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CO2具有化学性质稳定、密度高、无毒性、低成本的特点，在能源领域有诸多应用(如：CO2驱油[1])，并且其临界点和物性特征十分适合用作超临界循环的工质。尽管超临界CO2 (S-CO2)布雷顿循环的研究可追溯至上世纪四十年代，并且在六、七十年代取得丰富的研究成果，但是当时由于透平机械、紧凑式热交换器制造技术不成熟而被迫放弃，直至本世纪初，S-CO2布雷顿循环的研究才再度兴起[2]。近年来，S-CO2布雷顿循环的研究受到广泛关注，其循环系统简单、结构紧凑、效率较高，被认为在火力发电、第四代核反应堆、聚光型太阳能热发电、余热发电、地热发电等领域具有良好的应用前景[3]。
N2O、C2H6(R-170)、SF6(R-7146)可用作制冷剂或中低温朗肯循环的工质[4,5,6,7]，其临界温度和临界压力分别为：36.37 ℃/7.24 MPa、32.17 ℃/4.87 MPa和45.57 ℃/3.75 MPa，可以得知这个值与CO2的临界点(30.98 ℃/7.38 MPa)差距不大[8]。同时，其物性特征也具有作为超临界循环工质的潜质。基于这种考虑，本文尝试采用N2O、C2H6、SF6作为工质，对超临界N2O(S-N2O)、超临界C2H6(S-C2H6)、超临界SF6(S-SF6)布雷顿循环进行热力学分析，并与S-CO2布雷顿循环进行对比。
目前，关于上述超临界工质循环的研究报道还比较少。关于S-N2O布雷顿循环的研究见于J. Sarkar的报道[9]，文中针对新一代核反应堆，提出了S-N2O再压缩循环，并对其作了热力学分析和优化，对于循环最高温度为550～750 ℃、最高压力20～30 MPa，最低温度为30～50 ℃的工况，S-N2O循环的效率约比S-CO2循环高一个百分点，表明S-N2O也是超临界循环的可选工质。关于S-C2H6布雷顿循环的研究最早由Perez等提出，作为代替S-CO2用于液态金属冷却剂的快中子增殖反应堆的动力转换系统[10]。S-C2H6工质的主要问题是其化学稳定性和可燃性，其中前者是关键。Enriquez等研究了S-C2H6布雷顿循环用于线聚焦太阳能热发电站[11]，对简单布雷顿循环、再压缩循环、部分冷却再压缩循环和主压缩机中间冷却再压缩循环等四种循环方式作了研究，对于文中所研究的透平入口温度为300～550 ℃的各种工况下，S-C2H6循环效率高于S-CO2循环。同时，文献[11]指出对于C2H6高温分解的问题，减少工质在高温停留时间是一个解决方法。关于S-SF6布雷顿循环，未见相关文献报道。SF6工质也存在化学稳定性的问题，可能并不适用于高温工况[12]。此外，美国Sandia实验室的学者将烷烃(包括C2H6)、稀有气体、SF6等作为添加工质混合至CO2从而改变其临界点，以提高循环效率[13]。
本文选择再压缩循环方式，分别采用S-N2O、S-C2H6、S-SF6和S-CO2工质，对透平入口温度300～550 ℃、压力15～25 MPa，预冷器出口温度32 ℃和47 ℃的工况开展循环的热力学分析，对比不同工质的再压缩循环的热效率以及循环工质的流量。
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再压缩循环系统主要由主压缩机、再压缩机、透平、发电机、热交换器、回热器、预冷器等组成，如图1所示。与此循环相对应的温熵图如图2所示。
图 1 再压缩循环示意图
Figure 1. Schematic diagram of recompression cycle
图 2 再压缩循环温熵图
Figure 2. T-s diagram of recompression cycle
图2分别给出了不发生冷凝(饱和线为图2中的实线)和冷凝(饱和线为图2中的虚线)的两种工况，图2中状态点对应于图1中的位置(数字所示)，对于发生冷凝的工况，1～9为水平线，代表冷凝相变。由加热器出来的高温高压工质经透平膨胀做功，推动发电机工作，透平排出的低压工质经高温回热器和低温回热器将热量传递给高压侧的工质，工质在进入预冷器前分流成两路，一路工质进入预冷器(主流)，再经主压缩机和低温回热器，然后与进入再压缩机的另一路工质汇合进入高温回热器，最后再进入加热器。
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基于热力学第一定律，循环热效率η表达为：
((1)) 式中：wt为透平功率；wc为压缩机功率；Qin为加热器吸热功率；Qout为预冷器放热功率。
下文中，均以w表示做功功率；以下标c表示压缩机；t表示透平；Q为热功率；下标in和out表示吸收和释放热量。
对于再压缩循环，则有：
((2)) 式中：h为比焓；下标数字表示循环的状态点。
压缩机内的压缩过程与透平内的膨胀做功过程均视为绝热过程，等熵效率分别用ηc和ηt表示。
压缩机的压缩过程：
((3)) 式中：is表示等熵过程。
透平的膨胀做功过程：
((4)) 回热器的回热效率ηrec(rec表示回热器)可表达为：
((5)) 式中：Δhrec表示回热器实际换热量；hmax表示回热器理想的最大换热量。需要指出的是，文献报道中也经常采用以下表达式[11]：
((6)) 式中：ΔTc低温侧两端温差；ΔTh高温侧两端温差；Thh高温侧端温度；Tcc低温侧端温度。
依据表达式(5)和式(6)进行循环热力学分析计算的结果略有区别，本文采用式(5)。
为避免回热器内温差过小而导致传热恶化，规定的回热器两侧工质的最小温差(ΔTrec)应不小于规定值。因此，回热器的热交热过程必须同时满足回热效率和最小温差的限制条件。
对于循环的热力学分析，事先给定的参数包括：透平入口的温度和压力、预冷器出口温度、压缩机和透平等熵效率、回热器效率和最小温差，忽略部件压损、散热损失，不计及发电机效率损失。
循环热效率分析过程采用自行开发的MATLAB程序并调用美国国家标准与技术研究所(NIST)发布的REFPROP物性数据库实现[8]。计算程序的有效性通过与文献[14]中对于S-CO2循环的热力学分析的结果进行对比来验证，S-CO2再压缩循环的计算结果如表1所示。设备技术参数取为：压缩机等熵效率89%；透平等熵效率90%；回热器效率95%；回热器最小温差10 ℃。可见，本文的计算与文献报道的数据吻合较好。
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S-N2O、S-C2H6、S-SF6、S-CO2再压缩循环热力学分析预设参数和工况条件如表2所示。透平入口温度范围选取400～550 ℃的中高温区段，其中S-N2O的透平入口温度受限于物性计算式外推极限最高只取到500 ℃，其余取到550 ℃，并且鉴于工质的热稳定性，不考虑更高温度。相应地，透平入口压力取15～25 MPa。预冷器出口温度取32 ℃(水冷)，此时除S-CO2循环外，其它三种循环中工质可冷凝成液相；另一情况是预冷器出口温度取47 ℃(空冷)，所有工质均不发生冷凝。再压缩循环热效率最佳值对应的压比、主流份额可通过最优化计算获得。
表 2 循环热力学分析预设参数和工况条件
Table 2.
Preset parameters and working conditions for cycle thermodynamics analysis 参数 取值 透平入口温度/ ℃ 400、450、500、550 透平入口压力/ MPa 15、20、25 预冷器出口温度/ ℃ 32、47 压缩机等熵效率/% 89 透平等熵效率/% 90 回热器效率/% 95 回热器最小温差/ ℃ 10 S-N2O、S-C2H6、S-SF6、S-CO2再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的各种工况下最佳热效率的计算结果如表3,表4,表5,表6所示。总体上，提高透平入口温度和压力，循环的热效率提高。但提高压力也有例外，S-N2O和S-C2H6循环在透平入口温度为400 ℃时，当透平入口压力从20 MPa提高至25 MPa，循环热效率反而稍有下降。
表 3 S-N2O再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Table 3.
Optimizedthermal efficiencies of S-N2O recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 2.27 0.52 37.71 450 15 2.27 0.52 40.41 500 15 2.27 0.54 42.65 550 15 — — — 400 20 3.03 0.59 38.50 450 20 3.03 0.59 41.77 500 20 3.03 0.59 44.64 550 20 — — — 400 25 3.70 0.64 38.41 450 25 3.70 0.64 41.88 500 25 3.79 0.64 44.92 550 25 — — — 表 4 S-C2H6再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Table 4.
Optimized thermal efficiencies of S-C2H6 recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 3.05 0.70 38.84 450 15 3.07 0.72 41.35 500 15 3.08 0.74 43.35 550 15 3.08 0.77 45.12 400 20 4.00 0.76 39.30 450 20 4.01 0.76 42.50 500 20 4.05 0.78 44.90 550 20 4.08 0.80 46.91 400 25 5.02 0.79 39.25 450 25 5.02 0.79 42.68 500 25 5.04 0.80 45.49 550 25 5.05 0.82 47.67 表 5 S-SF6再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Table 5.
Optimizedthermal efficiencies of S-SF6 recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 5.39 0.77 39.16 450 15 5.39 0.80 41.54 500 15 5.39 0.82 43.36 550 15 5.39 0.84 44.98 400 20 7.19 0.81 39.83 450 20 7.19 0.82 42.63 500 20 7.19 0.84 44.70 550 20 7.19 0.87 46.52 400 25 8.99 0.83 39.96 450 25 8.99 0.83 43.06 500 25 8.99 0.85 45.34 550 25 8.99 0.88 47.28 表 6 S-CO2再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Table 6.
Optimizedthermal efficiencies of S-CO2recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 2.00 0.59 35.78 450 15 2.00 0.59 38.78 500 15 1.98 0.55 41.07 550 15 2.00 0.62 43.01 400 20 2.60 0.59 37.56 450 20 2.63 0.59 40.80 500 20 2.60 0.59 43.44 550 20 2.64 0.61 45.70 400 25 3.21 0.63 37.75 450 25 3.21 0.63 41.18 500 25 3.21 0.63 44.16 550 25 3.27 0.63 46.58 由于临界点差异，在相同的最低温度(32 ℃)条件下，N2O、C2H6、SF6的饱和压力分别为：6.58 MPa、4.85 MPa、2.78 MPa[9]。S-N2O、S-C2H6、S-SF6循环的最佳压比对应的压缩机入口压力为稍高于饱和压力的值，在此压力下工质经过预冷器凝结为液相，有利于减少主压缩机做功损失。S-CO2循环最佳压比对应的主压缩机入口压力与临界压力相近。相同工况下不同工质的再压缩循环主流份额有所不同，其中S-CO2和S-N2O相近，S-C2H6和S-SF6相近，且前两者小于后两者。四种工质循环热效率也有差异，S-N2O、S-C2H6、S-SF6再压缩循环热效率均比S-CO2循环高，其中S-N2O比S-CO2高约0.6%～2%，S-C2H6比S-CO2高约1%～3%，S-SF6比S-CO2高约0.7%～3.4%。透平入口压力越低，热效率差异越大。
以上是预冷器出口温度为32 ℃的情况，当此温度提高至47 ℃，这对于各种工质循环的热效率的影响以及相互之间的对比如表7所示，这里仅以透平入口压力20 MPa为例进行说明，其它参数同表2。如表7所示，提高预冷器出口温度导致各种工质循环热效率降低约4%，同时，循环的压比减小，说明提高预冷器出口温度将造成压缩机做功损失增大。S-SF6循环和S-C2H6循环的主流份额稍有增大，S-N2O循环和S-CO2循环的主流份额稍有减小。四种工质循环的热效率从小到大依次为：S-CO2<S-N2O<S-C2H6<S-SF6，可见对于不发生冷凝的再压缩循环，其它三种工质循环热效率比S-CO2循环高。
表 7 超临界工质再压缩循环在预冷器出口温度为47 ℃的最佳热效率
Table 7.
Optimizedthermal efficiencies of supercritical working fluid recompression cycle under various turbine inlet temperature with pre-cooler outlet temperature of 47 ℃ 工质 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% S-SF6 400 20 5.09 0.83 36.14 450 20 5.09 0.85 39.06 500 20 5.12 0.87 41.16 550 20 5.11 0.90 43.02 S-N2O 400 20 2.16 0.65 34.61 450 20 2.18 0.65 37.80 500 20 2.28 0.67 40.43 550 20 — — — S-C2H6 400 20 2.90 0.80 35.41 450 20 2.92 0.82 38.41 500 20 2.94 0.84 40.60 550 20 3.10 0.85 42.77 S-CO2 400 20 2.08 0.67 33.58 450 20 2.08 0.67 36.92 500 20 2.07 0.68 39.49 550 20 2.07 0.70 41.66 以循环输出功率为300 MW为例，根据工质的物性，计算了透平入口压力为20 MPa、预冷器出口温度为32 ℃时循环的总质量流量及经过透平的体积流量如表8所示。通过对流量的计算分析可发现，相对于同等功率的超临界蒸汽的朗肯循环，本文所研究的四种超临界工质布雷顿循环中工质的质量流量比蒸汽朗肯循环高几倍至十几倍，但是由于这四种超临界工质的密度比同等参数的蒸汽大，所以透平入口的体积流量提高的倍数要小一些。大的质量流量和体积流量说明工质的单位质量做功能力小，并可能导致换热器的换热面积需求非常大。四种超临界工质中，N2O与CO2的物性相近，所以S-N2O循环与S-CO2循环的质量流量和体积流量均十分相近。S-C2H6循环的质量流量远小于S-CO2循环，这主要是由于C2H6的比热比CO2大，单位质量的做功能力大，同时，前者的透平入口体积流量也显著小于后者。S-SF6循环的质量流量大于S-CO2循环，但是SF6的密度比CO2大三倍，所以透平入口体积流量约为前者的二分之一。S-N2O、S-C2H6、S-CO2循环的透平出口体积流量十分相近，S-SF6循环的透平出口体积流量略高于其它工质，由此可推断这四种超临界工质循环中透平的尺寸应比较相近。
表 8 超临界工质再压缩循环总质量流量及经过透平的体积流量
Table 8.
Mass flow rate and volume flow rate through turbine for supercritical working fluid recompression cycle 工质 透平入口温度/ ℃ 总质量流量/(t·s-1) 透平体积流量/(m3·s-1) 入口 出口 S-SF6 400 6.515 36 13.38 77.81 450 5.748 46 12.89 74.80 500 5.146 18 12.47 72.34 550 4.653 04 12.09 70.18 S-N2O 400 4.187 77 26.50 64.92 450 3.654 78 25.21 62.04 500 3.251 91 24.23 59.87 550 — — — S-C2H6 400 2.088 50 19.64 66.63 450 1.827 56 18.77 64.08 500 1.612 70 17.92 61.95 550 1.447 30 17.26 60.30 S-CO2 400 4.800 30 30.70 65.83 450 4.226 00 29.40 63.93 500 3.743 93 28.09 60.76 550 3.381 23 27.18 59.76 -
本文通过对S-N2O、S-C2H6、S-SF6再压缩循环在透平入口温度300～550 ℃、压力15～25 MPa，预冷器出口温度32 ℃(水冷)和47 ℃(空冷)的各种工况的热力学分析，以及与S-CO2再压缩循环的对比研究，得出主要结论如下：
1)S-N2O、S-C2H6、S-SF6再压缩循环均表现较高的热效率，且这三种工质的循环热效率比对应的S-CO2循环的热效率高。
2)S-N2O、S-C2H6、S-SF6、S-CO2再压缩循环热效率总是随着透平入口温度的提高而提高，但提高压力不一定总是提高循环热效率，提高预冷器出口温度导致循环热效率显著下降。
3)S-N2O、S-C2H6、S-SF6、S-CO2循环总质量流量和透平入口体积流量有所不同，且均远高于高等参数条件的蒸汽朗肯循环，但这四种超临界工质循环的透平出口体积流量相近。
Thermodynamic Analysis of Supercritical Working Fluid Brayton Cycle
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摘要:
[目的] N2O、C2H6、SF6用于制冷剂或朗肯循环的工质，这些工质的临界点和物性特征使其具有作为超临界布雷顿循环工质的潜力。 [方法] 采用自行开发的MATLAB程序并调用美国国家标准与技术研究所(NIST)发布的REFPROP物性数据库，对超临界N2O(S-N2O)、超临界C2H6(S-C2H6)、超临界SF6(S-SF6)布雷顿循环进行热力学分析，并与超临界CO2(S-CO2)布雷顿循环进行对比。选择再压缩循环方式，分别计算得到了透平入口温度为300～550 ℃、压力为15～25 MPa，预冷器出口温度为32 ℃和47 ℃的各种工况。 [结果] 热效率计算表明：S-N2O、S-C2H6、S-SF6再压缩循环均表现较高的热效率，且比相对应的S-CO2再压缩循环的热效率高，再压缩循环热效率总是随着透平入口温度的提高而提高，但提高压力不一定总是提高循环热效率，提高预冷器出口温度导致循环热效率显著下降。流量计算表明，S-N2O、S-C2H6、S-SF6、S-CO2循环的总质量流量和透平入口体积流量均远高于同等参数条件的蒸汽朗肯循环，但这四种超临界工质循环的透平出口体积流量相近。 [结论] S-N2O、S-C2H6、S-SF6、S-CO2循环均有潜在应用价值。 Abstract:[Introduction] N2O、C2H6、SF6 are used as refrigerants or working fluids in Rankine cycle. The critical and physical properties of these refrigerants make them as potential supercritical Brayton cycle fluids. [Method] By using a self-developed MATLAB program and REPROP physical property database published by the National Institute of Standards and Technology (NIST), thermodynamic analysis of supercritical N2O (S-N2O), supercritical C2H6 (S-C2H6) and supercritical SF6 (S-SF6) Brayton cycle was conducted with comparison to supercritical CO2 (S-CO2) Brayton cycle. Recompression cycle was selected for study, and a variety of conditions were calcuted with turbine inlet temperature in range of 300~550 ℃, pressure in range of 15~25 MPa, and pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ and 47 ℃. [Result] Thermal efficiency calculation results show that S-N2O, S-C2H6, S-SF6Brayton cycles all exibit high efficiency, and the efficicy is higher than the coresponding thermal efficiency of S-CO2Brayton cycle, and the thermal efficiency is always improved with the increase of the inlet temperature of the turbine, but the increase of the pressure does not always increase the cycle thermal efficiency. The increase of the outlet temperature of the precooler leads to a significant decrease in the cyclic thermal efficiency.. Flow calculation shows that the total mass flow rate and turbine inlet volume flow rate of S-N2O, S-C2H6, S-SF6, S-CO2 cycle are much higher than steam Rankine cycle with similar parameters, but the turbine outlet volume flow rates of these four supercritical fluids are close to each other. [Conclusion] S-N2O, S-C2H6, S-SF6 and S-CO2 cycle all have potential application value. -
Key words:
- supercritical working fluid /
- brayton cycle /
- recompression cycle /
- thermal efficiency
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表 1 S-CO2再压缩循环热效率计算结果与文献报道比较
Tab. 1.
Comparison of calculated thermal efficiencies and efficiencies reported in the literature for S-CO2recompression cycle 
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表 2 循环热力学分析预设参数和工况条件
Tab. 2.
Preset parameters and working conditions for cycle thermodynamics analysis 参数 取值 透平入口温度/ ℃ 400、450、500、550 透平入口压力/ MPa 15、20、25 预冷器出口温度/ ℃ 32、47 压缩机等熵效率/% 89 透平等熵效率/% 90 回热器效率/% 95 回热器最小温差/ ℃ 10
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表 3 S-N2O再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Tab. 3.
Optimizedthermal efficiencies of S-N2O recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 2.27 0.52 37.71 450 15 2.27 0.52 40.41 500 15 2.27 0.54 42.65 550 15 — — — 400 20 3.03 0.59 38.50 450 20 3.03 0.59 41.77 500 20 3.03 0.59 44.64 550 20 — — — 400 25 3.70 0.64 38.41 450 25 3.70 0.64 41.88 500 25 3.79 0.64 44.92 550 25 — — —
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表 4 S-C2H6再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Tab. 4.
Optimized thermal efficiencies of S-C2H6 recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 3.05 0.70 38.84 450 15 3.07 0.72 41.35 500 15 3.08 0.74 43.35 550 15 3.08 0.77 45.12 400 20 4.00 0.76 39.30 450 20 4.01 0.76 42.50 500 20 4.05 0.78 44.90 550 20 4.08 0.80 46.91 400 25 5.02 0.79 39.25 450 25 5.02 0.79 42.68 500 25 5.04 0.80 45.49 550 25 5.05 0.82 47.67
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表 5 S-SF6再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Tab. 5.
Optimizedthermal efficiencies of S-SF6 recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 5.39 0.77 39.16 450 15 5.39 0.80 41.54 500 15 5.39 0.82 43.36 550 15 5.39 0.84 44.98 400 20 7.19 0.81 39.83 450 20 7.19 0.82 42.63 500 20 7.19 0.84 44.70 550 20 7.19 0.87 46.52 400 25 8.99 0.83 39.96 450 25 8.99 0.83 43.06 500 25 8.99 0.85 45.34 550 25 8.99 0.88 47.28
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表 6 S-CO2再压缩循环在预冷器出口温度为32 ℃的最佳热效率
Tab. 6.
Optimizedthermal efficiencies of S-CO2recompression cycle under various working conditions with pre-cooler outlet temperature of 32 ℃ 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% 400 15 2.00 0.59 35.78 450 15 2.00 0.59 38.78 500 15 1.98 0.55 41.07 550 15 2.00 0.62 43.01 400 20 2.60 0.59 37.56 450 20 2.63 0.59 40.80 500 20 2.60 0.59 43.44 550 20 2.64 0.61 45.70 400 25 3.21 0.63 37.75 450 25 3.21 0.63 41.18 500 25 3.21 0.63 44.16 550 25 3.27 0.63 46.58
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表 7 超临界工质再压缩循环在预冷器出口温度为47 ℃的最佳热效率
Tab. 7.
Optimizedthermal efficiencies of supercritical working fluid recompression cycle under various turbine inlet temperature with pre-cooler outlet temperature of 47 ℃ 工质 透平入口温度/ ℃ 透平入口压力/ MPa 压比 主流份额 热效率/% S-SF6 400 20 5.09 0.83 36.14 450 20 5.09 0.85 39.06 500 20 5.12 0.87 41.16 550 20 5.11 0.90 43.02 S-N2O 400 20 2.16 0.65 34.61 450 20 2.18 0.65 37.80 500 20 2.28 0.67 40.43 550 20 — — — S-C2H6 400 20 2.90 0.80 35.41 450 20 2.92 0.82 38.41 500 20 2.94 0.84 40.60 550 20 3.10 0.85 42.77 S-CO2 400 20 2.08 0.67 33.58 450 20 2.08 0.67 36.92 500 20 2.07 0.68 39.49 550 20 2.07 0.70 41.66
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表 8 超临界工质再压缩循环总质量流量及经过透平的体积流量
Tab. 8.
Mass flow rate and volume flow rate through turbine for supercritical working fluid recompression cycle 工质 透平入口温度/ ℃ 总质量流量/(t·s-1) 透平体积流量/(m3·s-1) 入口 出口 S-SF6 400 6.515 36 13.38 77.81 450 5.748 46 12.89 74.80 500 5.146 18 12.47 72.34 550 4.653 04 12.09 70.18 S-N2O 400 4.187 77 26.50 64.92 450 3.654 78 25.21 62.04 500 3.251 91 24.23 59.87 550 — — — S-C2H6 400 2.088 50 19.64 66.63 450 1.827 56 18.77 64.08 500 1.612 70 17.92 61.95 550 1.447 30 17.26 60.30 S-CO2 400 4.800 30 30.70 65.83 450 4.226 00 29.40 63.93 500 3.743 93 28.09 60.76 550 3.381 23 27.18 59.76
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