二元地热能发电系统优化设计方式

对温度在150℃以上的地热能，适合采用单闪蒸或双闪蒸系统，对温度为90℃～150℃的地热能，采用二元地热能发电系统的能效更高。二元地热能发电系统中ORC系统常采用的工质有正戊烷、正丁烷、R245 fa、R134a、异丁烷、异戊烷。与常规的单闪蒸和双闪蒸系统相比，采用基于有机朗肯循环的二元地热能发电系统可提高总输出功率，降低单位输出功率成本［25］。二元地热能发电系统常用于中低温地热源，通过合理选择有机工质，如采用有机工质混合物R600a/R161，也可有效利用温度高达200℃的地热能。典型的二元地热能发电系统如图4-39所示，地热水流经蒸发器放热后再注入地下，ORC系统可采用简单式或回热式。采用二元地热能发电系统时有机工质涡轮的尺寸较小，有利于降低系统成本。同时，采用有机工质能高效利用低温地热能，有机工质在封闭系统内循环，对环境的影响较小。

图4-39　基于有机朗肯循环的二元地热能发电系统［25］

某地热井的工作参数见表4-3，对采用异戊烷工质的回热式ORC二元地热能发电系统进行性能分析［26］，结果显示二元地热能发电系统的热效率比单闪蒸和双闪蒸系统高很多，二元地热能发电系统的年发电量也明显较高，可达6.38亿度，而单闪蒸系统的年发电量为4.55亿度，双闪蒸系统的年发电量为6.03亿度。二元地热能发电系统的总投资成本也较低，为6.25亿美元，与闪蒸系统相比，成本可降低32.2%。

表4-3　某地热井的工作参数［25］

①　1 in =0. 025 4 m。
②　1 psi =6. 895 kPa。
③　1 ft =0. 304 8 m。
④　1 hp =0. 735 kW

近年来，二元地热能发电系统被广泛应用于土耳其Aegean地区，图4-40所示为土耳其Germencik-Aydin地区Irem地热发电系统［27］。该二元动力循环的ORC发电设备由Ormat公司提供，MAREN能源公司负责发电厂的运营，整个系统的发电功率为15MW。来自三口地热井的地热水经过气液分离器后，将热量传递给两级独立的ORC系统，随后重新注入5口地热井。ORC系统采用正戊烷为工质，高温ORC系统采用回热式，低温ORC系统采用简单式。两套ORC系统的冷凝器均采用空冷式。整个系统正常运行时的工作参数见表4-4，对应的工作性能见表4-5。

基于伊朗Sabalan地区的温度为165℃的地热源，Bina等分析了图4-41所示的4种ORC系统构型对工作性能的影响［28］，具体包括：简单ORC系统、复叠式两级ORC系统、带开式回热器的抽气回热式ORC系统、回热式ORC系统。对单循环ORC系统采用正戊烷为工质，对复叠式ORC系统，高温有机朗肯循环采用正戊烷为工质，低温有机朗肯循环采用正丁烷为工质。以热效率为目标进行优化后，4种系统的工作性能对比见表4-6。复叠式两级ORC系统的净输出功率为2.497 MW，回热式ORC系统的净输出功率为2.481 MW，明显高于简单ORC系统和抽气回热式ORC系统。回热式ORC系统的热效率和效率分别为20.57%和63.72%，抽气回热式ORC系统的热效率和效率稍低于回热式ORC系统。在总投资成本方面，复叠式两级ORC系统最高，回热式ORC系统也较高，而抽气回热式ORC系统的投资成本最低。

图4-40　Irem地热发电系统［27］

对于温度较高的增强型地热源，通常采用闪蒸循环发电。图4-42所示为4种不同的系统，包括：单闪蒸（SF）系统、双闪蒸（DF）系统、单闪蒸与ORC复合循环（FROC）系统、双闪蒸与ORC复合循环（DFROC）系统［29］。对于单闪蒸系统，来自地热井的地热水进入气液分离器后，分离的蒸汽进入涡轮膨胀输出功，膨胀机出口的气态水冷凝后与分离的液态水一起重新注入地热井。对于双闪蒸系统，与单闪蒸系统相比，从气液分离器2流出的饱和液态水进入气液分离器6再次进行气液分离，从气液分离器2流出的高压气态工质被送入膨胀机的高压段入口，从气液分离器6流出的低压气态水被送入膨胀机的低压段入口。对于单闪蒸与ORC复合循环系统，在单闪蒸系统的基础上，采用ORC系统来吸收气液分离器出口的高温液态水的能量，输出有用功。对于双闪蒸与ORC复合循环系统，在双闪蒸系统的基础上，采用ORC系统进一步吸收气液分离器6出口的高温液态水的能量，输出有用功。

图4-41　不同ORC系统构型的二元地热能发电系统［28］

（a）简单ORC系统；（b）复叠式两级ORC系统；（c）带开式回热器的抽气回热式ORC系统；（d）回热式ORC系统

表4-6　4种系统的工作性能对比［28］

续表

图4-42　增强型地热能发电系统［29］

（a）单闪蒸系统；（b）双闪蒸系统

图4-42　增强型地热能发电系统［29］（续）

（c）单闪蒸与ORC复合循环系统；（d）双闪蒸与ORC复合循环系统(www.xing528.com)

对双闪蒸系统的二级闪蒸温度和ORC系统的蒸发温度等参数进行优化分析，图4-43（a）所示为双闪蒸系统的净输出功率随二级闪蒸温度的变化曲线。地热水入口温度设为180℃，干度为0.1，随着二级闪蒸温度的增加，双闪蒸系统的净输出功率先增加后减小，这是因为随着二级闪蒸温度的增加，膨胀机低压段入口的比焓增加，但是二级闪蒸温度的增加也会导致膨胀机低压段入口的工质流量降低，因此净输出功率存在一个最大值。与单闪蒸系统的固定输出功率相比，当二级闪蒸温度为75℃～150℃时，总净输出功率可提高20%以上。最佳二级闪蒸温度为115℃。图4-43（b）所示为单闪蒸与ORC复合循环系统的净输出功率随ORC蒸发温度的变化曲线，地热水的温度设为150℃，干度为0.2。随着ORC蒸发温度的升高，单闪蒸与ORC复合循环系统的净输出功率先增加后减小，当蒸发温度为72℃～120℃时，与单闪蒸系统相比，净输出功率可提高20%以上。最佳蒸发温度为100℃。当地热水入口温度为180℃，干度为0.3时，以二级闪蒸温度和ORC蒸发温度为变量，以双闪蒸与ORC复合循环系统的净输出功率为目标进行优化，得到优化的二级闪蒸温度为150℃，ORC蒸发温度为95℃。图4-43（c）所示为双闪蒸与ORC复合循环系统的净输出功率随蒸发温度的变化曲线。

图4-43　工作参数变化对系统净输出功率的影响［29］

（a）双闪蒸系统的二级闪蒸温度；（b）单闪蒸与ORC复合循环系统的ORC蒸发温度

图4-43　工作参数变化对系统净输出功率的影响［29］（续）

（c）双闪蒸与ORC复合循环系统的蒸发温度

在不同的地热水入口温度和干度下，通过分析可得到净输出功率最大的系统构型，如图4-44所示。右下角区域为适于单闪蒸系统的运行区域，其他区域适于采用双闪蒸、单闪蒸与ORC复合循环和双闪蒸与ORC复合循环等不同的构型，可提高净输出功率20%以上。当地热水温度低于170℃，且干度较低时，适于采用单闪蒸与ORC复合循环系统；当地热水温度高于170℃，且干度低于0.2时，采用双闪蒸系统是最佳选择；当干度大于0.2时，需要根据双闪蒸和双闪蒸与ORC复合循环之间的分界线来判断选用何种构型。

图4-44　增强型地热能发电系统的构型选择［29］

双闪蒸与ORC复合循环适于温度较高的地热源，为了充分利用不同温度的地热能，可设计利用多热源的二元地热能发电系统。图4-45所示为一种多热源的双闪蒸与ORC复合循环系统［30］，从高温地热井流出的地热水作为双闪蒸循环的基础热源，而从温度相对较低的地热井流出的地热水首先用于加热气液分离器2流出的气态水，随后向ORC系统放热，最后进入气液分离器2进行气液分离，次级ORC循环的工质利用气液分离器2流出的液态水进行预热，利用低温地热井中的地热水进行蒸发。基于伊朗Sabalan地热田的现场数据，当ORC系统工质分别采用正戊烷、R141b、R123和R245 fa时，基于经济分析方法对该系统的性能进行评估。包含投资成本、运行和维护费用和燃料成本的总成本为

式中，ZK为部件总成本率，Cf为燃料成本率，Epi为系统产率。

图4-45　一种多热源的双闪蒸与ORC复合循环系统［30］

伊朗Sabalan地区的高温和低温地热井的地热水运行参数见表4-7，高温地热井的地热水温度为180℃，低温地热井的地热水温度为165℃。在此基础上，对设计的双闪蒸与ORC复合循环系统的工作性能进行优化分析，优化变量包括：一级闪蒸压力、二级闪蒸压力、ORC系统涡轮入口温度和换热器夹点温差。采用EES软件进行计算得到表4-8所示的结果，不同工质得到的优化闪蒸压力是一样的，而ORC系统涡轮入口温度和换热器夹点温差有所不同。从经济性角度看，R141b具有最低的Cp值，净输出功率也是最大的。而采用单闪蒸系统的热效率为7.32%，双闪蒸系统的热效率为9.96%［31］，明显低于设计的双闪蒸与ORC复合循环系统。

表4-7　Sabalan地区地热井的地热水运行参数［30］

表4-8　多热源的双闪蒸与ORC复合循环系统不同工质的经济性分析优化结果［30］

基于伊朗Sabalan地区的地热能数据，Ebadollahi等对比了基于有机朗肯循环和Kalina循环的CHP系统性能［32］。基于有机朗肯循环的CHP系统如图4-46（a）所示，该系统包含4个部分：ORC系统、蒸气压缩热泵循环（VCHPC）系统、LNG系统、家用热水加热器（DWH）。地热水首先送往换热器Gen加热ORC系统的有机工质，膨胀机出口的有机工质在RHE中冷却，并为蒸气压缩热泵循环系统提供能量。随后进一步在冷凝器中冷凝，同时对LNG进行气化。地热水随后用于给家用热水加热器提供热能。在蒸气压缩热泵循环系统中，饱和气态有机工质被压缩机1加压到中间压力，随后被气化的LNG冷却，并被压缩机2加压，随后在加热器中向外界提供热量。LNG系统首先被送往冷凝器吸热气化，随后在涡轮2中膨胀减压，并经换热器Int进一步升温后，送往需求的用户。设计的基于Kalina循环的CHP系统如图4-46（b）所示，在采用ORC系统发电的位置采用了低温Kalina循环来代替。

图4-46　基于伊朗Sabalan地区的地热能数据设计的CHP系统［32］

（a）有机朗肯循环；（b）Kalina循环

采用多目标优化算法对两种系统的性能进行优化，结果显示基于有机朗肯循环的CHP系统的综合性能较好，总加热功率达到5.151 MW，净发电量为3.697 MW，总能效率为61.38%，效率为36.91%；基Kalina循环的CHP系统的总加热功率为2.867MW，净发电量为3.912 MW，总能效率为46.12%，效率为32.52%。两种CHP系统的热效率、效率和总发电成本随地热水温度的变化曲线如图4-47（a）所示，随着地热水温度的升高，两者的热效率均逐渐下降，基于有机朗肯循环的CHP系统在整个温度范围内的热效率均高于基于Kalina循环的CHP系统。随着地热水温度的升高，基于有机朗肯循环的CHP系统的效率逐渐升高而基于Kalina循环的CHP系统的效率逐渐降低，而总发电成本（OPC）的变化趋势正好相反。冷凝温度对系统工作性能的影响如图4-47（b）所示，随着冷凝温度的降低，基于有机朗肯循环的CHP系统的热效率逐渐升高，而基于Kalina循环的CHP系统的热效率逐渐降低，效率的变化趋势正好相反。随着冷凝温度的降低，二者的总发电成本均逐渐降低。

图4-47　工作参数对两种CHP系统性能的影响［32］

（a）地热水温度；（b）冷凝温度