Автор: Thomas. C. B. Smith
Hopkinson Laboratory, University dept. of Engineering, Trumpington Street, Cambridge, CB2 1PZ, England
Tel:+44 1223 332 681, Fax:+44 1223 765 311, e-mail: Е-мейл адресът e защитен от спам ботове.

Превод: Проф. д.т.н. Д. Митев, Доц. д-р Д. Русев, д-р Е. Пискова, С. Тенчев

Основните пречки, които са отчетени включват: циркулацията на маслотo, проблеми с уплътняването и ниски коефициенти на експанзия.

Изграждането на площадка-прототип ще включва достигането на висок волуметричен коефициент, разработване на експандер в сътрудничество с производител на компресори и оптимизирането на бутална помпа за течност, която е разработена специфично за захранваща помпа при ORC.

1. ВЪВЕДЕНИЕ

Предимствата от използването на топлинни двигатели за произведената от слънчевите покривни генератори енергия и отделните приложения са тясно свързани.

Освен, включените по-малки разходи за системата и спестяването на повече материали, покривните топлинни двигатели предлагат в малък размер CHP и охладителна способност, по време на хибридизацията (hibridisation) чрез absorption цикли ( Там и Госвами, 2003).
Значителна възможност за компонента “споделяне на разходите” увеличава пазарната приложимост до окуражаваща степен.

В последните години многобройни изследванията на ORC за приложения с малки системи са проведени от (Martin et. al., 2002), (Gnutek and Bryszewska-Mazurek, 2001), които са фокусирани основно върху самостоятелни приложения.Това изследване е силно концентирано върху очаквана минимално достижима Capacity Cost (C_т, за peak Watt) и интегрирана Life Cycle Cost (C_L, за KWh), за свързана към мрежата слънчева ORC централа. Възможно е да се определи нивото на търговската приложимост на въведени на пазара нива на продукцията. Прието е, че топлинният кондензатор може да бъде отстранен в процес на зареждане или преизпълнен капацитет за отстраняване на отпадната топлина.

Разходите за наземна употреба и инсталация са пренебрегнати. Дадените цифри не включват споделяне на разходите (cost sharing) за допълнителни компоненти или енергоспестяване, по време на ефективна хибридизация с външни системи.Колекторите, включени в изследването са ограничени до non-tracking, неконцентрирани или слънчево-термални колектори с ниска концентрация. Базата данни на SPF e използвана, за да се достигне брой от параметри на колекторите и индекс на цена на дребно.

Изследването съдържа експериментални и моделирани елементи, за да се определи приложението на намаляващи разходите иновации в проекта на системата.

Минимизирането на разходите е постигнато чрез метод, минаващ през 3 етапа:

• Използване на преработени части, чрез съществуващи продуктови линии, където е възможно
• Отстраняването на допълнителни топлообменници и механизми, подобряващи ефективността, които не се отличават със значителни граници на C_T или C_L.
• Отпадането на нуждата от електронен контрол на обратната информация чрез увеличаването на самостоятелната стабилност и ефективна динамична реакция.

Ф. (1)

Където C_i са загубите, а η_j са ползите от компонентите в енергийните серии, а G е нетното слънчево излъчване. С относителна точност това може да бъде сведено до:

Ф. (2)

Където загубите се отнасят към колектор, конднзатор, експандер и генератор (включително и сигнала за действие), а ползите са отнесени към колектора, термодинамичен цикъл и генератор. Прието е, че в изпарител за охлаждащ цикъл, парата може да бъде генерирана директно в абсорбатора, без да е неодходим оделен котел (boiler).

Цената на всеки компонент зависи от неговата ефективност. Макар че функционалните зависимости, заложени в данните на производителя са незначителни, широките тенденции могат да бъдат наблюдавани. Графиката на ефективността от колекторите с нейните оптимални точки, в които събраната ексергия (exergy) е максимизирана от отдаденото излъчване, разкрива разширението в този случай.


Това разкрива простата линейна зависимост между цената и ефективността на колектора.

C_coll ≈ k₁ + k₂.η_coll      Ф. (3)

Цената на определен вид кондензиращ топлообменник може да се счита за линейнопропорционална на кондензирания топлинен заряд при дадени входни и изходни условия. Тя може да бъде определена с по-голяма степен на точност за разлика от колекторите.

Беше събрана информация за цените и производителността на огрничен брой топлообменници, налични на пазара, с цел да се направят общи заключения. Избран е видът „counterflow brazed plate” ( с бронзирана пластина за насрещния поток). Цените на дребно за тези модели се определят чрез линейна функция на броя на пластините:

C_con = k₃ + k_n.N      Ф. (4)

Където N е броя на пластините.

Топлинният заряд при постоянни входни и изходни условия е пропорционален на броя на пластините;

C_con = k₃ + k₄.Q_con = k₃ + K₄.G.η_coll.(1 - η_th)      Ф. (5)

Следователно уравнение (2) може да бъде сведено до:

Ф. (6)

Първият разгърнат член А на уравнение 6 е загубите за ват изентропична (izentropic) мощност, достигаща до разширителя. Тя не зависи от параметрите на експандера или генератора. Подобно, вторият разгърнат член Б, който представлява загубите за ват електричество, произведено от налична изентропична мощност, не зависи от параметрите на колектора и топлообменника.

Ясно е, че колектора и кондензатора трябва да бъдат избрани и оптимизирани заедно, поради силната функционална зависимост на цената на кондензатора, ефективността на колектора и термалната ефективност.

Следователно общата цена на колектора и кондензатора за електрическа мощност (член 1) може да бъде оптимизирана напълно независимо от общата цена при експандера и генератора за електрически извод (член 2). Освен това, ако се използват машини с позитивно изместване с ниска цена като роторните охладителни компресори – те могат да бъдат използвани като експандери, без да се прави значителен компромис с ефективостта на политропичната експанзия (polytropic expansion), първият от тези два члена може да бъде приет за значително по-добър от втория относно горепосочените мощности. Валидността на това предположение се потвърждава по-късно.

Изборът на количествен подход като този при експандера и генератора е разумен само за малка група експандери. Трябва да бъдат взети под внимание много други фактори освен цените и ефективността им по време на подбора им.

С цел да се осъщстви по-нататъшния избор на колектор и кондензатор и да се оптимизира член а в уравнение 6, трябва да се установи функционална връзка между η_coll и η_th.

2. ПАРАМЕТРИЧНА ОПТИМИЗАЦИЯ

2.1 Избор на колектор

Стабилното състояние на ефективност на повече от 150 колектора е дадено в каталога на SPF. то е измерено емпирично с изчисляването на техните квадратични коефициенти c₀, c₁ и c₂, относно:

ηcoll(T) = c₀ - c₁.G.X - c₂.G.X²      Ф. (7)

Където

Т е температурата на основния флуид, а T_a е температурата на заобикалящата среда.

Термодинамичната производителност η_th се променя значително в зависимост от различните работни флуиди. Тъй като количеството е строго определено, типична е доста висока производителност на Карно – около 80%

Ф. (8)

За да се свърже η_th с η_coll, T_c трябва да се преизчисли относно Т_а и също така зависи от капацитета и ефективността на кондензатора.
При топлинен заряд, преминал през кондензатора за даден поток на охладителната маса, може да се определи приблизително Q_con:

Ф. (9)

Където N е броя на пластините на кондензатора, а k₅ са определените от производителя данни, след това комбинираме уравнение (9) с уравнение (5):

Ф. (10)

Заместваме уравнение (10) в уравнение (8) и след това полученото уравнение заедно с уравнение (7) заместваме в член а на уравнение (6). Това дава израза на цената за ват изотропична мощност, достигнала до експандера, изчислена чрез параметрите на колектора и кондензатора и броя на пластините. Тя е минимизирана числово в зависимост от броя на пластините, за да се получи фигура, която позволява да се избере комбинацията колектор-кондензатор.

Резултатът от разпределянето на цените на капацитета на колекторите включително и косвните цени при кондензиране е представен по-долу:

2.2 Избор на подходящи работни флуиди

След проведеното изледване за колекторите и кндензаторите и exergy-анализ е налице широка база от температури при колекторите и кондензаторите, което позволява работните флуиди да бъдат разгледани в по-големи детаили.

Съществува термодинамично предимство при повишаването на налягнето в котела, в сравнение с добавянето на допълнителна топлина, а високата ефективност може да бъде постигната с много по-малко разходи когато се въведе фаза „смяна” (phase change). Изследването е насочено към флуиди, които са подходящи за разширение при условия, близки до насищане. Те могат да бъдат разделени на (non-retrograde) неретроградни и ретроградни флуиди (retrograde fluids).

Осъществимо предимство,което предлагат ретроградните флуиди е оставането им в суперзагрятата зона през цялото разширяване и са доста подходящи за турборазширение, но ерозията на лопатките на турбината е значителен проблем. Но използването на ретрограден флуид води до висока изпускатлна температура над точката на кондезиране следователно или трябва да се монтира рекуператор, или трябва да се приемат определени загуби на призводителност.

Друг недостатък на използването на ретрограден флуид е относително високия коефициент на прегряване, който трябва да се прибави към топлината при изпаряването. Макар че този флуид е подходящ за улавянето на топлина от потока на охладителната течност, например от тръба с отпадна топлина. Той не е подходящ за слънчево-топлинен източник, тъй като exergetic-производителността на повечето колектори спада рязко, когато колекторните температури са под максимума.

Фигурите по-долу показват възможен цикъл при две серии от оперативни условия при използването на типични неретроградни и ретроградни работни флуиди. Солидният цикъл означава работа при високо излъчване, а намалелия цикъл – при слабо излъчване.

T-S diagrams of possible ORCs under different conditions using retrograde and non-retrograde working fluids.

Високоспецифичната работна мощност и по-ниски специфични загуби, свързани с работа при средновисоко налягане, трябва да бъдат съобразени с нарастващите цени на материалите, въпросите за сигурността и изискванията за волуметричните коефициенти.

Използването на обикновен колектор за слънчевозатоплена вода е безопасно при работа до 10-15 бара. Освен това ефективната работа при различно излъчване изисква голяма разлика в температурата на кипене, без да се променя значително темературата на кондензиране или коефициента на налягането. Това води до кондензиране при ниско налягане, за да поддържа оностително ниска звисимост на налягането от температурата. Следователно налягането при кипенето не трябва да бъде прекалено и коефициентите на налягането не трябва да са много високи.

От тази страна някои от многото предимства, които машините с положително изместване (positive displacement machines) имат пред турбините за този тип приложение започват да се проявяват. Възможнo e постигането на много по-високи коефициенти на налягането без етапите на многократно разширение и ниски, синхронизирани скорости на вала. Освен това машините с позитивно изместване и особено някои роторни машини като скролове (scrolls) са много устойчиви на влага и запушване, което може даже да улесни уплътнението и смазването при определени условия. Някои scroll-компресори са проектирани да позволяват инжектирането на течен охладител в скрола по време на компресията, за да се охлади процесът на компресирането и да се увеличи производителността и нетния коефициент на налягането.

Вземаме това предвид при съставянето на таблица, съдържаща термодинамичните характеристики на около 150 потенциални работни флуида. Табличните емпирични данни могат да бъдат открити само в оганичен брой източници: (Perry and Green, 1997). Топлинният капацитет при течна фаза на над 2000 органични и инорганични чисти субстанции могат да бъдат открити в ( Zabransky et al., 1996) и могат да бъдат използвани при изчисляването на специфични топлосъдържания (енталпии) при течна фаза и ентропии изпозващи regresional fit.

Ф. (11)
Където Аi са квазиполиномни коефициенти, валидни при температурен интервал до над 6-та степен, Tr е намалената температура, а R е универсална газова константа.

Освен това са получени енталпиите при изпарение на 600 чисти флуида (Majer and Svoboda, 1985) и са въведени чрез използването на suggested fit:

Δh_fg = A(1 - T_r)^βe^-αT_r      Ф. (12)

Три стойности на качество са определени за всеки работен флуид, включен в изследването:

1. Dryness fraction (суха фракция) > 85%. при T=300K ,S=Ssat(400K)
2. Висок коефициент на hfg(400K) : hf(400K)-hf(300K).
3. vg(300K,Ssat(400K)):vg(400K,Ssat(400K)) < 10:1.

Първият и третият от тези критерии са породени от механичните ограничения на експандера. Макар че роторните машини с позитивно изместване са по-устойчиви на конденз от турбините, но съществува опасност от запушване и хидродинамично блокиране, а отделяните сухи фракции трябва да бъдат поддържани на колкото се може по-високо ниво. Освен това не може да се приеме, че кондензиращият поток е в термодинамично равновесие. В следствие от това необратимостта при разширението като цяло нараства, а сухотата намалява.

Вторият критерий е определен въз основа на термодинамичната база, за да се получи максимален коефициент на изотермално и неизотермално увеличение на енталпията. Също така, за да масимизира събраната exergy, заложената температурна разлика между колектора и работния флуид е минимизирана изцяло при процеса на прегряване и кипене. Беше изготвен кратък списък от подходящи работни флуиди и смеси на работни флуиди, за да се осигури стабилност на системата и да се определят нивата на продуктивност.

2.3 Модифицирани HVAC компресори и експандери

Роторните охладителни компресори, влючително и тези със въртящо се бутало, screw, vane и scroll тип и други. Машините с въртящо се бутало и от scroll тип са много често използвани при съоръжения с голям капацитет.

Компресорите,проектирани за охладителни цели имат по-голям коефициент на компресия от компресорите за климатици, следователно като цяло са по-подходящи при ORC. Но автоматичните компресори за климатици са за предпочитане при лабораторни тестове тъй като те са малки, a задвижващия вал се подава от картера чрез подвижно уплътнение. Това позволява измерванията на въртящия момент и скоростта на вала да бъдат направени сравнително лесно.

Измерванията бяха направени на автоматични компресори за климатици от типа vane и scroll и охладителен компресор от scroll тип, използващ сгъстен въздух.

Retrofitted terrestrial refrigeration scroll compressor after capping and flanging.

Подготвянето на компресора за разширяването на въздушен поток, води до премахването на контролните клапи, сменянето на типа на маслото и в случая на наземната машина, широка модификация на уплътненията при нагнетяващите отвърстия (discharge port seals).

Автоматичните машини са задвижвани от комутиран DC електромотор с променливо напрежение. Наземният скрол е напълно херметичен и с индукционнозадвижван мотор. Беше взето решение задвижващия двигател да се разглежда по-скоро като асинхронна спирачка, околкото за осигуряването на външен заряд.

Може би най-големият проблем при работещите скрол-машини като експандерите, е конторлът върху движението на маслото (oil migration). При смозадвижващите се машини, частите на скрола са потопени в смазка, следователно част от смазката достига до скроловете с входния поток на парата. При наземната машина, маслото достига до вътрешността на въртящия се скрол чрез задвижващия вал, а малка част достига до скрола на входния поток.

Тъй като картера на компресора е с ниско налягане, а в случая на експандера, входното отвърстие е с високо налягане, маслото не може да достигне до входния поток без първо да се нагнети до налягането на котела. Това изисква снабдяването с маслена помпа. Ако маслената помпа бива задвижвана от главния вал, това значително ще увеличи разходите при модифицирането.

Съществуват няколко варианта: (Kane et al., 2001), макар че всеки от тях има определени недостатъци.

1. Impingent-маслен сепаратор в изходния захранващ поток на отделената допълнителна смазка при изходното отвърстие.
2. Леко преразширение на потока, така че част от маслото може да бъде засмукано в изходното отвърстие както и в компресора.
3. Пробиването на малка дупка в статичния скрол, позволяваща на маслото да достигне до кондензатора и захранващата помпа и отделянето му от течната фаза преди да започне процеса на кипене. Тогава е възможно отделеното масло да се инжектира в скрола през капиляр.
4. Използването на еластомерни крайни уплътнения или използването на някакво нискотриещо се покритие да замени маслото изцяло.

Всяка от тези възможности има редица предимства и недостатъци:

1. Първата възможност не изисква допълнително приспособяване на компресора, но връщането (циркулирането) на смазката може да се окаже трудноосъществимо заради бързодвижещия се изходен поток или да бъде неравномерно и недостатъчно. Освен това impingent-маслените сепаратори предизвикват значителен спад в налягането и предполагат паразитна загуба.
2. Докато втората е най-простата възможност, недостатъчното всмукване може да доведе до недостатъчна консумация на смазка, а излишното всмукване може да доведе до недопустимо намаляване на ефективността на процеса на експанзия (разширение).
3. Тази възможност стана доста приемлива, откакто някои наземни скрол-компресори (включително и този използван в проекта) са снабдени със система за впръскване на течен охладител, за да бъде изотермален процеса на компресия и да се увеличи коефициентът на компресия.
4. Вариантът с еластомера може да реши изцяло проблема с уплътняването, но обикновено динамичните уплътнения имат по-къс живот от повечето останали компоненти в компресора. Макар че те предлагат приемлива намасленост освен ако потокът е достатъчно влажен, че работният флуид да окаже влияние при уплътняването. Могат да възникнат и проблеми с уплътняването.

За целите на проекта вариант 4 беше вече използван в известна степен при автоматичния компресор на климатик, който е снабден със закалени набивки и динамично Витон (Viton) уплътнение. Но маслото не е изключено.

Освен това беше изискана допълнителна система от скролове за наземния компресор, покрити с тефлонов слой.

Междувременно беше отбелязано, че дивергентния ротаметър, поставен по време на всички експерименти, участваше в сепарацията на маслото. Наблюдаваше се,че част от маслото се връща в изпускатела, но по-голямата част излизаше и се налагаше да бъде връщано в картера на експандера в края на всеки експеримент.

3. ОБРАБОТВАНЕ НА ДАННИТЕ И РЕЗУЛТАТИ

3.1. Характеризиране на проблемите свързани с експандера

Изчисляването на изходната мощност и ефективността на експандера при различни работни условия е съществено при определянето на зоната на стабилност на даден експандер.

Динамото служещо за зареждане на автоматичния компресор има променливо ниво на захранване, което варира в зависимост от променянето на характеристиките на скоростта на въртящия момент (kφ) на заряда(товара). Скоростта на вала беше измерена директно чрез тахометър с магнитна намотка, а въртящият момент беше определен от електрическата мощност.

За дадено kφ измерванията са направени при различни натоварвания, чрез свързването на бубините на статора към променлив реостат. Измерва се токът през статора и волтажа при бубините във всяка точка.

Мощността на вала се определя като се намери DC импеданса на бубините на статора и като се прибави измерената I²R загуба от разсейване на електрическата мощност. Механичните загуби при електрическите съоръжения се считат за пренебрежимо малки. Въртящият момент се изчислява директно чрез скоростта и мощността на вала.

Делта-свързания трифазен индукционен мотор на наземния скрол е снабден с кондензатори за промяна на мощността, които са предвидени да неутрализират индукцията на статора и ротора от 415V (50Hz). Беше установено по-късно, че тези капацитивни съпротивления са завишени, тъй като постигнатите въртящи моменти не са достатъчно високи, за да произведат над 200V.

Вариационен трансформатор (variac) беше свързан между индукционната машина и захранването от 415V. Две от фазите бяха разменени, за да се обърне посоката на въртене. Машината беше стартирана първоначално чрез контролиран сгъстен въдух при нулево натоварване преди моторът да бъде включен към 0V фазов волтаж. Натоварването беше увеличено до работното чрез извършването на variac-настройките до желания волтаж. RMS токовете и мощностните фактори бяха измерени за всяка фаза по време на работа.

Фигурата по-долу изобразява веригата за една от фазите на трифазен индукционен мотор, работещ като генератор. Токовете в конвенцията на мотора бяха избрани положителни, за да се проявят негативни плъзгания и стойности на тока. Това беше направено с цел да се осъществи лесно сравнение с данните на мотора, предоставени от производителя.

Equivalent circuit of the terrestrial compressor drive motor run as generator in the induction motor convention

За да се получи предполагаемата мощност на вала, правият ток, празният ход и фиксираните параметри на ротора (R₁, R₀&X_mag и респективно R’₂, X₁&X’₂) са измерени в диапазон от фазови волтажи.

От дадената допълнителна електродвигателна сила, генерирана от всяка фаза E'_φ и отдаденият роторен ток I’₂ бяха определени като се знаят V_φ, I₁ и съответните параметри на веригата. Това позволява директно изчисляване на маощността на вала, която е определена чрез:

W_s = 3.I'₂E'_φ      Ф. (13)

От теорията за индукционния мотор, въртенето на ротора (rotor slip) е изчислено като:

Ф. (14)

От въртенето се получава скоростта на вала, а въртящият момент се определя от мощността и скоростта на вала.

Измерването и изчисляването на ефективността на изентропичен експандер не е просто. Първо трябвя да се намерят входните и изходните състояния на газовия поток. Макар че входната температура може да бъде измерена сравнително точно, то преходните процеси в изходния поток могат да отнемат значително повече време за извършване, тъй като скролът има висок термален капацитет, а производителността може да бъде неравномерна.

Следователно, по-скоро трябва да се измери директно изходната температура. Сравнително точна картина може да се получи чрез итеративна екстраполация от входното налягане и температура, P₁ и T₁ заедно с изходното налягане и волуметричното изходно ниво на потока, P₂ и респективно U₂. Флуктуационните времеви скали на тези количества са по-ниски от температурата на изходния поток и са относително лесни за измерване.

Graphical representation of the extrapolation technique used to obtain isentropic expansion efficiencies

T-S диаграмата отгоре илюстрира екстраполацията, използвана при изчисляването на изетропичните производителности. При екстраполацията се изчислява промяната в енталпията при изходния изентроп и връщането и до входните условия по линиите на постоянно налягане. Работният флуид е сух въздух.

3.2 Резултати от тестовете на въздушната линия

Мощността на вала беше вмъкната в изентропично-механичната ефективна екстраполация от уравнение (13) и беше използвана, за да се получи следната серия от стойности до 10%

3.3 Моделиране на цялата система

За да се определят стойностите на C_Т и C_L за различна големина на централата и за да се определят нивата на стабилизиране беше разработен контролен модел „блоков елемент”. В модела параметрите на производителността, топлинният капацитет и вътрешния обм на колекторите с най-добри резултати са използвани в комбинация с корелативните свойства на метил-алкохол и н-пентан в “подпрограма за генериране на пара”. Количество пара е генерирано в резултат от малко повишение в налягането. Наляганията на котела и кондензатора минават през подпрогама на експандер, която изчислява мощността на вала и общия поток както следва:

1. Мощността на вала е изчислена чрез волуметричен коефициент и корелации на експерименталните данни за основното налягане.
2. Пикова изентропична x механична ефективност =0.75 където условията съвпадат точно с волуметричния коефициент на компресора.
3. Ако волуметричният коефициент на захранването надвиши този на експандера, изентропичната мощност се изчислява само между състоянията на прегрята пара и при входа на кондензатора.
4. Ако волуметричният на експандера надвишава този на захранването, изентропичната мощност се изчислява само между състояния на прегрята пара и при изхода на експандера.

Определянето на механичните загуби и недостига на въртящ момент и скорост на вала не са включени

Вариантът за синхронно или асинхронно изградена централа позволява промени в динамичното поведение, дължащо се на наблюдавана фиксирана или променлива скорост на вала.

Torque-Speed curve of an asynchronous (induction) machine at different phase voltages

Подпрограмата на генератора е проектирана да поеме стойността на мощността на вала от експандера и да забави скорост докато се изчислява въртящият момент и електрическите загуби.

Кондензаторът е проектиран по същия начин като директния парогенератор (boiler –котел). Той използва топлинен капацитет и вътрешен обем, за да компенсира времевата стъпка на модела с цел да постигне конвергентно решение.

Моделът потвърждава, че при използването на фазата на волтаж на генератора и потоците от охладена маса като свободни параметри при сравнително постоянни стойности води до запазването на постоянен коефициент на специфичен обем на прегрята пара на вхония поток при кондензатора. Ако входящия слънчев енергиен поток нараства, което може да бъде постигнато чрез монтирането на подходяща фаза волтаж, налягането и температурата на кипене ще достигнат ново оптимално постоянно състояние с по-високо налягане и изходящ масов поток (outlet mass flow). Постепенното нарастване на топлинния заряд при кондензатора води до увеличаване на налягането при кондензиране и съответно спад на входящия специфичен обем. Крайният резултат, както е показано на фигурата по-горе, е, че системата работи близо до своя оптимум, независимо от постъпващия слънчев енергиен поток.

4.ЗАКЛЮЧЕНИЯ

Резултатите, получени от отделните компоненти и моделираната система демонстрират високо качество, слънчевите колектори за топла водa с ниска концентрация могат да бъдат интегрирани в предварително развита нискоразходна технология за производсво на мощност, изнасяна за електрическите мрежи.

Комбинирайки тези резултати с данни за производствените разходи предоставени от производителите на предпочитаните модели колектори бяха направени следните заключения:

• Ниската концентрация CPC при скрол експандерите и асинхронните генератори могат да изнасят на €3.7 до €3.4/We (при капацитет 1KWe) и €3.3 до €3.8/We (при капацитет 2KWe) и G=1000W/m2.
• Тези цени отговарят на €0.028 до €0.039/KWh (Мадрид) и от €0.050 до €0.069/KWh (Кеймбридж) и от €0.025 до €0.035/KWh (Мадрид) и €0.045 до €0.063/KWh (Кеймбридж) за съоръжения с мощност 1 и 2KWe за период от над 20 години.
• Разходите по производителността (C_T) могат да възлязат на около ⅔ от тази стойност, ако се използват някои от най-евтините плоски (flat plate) колектори. Но косвените кондензирани топлинни заряди и изискванията за зоната на колектора изключват тази възможност освен за приложения с подходящо място.

Най-големите технически трудности, които трябва да бъдат преодоляни са мазането на експандера, отстраняването на отпадната топлина и избора и контрола на захранващата помпа:

• Недостатъчно снабдяване с уплътняваща смазка и налягането при съединителя при скроловете могат до доведат до политропична загуба на производителност над 20%.
• Това може да бъде поправено чрез разделяне на маслото, байпас на котела и реинжектиране или използване на еластомерни уплътнения.
• Подобряването на термодинамичната производителност се постига при висок волуметричен коефициент и добър толеранс на влажност.
• Последният предполага, че използването на (immiscable) несъвместима смазка и маслен сепаратор може да бъде благоприятно ,ако се разчита на контролирано циркулиране на маслото.
• Общо CC и LCC могат да бъдат минимизирани чрез повищаване на температурите на кондензиране и разчитайки на свободно конвекционно охлаждане на кондензатора.
• Напълно термофлуидните двуфазни помпи бяха определени като евтини, с дълъг живот, самостартиращи се захранващи помпи за ORC приложения. Тази оферта разполага и с допълнително предимство рекуперацията и захранващите помпи да бъдат на едно място, без да се местят части.

Ако индукционните машини бъдат пуснати като асинхронни генератори в домашните приложния, употребата на динамично контролиран променлив трансформатор ще бъде неприложима. Съществуват два алтернативни варианта:

• Пренавиване на статора на генератора, за да се оптимизира генерирания слип (slip)
• Променяне на синхронния волтаж, използвайки „back to back” инвертор с динамичен контрол на обратната информация.

Първият от тези варианти може да бъде приложен без увеличение на производствените разходи, но за сметка на производителността при падане под пика на инсолацията.

Вторият вариант би позволил пиково генерираната производителност да бъде поддържана при всякакви условия, но това предполага значително увеличение на разходите.

ИЗПОЛЗВАНИ ИЗТОЧНИЦИ

Tamm G. and Goswami D. Y. (2003) Novel combined power and cooling thermodynamic cycle for low temperature heat sources. J. Sol. En. Eng., 125(2), 223-229.

Martin S., Kane M. and Favrat D. (2002) Small hybrid solar power system: First field test results. Proceedings of the 1st International Conference on Heat Transfer, Fluid echanics, and Thermodynamics, 8-10 April, Kruger Park, South Africa, Meyer J. P. (Ed), pp.442-448.

Gnutek Z. and Bryszewska-Mazurek A. (2001). The thermodynamic analysis of multicycle ORC engine. Energy, 26(12), 1075-1089.

Perry R.H. and Green D.W. (1997) Perry’s Chemical Engineer’s Handbook, 7th edn. McGraw Hill.

Zabransky M., Ruzicka V., Majer V., et al. (1996). Heat capacity of liquids: Critical review and recommended values. J. Phys. Chem. Ref. Dat., 1 and 2 (Monograph).

Majer V. and Svoboda V. (1985) Enthalpies of Vapourisation of Organic Compounds: A Critical Review and Data Compilation. Blackwell.

Kane M., Larrain D., Favrat D. et al. (2001) Small hybrid solar power system. In Proceedings of ECOS’01, 4-6 July, Istanbul, Turkey, p.4.