1、中國工程熱物理學會 工程熱力學與能源利用學術會議論文 編號：111067低溫熱源有機朗肯循環(huán)(ORC)系統(tǒng)經(jīng)濟性研究張圣君 王懷信基金項目：國家自然科學基金項目（No. 50976079） 郭濤（天津大學熱能與制冷工程系，天津，300072）TEL:(022)27405049 Email: 摘要 本文著眼于優(yōu)化低溫熱源有機朗肯循環(huán)(ORC)發(fā)電系統(tǒng)的經(jīng)濟性，在80-100oC溫度范圍內(nèi)，考察亞臨界ORC與跨臨界ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性隨循環(huán)、工質(zhì)、循環(huán)參數(shù)的變化規(guī)律，開展以系統(tǒng)的單位能量產(chǎn)出成本(LEC) 最小為系統(tǒng)經(jīng)濟性優(yōu)化目標的工質(zhì)篩選、循環(huán)參數(shù)優(yōu)化以及兩類ORC系統(tǒng)經(jīng)濟

2、性對比評價研究。基于窄點分析法，建立了兩類ORC系統(tǒng)仿真程序，分析了系統(tǒng)經(jīng)濟性隨蒸發(fā)溫度、冷凝溫度以及膨脹機進口壓力等因素的變化規(guī)律，對比了不同工質(zhì)，最優(yōu)的循環(huán)參數(shù)條件下的系統(tǒng)LEC值。結果表明，以R134a為工質(zhì)的亞臨界ORC系統(tǒng)的經(jīng)濟性良好，在蒸發(fā)溫度62oC，冷凝溫度28oC條件下，其LEC值為0.054$/(kWh)，綜合性能最優(yōu)，是低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)的最優(yōu)工質(zhì)。關鍵詞 有機朗肯循環(huán)，工質(zhì)， 系統(tǒng)經(jīng)濟性分析，低溫余熱發(fā)電 0前言近年來，伴隨著我國經(jīng)濟的快速增長，化石燃料消耗量增加，能源和環(huán)境問題帶來的挑戰(zhàn)不斷加大。隨著對化石燃料替代研究的開展，余熱資源的利用和回收技術受到越來越多的關注。

3、表1按照能量的溫度水平，對工業(yè)余熱資源進行了分類1，其中，溫度高于300oC的余熱資源利用方式較為成熟，溫度范圍150-300oC的中溫余熱發(fā)電的經(jīng)濟性已經(jīng)得到廣泛認可，但大量溫度低于100的余熱資源因發(fā)電利用技術經(jīng)濟性不足、資源附近熱需求量有限等原因，得不到開發(fā)利用，這部分能源雖然品位較低，總量巨大。若能經(jīng)濟地對這部分低溫資源作發(fā)電利用，將大幅減小發(fā)電用化石燃料消耗及CO2、SO2、NOx等溫室氣體和環(huán)境污染物的排放，帶來巨大的社會效益與經(jīng)濟效益。有機朗肯循環(huán)(Organic Rankine Cycle or ORC)發(fā)電技術，降低了資源的發(fā)電利用經(jīng)濟溫度，使得低品位能源也具備了發(fā)電利用的經(jīng)

4、濟性，得到了越來越多的關注。對于低溫發(fā)電系統(tǒng)，提高系統(tǒng)的經(jīng)濟性是有機朗肯循環(huán)研究的目標，系統(tǒng)的經(jīng)濟性取決于系統(tǒng)的循環(huán)參數(shù)以及工質(zhì)的選擇 2。Borsukiewicz-Gozdur3 等針對80°C -115°C的地熱水，考察了六種純質(zhì)和丙烷/乙烷混合物的理論循環(huán)性能，指出R227ea的輸出功率較大，R245fa的效率較高。Hettiarachchi2以單位功率輸出的換熱器面積最小為目標函數(shù)，對氨、R123、正戊烷和PF5050，在70-90°C地熱水進口的條件下，進行了系統(tǒng)性能對比分析，并指出R123和正戊烷的效率要優(yōu)于PF5050。Saleh4等在蒸發(fā)溫度100

5、°C，冷凝溫度30°C的典型地熱發(fā)電站工況條件下，對31種純質(zhì)進行了理論循環(huán)性能比較，指出以丁烷為工質(zhì)，帶回熱器的亞臨界循環(huán)熱效率最高，而臨界溫度較低的143a跨臨界循環(huán)能夠有較大的輸出功。Maizza5等考察了11種純質(zhì)及9種混合工質(zhì)，在蒸發(fā)溫度為80-110°C，冷凝溫度35-60°C的工況范圍內(nèi)的理論循環(huán)性能，并提出R123和R124的綜合性能良好，混合工質(zhì)R401C適合于作為ORC系統(tǒng)的工質(zhì)。Karellas6等給出汽輪機進口溫度為105-135°C范圍內(nèi)，兩種工質(zhì)R134a和R227ea的亞臨界ORC和超臨界ORC的循環(huán)熱效率。表1

6、工業(yè)余熱資源狀況SourcesTemperature(oC)Solid waste and fume incinerators 650-1450 Nickel refining furnace 1370-1650 Glass melting furnace 1000-1550 Aluminum, copper and zinc refining furnaces 650-1100 Cement kiln 620-730 Hydrogen plants 650-1000 Steam boiler exhaust 230-480 Gas turbine exhaust 370-540 Drying

7、 and baking ovens 230-600 Catalytic crackers 425-650 Reciprocating engine exhausts 315-600 Annealing furnaces 66-230 Internal combustion engines 66-120 Hot processed liquids and solids 32-232 Drying, curing and curing ovens 93-230 Welding and injection molding machines 32-88 Air compressors 27-50 現(xiàn)階

8、段研究多以第一定律效率、第二定律效率以及單位熱源水發(fā)電量作為評價指標，開展跨臨界ORC系統(tǒng)或亞臨界ORC系統(tǒng)的工質(zhì)篩選。一方面，上述指標不足以反映低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)的經(jīng)濟性；另一方面，上述研究較少關注不同循環(huán)間的工質(zhì)對比，只一種循環(huán)方式的優(yōu)化結果不足以得到最優(yōu)的循環(huán)工質(zhì)。本文以ORC系統(tǒng)的單位能量產(chǎn)出的成本(LEC)值最小為系統(tǒng)經(jīng)濟性優(yōu)化目標，在80-100oC熱源溫度范圍，考察兩類ORC技術系統(tǒng)經(jīng)濟性隨循環(huán)、工質(zhì)、循環(huán)參數(shù)的變化規(guī)律，得出兩類ORC系統(tǒng)的最優(yōu)工質(zhì)、最優(yōu)循環(huán)參數(shù)和最優(yōu)性能，并進行兩類ORC技術的系統(tǒng)經(jīng)濟性對比評價，得到經(jīng)濟性最優(yōu)的循環(huán)、工質(zhì)以及循環(huán)參數(shù)的組合。1 系統(tǒng)模型的建立1

9、.1 ORC系統(tǒng)熱力學模型(a) 亞臨界ORC T-S 圖 (b) 跨臨界ORC T-S圖 Figure 2 亞臨界ORC與跨臨界ORC系統(tǒng)T-S圖.圖2為亞臨界ORC與跨臨界ORC系統(tǒng)的理論循環(huán)過程TS圖。系統(tǒng)的運行原理為：低溫低壓工質(zhì)經(jīng)過工質(zhì)泵加壓進入蒸發(fā)器或氣體加熱器（過程4-5s或4-5，在蒸發(fā)器或氣體加熱器中與熱源流體進行熱交換吸收熱量（過程5-1）。此時工質(zhì)一般為飽和氣態(tài)。然后，工質(zhì)進入膨脹機膨脹做功，工質(zhì)的熱能轉(zhuǎn)化為軸功來驅(qū)動發(fā)電機（過程1-2或1-2s）。膨脹機排出的低壓工質(zhì)蒸汽進入冷凝器，放熱變?yōu)轱柡鸵簯B(tài)（過程2-4或2s-4），再次進入工質(zhì)泵，完成一次循環(huán)過程。系統(tǒng)各部件的

10、熱力學模型如下：蒸發(fā)器吸熱量Qh（或氣體加熱器）Qh=(h1h5) (1) 膨脹機的功率輸出Wexp，W；膨脹機進口體積流量Vin，m3/s；膨脹機出口體積流量Vout，m3/s；以及膨脹機的膨脹比Vr，分別為：Wexp=mr (h1h2s)gtst (2) Vin=mrvin (3) Vout=mrvout (4) Vr=Vout/Vin (5) mr 是工質(zhì)質(zhì)量流量，kg/s；vin和vout分別是膨脹機進口和出口的比容，m3/kg；gt為發(fā)電機效率；st為膨脹機等熵效率。 冷凝器放熱量Qc，定義為；=mr (h2h4) (6) 工質(zhì)泵功耗Wrp，定義為Wrp=mr (h5sh4)/rp=

11、mr (h5h4) (7) ORC系統(tǒng)凈功率Wnet定義為：Wwp,h=mh,wDPw/(rw,hwp) (8) Wwp,c=mc,wDPw/(rw,cwp) (9) Wrp=WexpWwp,hWwp,hWrp (10) Wwp,h和Wwp,c 分別是熱源水和冷源水側(cè)的水泵功耗,W；DPw為水側(cè)壓降，kPa；rw,h為水的密度，m3/kg；wp為水泵的效率。1.2 ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性模型整個電站的單位電能產(chǎn)出的成本(LEC)定義為：13-14。 LEC=CRFCp+Cf+COMp+COMfAE (11)AE為電站的年電能產(chǎn)量，CRF為投資回收因子，Cp為電站的機組初投資，Cf為電站的場地建設初投

12、資(例如，地熱電站的地質(zhì)勘探、鉆井、井及進口設施建設，機房、道路等基礎設施建設，等費用)，COMp為電站的機組運行管理費，COMf為電站的場地運行管理費。CRF定義為15: CRF=i(1+i)LTpl(1+i)LTpl-1 (12)其中i= 5%, LTpl為系統(tǒng)壽命期，假設為20年. 低溫余熱發(fā)電系統(tǒng)(油田伴生熱，工廠余熱等)等不需要場站的投資，因此Cf=0，LEC可以簡化為: LEC=CRF×Cp+COMpAE (13)ORC系統(tǒng)換熱器的造價詳細數(shù)據(jù)參見文獻11。1.3系統(tǒng)部件模型的建立ORC系統(tǒng)的部件模型和整體系統(tǒng)的仿真模型，詳見文獻11-12。2 ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性評價2.1

13、 工質(zhì)的提出理想的ORC循環(huán)優(yōu)良工質(zhì)應滿足：良好的熱力學循環(huán)性能，優(yōu)良的環(huán)境性能，良好的理化性能等。文獻7研究表明，干流體更適合于ORC系統(tǒng)，基于課題組前期的工質(zhì)初步篩選工作8-11，選用R123，R245fa，R245ca，R236fa，R227ea，R600，R600a，R134a和R152a作為本文亞臨界ORC系統(tǒng)研究的工質(zhì)，選用R125，R143a，R218，R41，R170和CO2作為本文跨臨界ORC研究的工質(zhì)。工質(zhì)的基本物性與環(huán)境特性見表2表2 工質(zhì)的基本物性與環(huán)境特性工質(zhì)名稱基本物性環(huán)境性能分子量(g/mol)標準沸點(°C)臨界溫度(°C)臨界壓力(MPa)

14、ALT(yr)ODPGWP(100yr)1R123152.9327.82183.683.6621.30.02773R245ca134.0525.13174.423.9256206932R245fa134.0514.9154.053.647.6010306R60058.12-0.55151.983.7960.020207R600a58.12-11.67134.673.640.020208R236fa152.04-1.44124.923.2240098109R152a66.05-24.02113.264.5171.4012410R227ea170.03-16.45101.652.926420322

15、011R134a102.03-26.07101.064.059140143012R143a84.04-47.2472.713.761520447013R218188.02-36.8371.952.67126000883014R125120.02-48.0966.023.618290350015R4134.03-78.1244.135.8972.409216R17030.07-88.632.184.8720.2102017CO244.01-78.430.987.377>50012.2 系統(tǒng)的經(jīng)濟性評價計算條件如表3所示。表3 冷、熱源水條件和系統(tǒng)部件效率假設熱源水進口溫度，°C9

16、0冷卻水進口溫度，°C20熱源水質(zhì)量流量，kg/s1膨脹機等熵效率0.80工質(zhì)泵等熵效率0.75發(fā)電機效率0.96水泵效率0.75膨脹機出口干度>0.97計算結果見表4A和表4B。表中：tpp換熱器窄點溫差，ºC；Pevap蒸發(fā)壓力，MPa；tevap蒸發(fā)溫度，ºC；Pcond冷凝壓力，MPa；tcond冷凝溫度，ºC；由于指定熱源水流量為1kg/s；LEC的單位為$/(kWh)。對于跨臨界循環(huán)系統(tǒng)：Psup工質(zhì)的超臨界吸熱過程中的壓力，MPa；texpander, in工質(zhì)的超臨界吸熱過程終態(tài)溫度，亦即膨脹機進口溫度，ºC; 膨脹機進口

17、體積流量Vin，m3/s；膨脹機出口體積流量Vout，m3/s。 圖3 以R152a為工質(zhì)的亞臨界ORC系統(tǒng)的LEC值隨蒸發(fā)溫度和冷凝溫度的變化圖3給出了R152a為工質(zhì)的亞臨界ORC系統(tǒng)LEC值隨蒸發(fā)溫度和冷凝溫度的變化情況，從圖3可知，存在一組最優(yōu)的蒸發(fā)溫度和冷凝溫度組合，使得系統(tǒng)的LEC值最優(yōu)，其中最優(yōu)蒸發(fā)溫度是由ORC系統(tǒng)的發(fā)電功率和換熱面積共同決定的，而影響最優(yōu)冷凝溫度的主要因素是系統(tǒng)發(fā)電功率，當冷凝溫度較低情況下，水側(cè)流量過大，導致水泵功耗太大，影響系統(tǒng)凈功率輸出值，計算結果表明冷凝溫度的合理值為28oC，下文將集中關注系統(tǒng)LEC值隨蒸發(fā)溫度的變化情況。圖4 以R123為工質(zhì)的亞臨

18、界ORC系統(tǒng)的LEC隨蒸發(fā)溫度的變化 (計算條件：tpp=5 ºC，tcond=28ºC，其余同表2)圖4給出了R123為工質(zhì)的ORC系統(tǒng)換熱器面積，系統(tǒng)功率輸出以及LEC值隨蒸發(fā)溫度的變化關系。由圖可知，換熱面積隨著蒸發(fā)溫度的增加而下降，這是由于在較高蒸發(fā)溫度下，系統(tǒng)的工質(zhì)質(zhì)量流量下降，單位工質(zhì)的吸熱量也減小，導致系統(tǒng)的吸熱量下降，引起換熱面積的不斷減小；系統(tǒng)熱效率系隨著蒸發(fā)溫度的降低而減小，同時蒸發(fā)溫度的降低引起吸熱量增加，兩者的綜合作用使得功率輸出值隨蒸發(fā)溫度的降低，先增加后減小；ORC系統(tǒng)的LEC值隨蒸發(fā)壓力的變化趨勢，是換熱面積和系統(tǒng)功率輸出兩個因素的綜合效果，隨

19、著系統(tǒng)蒸發(fā)壓力的提高，LEC值先減小后增加，最優(yōu)蒸發(fā)溫度為62oC，與系統(tǒng)功率輸出值所對應的蒸發(fā)溫度相近。 跨臨界循環(huán)系統(tǒng)經(jīng)濟性指標的影響因素有膨脹機進口壓力，膨脹機進口溫度，冷凝溫度。 (a) R41的LEC隨膨脹機進口對比壓力的變化 (b) R125的LEC隨膨脹機進口對比壓力的變化(計算條件：tpp=5 ºC，texp,in=84, tcond=26ºC，其余同表2)圖5 跨臨界循環(huán)工質(zhì)LEC值隨膨脹機進口壓力的變化圖5給出了跨臨界循環(huán)系統(tǒng)功率輸出、系統(tǒng)LEC以及換熱器面積隨膨脹機進口壓力的變化結果。系統(tǒng)功率輸出方面，由圖5(a)可得，隨膨脹機進口壓力的上升，泵出口的

20、溫度上升，平均吸熱溫度提高，卡諾效率提高，但吸熱量減小，在上述結果的作用下，R41為工質(zhì)的系統(tǒng)功率輸出值隨膨脹機進口壓力的升高而先增加后減小，該計算工況下，最優(yōu)對比壓力為1.33，凈功率輸出值為9275W，最優(yōu)膨脹機進口壓力R170和CO2等低沸點工質(zhì)的系統(tǒng)功率輸出值同樣表現(xiàn)出上述變化趨勢；圖5(b)表明，R125為工質(zhì)的系統(tǒng)隨進口壓力的升高，循環(huán)功率輸出值單調(diào)減小，最優(yōu)對比壓力值在臨界點附近，原因在于隨著壓力的升高，工質(zhì)泵功率占膨脹機輸出功率的比例增加，R218和R143a等高沸點工質(zhì)的系統(tǒng)功率輸出值隨膨脹機進口壓力的變化表現(xiàn)為上述趨勢。換熱面積方面，跨臨界ORC系統(tǒng)的換熱面積隨膨脹機進口對

21、比壓力的增加，表現(xiàn)為先減小后增大的趨勢，原因為膨脹機對比壓力的增加，氣體加熱器出口水溫升高，其對數(shù)換熱溫差減小，同時系統(tǒng)吸熱量也減小，兩者的綜合結果表現(xiàn)為系統(tǒng)的換熱面積先增加后減小。系統(tǒng)LEC方面，隨著膨脹機進口對比壓力的升高，LEC先降低后增加，且最優(yōu)循環(huán)參數(shù)與循環(huán)凈功率輸出最大所對應的循環(huán)參數(shù)相近。原因為在上述壓力范圍內(nèi)，吸熱量和放熱量減小，氣體冷卻器的對數(shù)平均溫差減小，兩者的綜合作用使得換熱面積減小了4%，系統(tǒng)造價變化幅度為2%左右，而循環(huán)凈功率輸出的最大變化幅度為18%，系統(tǒng)功率輸出對LEC變化趨勢起主要作用。 (a) R41的LEC隨膨脹機進口溫度的變化 (b)R125的LEC隨膨脹

22、機進口溫度的變化(計算條件：tpp=5 ºC, tcond=26ºC,膨脹機進口對比壓力1.06，其余同表2)圖6 跨臨界循環(huán)工質(zhì)LEC值隨膨脹機進口壓力的變化如圖6(a)所示，R41的LEC值隨著膨脹機進口溫度的增加而降低，與系統(tǒng)凈輸出功率的變化趨勢相反，即功率越大，單位電價越低，原因是隨著膨脹機進口溫度的增加，熱源水的出口溫度升高，氣體加熱器的吸熱量減小，但工質(zhì)的平均加熱溫度上升，系統(tǒng)熱效率增加，引起功率輸出值增大；同時換熱溫差減小，引起換熱面積的增加，但從LEC的變化幅度來看，膨脹機進口溫度從77-84oC，LEC變化幅度不到1%，即膨脹機進口溫度對ORC系統(tǒng)LEC值

23、的影響不大。 如圖6(b)所示，R125的LEC值隨著膨脹機進口溫度的增加，先減小后增加，但變化幅度為1.5%左右，說明膨脹機進口溫度對系統(tǒng)的LEC值影響較小。 (a)R41的LEC隨冷凝溫度的變化 (b)R125的LEC隨冷凝溫度的變化(計算條件：tpp=5 ºC, texpander,in=84ºC,膨脹機進口對比壓力1.14，其余同表2)圖7跨臨界循環(huán)工質(zhì)LEC值隨冷凝溫度的變化如圖7(a)和7(b)所示，隨著冷凝溫度的增加，跨臨界ORC系統(tǒng)的LEC值先減小后增加，即存在一個冷凝溫度使得LEC值最小，且該值與系統(tǒng)的凈功率輸出最大值所對應的冷凝溫度值接近，各種工質(zhì)的最優(yōu)

24、冷凝溫度值均在28oC左右。圖8亞臨界ORC工質(zhì)與跨臨界ORC工質(zhì)的最優(yōu)LEC值表4A以LEC為優(yōu)化目標函數(shù)的計算結果：亞臨界ORC系統(tǒng)工質(zhì)tppPevaptevapPcondtcondVoutVrR12350.30620.10280.0990 2.905 R245fa50.49620.17280.0635 2.959 R245ca50.37640.11280.0815 3.248 R236fa50.89660.30280.0354 3.196 R227ea51.42680.50280.0239 3.343 butane50.70640.27280.0432 2.682 isobutane50

25、.95640.38280.0334 2.601 R134a51.76620.73280.0196 2.550 R152a51.50600.65280.0218 2.298 表4B以LEC為優(yōu)化目標函數(shù)的計算結果：跨臨界循環(huán)系統(tǒng)工質(zhì)tppPsuptexpander, inPcondtcondVoutVrR17057.50844.37270.0104 1.672 R4157.90844.11280.0138 3.479 R12554.06781.49280.0080 1.741 R21852.88770.94280.0237 5.539 CO2511.21846.58280.0064 1.511表

26、3給出不同工質(zhì)了以最小LEC為目標函數(shù)的ORC系統(tǒng)最優(yōu)循環(huán)參數(shù)，圖8給出了兩類循環(huán)工質(zhì)的最優(yōu)LEC值。從圖8中可得，亞臨界ORC系統(tǒng)中，部分低沸點工質(zhì)的LEC值較低，如R152a的LEC值最低，為0.052/kWh，R600，R600a和R134a的LEC值較低，為0.054/kWh，適宜于做亞臨界ORC系統(tǒng)的工質(zhì)，由于R152a、R600和R600a工質(zhì)可燃，因此R134a是亞臨界ORC綜合性能最優(yōu)的工質(zhì)；從圖8中可得，跨臨界ORC系統(tǒng)中，R125和R41的LEC值最低，為0.057/kWh，由于R41工質(zhì)可燃，因此R125是跨臨界ORC系統(tǒng)綜合性能最優(yōu)的工質(zhì)。對比表3A和表3B中的數(shù)據(jù)可知

27、，與以R125為工質(zhì)的跨臨界ORC系統(tǒng)相比，R134a為工質(zhì)的亞臨界ORC系統(tǒng)的LEC值較小，工質(zhì)泵的揚程較低，膨脹機出口體積流量相近。因此，R134a是低溫余熱發(fā)電ORC系統(tǒng)的最優(yōu)工質(zhì)。4結論：本文以ORC系統(tǒng)的單位能量產(chǎn)出的成本值(LEC)最小為系統(tǒng)經(jīng)濟性優(yōu)化目標，取熱源溫度90oC的典型工況，考察了兩類ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性隨循環(huán)、工質(zhì)、循環(huán)參數(shù)的變化規(guī)律，得到了每種工質(zhì)的最優(yōu)循環(huán)參數(shù)和最優(yōu)性能，并基于上述結果，對比了兩類ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性，結論如下：(1) 蒸發(fā)溫度是影響亞臨界ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性的主要因素，在冷凝溫度28oC條件下，系統(tǒng)LEC值隨蒸發(fā)溫度的增加先減小后增加，且最優(yōu)蒸發(fā)溫度與系統(tǒng)功

28、率輸出最大值對應的蒸發(fā)溫度相近。跨臨界循環(huán)系統(tǒng)LEC值的主要影響因素是膨脹機進口壓力和冷凝溫度，膨脹機進口溫度對LEC值的影響不大，當膨脹機進口溫度在77-84oC范圍內(nèi)變化時，LEC的變化幅度僅為1%左右。(2) 亞臨界ORC系統(tǒng)中，低沸點工質(zhì)的系統(tǒng)LEC值低于高沸點工質(zhì)；綜合考慮ORC系統(tǒng)的安全性以及膨脹部件的相關特性，選擇R134a作為亞臨界ORC綜合性能最優(yōu)的工質(zhì)，其最優(yōu)運行工況為蒸發(fā)溫度62oC，冷凝溫度28oC；跨臨界ORC系統(tǒng)中，R125和R41的LEC值最低，為0.057/kWh，由于R41工質(zhì)可燃，推薦R125作為跨臨界ORC系統(tǒng)綜合性能最優(yōu)的工質(zhì)。(3) 最優(yōu)的循環(huán)參數(shù)條件

29、下，兩類循環(huán)的經(jīng)濟性比較結果表明，以R134a為工質(zhì)的亞臨界ORC系統(tǒng)的LEC值較小，綜合性能優(yōu)良，是低溫余熱發(fā)電ORC系統(tǒng)經(jīng)濟性最優(yōu)的技術手段。參考文獻1 Energy Efficiency Guide for Industry in Asia. < >2 H. D. Hettiarachchi, Madhaw, M. Golubovic, W. M. Worek, Optimum design criteria for an Organic Rankine cycle using low-temperature geotherma

30、l heat sources. Energy, 2007, 32(9), 1698-17063 A. Borsukiewicz-Gozdur , W. Nowak, Comparative analysis of natural and synthetic refrigerants in application to low temperature Clausius-Rankine cycle, Energy, 2007, 32(4):344-3524 Bahaa Saleh, Gerald Koglbauer, Martin Wendland, Johann Fischer. Working

31、 fluids for low-temperature organic Rankine cycles. Energy 2007,32, 121012215 V. Maizza, A. Maizza, Unconventional working fluids in organic Rankine cycles for waste energy recovery systems. Applied Thermal Engineering, 2001, 21(3), 381-3906 S. Karellas, A. Schuster, Supercritical Fluid Parameters i

32、n Organic Rankine Cycle Applications. International Journal of Thermodynamics, 2008, 11(3), 101-1087 Yiping Dai, Jiangfeng Wang , Lin Gao. Parametric optimization and comparative study of organic Rankine cycle (ORC) for low grade waste heat recovery. Energy Conversion and Management 2009, 50,5765828 Tao Guo, Huaixin Wang, Shengjun Zhang Fluid selection for a low-temperature geothermal organic Ran