潜能值，以 R11 作为基准，人为规定基准值为 ；后者表示温室气体对全球变暖效应的影响程度， 选用 R11 或 CO2 作为基 准，值为 [21]。 基于以上原则，本文选择了四种基本符合要求的工质，其物性参数列于 表 22。 候选工质的分析和比较 基于给定的工程情况，本文又以 蒸发温度为自变量，以 蒸发压力、净发电功率、热效率、系统总 㶲 损为评价指标，进一步对候选工质进行筛选。 单级有机朗肯循环系统的已知参数列于表 23。 表 2 2 候选工质的物性参数 Item M Tcr Pcr ODP GWP g/mol ℃ Mpa R717 0 0 R245fa 0 1030 R1234ze 0 6 R1234yf 114 0 4 12 表 2 3 单级有机朗肯循环系统的已知参数 参数 符号 取值 参数 符号 取值 地热水温度 Tgeo,in 110 ℃ 工质泵等熵效率 ηpump 地热水压力 Pgeo,in 300 kpa 膨胀机等熵效率 ηturbine 地热水流量 mgeo 100 t/h 机械效率 ηm 冷却水进口压力 Pcool,in 200 kpa 电机效率 ηg 冷却水出口压力 Pcool,out 100 kpa 厂用电率 X 环境冷却水温度 Tcool,in 20 ℃ 蒸发器夹点温差 ΔTpp,e 6 冷凝温度 Tc 30 ℃ 冷凝器夹点温差 ΔTpp,c 3 （ 1）蒸发压力 图 2 4 工质的蒸发压力随蒸发温度的变化曲线 如图 24， 随蒸发温度的增加， 工质的 蒸发压力逐渐增大。 可以 发现， 在所选定 的工质中， R245fa 的蒸发压力 低于其他工质，其数值低于 1Mpa。 当 蒸发压力过 大 时必须考虑 机械 的 承压问题，使设备投资增加。 因此，从安全和设备的角度考虑，在同样蒸发温度条件下，优先选择蒸发压力较低的工质。 （ 2）系统发电净功率 13 图 2 5 系统的净发电功率随蒸发温度的变化曲线 如图 25， 我们发现在最佳蒸发温度时， R245fa 处于中间水平， 但与 最大值 的差值并不大。 由曲线还可 看出， 随着蒸发温度的升高， 循环膨胀机 焓降逐渐 增大，单位 质量 工质净功 率 随之增加。 为了 解释 曲线走势，我们 以 工质 R245fa 为例，做出图26。 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95250300350400450430440450460470m fluidW turbine Wturbine ( kw )Te (oC )Δ hh turbine,out Δh ( kj/kg )h ( kj/kg )h turbine,in10203040mfluid ( kg/s )10152025 图 26 Wturbine、 mfluid 和 Δh随蒸发温度的变化曲线 14 根据公式（ 29），发现 P 与膨胀机输出功 Wturbine,循环泵耗功 Wpump 有关，而循环泵耗功仅占膨胀机输出功的一小部分，故忽略循环泵耗功对 P 的影响，只分析 Wturbine 对 P 的影响，又根据公式和（ 25），即分析工质质量流 量 mfluid和膨胀机进出口焓差 Δ h 的变化。 如图 26，随蒸发温度的增加，工质在蒸发器中的吸热量减少，故 mfluid 逐渐减少，而 Δ h 逐渐增加，所以 Wturbine 存在一个最大值，即 P存在最大值，此时对应的蒸发温度为“最佳蒸发温度”。 （ 3） 循环 热效率 图 27 系统的净发电功率随蒸发温度的变化曲线 由图 27 可以看出， 随着蒸发温度的升高，系统热效率逐渐升高。 由公式（ 211） ，随着蒸发温度的提高，净发电功率增大，同时工质的吸 热量也增加，但吸热量增加的幅 度大于净发电功率 增加的 幅度，故 工质的 循环热效率随蒸发温度的增加而增加。 如图可见，使用 R245fa 的系统相较于其他系统的热效率较高。 （ 4）系统总 㶲 损失 图 2 8 系统的净发电功率随蒸发温度的变化曲线 15 随蒸发温度的增加， 地热流体和有机工质之间的温差减小，故由传热温差导致的不可逆热损失减小，此时地热流体的冷却曲线和有机工质的加热曲线也有更好的匹配性。 由图 28 发现， 工质为 R245fa 的有机朗肯循环的不可逆损失较其他几种方案较小，而且与不可逆损失最小的 R717 差值非常小。 综合以上四个指标考虑，对于单级有机朗肯循环系统，本文选择以 R245fa作为循环工质。 单级闪蒸 （ Flash） 发电 循环 的 热力学 模型 循环工况的设定 分析过程中对循环工况进行如下设定： （ 1）系统处于稳定运行状态； （ 2）系统中的各热力设备绝热； （ 3）汽轮机进口为饱和蒸汽状态； （ 4）冷凝器出口饱和水状态； （ 5）流体在各设备里的动能、势能变化忽略不计； （ 6）不考虑闪蒸器、冷凝器以及连接管道的流动损失； （ 7）忽略地热流体中不凝气体 和其他杂质 的影响。 P r o d u c i n g w e l lF l a s h i n gd e v i c eT u r b i n e C o n d e n s e rC o o l i n g w a t e rG e o t h e r m a lf l u i dh1 39。 1 39。 ’23I n j e c t i o n w e l l 图 2 9 单级闪蒸地热水发电的热力系统简图 h1 地热水在闪蒸分离器中进行降压扩容，此过程为等焓过程； 16 继而分离产生饱和水 1’和饱和水蒸气 1” ，此过程为等压过程； 1”2 水蒸汽进入汽轮机膨胀做功，此过程为等熵过程； 23 做功后的乏汽在冷凝器中的定压放热过程； 冷凝后的水和闪蒸器产生的饱和水 都 进入回灌井。 h11 39。 ’1 39。 2 2 a345TST 1T cT 0 图 2 10 单级闪蒸发电系统的热力循环图 循环 热力过程 分析 （ 1） 闪蒸过程忽略流体动能和势能的变化，视为等焓过程： 1hhg （ 217） （ 2） 分离过程是等压过程，蒸汽产量可按下列能量平衡方程计算 )()(*39。 139。 39。 139。 1,1 hh hhmm hste a m   （ 218） （ 3） 汽轮机膨胀过程视为等熵过程， 汽轮机相对内效率为 acthhhh2121ri  （ 219） 做功量： )(* 239。 39。 1,1 a c ts te a mn e t hhmW  （ 220） （ 4） 乏汽冷凝 过程，这里用直接接触式冷凝器，冷却水流量为： inc o olou tc o olac ts te a mc o ol hh hhmm,32,1 )(*   （ 221） （ 5） 系统的循环加热量： 17 )(* 31 hhmQ g  （ 222） （ 6） 系统净输出功率： gmn e tn e t XWP  **)1(*  （ 223） 每吨地热水净发电量： gmac ts t e amne te m XhhmmPN  *** )1(*)(* 239。 39。 1,1  （ 224） 系统热效率： )(* 31 hhmPQPgn e tn e tth  （ 225） 热水利用率： 0, TT TTinge oou tge oinge ous e  （ 226） 表 2 4 闪蒸发电系统 各设备的㶲计算 闪蒸器 汽轮机 冷凝器 部件图示 利用的㶲 E1,water+E2,steam W E3 提供的㶲 Egeo,in E1E2,act E2+Ecool,in 系统的总 㶲 损失： c o n d e n s e rtu r b in efla s hto ta l IIII  （ 227） 外部进入系统的 㶲 ： ingeoin emE ,* （ 228） )(* 0,00, ssThhe ing e oing e oing e o  （ 229） 系统的 㶲 效率： )](*[* 0,00, ssThhmPEPing e oing e on e tinn e tex  （ 230） 18 3 110℃ 地热 水 发电 方案的设计 基于 某工程已知的 地热流体温度 110℃ 、 流量 100t/h，本文 设计了 六种 不同的地热 发电系统（单级闪蒸发电系统、单级有机朗肯循环发电系统、两级闪蒸发电系统、两级有机朗肯循环串联发电系统、 FlashORC 联合发电系统、 ORCFlash联合发电系统） ，对比分析出综合性能较优的， 且 符合工程实际的最佳方案。 项目地 110℃地热发电系统的热力学建模 两级闪蒸地热 水 发电 系统 的 热力学 分析 F l a s h i n gD e v i c e IF l a s h i n gD e v i c e I IH。