李太祿　李學(xué)龍　謝迎春　劉軍　張維明

摘要 以熱水溫度為90 ℃作為設(shè)計(jì)額定工況，設(shè)計(jì)并搭建了發(fā)電功率為800 W的有機(jī)朗肯閃蒸循環(huán)（ORFC）實(shí)驗(yàn)測(cè)試裝置，分別對(duì)熱水溫度為95 ℃、90 ℃、85 ℃和80 ℃的4個(gè)工況下發(fā)電性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試。實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果表明：ORFC在設(shè)計(jì)工況下的實(shí)測(cè)發(fā)電功率為797.21 W，基本達(dá)到了設(shè)計(jì)要求；熱水溫度的降低使得系統(tǒng)的發(fā)電功率、熱效率和膨脹機(jī)的等熵效率降低；總體而言，ORFC的發(fā)電功率較有機(jī)朗肯循環(huán)（ORC）有了顯著提高。本文彌補(bǔ)了ORFC的實(shí)驗(yàn)測(cè)試空缺，驗(yàn)證了ORFC發(fā)電數(shù)值模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)而證明了ORFC的先進(jìn)性。

關(guān) 鍵 詞 有機(jī)朗肯閃蒸循環(huán)；發(fā)電性能；數(shù)值模擬；實(shí)驗(yàn)測(cè)試

中圖分類號(hào) TM616? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A

Numerical and experimental comparison on power generation performance of organic Rankine flash cycle

LI Tailu LI Xuelong XIE Yingchun LIU Jun ZHANG Weiming

（1. School of Energy and Environmental Engineering， Hebei University of Technology， Tianjin 300130， China; 2. China Nuclear Kunhua Energy Development Co.， Ltd， Hangzhou， Zhejiang 31113， China; 3. Industrial Equipment Training Base， CNOOC Energy Development Equipment Technology Co.， Ltd， Tianjin 300452， China）

Abstract Taken the hot water temperature of 90 ℃ as the designed rated working condition， an organic Rankine flash cycle （ORFC） experimental setup was designed with an installed capacity of 800 W， and the power generation performance were tested under four working conditions for hot water temperature of 95 ℃， 90 ℃， 85 ℃ and 80 ℃， respectively. Test results show that the measured output power of ORFC is 797.21 W under the designed conditions， thereby indicating that the experimental setup meets the requirements of the designed rated working condition. The decline of hot water temperature results in the decrease of power generation， thermal efficiency， and isentropic efficiency of scroll expanders. Generally， the power generation performance of ORFC is obviously better than that of ORC. This paper fills the gap of experimental setup of ORFC， and the test results validates the accuracy of the numerical model and the cycle advancement of ORFC.

Key words organic Rankine flash cycle; power generation performance; numerical simulation; experimental test

0 引言

地?zé)崮茏鳛橐环N儲(chǔ)量大、可再生的清潔能源受到研究者的關(guān)注，研究者對(duì)地?zé)崮艿拈_發(fā)利用進(jìn)行了大量研究。而在“30·60”雙碳目標(biāo)背景下，我國(guó)地?zé)岚l(fā)電必將迎來(lái)一輪新的快速發(fā)展期[1]。有機(jī)朗肯循環(huán)（ORC）技術(shù)是地?zé)岚l(fā)電最常用的方式之一[2-3]，基于ORC的有機(jī)朗肯閃蒸循環(huán)（ORFC）技術(shù)也逐漸成了近些年的研究熱點(diǎn)。

對(duì)于ORFC系統(tǒng)熱力性能的研究，首先體現(xiàn)在系統(tǒng)結(jié)構(gòu)上。李新國(guó)等[4]提出了噴射ORFC，相比于ORFC其發(fā)電功率可提高17.05%，相比于ORC可提高33.18%。烏蘇日姑嘎等[5]提出了兩相有機(jī)閃蒸循環(huán)，其? ? 效率明顯高于ORC系統(tǒng)，可進(jìn)一步提高中低溫?zé)嵩吹睦眯省钚聵返萚6]基于ORC提出了新型有機(jī)朗肯-分流閃蒸系統(tǒng)，當(dāng)工質(zhì)在低于其臨界溫度蒸發(fā)時(shí)，采用分流閃蒸技術(shù)可明顯改善系統(tǒng)的熱力性能。黃桂冬等[7]研究發(fā)現(xiàn)在有機(jī)閃蒸循環(huán)中，冷凝器的? ? 損可達(dá)到35.13%，因此，對(duì)于冷凝器的優(yōu)化可以進(jìn)一步提高系統(tǒng)的性能。Campos等[8]和Meng等[9]研究表明，將不完全蒸發(fā)和閃蒸技術(shù)相結(jié)合可以減少換熱器的? ? 損失，使得ORFC的熱力學(xué)性能和技術(shù)經(jīng)濟(jì)性能優(yōu)于ORC。綜上研究發(fā)現(xiàn)，利用閃蒸技術(shù)的循環(huán)系統(tǒng)具高效回收低品位能源的潛力[10]。

系統(tǒng)熱力性能不僅與循環(huán)結(jié)構(gòu)有關(guān)，也與循環(huán)工質(zhì)的種類有密切的關(guān)系，因此，工質(zhì)優(yōu)選也是系統(tǒng)發(fā)電性能研究的主要方面[10]。首先，要考慮的是工質(zhì)的發(fā)電性能，彭菊生[11]通過實(shí)驗(yàn)研究對(duì)比了R114、R123、R245fa 3種工質(zhì)的發(fā)電性能，發(fā)現(xiàn)R245fa的熱效率高，冷凝溫度低，便于冷卻操作，是低溫發(fā)電系統(tǒng)中有機(jī)工質(zhì)的良好選擇。烏蘇日姑嘎等[5]研究發(fā)現(xiàn)neopentane/cyclopentane濃度比例為0.6/0.4時(shí)，兩相有機(jī)閃蒸循環(huán)的? ? 效率最大為58.50%。龐小兵等[12]研究發(fā)現(xiàn)，以R600a/R601a混合物為循環(huán)工質(zhì)，不同熱源溫度下有機(jī)閃蒸循環(huán)凈輸出功率最大時(shí)，對(duì)應(yīng)的混合物的摩爾組分比例不同。Herath等[13]對(duì)比苯、甲醇等7種有機(jī)工質(zhì)的發(fā)電性能，結(jié)果表明，相比于其他5種工質(zhì)，苯和甲醇的比功率更大，發(fā)電效率更好。Das等[14]通過能量和? ? 分析發(fā)現(xiàn)，二甲醚和異丁烷的循環(huán)性能良好，是很有潛力的有機(jī)工質(zhì)。其次，工質(zhì)的優(yōu)選還要關(guān)注其環(huán)境特性、安全特性[15]及經(jīng)濟(jì)特性[16]等因素。碳?xì)漕愇镔|(zhì)的ODP值為0，GWP值很小，對(duì)臭氧層和環(huán)境沒有破壞[17]，但其易燃易爆，實(shí)驗(yàn)中安全性低[18]；氫氟烴類工質(zhì)雖然對(duì)臭氧破壞較小，但其會(huì)加劇溫室效應(yīng)[19]，受環(huán)保條例的限制，其可供選擇使用的種類有限，目前最常用的氫氟烴類工質(zhì)有R245fa、R236fa等；為了應(yīng)對(duì)氫氟烴類工質(zhì)的環(huán)保性問題而開發(fā)出了一系列新型的氫氟烯類工質(zhì)，如R1233zd-E、R1234yf等，但此類工質(zhì)的使用成本較高[20]?；谝陨蠈?duì)于各類工質(zhì)的研究，綜合考慮發(fā)電性能、安全性、環(huán)保性以及經(jīng)濟(jì)性等因素，R245fa是最優(yōu)選擇。

為了驗(yàn)證ORFC的理論模型，彌補(bǔ)實(shí)驗(yàn)空缺，本文根據(jù)前人對(duì)于閃蒸循環(huán)和工質(zhì)優(yōu)選的研究，選擇R245fa為循環(huán)工質(zhì)，搭建了發(fā)電功率為800 W的ORFC實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，并對(duì)其發(fā)電性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試，對(duì)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行了分析與對(duì)比。

1 系統(tǒng)介紹

為進(jìn)一步研究ORFC的發(fā)電性能，彌補(bǔ)其實(shí)驗(yàn)空缺，開展ORFC系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)研究是十分必要的。為此，搭建了具有較強(qiáng)工況調(diào)節(jié)能力的800 W的ORFC系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)性能測(cè)試，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖如圖1所示。依據(jù)管道中循環(huán)介質(zhì)種類，將該系統(tǒng)分為3個(gè)環(huán)路：熱水環(huán)路、有機(jī)工質(zhì)環(huán)路以及冷卻水環(huán)路。

熱水環(huán)路主要包括電加熱熱水鍋爐、3個(gè)換熱器（蒸發(fā)器、預(yù)熱器Ⅰ、預(yù)熱器Ⅱ）和熱水泵5個(gè)主要部件，其中，熱水鍋爐作為熱源，用以模擬地?zé)崃黧w，熱水循環(huán)泵為熱水環(huán)路提供動(dòng)力，其采用變頻泵，頻率范圍為0～50 Hz。熱水在熱水泵的作用下依次流經(jīng)蒸發(fā)器、預(yù)熱器Ⅱ和預(yù)熱器Ⅰ加熱有機(jī)工質(zhì)，然后，通過熱水泵再回到熱水鍋爐形成一個(gè)循環(huán)。

冷卻水環(huán)路主要包括冷卻塔、冷凝器和冷卻水泵等部件。冷卻塔作為冷卻環(huán)路的冷源，在冷卻水泵的加壓作用下，冷卻塔中的冷卻水流經(jīng)冷凝器對(duì)有機(jī)工質(zhì)乏汽進(jìn)行冷卻。

有機(jī)工質(zhì)環(huán)路主要包括蒸發(fā)器、預(yù)熱器Ⅰ、預(yù)熱器Ⅱ、閃蒸罐、高低壓級(jí)渦旋膨脹發(fā)電機(jī)、高壓工質(zhì)泵Ⅱ、低壓工質(zhì)泵Ⅰ等組成部件。其循環(huán)過程為：有機(jī)工質(zhì)經(jīng)低壓工質(zhì)泵Ⅰ的加壓后進(jìn)入預(yù)熱器Ⅰ預(yù)熱，預(yù)熱后與來(lái)自閃蒸器的液態(tài)工質(zhì)在預(yù)熱器Ⅱ如口處混合，然后，在預(yù)熱器Ⅱ中加熱部分發(fā)生相變成汽液兩相態(tài)，在預(yù)熱器Ⅱ出口處被分成兩部分，一部分進(jìn)入閃蒸器通過閃蒸產(chǎn)生更多低壓蒸汽進(jìn)入低壓膨脹機(jī)膨脹做功，帶動(dòng)發(fā)電機(jī)產(chǎn)生電能；另一部分進(jìn)入蒸發(fā)器加熱成飽和或過熱蒸汽進(jìn)入高壓膨脹機(jī)做功產(chǎn)生電能。膨脹做功后的兩部分乏汽在冷凝器入口處混合，之后在冷凝器中換熱相變成的液態(tài)工質(zhì)，最后經(jīng)過低壓工質(zhì)泵Ⅰ加壓后再次進(jìn)入預(yù)熱器Ⅰ，完成1次循環(huán)。圖2為與圖1相對(duì)應(yīng)的T-s圖。

系統(tǒng)中設(shè)有高、低壓旁通管路，其在實(shí)驗(yàn)開始前和結(jié)束時(shí)打開，以起到保護(hù)高、低壓膨脹機(jī)的作用；另外，為了及時(shí)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)運(yùn)行特性以保證實(shí)驗(yàn)裝置安全、穩(wěn)定地運(yùn)行，系統(tǒng)中設(shè)有溫度測(cè)點(diǎn)19個(gè)，壓力測(cè)點(diǎn)13個(gè)，流量測(cè)點(diǎn)2個(gè)，具體測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示。

2 數(shù)學(xué)模型

3 額定工況設(shè)計(jì)

綜合考慮實(shí)驗(yàn)的環(huán)保性、安全性以及經(jīng)濟(jì)性，以R245fa為循環(huán)工質(zhì)，對(duì)ORFC系統(tǒng)的發(fā)電性能進(jìn)行研究，其相關(guān)熱物性參數(shù)如表1所示。

為了方便在實(shí)驗(yàn)裝置搭建過程中進(jìn)行設(shè)備選型以及確定工質(zhì)充注量，因此，通過數(shù)值模擬的方法優(yōu)化得到了額定發(fā)電功率為800 W設(shè)計(jì)工況，相關(guān)參數(shù)如表2所示，其中，環(huán)境溫度是根據(jù)實(shí)驗(yàn)進(jìn)程安排和往年環(huán)境溫度的預(yù)測(cè)值。另外，在該設(shè)計(jì)工況下，蒸發(fā)器出口和冷凝器出口工質(zhì)均為飽和狀態(tài)。

4 結(jié)果與討論

本部分內(nèi)容根據(jù)所測(cè)得的發(fā)電性能實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，對(duì)其進(jìn)行了誤差分析；分別對(duì)額定設(shè)計(jì)工況下的數(shù)值模擬設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)和發(fā)電性能實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，又對(duì)非額定設(shè)計(jì)工況下的實(shí)際發(fā)電性能進(jìn)行分析，主要包括發(fā)電功率、比功率、膨脹機(jī)等熵效率、發(fā)電效率等參數(shù)；另外，并通過調(diào)節(jié)閥門，與熱水溫度為85 ℃的ORC發(fā)電性能做了對(duì)比分析。

4.1 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差分析

以R245fa為循環(huán)工質(zhì)，熱水循環(huán)泵頻率為30 Hz時(shí)，對(duì)熱水溫度分別為95 ℃、90 ℃、85 ℃和80 ℃為4組工況的ORFC系統(tǒng)發(fā)電性能進(jìn)行測(cè)試，得到溫度和壓力，而各測(cè)點(diǎn)的比焓值通過REFPROP軟件所調(diào)用，具體數(shù)據(jù)如表3所示。另外，測(cè)量得到熱水的體積流量為1.74 m³/h，轉(zhuǎn)換為質(zhì)量流量為0.483 3 kg/s；冷卻水的體積流量為1.61 m³/h，轉(zhuǎn)換為質(zhì)量流量為0.447 2 kg/s。

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)是實(shí)驗(yàn)測(cè)試的基本成果，其不可避免的會(huì)受到實(shí)驗(yàn)原理、實(shí)驗(yàn)裝置、測(cè)量?jī)x表等產(chǎn)生的誤差以及實(shí)驗(yàn)運(yùn)行過程中產(chǎn)生隨機(jī)誤差的影響，因此，在對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理之前，要對(duì)其準(zhǔn)確性進(jìn)行評(píng)價(jià)。本文以m_wf、m_hwf和m_lwf為評(píng)價(jià)參數(shù)，給出了4種實(shí)驗(yàn)工況下3個(gè)參數(shù)的最大相對(duì)誤差，如表4所示，可以看出，3個(gè)參數(shù)的相對(duì)誤差均較小，在實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)允許的范圍之內(nèi)，其表明實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)準(zhǔn)確、可信。

4.2 額定設(shè)計(jì)工況發(fā)電性能分析

通過分析實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)熱水溫度為90 ℃時(shí)，其發(fā)電功率為797.21 W，最接近額定設(shè)計(jì)發(fā)電功率800 W，將該工況下的相關(guān)實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)匯總?cè)绫?所示，并與表2中的理論設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比。

通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)，實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)與理論設(shè)計(jì)參數(shù)具有一定偏差，但偏差范圍均較小。在熱水溫度為90 ℃時(shí)，系統(tǒng)的實(shí)際發(fā)電功率為797.21 W，與設(shè)計(jì)的額定發(fā)電功率800 W的誤差僅為0.35%；此工況下，高、低壓膨脹機(jī)的等熵效率分別為40.91%和41.12%，與理論設(shè)計(jì)值42%的誤差較?。挥捎谙到y(tǒng)中存在不可逆損失，使得實(shí)測(cè)參與做功的工質(zhì)質(zhì)量流量0.071 7 kg/s大于理論設(shè)計(jì)值0.065 3 kg/s；另外，由于在理論設(shè)計(jì)時(shí)，鍋爐設(shè)計(jì)功率偏大于實(shí)驗(yàn)測(cè)試時(shí)熱水的放熱量，使得實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)發(fā)電效率5.90%偏大于理論設(shè)計(jì)值4.90%；通過對(duì)比實(shí)測(cè)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論設(shè)計(jì)參數(shù)，從而驗(yàn)證了ORFC理論設(shè)計(jì)模型的準(zhǔn)確性。

4.3 非額定工況發(fā)電性能分析

4.3.1 發(fā)電功率

如圖3給出了4組工況所對(duì)應(yīng)的高、低壓膨脹機(jī)的功率以及系統(tǒng)總功率。結(jié)合表3中的測(cè)試數(shù)據(jù)，由于熱水溫度的降低，各自所對(duì)應(yīng)的工質(zhì)蒸發(fā)溫度以及閃蒸溫度均降低，系統(tǒng)的總功率以及高、低壓膨脹機(jī)的功率均減??；熱水溫度由95 ℃下降到80 ℃，高、低壓膨脹機(jī)的功率分別由439.25 W和472.82 W下降到310.94 W和300.38 W，對(duì)應(yīng)系統(tǒng)總功率由912.07 W下降到611.32 W。另外，在蒸發(fā)溫度、閃蒸溫度、冷卻水溫度及工質(zhì)質(zhì)量流量等眾多因素的耦合作用下，高、低壓兩膨脹機(jī)的發(fā)電功率相近。

4.3.2 比功率

將表3中的數(shù)據(jù)帶式（1）～（3）中，計(jì)算得到各熱水溫度所對(duì)應(yīng)的在高、低壓膨脹機(jī)中做功的質(zhì)量流量及參與做功的總質(zhì)量流量，如表6所示。隨熱水溫度變化，參與做功的工質(zhì)總質(zhì)量流量變化幅度不大；但隨熱水溫度降低，在高壓膨脹機(jī)中做功的工質(zhì)質(zhì)量流量呈增大的趨勢(shì)，而在低壓膨脹機(jī)中做功的工質(zhì)質(zhì)量流量在減小，這也是導(dǎo)致圖2中高壓膨脹機(jī)發(fā)電功率逐漸大于低壓膨脹機(jī)發(fā)電功率的原因。

如圖4所示，給出了4組工況所對(duì)應(yīng)的比功率，其值越大，單位質(zhì)量流量工質(zhì)發(fā)電功率越大，系統(tǒng)發(fā)電性能越好。從此圖中可以看出，隨熱水溫度由95 ℃降低到80 ℃，高、低壓膨脹機(jī)比功率及系統(tǒng)比功率分別由11.47 kW/（kg·s^-1）、13.70 kW/（kg·s^-1） 和12.53 kW/（kg·s^-1）減小到7.55 kW/（kg·s^-1）、9.45 kW/（kg·s^-1）和8.37 kW/（kg·s^-1）；因此，熱水溫度越高，系統(tǒng)的發(fā)電性能越好。另外，由于高、低壓膨脹機(jī)的發(fā)電功率和質(zhì)量流量共同決定了系統(tǒng)總發(fā)電功率，使得系統(tǒng)的比功率介于高、低壓膨脹機(jī)的比功率之間。

4.3.3 等熵效率

如圖5所示是4組工況下高、低壓兩膨脹機(jī)的等熵效率，由于熱水溫度不同，蒸發(fā)溫度和閃蒸溫度不同，所對(duì)應(yīng)的高、低壓膨脹機(jī)進(jìn)出口的比焓值和比熵值不同，使得在4組工況下的等熵效率不同。從圖中可以看出，隨熱水溫度降低，兩膨脹機(jī)的等熵效率均較小，其與各自進(jìn)出口的比焓值和比熵值有關(guān)；另外，在4組工況中，兩膨脹機(jī)的等熵效率相差均不大，當(dāng)熱水溫度為80 ℃時(shí)，兩者的最大差值為10.2%。當(dāng)熱水溫度由95 ℃降低到80 ℃，高、低壓膨脹機(jī)的等熵效率分別由44.27%和44.00%減小到36.66%和35.64%。

4.3.4 發(fā)電效率

圖6給出了4組工況對(duì)應(yīng)系統(tǒng)發(fā)電效率，從圖中可以看出，隨熱水溫度降低，系統(tǒng)的發(fā)電效率在減小，結(jié)合表3中4組工況對(duì)應(yīng)的熱水進(jìn)出口溫差變化，隨熱水溫度由95 ℃下降到80 ℃，4組工況對(duì)應(yīng)的熱水進(jìn)出口溫差分別為6.7 ℃、6.1 ℃、5.6 ℃和7.0 ℃，而熱水循環(huán)泵在30 Hz時(shí)質(zhì)量流量為0.483 3 kg/s，2個(gè)工質(zhì)泵的額定功率為定值，再結(jié)合圖2中功率的變化，使得系統(tǒng)的發(fā)電功率由6.18%減小到3.99%，且由于熱水溫度由85 ℃變化為80 ℃時(shí)，熱水進(jìn)出口溫差突增，使得發(fā)電效率出現(xiàn)驟降。

4.4 ORFC和ORC發(fā)電性能對(duì)比分析

為了體現(xiàn)ORFC系統(tǒng)相對(duì)于ORC系統(tǒng)的優(yōu)越性，在熱水循環(huán)泵頻率同為30 Hz的工況下，以熱水溫度為85 ℃的工況為例，對(duì)ORFC和ORC的發(fā)電性能進(jìn)行了對(duì)比分析，實(shí)驗(yàn)測(cè)試參數(shù)如表7所示，另外，由于冷卻水泵不是變頻泵，所以，冷卻水的質(zhì)量流量與ORFC系統(tǒng)存在偏差。

在熱水溫度為85 ℃時(shí)，對(duì)比ORFC和ORC兩系統(tǒng)的發(fā)電性能，根據(jù)相關(guān)實(shí)驗(yàn)參數(shù)可知，ORFC系統(tǒng)中，高壓膨脹機(jī)中做功的工質(zhì)質(zhì)量流量為0.040 6 kg/s，總質(zhì)量流量為0.072 9 kg/s，高壓膨脹機(jī)進(jìn)出口溫差為22.2 ℃；而ORC工質(zhì)質(zhì)量流量為0.034 1 kg/s，膨脹機(jī)進(jìn)出口溫差為29.8 ℃。因此，在工質(zhì)質(zhì)量流量和膨脹機(jī)進(jìn)出口溫差的耦合作用下，ORC系統(tǒng)的發(fā)電功率為487.50 W，ORFC系統(tǒng)中高壓膨脹機(jī)的發(fā)電功率為353.45 W，但由于存在低壓膨脹機(jī)的額外發(fā)電功率，使得ORFC系統(tǒng)的總發(fā)電功率達(dá)到711.36 W，其相對(duì)于ORC系統(tǒng)提高了45.92%，所以，ORFC的發(fā)電性能明顯優(yōu)于ORC系統(tǒng)。

5 結(jié)論

為了驗(yàn)證有機(jī)朗肯閃蒸循環(huán)（ORFC）的理論模型，彌補(bǔ)其實(shí)驗(yàn)空缺，本文以熱水溫度90 ℃為實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)工況設(shè)計(jì)并搭建了發(fā)電實(shí)驗(yàn)裝置，并分別以95 ℃、90 ℃、85 ℃和80 ℃為4組實(shí)驗(yàn)工況對(duì)其進(jìn)行了性能測(cè)試，并與ORC系統(tǒng)進(jìn)行了對(duì)比，主要得出以下結(jié)論：

1）實(shí)驗(yàn)測(cè)試熱水溫度為90 ℃時(shí)，其功率為797.21 W，最接近于設(shè)計(jì)功率800 W，誤差值僅為0.35%，且該熱水溫度下的實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)與設(shè)計(jì)參數(shù)相差不大，從而驗(yàn)證了ORFC理論模型的準(zhǔn)確性。

2）熱水溫度越高，單位工質(zhì)質(zhì)量流量發(fā)電功率越大，系統(tǒng)的發(fā)電效率越高，發(fā)電性能越好；在實(shí)驗(yàn)測(cè)試的4組工況中，系統(tǒng)的最大比功率和發(fā)電效率分別為12.53 kW/（kg·s^-1）和6.18%；另外，高、低壓膨脹機(jī)的比功率也均減小，其最大值分別為11.47 kW/（kg·s^-1）和13.70 kW/（kg·s^-1）。

3）高、低壓膨脹機(jī)進(jìn)出口的比焓值與比熵值受蒸發(fā)溫度、閃蒸溫度及壓力的影響，使得等熵效率隨熱水溫度降低均減小，兩膨脹機(jī)的等熵效率最大值分別為44.27% 和44.00%。

4）熱水溫度為85 ℃時(shí)，相對(duì)于ORC系統(tǒng)，ORFC的發(fā)電功率提高了45.92%，因此，其發(fā)電性能明顯優(yōu)于ORC系統(tǒng)。

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