由液化天然氣的低溫火用驅(qū)動的發(fā)電用斯特林發(fā)動機-翻譯1-陳夢謠

1、外文翻譯一作者：Ireneusz Szczygiel, Wojciech Stanek, Jan Szargut出處：Silesian University of Technology, Gliwice, Konarskiego 22, Poland由液化天然氣的低溫驅(qū)動的發(fā)電用斯特林發(fā)動機文章歷史：于2015年3月24日收到初稿于2015年8月25日收到修改稿于2015年8月31日采納發(fā)布于xxx網(wǎng)摘 要船運的液化天然氣在引入管道系統(tǒng)之前是經(jīng)過壓縮和再氣化的。有人已對液化天然氣未燃盡部分的低溫用于發(fā)電的應(yīng)用作出分析。對于將液化天然氣低溫轉(zhuǎn)化成電能，曾提出的斯特林發(fā)動機可有望實現(xiàn)。斯特林發(fā)動機

2、的熱力學(xué)模型已經(jīng)得到應(yīng)用。該模型是用于探究換熱器的夾點溫度、發(fā)動機壓縮比、死區(qū)體積對斯特林發(fā)動機的熱力學(xué)參數(shù)的影響。模擬結(jié)果顯示輸入數(shù)據(jù)，該數(shù)據(jù)可用于研究特定系統(tǒng)的熱力學(xué)性能。我們已采用分析來評估特定過程的熱力學(xué)性能。對于每個特定的系統(tǒng)配置，效率、設(shè)計的影響及損的運行參數(shù)是確定的。所得結(jié)論代表了包括熱生態(tài)成本在內(nèi)的先進的分析的背景。第1章 引言船運的液化天然氣在引入管道系統(tǒng)之前是經(jīng)過壓縮和再氣化的。有人已對液化天然氣未燃盡部分的低溫用于發(fā)電的應(yīng)用作出了分析。針對將液化天然氣轉(zhuǎn)化成電能，斯特林發(fā)動機被提出。船運的液化天然氣蘊含極大的低溫，這些低溫經(jīng)過再氣化后送入管道系統(tǒng)之前可以用于發(fā)電。天然氣的

3、液化需要消耗很大一部分能量。當(dāng)我們采用環(huán)境熱來實現(xiàn)再氣化時，已完全損失。通過利用液化天然氣低溫的熱裝置，天然氣的部分可以恢復(fù)。這種利用中最簡單的方法是基于朗肯冷循環(huán)原理的，從環(huán)境中吸收再氣化熱并將釋放冷凝熱用于預(yù)熱從而是液化天然氣蒸發(fā)。這種方案是由Szargut 和Szczygie提出的，魯?shù)热艘沧鬟^同樣的嘗試，他們研究的是氨水動力系統(tǒng)。Tsatsaronis 和Morosouk表明由液化天然氣低溫驅(qū)動的熱電聯(lián)供系統(tǒng)的分析。氨水基礎(chǔ)循環(huán)被王等人以新的形式呈現(xiàn)出來。朗肯循環(huán)的技術(shù)實現(xiàn)就技術(shù)角度而言是一個挑戰(zhàn)。事實上，要解決這一問題需要花費昂貴的代價。在文章中提出了一個更為簡單的循環(huán)：斯特林發(fā)動機

4、。董等人展示了對采用斯特林發(fā)動機以回收液化天然氣的簡要分析。本文中還研究了理想的斯特林循環(huán)。斯特林發(fā)動機是1816年羅伯特.斯特林發(fā)明的。斯特林循環(huán)是由封閉系統(tǒng)的四個熱力學(xué)過程組成：兩個等溫過程和兩個等熵過程（圖1）。斯特林循環(huán)發(fā)動機很重要的部分是熱量回收，這便使得斯特林循環(huán)接近于卡諾循環(huán)。當(dāng)回?zé)崞髡９ぷ鲿r，即qR1 =qR2（圖1），斯特林循環(huán)的效率等于卡諾循環(huán)的效率：S=1-TCTH， （1） 其中Tc和Th分別表示低溫?zé)嵩春透邷責(zé)嵩吹臏囟?。專業(yè)術(shù)語b 比, kJkgCv 等容熱容積, kJ(kg.k)B ,kJh 比焓, kJkgH 焓,kJk 相對死區(qū)容積L 功, kJm 質(zhì)量, k

5、gp 壓力, kPaq 比熱, kJkgQ 熱量, kJR 個別氣體常數(shù),kJ(kg.k)T 溫度, K 比容, m3kgV 體積, m3希臘字母 效率 等熵指數(shù) 壓縮比圖1：斯特林循環(huán)的溫-熵圖當(dāng)考慮到實際的回?zé)崞鲿r，斯特林循環(huán)的效率是降低的，且效率的高低取決于壓縮機的壓比和回?zé)崞鞯男? （2） 回?zé)崞鞯哪苄У亩x是實際回?zé)?qR)與等容過程的總熱量(圖1中的或)之比。第2章 斯特林發(fā)動機綜述與朗肯循環(huán)相比，斯特林發(fā)動機的原理與其構(gòu)造一樣的簡單，這樣可使初投資降低。與斯特林發(fā)動機運行的原理相應(yīng)的T-S圖（圖1）由圖2所示。實際循環(huán)與理論循環(huán)是有區(qū)別的。差異來源于所有的不可逆過程，包括：膨脹

6、過程、壓縮過程以及等容過程。此外，循環(huán)過程的物理實現(xiàn)與膨脹過程的死區(qū)容積、壓縮氣缸和帶死區(qū)容積的回?zé)崞饔忻芮嘘P(guān)系。這些死區(qū)容積極大地降低了發(fā)動機的理論效率。實際循環(huán)的例子由圖3所示。斯特林的諸多優(yōu)點如下所示：l 輔助熱源l 無相變l 可持續(xù)（無聲）燃燒l 低噪聲l 冷端密封軸承l(wèi) 無閥門l 易啟動缺點如下：l 高尺寸/功率比l 昂貴且大型的換熱器l 啟動緩慢斯特林發(fā)動機的應(yīng)用領(lǐng)域十分廣泛。如今，在冷卻與加熱過程、熱電聯(lián)供系統(tǒng)的廢熱回收、太陽能應(yīng)用、潛艇傳動、電子設(shè)備的冷卻以及低溫等領(lǐng)域都能夠發(fā)現(xiàn)斯特林發(fā)動機。因為論文的觀點，值得注意的是斯特林冷卻器應(yīng)用于天然氣的液化和再液化過程。第3章 斯特林

7、循環(huán)的數(shù)學(xué)模型斯特林循環(huán)的運行參數(shù)可用兩種方法評估：熱力學(xué)分析和CFD（計算流體力學(xué)）的建模。很多的論文為不同概念的斯特林循環(huán)的熱力學(xué)分析作出了貢獻。2003年班查等人對太陽能驅(qū)動的斯特林發(fā)動機和低溫差斯特林發(fā)動機技術(shù)作出了文獻回顧。在這項工作中他們討論了一些研究論文。2005年班查等人對伽馬配置的斯特林發(fā)動機的輸出功率作出了熱力學(xué)分析，2006年他們已將冷熱的死區(qū)容積、回?zé)崞鞯目臻g及不完全回?zé)崃腥敕治觯?008年Thembare等人對斯特林循環(huán)發(fā)動機的技術(shù)發(fā)展進行了廣泛的研究，這項工作包括了涉及循環(huán)熱力學(xué)分析的一部分，同年，Tavakolpour等人分析了兩缸的太陽能斯特林發(fā)動機，2010年

8、Zmuda討論了與液化天然氣應(yīng)用接近的問題，關(guān)于斯特林發(fā)動機在液化天然氣載波功率系統(tǒng)中的應(yīng)用，但是這項工作沒有解決在液化天然氣再氣化過程中低溫的回收問題。2011年P(guān)uech等人對斯特林循環(huán)作出了熱力學(xué)分析，包括回?zé)崞魉绤^(qū)容積和不完全回?zé)?，此項工作與Bancha等人作出的嘗試稍有不同。如前所述，斯特林理論循環(huán)由四個熱力學(xué)過程組成：兩個等容過程與兩個等溫過程。這四個過程可以在雙缸工作的理論發(fā)動機（圖2）上實現(xiàn)：加熱（左側(cè)）及冷卻（右側(cè)），兩者之間安裝有蓄熱式熱交換器。氣缸具有相同的位移容積Vd，這是由循環(huán)過程引起的。因此，工作介質(zhì)的體積隨最小壓縮容積的變化而變化。 （3）最大值為： （4）這些特

9、征量由圖3所示。我們可以注意到，在理想循環(huán)中蓄熱器的體積可假定是零。與理想循環(huán)相反，由于所謂的死區(qū)容積，工作介質(zhì)的體積變得更大。死區(qū)容積是由技術(shù)原因造成的。在氣缸中，從活塞的動力學(xué)原理看來，由于最低要求的限制，死區(qū)容積可視為最小的非零容積。蓄熱式換熱器一般用多孔介質(zhì)的形式建造，流經(jīng)蓄熱室的工質(zhì)總與換熱器內(nèi)剩余的一定量的工作介質(zhì)相通，這些體積構(gòu)成了蓄熱式換熱器的死區(qū)容積。當(dāng)然，冷熱氣缸的死區(qū)容積比蓄熱器的要小一些。死區(qū)容積的出現(xiàn)極大地降低了整個發(fā)動機的熱效率，因此應(yīng)該將它們減少至經(jīng)濟合理水平。整體的死區(qū)容積是由冷熱氣缸和蓄熱室組成： （5）其中，Vxh是指熱氣缸的死區(qū)容積，Vxr是指蓄熱室的死區(qū)

10、容積，Vxc代表著冷汽缸的死區(qū)容積。每個死區(qū)容積的相對大小可用比率來表示： , （6）其中分別是熱氣缸、蓄熱室、冷汽缸的死區(qū)容積。整個死區(qū)容積顯示為工作介質(zhì)的最大容積的函數(shù)： （7）其中是整個死區(qū)容積的比率。當(dāng)考慮到理想的蓄熱器時，等容過程1-4釋放出的熱量全部返回到等容壓縮過程2-3。然而，由于蓄熱器的不完全熱交換，只有過程4-1的部分熱留在了循環(huán)中。剩下的熱由外部熱源供給，這使得和效率極大地降低。文中，蓄熱器的熱效率定義如下： （8）因此，熱量進入循環(huán)、被釋放出循環(huán)及留在循環(huán)內(nèi)可表示為： qR1=qR2=HEq2-3=HEq4-1qout=q1a-1+q1-2=1-HEq4-1+q1-2

11、(9)蓄熱器的中間溫度近似為進出口溫度的對數(shù)平均值： (10)其中，（如圖1所示）。封閉在發(fā)動機中的流體的量被分為四個部分：三個死區(qū)容積（熱空間、冷空間以及回?zé)崞鳎┖鸵粋€在冷熱缸體之間的實際容積。因此： (11)其中m表示質(zhì)量，下標(biāo)xc,xh和xR對應(yīng)于冷缸、熱缸以及熱交換器各自的死區(qū)容積的。下標(biāo)act代表冷熱缸里實際流體的質(zhì)量。運用理想氣體狀態(tài)方程我們能夠得到： （12）其中，R是工質(zhì)中各單一氣體的氣體常數(shù)，其他的下表符號與方程(11)含義相同。容易看出，方程（12）括號中的前三個參數(shù)是恒定的，其只取決于發(fā)動機死區(qū)容積的尺寸。于是有： （13）流體壓力可表示為： （14）利用以上表達式我們可

12、以簡單評估循環(huán)中所有具體的工作參數(shù)和發(fā)動機進出的熱值。圖2.斯特林發(fā)動機的運行原理圖3.斯特林發(fā)動機實際與理論；循環(huán)中的點分別對應(yīng)于圖23.1流體的等溫壓縮壓縮過程如圖1和圖3所示。在這一過程中，實際流體體積從變化到即從到。壓縮過程中消耗的功等價于： (15)由,我們可得： (16)在等溫壓縮過程中的熱量，大小等于外界所作的功，這些熱量是由流體帶走的，于是有： (17)3.2.工作流體的等溫膨脹膨脹過程由圖1和圖3的曲線3-4所示。在這一過程中，實際氣體的體積由變化到，即從到。流體在膨脹過程中所作的功等于： (18)由于，可以得到： (19)等溫膨脹中的熱量等于對流體所作的功，于是有： (20

13、)3.3回?zé)嵩谒固亓盅h(huán)的回?zé)徇^程中，熱量是從等容冷卻過程4-1a到等容加熱過程2-3a（圖3所示）通過回?zé)崞鞯?。交換的熱量可以如此評定： （21） 其中，表示理想工質(zhì)的等容比熱容。3.4進出循環(huán)的額外熱由于蓄熱式換熱器的不足之處，在等容冷卻中離開工質(zhì)的部分熱釋放到環(huán)境中。同時還應(yīng)該從外熱源補充額外的熱量來加熱工質(zhì)使其達到要求的溫度。釋放的熱量與補充的熱量應(yīng)相等，大小取決于蓄熱式換熱器的熱效率（8）： （22）其中和分別表示從循環(huán)中放出的熱量和外界補充的熱量。3.5斯特林循環(huán)的能量平衡斯特林循環(huán)的凈功可由循環(huán)的能量平衡推出： （23）其中是向循環(huán)提供的總熱量，表示從發(fā)動機中釋放的全部熱。向循環(huán)

14、提供的總熱量由等溫膨脹熱（18）和等容過程的補充熱（22）：Qt,out=Q3-4+Qsup （24）循環(huán)釋放出的總熱量由等溫壓縮放熱Q1-2（15）和另外的等容放熱Qrjc（22）等兩部分組成： （25）利用上述表達式，在考慮到死區(qū)容積的影響和換熱器的不完善的情況下，斯特林循環(huán)的效率可表示為： （26）若是對冷發(fā)動機： （27）第4章 斯特林發(fā)動機在LNG再氣化過程中的應(yīng)用給LNG預(yù)熱和再氣化的熱量是發(fā)動機驅(qū)動的能量。因此假定斯特林發(fā)動機是以冷發(fā)動機的形式工作的，即從環(huán)境中吸熱，這與熱發(fā)動機像環(huán)境排出廢熱恰恰相反。因此，冷發(fā)動機的能量效率的定義與熱發(fā)動機是不同的： （28）這是理想回?zé)嵯碌慕Y(jié)

15、果，而對于 （29）是在回?zé)嵝实那闆r下。我們可以注意到，理想與非理想的回?zé)嵝识伎梢赃_到更大的數(shù)值。因此，在允許提出的LNG回收系統(tǒng)方案有所不同的情況下，更理想的數(shù)值效率可以定義為： （30）其中，是斯特林發(fā)動機的耗功（23），而液化天然氣的低溫。關(guān)于如何回收天然氣的低溫存在著一系列不同的方案。等壓線由三部分組成：A-B，B-C，C-E（圖4）。斯特林循環(huán)擬合整個等壓線的質(zhì)量直接轉(zhuǎn)換成整個系統(tǒng)的損失。在這些變量中我們可以發(fā)現(xiàn)：在整個熵變過程中斯特林發(fā)動機膨脹的變量，更多數(shù)量的發(fā)動機等壓過程每一部分的變量，取代能量來自等壓過程的C-E部分以及其他部分的管殼式換熱器的回?zé)崞鞯淖兞?。在文中，我們?/p>

16、究斯特林發(fā)動機的一個最簡單的例子。其熱力學(xué)過程由圖5所示。船運的LNG壓力很高（0.13-0.14MPa）。在被再氣化和導(dǎo)入管網(wǎng)之前，LNG被加壓至3MPa（管網(wǎng)的工作壓力）。經(jīng)過壓縮后的LNG飽和溫度是177K，假定環(huán)境溫度是288K。LNG的物理熵和焓的符號是相反的，因此，便于列出以下形式的方程： bfT=T0s0-sB-(h0-hB) （31）3MPa甲烷的等壓線如圖4所示。圖4所示的LNG熵和焓的數(shù)值對應(yīng)的點是摘錄自NIST14發(fā)表的統(tǒng)計表，該報表認(rèn)為LNG成分中只含有甲烷。圖4.液化天然氣的等壓過程壓縮液體的焓hB可用115K的LNG飽和液的焓來計算：hB-hA=1A(PB-PA （

17、32）其中：表示泵的內(nèi)效率，A液體的比容。假定=0.75，A=0.0385m3kmol，可得hB-hA=153.28kJ/kmol，hB=382.9kJ/kmol。因此，壓縮液體的熵是由于吸收了液壓的摩擦熱產(chǎn)生的: SB=SA+qfTA=hB-hA1-1TA=2.33kJ/(kmol.k) （33）從（31）可得LNG低溫部分的溫度：bfT=6.8MJ/kmol，LNG的這部分的低溫可在圖4的等壓線B-E和等溫線T0所圍成的區(qū)域中看到。第5章 熱力學(xué)分析的結(jié)果基于所提出的熱力學(xué)模型，我們來進行該系統(tǒng)效率的多元計算。也就是所研究的如下例子：（圖5）上限溫差T2對效率的影響下限溫差T1對效率的影響

18、發(fā)動機的壓縮對效率的影響死區(qū)容積的大小對效率的影響圖5.提出的斯特林循環(huán)應(yīng)用于LNG再氣化5.1.較高溫度窄點T1以及較低溫度窄點T2對效率的影響較高的溫度窄點T1和T2對效率的影響如圖6所示。參照不同熱效率HE的回?zé)崞鞯恼c溫度值，我們繪制出了效率的圖像。冷熱源的溫度窄點的影響比發(fā)動機與環(huán)境之間的溫度窄點影響大。我們可以注意到，當(dāng)回?zé)崞鳠嵝氏陆禃r，效率對窄點溫度數(shù)值的影響靈敏度下降了。我們對死區(qū)值的大小進行了計算，得到kxT=0.1。5.2.發(fā)動機壓比對效率的影響發(fā)動機壓比對效率的影響如圖7和圖8所示。參照不同熱效率HE的回?zé)崞鞯膲罕?，我們繪制了效率的圖像。我們對以下兩種情形進行了計算：有

19、死區(qū)容積與無死區(qū)容積（kxT=0.0和kxT=0.1）。易于注意，對于理想回?zé)崞餍什皇侨Q于壓比。斯特林發(fā)動機是以廣義卡諾循環(huán)工作的，在另一方面，低熱效率的回?zé)崞餍枰粋€相對高的壓比。在所述例子中LNG所有的低溫是從根據(jù)LNG等壓線的B-D部分（圖4）繪制而成的。這是由發(fā)動機工作介質(zhì)的溫度分布和LNG的蒸發(fā)引起的。由于蓄熱式換熱器的不完善，額外的熱應(yīng)該從發(fā)動機循環(huán)的等容過程1a-1（圖3）移出，這就減少了發(fā)動機工作介質(zhì)的蒸汽量（每1kg的再氣化LNG），因此是凈功和發(fā)動機的效率下降。在對發(fā)動機進行重建之后，等容熱1a-1可被釋放到沿著D-E路徑的部分等壓蒸發(fā)的甲烷（圖4）。由于發(fā)動機仍是以卡

20、諾發(fā)動機的效率（當(dāng)然無死區(qū)容積）工作的，盡管回?zé)崞鞯男市∮?（HE<1）。5.3.死區(qū)容積大小對效率的影響死區(qū)容積對效率的影響如圖9所示。參照不同熱效率HE的回?zé)崞鞯乃绤^(qū)容積kxT系數(shù)，我們繪制了效率的圖像。易于發(fā)現(xiàn)，隨死區(qū)容積增加，值急劇地下降。這便意味著，在優(yōu)化過程中死區(qū)容積是應(yīng)該要考慮的主要因素。 圖6. 較高溫度窄點T1以及較低溫度窄點T2對效率的影響 圖7.發(fā)動機壓比在無死區(qū)容積時對效率的影響 圖8. 發(fā)動機壓比在死區(qū)容積為10%時對效率的影響 圖9. 死區(qū)容積對效率的影響第6章 結(jié)論本文中我們研究的是在熱力學(xué)方面的基于斯特林發(fā)動機的天然氣再氣化系統(tǒng)，且我們對系統(tǒng)工作參數(shù)的不

21、同數(shù)值的效率進行評估，可發(fā)現(xiàn)所得的效率的數(shù)值比基于朗肯循環(huán)的系統(tǒng)所得的效率更小。但是對斯特林發(fā)動機的利用可從經(jīng)濟的角度進行評估：斯特林發(fā)動機的構(gòu)造比朗肯循環(huán)發(fā)電廠的發(fā)動機更為簡單，此外，該發(fā)動機的構(gòu)造可以被簡化通過用管殼式換熱器來替換回?zé)崞?，同時利用LNG再氣化的補充熱量。這種改進使得發(fā)動機的循環(huán)更家接近卡諾循環(huán)。但是，提出的相關(guān)假設(shè)應(yīng)通過額外的經(jīng)濟分析加以評估。所作出的熱力學(xué)分析表明，從效率方面考慮最重要的參數(shù)是發(fā)動機死區(qū)容積的大小。當(dāng)死區(qū)容積增大時，效率則急劇下降。溫度窄點的影響則相對較小。也表明，壓比應(yīng)相對較大，尤其當(dāng)回?zé)崞鞯臒嵝屎艿偷臅r候。從所提出的效率中可得，對效率產(chǎn)生最大的影響是

22、死區(qū)容積大小的改變。壓比的影響是較小的，但仍然比熱交換器的窄點溫度的影響大。當(dāng)前安裝的利用LNG的低溫的絕大多數(shù)發(fā)電裝置是基于朗肯循環(huán)，或者是直接在LNG再氣化后直接膨脹的15。也有已規(guī)劃的裝置，在傳統(tǒng)的蒸汽電站利用LNG的低溫作為較低溫度的熱源，或者用于燃?xì)廨啓C發(fā)電廠壓縮機前空氣的冷卻15。在本文中，斯特林發(fā)動機應(yīng)用的提出是一個十分新穎的方式。為此，它需要不同層面的詳細(xì)信息如：直接熱力學(xué)分析，高等熱力學(xué)分析以及系統(tǒng)或經(jīng)濟分析。所提出的論文涵蓋了第一次提到的調(diào)查。一方面當(dāng)對主要運行參數(shù)對效率的影響進行了分析、介紹和討論時，它提出了進一步改進的一般準(zhǔn)則和優(yōu)化方案；另一方面，從直接分析所得的結(jié)果反

23、映了這樣的背景：更先進的分析如直接損失和誘導(dǎo)損失或者熱生態(tài)成本及經(jīng)濟分析。參考文獻1 Szargut J, Szczygiel I. Utilization of the cryogenic exergy of liquid natural gas(LNG) for the production of electricity. Energy 2009;34:827e37.2 Lu T, Wang K. Analysis and optimization of a cascading power cycle withliquefied natural gas (LNG) cold energy

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