双压蒸发优化亚临界ORC系统热源温度匹配的策略

对于采用纯工质的亚临界ORC系统，纯工质在蒸发过程中的等温相变特性，使纯工质与热源之间的换热平均温差较高，蒸发器内的损较大。采用混合工质可在一定程度上改善热源的温度匹配，减小蒸发器内的损。本节介绍一种改善亚临界ORC系统热源温度匹配的策略——双压蒸发。双压蒸发系统实际上是一个串联式两级ORC系统，与蒸气压缩制冷循环的自复叠系统相似，利用它可以更好地实现能量的高效利用。

图3-1所示为针对地热能发电的3种ORC系统［1］，包括：简单ORC系统、并联两级式ORC系统，串联两级式ORC系统。并联式两级ORC系统中，从冷凝器出口的饱和液体分别经泵1和泵2被加压，高压工质2和中压工质5在蒸发器1和2中吸热蒸发，随后进入膨胀机的不同入口进行膨胀输出功率。在串联式两级ORC系统中，冷凝器出口的饱和液态工质加压后进入蒸发器2，在蒸发器2中被地热水加热的一部分饱和气态工质进入膨胀机做功，另一部分饱和液态工质经泵2加压后进入蒸发器1吸热，随后进入膨胀机对外输出有用功。图3-1还显示了采用非共沸混合工质的ORC系统对应的T-s图。

图3-1　ORC系统结构和工作过程T-s图［1］

（a）简单ORC系统；（b）并联式两级ORC系统；（c）串联式两级ORC系统

针对表3-1所选的传统非共沸混合工质以及纯工质R245fa可分析此3种ORC系统的热力学性能，热力学性能对比见表3-2，其中ORC表示简单ORC系统，PTORC表示并联式两级ORC系统，STORC表示串联式两级ORC系统。在涡轮入口和出口热力学状态相同的条件下，简单ORC系统的工质流量最低，而串联式两级ORC系统的工质流量最高。相应地，串联式两级ORC系统的净输出功率最大，而简单ORC系统的净输出功率最小。串联式两级ORC系统中蒸发器2的工质流量大于并联式两级ORC系统。因为，对串联式两级ORC系统而言，泵2出口的工质压力和焓值更高，使蒸发器1出口的地热水温度比并联式两级ORC系统高，从而串联式两级ORC系统的蒸发器2中工质可吸收的地热能增大，导致流经蒸发器2的工质流量增大。膨胀机SP值的变化趋势与工质流量类似。另一方面，与简单ORC系统相比，采用两级ORC系统的地热水出口温度更低，能吸收更多的地热能。并联式两级ORC系统的地热水出口温度最低，但其效率最小。另外，与纯R245fa工质相比，采用非共沸混合工质的3种ORC系统的发电量分别提升了27.76%、24.98%、24.79%，且膨胀机SP值也比纯R245fa工质的小。

表3-1　传统非共沸工质热物性［1］

续表

表3-2　三种ORC系统的热力学性能对比［1］

续表

对于串联式两级ORC系统，其主要工作参数对系统净输出功率的影响如图3-2所示。随着蒸发器1工作压力的增加，系统净输出功率逐渐增大，如图3-2（a）所示。对R402B和R22M等工质而言，存在一个最佳的蒸发压力使净输出功率最大。这主要是膨胀机压比和工质流量变化的双重影响导致的。蒸发器2工作压力对净输出功率的影响如图3-2（b）所示，对所有工质存在一个最佳的工作压力使净输出功率最大。换热器夹点温差对净输出功率的影响如图3-2（c）所示，随着换热器夹点温差的增大，净输出功率逐渐减小。这是由于工质流量和吸热量随换热器夹点温差的增大而逐渐减小。涡轮入口的工质过热度对净输出功率的影响如图3-2（d）所示，在分析的范围内，涡轮入口的工质过热度对净输出功率的影响总体上比较小。

图3-2　工作参数对串联式两级ORC系统净输出功率的影响［1］

（a）蒸发器1工作压力

图3-2　工作参数对串联式两级ORC系统净输出功率的影响［1］（续）

（b）蒸发器2工作压力；（c）换热器夹点温差；（d）涡轮入口的工质过热度

以净输出功率和膨胀机SP值为优化目标，对采用R407A为工质的串联式两级ORC系统进行多目标优化分析，决策变量为蒸发器1和2的工作压力、换热器夹点温差和工质过热度。计算得到的Pareto前锋面如图3-3所示。综合平衡两个优化目标，选取图中C点作为最终的优化结果，对应的串联式两级ORC系统的工作参数见表3-3。蒸发器1工作压力为4.032 MPa，蒸发器2工作压力为2.643 MPa，换热器夹点温差为6.53℃，工质的过热度为14.83℃，系统的热效率为9.79%。

图3-3　采用R407A为工质的串联式两级ORC系统多目标优化结果［1］

表3-3　优化的串联式两级ORC系统的工作参数［1］

图3-4所示为针对燃气轮机尾气余热回收应用的串联式两级ORC系统的工作性能［2］。系统采用环己烷/R245fa为工质，当环己烷/R245fa的质量分数为0.8/0.2时，串联式两级ORC系统的净输出功率和热效率随蒸发器1和2的工作压力变化如图3-4（a）所示。不同的蒸发器1工作压力所对应的蒸发器2工作压力范围存在差异。当蒸发器2工作压力小于500kPa时，随着蒸发器1工作压力的升高，净输出功率先增大后逐渐减小。当蒸发器2工作压力大于600kPa时，随着蒸发器1工作压力的升高，净输出功率近似线性减小。当蒸发器1工作压力一定时，随着蒸发器2工作压力的升高，净输出功率增大。当蒸发器1工作压力为1.4 MPa，蒸发器2工作压力为1.3 MPa时，系统有最大净输出功率76.6 kW。热效率的变化曲线如图3-4（b）所示，当蒸发器1工作压力一定时，随着蒸发器2工作压力的增大，热效率先迅速升高后逐渐减小。总体上，随着蒸发器1工作压力的增大，热效率逐渐减小。当蒸发器1工作压力为800 kPa，蒸发器2工作压力为700 kPa时，热效率达到最大值28.12%。

图3-4　蒸发器工作压力对串联式两级ORC系统工作性能的影响［2］

（a）净输出功率；（b）热效率

采用环己烷/R245fa为工质时，优化的两级串联式ORC系统与单级简单ORC系统的优化性能对比见表3-4。对于简单ORC系统，采用R245fa为工质时，最佳蒸发压力为1.7 MPa，净输出功率为52.56 kW；采用环己烷/R245fa混合工质时，最佳蒸发压力为1.6 MPa，净输出功率为44.57 kW，热效率为26.8%。对于采用环己烷/R245fa（0.8/0.2）的串联式两级ORC系统，优化的净输出功率和热效率分别为70.97 kW和27.43%，对应的蒸发器1和2的工作压力为1.5 MPa和1 MPa。串联式两级ORC系统的净输出功率和效率均优于简单ORC系统。与不包含ORC系统的原燃气轮机相比，采用环己烷/R245fa（0.8/0.2）为工质的串联式两级ORC系统使总效率提高了35.48%，联合系统的发电效率可达44.71%。

表3-4　串联式两级ORC系统与简单ORC系统的优化性能对比［2］

双压蒸发策略应用于串联式或并联式两级ORC系统，采用两个不同的压力分别蒸发部分工质（双压蒸发），与传统的单压蒸发ORC系统相比，可明显减少工质吸热过程的损，提高系统能效。基于100℃～200℃的热源，Li等分析了采用双压蒸发策略的纯工质ORC系统的性能［3］，其提出的双压蒸发ORC系统与串联式两级ORC系统类似，如图3-5所示。来自工质泵1出口的中压过冷液态工质在预热器中被加热到饱和液态，随后一部分进入低压蒸发器蒸发，另一部分饱和液态工质被高压工质泵送入高压蒸发器。高压气态工质在膨胀机高压段膨胀后与中压气态工质混合继续在低压级膨胀，最后在冷凝器中冷凝完成整个循环。对应的T-s图如图3-6（a）所示。与单压蒸发ORC系统相比，双压蒸发ORC系统的T-Q图如图3-6（b）所示。对纯工质而言，双压蒸发过程的温度匹配优于单压蒸发过程，可减少热源与工质换热过程的损，在夹点温差一定的条件下，还可降低热源出口的温度，有利于充分利用热源的能量。

图3-5　一种采用双压蒸发策略的ORC系统［3］

图3-6　纯工质双压蒸发的T-s图和T-Q图［3］

考虑表3-5所示的纯工质，可分析不同工质的ORC系统的工作参数对系统性能的影响。图3-7所示为采用R600a为工质的双压蒸发ORC系统的结果。图3-7（a）所示为优化的蒸发器1和2的工作压力随热源入口温度的变化曲线。当热源温度为100℃～154℃时，蒸发器1和2的优化工作压力均随着热源温度的升高而增大，此时热源与工质的换热过程的温度夹点在饱和液态点。当热源温度进一步升高时，由于受到设定的R600a的最高工作压力为临界压力的0.9倍这一条件的限制，此时蒸发器1工作压力已经达到最大值，因此不再随热源温度变化，而蒸发器2工作压力随着热源入口温度的升高逐渐下降，直到达到允许的最低值。可以看出，双压蒸发ORC系统的蒸发器1的优化工作压力高于单压蒸发ORC系统的工作压力。对应的优化的蒸发器出口温度如图3-7（b）所示。当热源入口温度小于154℃时，两个蒸发器出口温度与蒸发压力的变化趋势相同，但当热源入口温度高于172℃时，蒸发器1的出口温度随热源入口温度的升高而逐渐升高。

表3-5　双压蒸发ORC系统考虑的纯工质［3］

图3-7　采用R600a为工质的双压蒸发ORC系统的优化工作参数随热源温度的变化［3］

（a）蒸发压力

图3-7　采用R600a为工质的双压蒸发ORC系统的优化工作参数随热源温度的变化［3］（续）

（b）蒸发器出口温度；（c）热源出口温度；（d）最大净输出功率

当热源入口温度较高时，保持较高的蒸发器1工作压力和较低的蒸发器2工作压力，有利于提高系统的热效率，但是蒸发器2工作压力过高会导致热源出口温度增大。双压蒸发ORC系统的热源出口温度变化如图3-7（c）所示，与单压蒸发ORC系统相比，当热源入口温度小于172℃时，双压蒸发ORC系统能明显降低热源出口温度。图3-7（d）所示为双压蒸发ORC系统与单压蒸发ORC系统之间的净输出功率对比，当热源入口温度低于172℃时，双压蒸发ORC系统的净输出功率大于单压蒸发ORC系统。

基于表3-6所选的9种纯工质，双压蒸发ORC系统的净输出功率相对单压蒸发ORC系统的最大提升比例见表3-6，表中还给出了相应的热源温度区间。从表中可以看出，工质的临界温度越高，对应的适于双压蒸发ORC系统的热源温度上限越大，二者近似呈线性关系，可表示为如下拟合公式：

表3-6　不同纯工质的双压蒸发ORC系统性能提升比例［3］

在不同的热源入口温度下，双压蒸发ORC系统的最优工质及对应的最大净输出功率如图3-8所示。随着热源入口温度的升高，对应的最大净输出功率逐渐升高。不同的热源入口温度范围下存在不同的最优工质，大体上热源入口温度与对应的最优工质的临界温度存在一定的正相关性。

双压蒸发策略可以减少亚临界ORC系统工质在吸热过程中的不可逆损失，对于纯工质而言，由于相变过程的等温特性，蒸发器内仍然存在很大的损，研究表明蒸发过程的损占到总损的55.75%［4］，此比例甚至能达到61.58%［5］。采用三压以上的多压蒸发ORC系统可以进一步减少吸热过程中热源与工质之间换热温差，提高ORC系统性能［6］，［7］。但是，由于纯工质的等温相变所带来的损仍然存在，ORC系统的复杂性会大大增加。利用非共沸混合工质的非等温相变特性可进一步降低吸热过程的不可逆损失。采用异丁烷/异戊烷非共沸混合工质的双压蒸发ORC系统的吸热过程T-Q图如图3-9所示［8］。利用非共沸混合工质的温度滑移特性，低压相变过程2-3和高压相变过程5-6的热源与工质间的平均换热温差进一步减小，从而减小了吸热过程的损。

图3-8　不同热源入口温度下双压蒸发ORC系统的最优工质及最大净输出功率［3］

图3-9　采用异丁烷/异戊烷非共沸混合工质的双压蒸发ORC系统的吸热过程T-Q图［8］

在不同异丁烷质量分数下，简单ORC的优化蒸发压力和蒸发温度，双压蒸发ORC系统的蒸发器1和2的优化工作压力和热源出口温度等工作参数随热源入口温度的变化曲线如图3-10所示。从图中可以看出，与单压蒸发ORC系统相比，不同热源入口温度下双压蒸发ORC系统的蒸发器1工作压力高于单压蒸发ORC系统的优化值，而蒸发器2工作压力低于单压蒸发ORC系统的优化值。当异丁烷的质量分数较高时，受到最高工作压力的限制，蒸发器1工作压力达到上限，此时蒸发器2优化工作压力会逐渐降低直至达到下限值。对应的蒸发器出口温度基本上与工作压力的变化趋势相似，仅在异丁烷质量分数较高时由于受到工作压力的限制，蒸发器1出口温度的优化值会有所升高。

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图3-10　双压蒸发ORC系统优化的蒸发器工作压力和出口温度随热源入口温度的变化曲线［8］

（a）异丁烷质量分数为0.2时的蒸发压力；（b）异丁烷质量分数为0.8时的蒸发压力

图3-10　双压蒸发ORC系统优化的蒸发器工作压力和出口温度随热源入口温度的变化曲线［8］（续）

（c）异丁烷质量分数为0.2时的蒸发器出口温度；（d）异丁烷质量分数为0.8时的蒸发器出口温度

在优化工作条件下，双压蒸发ORC系统的热源出口温度和净输出功率随热源入口温度的变化曲线如图3-11所示，图中还给出了对应的单压蒸发ORC系统的结果。当异丁烷质量分数较低时，双压蒸发ORC系统的热源出口温度明显低于单压蒸发ORC系统，净输出功率则比单压蒸发ORC系统有所提高。当异丁烷质量分数较高时，随着热源入口温度的升高，仅在蒸发器1工作压力达到上限时，双压蒸发ORC系统才失去对单压蒸发ORC系统的优势。

图3-11　双压蒸发ORC系统的热源出口温度和最大净输出功率随热源入口温度的变化曲线［8］

（a）异丁烷质量分数为0.2时的热源出口温度；（b）异丁烷质量分数为0.8时的热源出口温度；（c）异丁烷质量分数为0.2时的最大净输出功率

图3-11 　双压蒸发ORC系统的热源出口温度和最大净输出功率随热源入口温度的变化曲线［8］（续）

（d）异丁烷质量分数为0.8时的最大净输出功率

双压蒸发ORC系统的蒸发器1和2的优化工作压力和蒸发器出口温度随异丁烷质量分数和热源入口温度的变化曲线如图3-12（a）和（b）所示。当热源入口温度不超过150℃时，一定热源入口温度下，优化的蒸发器1和2的工作压力均随异丁烷质量分数的增加而增大。当热源入口温度大于160℃后，蒸发器1的优化工作压力随热源入口温度的升高先增大，达到上限后不再增加。由于混合工质的临界温度随组分质量分数变化有一定的改变，所以图3-12（a）所示的压力上限也有一定的变化。当蒸发器1工作压力达到上限后，对应的蒸发器2的优化工作压力逐渐减小直至达到设定的下限值。图3-12（c）所示为蒸发器1的出口温度优化值，其中阴影部分表示蒸发器1的优化出口温度等于设定的下限值。当热源入口温度小于150℃时，优化的蒸发器1出口温度随异丁烷质量分数的增加先增大后减小，总体上变化幅度不大。当热源入口温度大于160℃时，受到蒸发器1工作压力的限制，蒸发器1出口温度达到最大值后会有所下降。对应的蒸发器2的优化出口温度如图3-12（d）所示，基本上与蒸发器2工作压力的优化值的变化趋势相近。

采用异丁烷/异戊烷为工质的双压蒸发ORC系统的最大净输出功率如图3-13（a）所示，当热源入口温度一定时，异丁烷质量分数的变化对最大净输出功率的影响不明显，尤其是当热源入口温度较低时。随着热源入口温度的升高，最大净输出功率逐渐增大。与单压蒸发ORC系统相比，采用异丁烷/异戊烷为工质的双压蒸发ORC系统的最大净输出功率的提高比例如图3-13（b）所示。热源入口温度对双压蒸发ORC系统的工作性能影响明显，当热源入口温度低于120℃时，双压蒸发ORC系统的净输出功率相比于单压蒸发ORC系统可提高24%左右。随着热源入口温度的升高，改善的程度逐渐降低，当热源入口温度高于180℃且异丁烷的质量分数较高时，双压蒸发ORC系统与单压蒸发ORC系统相比不再具有优势。

图3-12 　双压蒸发ORC系统蒸发器的优化工作压力和出口温度的优化曲线［8］

（a）蒸发器1工作压力；（b）蒸发器2工作压力；（c）蒸发器1出口温度

图3-12 　双压蒸发ORC系统蒸发器的优化工作压力和出口温度的优化曲线［8］（续）

（d）蒸发器2出口温度

图3-13 　采用异丁烷/异戊烷为工质的双压蒸发ORC系统的工作性能［8］

（a）最大净输出功率；（b）最大净输出功率相对单压蒸发ORC系统的提高比例

借鉴Kalina循环中的分流蒸发方法［9］，可采用针对ORC系统的分开蒸发方法来改善亚临界有机朗肯循环的吸热过程的温度匹配［10］，该方法可在一定程度上降低蒸发器内的平均换热温差，提高ORC系统的工作性能。设计的带分流蒸发功能的回热式ORC系统如图3-14（a）所示。工质泵出口的高压液态工质经回热器后被加热到气液两相状态，低沸点组分浓度较高的饱和气态工质经冷凝后被加压到状态13，之后经预热器被进一步加热到状态14。同时，分离器中低沸点组分浓度较低的液态溶液被加压到状态9，状态9和状态14的温度相等。随后两股分开的不同浓度的工质流在蒸发器1中被加热后混合，继续进入蒸发器2和过热器被进一步加热到设定的状态，最后经膨胀机膨胀输出有用功。回热式ORC系统中混合工质与地热水的换热过程的T-Q图如图3-14（b）所示。对于分流蒸发ORC系统，由于浓的混合工质流14能在比传统ORC系统更低的温度下开始蒸发，可降低蒸发器1内夹点处对应的温度，在同样的夹点温差设定条件下，可提高工质泵2和工质泵3的出口压力。与传统ORC系统相比，采用分流蒸发可提高整个过程中工质的工作压力，减小换热平均温差，从而达到提高系统效率的目标。

图3-14　带分流蒸发功能的回热式ORC系统和对应的吸热过程的T-Q图［10］

采用多目标优化算法对膨胀机入口压力和温度、非共沸混合工质组分浓度、中间压力和蒸发器1出口温度进行参数优化，可得到优化的ORC系统热力学性能。当地热水温度为120℃时，采用异丁烷/戊烷为工质的分流蒸发ORC系统的净输出功率比传统ORC系统提高了6.4%。针对90℃的低温地热水，采用异丁烷/戊烷为工质的分流蒸发ORC系统的净输出功率相比传统ORC系统提高了14.5%，说明当地热水的温度降低时，采用分流蒸发方法对ORC系统性能的改善更加明显。另外，分流蒸发ORC系统的浓溶液的比例相对较低，有利于减小冷凝器2的换热量，降低ORC系统的损。

针对温度为90℃的地热水，采用浓度比为0.62/0.38的异丁烷/戊烷混合工质，设工质在涡轮入口的状态点5为饱和气态，稀溶液在蒸发器1出口的状态点10为饱和液态，分析状态点5和2的压力对ORC系统性能的影响，如图3-15（a）所示，图中方框点表示蒸发器1的夹点在混合工质的泡点处，星号表示夹点在蒸发器1的出口处。从图中可以看出，P2过低或过高都会导致净输出功率下降，当P5=5.3 bar且P2=2.6 bar时，ORC系统的净输出功率达到最大。当P5等于5.3 bar，不同P2值下蒸发器1和2的换热情况如图3-15（b）所示。随着P2的增大，浓溶液对应的异丁烷浓度逐渐增大，相应的泡点温度逐渐下降，当P2等于2.6 bar时，存在两个夹点，分别为蒸发器1的出口处和浓溶液的泡点处，此时蒸发器内的温度匹配效果最好。

图3-15 　采用异丁烷/戊烷为工质的分流蒸发ORC系统的工作性能［10］

（a）净输出功率

图3-15 　采用异丁烷/戊烷为工质的分流蒸发ORC系统的工作性能［10］（续）

（b）热端换热过程

在相同的冷、热源条件下，图3-16显示了传统的亚临界ORC系统、分流蒸发ORC系统和跨临界ORC系统的净输出功率。在热源入口温度为120℃和90℃下，跨临界ORC系统的净输出功率是最高的，但其蒸发压力也明显高于亚临界ORC系统。对于亚临界ORC系统，通过采用分流蒸发策略，可在一定程度上提高净输出功率。从结果来看，热源入口温度越低，采用分流蒸发方法对净输出功率的提高效果越明显。

双压蒸发ORC系统可提高热源的利用效率，对于某些冷利用的ORC系统，采用双压冷凝的方法也可以改善工质与冷源之间的温度匹配，提高冷的利用效率。图3-17所示为一种针对液化天然气（LNG）气化过程冷利用的双压冷凝ORC系统［11］。温度为-162℃的低温LNG首先经过ORC系统，将冷传递给ORC系统，随后进一步被海水加热气化。ORC系统的热源为海水，冷源为低温LNG。工质在蒸发器内从海水吸热气化后，分成两股，分别膨胀到两个不同的冷凝压力，接着在冷凝器1和2内，被低温LNG冷却到两个不同的饱和液态。随后，这两股低温饱和液体被分别加压后再在混合器中混合，最后送入蒸发器开始下一个循环。对应工作过程的T-s图如图3-18所示。在整个ORC系统中，低温液态LNG依次流过冷凝器1、冷凝器2、加热器，发生气化后在膨胀机3中减压并进入再热器进一步升温后变成天然气输出。

图3-16 　传统亚临界ORC系统、分流蒸发ORC系统和跨临界ORC系统的净输出功率对比［10］

（a）热源入口温度为120℃；（b）热源入口温度为90℃

图3-17 　针对LNG气化过程冷利用的双压冷凝ORC系统［11］

图3-18 　双压冷凝ORC系统的T-s图［11］

以净输出功率为目标，采用遗传算法对蒸发温度、冷凝温度、膨胀机入口温度和混合工质组分浓度等工作参数进行优化计算，可得到双压冷凝ORC系统的优化工作性能。基于表3-7的11种纯工质，对蒸发温度、膨胀机入口温度、冷凝器1和2的冷凝温度进行优化，净输出功率的结果见表3-8，戊烷、丁烷和丁烯的净输出功率最大。不同纯工质的临界温度和净输出功率的对应关系如图3-19所示，净输出功率与工质的临界温度存在一定正相关性，工质的临界温度越高，净输出功率越大。

表3-7　双压冷凝ORC系统考虑的纯工质［11］

图3-19 　双压冷凝ORC系统的净输出功率与工质临界温度的对应关系［11］

采用混合工质能改善换热过程的温度匹配，降低换热过程的损。采用二元非共沸混合工质的双压冷凝ORC系统的工作性能如图3-20所示。包含戊烷的二元非共沸混合工质的净输出功率随戊烷摩尔浓度而变化，随着戊烷摩尔浓度的增大，净输出功率先明显增大后逐渐减小，存在一个优化的摩尔浓度，使ORC系统的净输出功率最大。这是因为采用二元非共沸混合工质以后，冷凝器内工质与LNG换热过程的损明显减小。以戊烷/丙烯混合工质为例，不同的戊烷摩尔浓度下混合工质与海水和LNG的换热过程如图3-21所示，虽然采用非共沸混合工质后蒸发器内的换热过程温差大于纯工质，但是在冷凝换热过程中，通过两级冷凝，考虑非共沸混合工质的温度滑移特性，可有效减少混合工质与LNG之间的换热温差，从而提高ORC系统的净输出功率。当采用不同的二元混合工质组合以及三元以上的多元混合工质组合时，ORC系统性能的提高程度见表3-8，采用优化组分浓度的非共沸混合工质的ORC系统的净输出功率优于纯工质，当采用碳氢混合工质时最佳的混合工质组分数目为3。

图3-20 　含戊烷的二元非共沸混合工质双压冷凝ORC系统的净输出功率随戊烷摩尔浓度的变化曲线［11］

图3-21 　不同摩尔浓度的戊烷/丙烯混合工质的换热过程［11］

（a）热端与海水的换热；（b）冷端与LNG的换热

表3-8　采用不同混合工质的双压冷凝ORC系统优化结果［11］

续表