CN104685164A - 高效发电装置、制冷/热泵装置及其方法和系统 - Google Patents

Abstract

描述了一种用于对热引擎的工作介质的热或能量进行再循环以用于产生机械功的系统。该系统包括第一热交换器(204)，用于将热从输出自能量提取设备(202)的工作介质转移到加热剂以蒸发所述加热剂；第二热交换器(240)，用于将更多的热转移到蒸发后的加热剂；与第二热交换器(240)耦合的加压器(231)，被布置为对被进一步加热的加热剂进行加压；以及第三热交换器(211)，用于将热从加压后的加热剂转移到工作介质。同样描述了一种热泵。

Description

高效发电装置、制冷/热泵装置及其方法和系统

技术领域

本发明涉及一种用于对输出自能量提取设备(例如涡轮机)的热或能量进行再循环的系统和方法。更特别地，本发明涉及用于产生机械功或其他形式能量的热引擎和发电站。更为特别地，本发明涉及用于从多种相对低到高温的能源产生电能的发电装置和方法，所述发电装置和方法通常在闭合热力循环内运行。

本发明同样涉及一种用于运行热泵的制冷循环的系统和方法。

背景技术

目前从热能发电的电力发电站主要基于闭合回路朗肯循环、使用热引擎和系统、利用水作为工作介质。在这样的发电站中，通过燃烧燃料或者执行和控制核反应来产生对锅炉中的增压水进行加热的热能，该热能还经过相变过程并产生高压且高温水蒸汽。蒸发的高压气体工作介质被进一步过度加热到更高的温度并接着被提供到涡轮机并且使其通过涡轮机膨胀以释放热能及产生机械功。留在涡轮机内的在低压且低温耗费的工作介质在冷凝器内凝结，在此期间其经过相变过程以形成液态水。上述的凝结步骤在传统的热引擎功能中是必要的，通过该步骤，液态水能够被高效地泵送和加压以再循环回到锅炉内，从而将被再次蒸发以完成并重复热引擎的闭合回路热力循环(朗肯循环)。

传统发电站中对凝结阶段的需求会导致所燃烧的燃料的重要很大一部分热能损失，该部分热能用于加热和蒸发工作介质并且损失于冷却剂(例如用于冷却冷凝器的海水、或河水、或空气)。此外，传统的发电站使用非常高的燃料燃烧温度(超过1273K(1000℃))在非常高的压力下(超过6.00MPa)和在超过750K(480℃)的温度下蒸发工作介质。发电站在这样高的温度和压力下运行需要这些发电站被构建强劲。

采用朗肯循环运行的发电站的效率通常较低，特别是那些使用低阶(温)能源的发电站，并且其效率同样比相对理论性的卡诺循环低出很多。虽然目前运行的传统发电站在持续发展之中、高度可靠并且能够产生持续的电力，然而，很多相关的不利因素和环境要求也会导致在每千瓦功率上耗费更高的初始投资成本。

现有技术(例如“Kalina Cycle”(1984年12月25日的美国专利No.4,489,563)以及发电领域的一些其他专利)同样描述了采用低温和高温能源的其他热引擎和发电站方法。这些系统通常使用多组分液体(例如氨水混合物)作为工作介质。虽然这些系统能够在就温度和压力来说更为恶劣的条件下运行，与相关的理论卡诺循环甚至是朗肯循环相比，其特点是热效率相对较低。其原因主要在于用来冷却和凝结工作介质所消耗蒸汽的冷却剂的动力循环运行所需的很大一部分热能损失，这是不可避免的。

由此，发明人认为提供一种能够以较采用朗肯循环运行的、主要以水作为工作介质的传统发电站更低的工作介质沸点(例如氨)运行的、但在近似的或甚至更高的涡轮机蒸汽和气压下运行的热引擎系统是有益的。发明人还理解，人们还希望该热引擎还能够在对用于采用冷却剂将耗费的工作介质的凝结潜热排出到外界环境的最小需求下运行、或者更佳地希望该热引擎能够在不需要将传统动力循环的凝结步骤的凝结潜热排出到外界环境的情况下运行。

本发明的实施方式试图提供一种热引擎系统，该系统能够对发电的一些有利的原理和标准进行结合，同时发明人的最终目的和目标是提高热引擎的效率以及从用于运行发电站的能量中产生更多的功和电力。

本发明的实施方式能够利用从超过673K(400℃)的高温到低阶温度(例如大约403K(130℃)的地热能的温度以及发电站消耗能量(凝结)或超过5℃的任意温度的海水或河水)的多个热能源(从化石燃料的燃烧获得)。由此，本发明的实施方式可包括能够处理生成的热能和产生的电力的设施(facility)以及能够部分地或完全地对所提到的热引擎的热力循环边界内的工作液体的凝结潜热进行保留和再循环的设施。被再循环的热接下来能够补充生成的能量以蒸发将被供给动力涡轮机的更多的工作介质并且产生更多的能量及提高新热引擎的效率。

发明内容

本发明的范围应参考所附权利要求来界定。

根据本发明的一个方面，描述了一种用于对热引擎的工作介质的热或能量进行再循环以用于产生机械功或其他形式能量的系统。该系统包括热交换装置(204)，用于将热从输出自能量提取设备(202)的工作介质转移到加热剂以蒸发加热剂；第二热交换装置(240)，用于将更多的热转移到蒸发后的加热剂；与第二热交换装置(240)耦合的加压装置(231)，被布置为对被进一步加热的加热剂进行加压；以及第三热交换装置(211)，用于将热从加压后的加热剂转移到工作介质。所述第二热交换装置可将更多的热从输出自第一热交换装置的加热剂转移到蒸发的加热剂。

上述步骤的益处在于不需要大量单独的加压阶段和撤出(withdrawal)设施以使工作介质在每一个这些阶段的结束部分凝结，同时利用凝结能量的全部量而不是将其排出到系统之外。

在某些实施方式中，使用了热交换。通常地，每一热交换器具有第一输入、第二输入、第一输出和第二输出。本发明的实施方式应用了热引擎来产生机械功，包括如前所述的能量再循环系统。所述热引擎可包括涡轮机(单级或多级涡轮机)以用于产生机械功。输出自能量交换设备的工作介质可称为耗费的工作介质，即，仅包括蒸汽或汽液阶段。

对蒸发后的加热剂的进一步加热可被称为对加热剂的过度加热。在某些方面，可以提供单一热交换装置而非包含热交换装置和第二热交换装置。

在本发明的另一方面，描述了一种高性能热泵，该热泵可使用诸如正辛烷的加热剂。所述加热剂可以是制冷剂。

作为本发明实施方式的热泵与现有技术的热泵相比可具有改进的性能系数(CoP)。所述性能系数可被定义为输入的每单元功的递送到热源的能量。

举例来说，在相似的温度条件下，与具有大约为1.5的CoP的传统热泵相比，本发明的实施方式所具有的CoP大约为8。

与具有最多45％的效率的传统发动机相比，作为本发明实施方式的热引擎的效率在55％至57％的范围内。

本发明实施方式使用的工作液体可以是任意具有适当的热力特性的材料，例如氨、氨水混合物等等。能量保留和再循环材料(加热剂)同样可以是任意具有适当的热力特性的材料，例如正庚烷、异辛烷、戊胺、甲酸丁酯等等。

纯氨和氨水混合物具有适当的热力特性，并且(作为一个实例)已被选定为本发明实施方式的工作液体，同时正辛烷具有适当的热力特性并且(同样作为一个实例)已被选定为本发明实施方式的能量保留和再循环系统的加热剂液体。

在某些实施方式中，采用了两种液体和两种工作回路以用于能量保留和再循环。

此外，某些实施方式通过吸收耗费的工作介质的能量(甚至在非常低的温度(例如低于7℃))、并且优选地通过将所吸收的消耗的能量的温度提升到将被使用的非常高的热源温度、优选地重复进行、来再循环消耗工作液体的总能量，以蒸发工作介质并产生能量。

某些实施方式包括热交换器256，并且从非常低的热源温度源吸收能量到所述系统中，并且将能量的温度提升到高热源温度并从其产生电力。

某些实施方式在将加热剂供给加压器之前，对加热剂进行过度加热，以最小化每加热剂单元重量的功和能量需求。

本发明的实施方式适用于任意生成消耗的热并且将再循环和保留消耗的热的系统。

某些实施方式采用相对低的温度源工作，例如耗费的工作介质，甚至在非常低的温度(7℃以下)工作。本发明的实施方式可包括两个集成回路，所述两个集成回路可包括功并且优选地为发电回路；以及能量再循环和保留回路。

本发明的实施方式由此可对消耗的能量进行再循环从而将其保留在热力循环之内。

本发明的主要特征和特性在于包括热保留和再循环系统，该系统从功生成设备吸收耗费的工作介质的凝结潜热并且增加潜热的温度且将所吸收的热再循环回到热引擎内。这可以通过蒸发热交换器中的加热剂来实现，其中吸收了耗费的工作介质的凝结的所释放的潜热。蒸发的加热剂优选地被过度加热并且供给加压器，该加压器对其进行加压并增加加热剂蒸发的相对温度。高温加热剂被供给热交换器，该热交换器对加压后的液态工作介质进行加热和蒸发。耗费的工作介质的被再循环的热被添加到新生成的热中以蒸发更多的工作介质并且产生更多的机械功及改善所述系统的效率。在将被再循环的热释放到工作介质之后，加热剂凝结并冷却，并且被减压和供给回热交换器以吸收耗费的工作介质的潜热，重复所述热再循环回路。由此，热保留和再循环系统在闭合回路(第一回路)内运行并且以持续的方式重复热再循环过程。

来自新的和再循环的能源的蒸发的工作介质优选地被进一步过度加热并且供给机械功生成设备，该机械功生成设备中该工作介质膨胀并产生机械功，并且在所述设备的出口处变为耗费的工作介质。耗费的工作介质接着在热交换器中通过蒸发液体加热剂而凝结，并且凝结的工作介质通过泵被加压以供给回热交换器，在热交换器中该工作介质通过被再循环的和新的热能被加热并蒸发，重复该循环。由此，机械功生成系统同样在闭合回路(第二回路)中运行。

所提到的生成热引擎的新机械功(以及能量)由此包括用于至少两(2)个运行的闭合回路的运行设施，所述闭合回路能够从外界接收能量并且以某种方式交互以构成闭合热力循环以及产生能量，并且所述闭合回路为：

-机械功和能量(电力)生成回路，

-能量保留和再循环回路，

此外，所述两个回路中的每一个都能够依次包括多于一个全相运行(fulloperating)闭合子回路，所述全相运行闭合子回路内部交互以完成所述主回路的最终功能与作用。每一回路或子回路能够将单组分或多组分材料用作其工作液体(介质)以完成和实现发电或能量保留和再循环的目的。

采用单组分工作介质的本发明的一个方面根据图3所示的实施方式进行描述，并且采用多组分工作介质版本的本发明的一个方面在图4中示出。这两种版本(改动)的实施方式在构建的大多数方面和所涉及的运行设施中都是类似的，但是仍然存在细微的区别，这些区别会酌情加以提及和描述。这些细微的区别可能无法保证针对每一工作介质类型在发明周期中具有单独的名称，针对单组分或多组分工作介质被命名为“Atalla Harwen Cycle”、“Atalla Harnessing and Recycling Waste and Water Energy Cycle(Atalla治理与再循环耗费和水能循环)”。

用于产生净电力的交互的两个回路的实施方式的特征和功能是通过慎重选择发电工作介质的适当材料和能量保留和再循环加热剂以及相应的适当的技术设施和两个环路的运行条件而得以完成的。尽管如此，由于需要完成不同的功能并且在该报告的章节中进行描述，用于能量保留和再循环回路的加热剂的适当的热力特性将与用于机械功和发电的工作介质的适当的热力特性形成对比。

每一回路都具有与其他回路接头的设施，主要用于在工作介质液体与能量保留和再循环加热剂之间交换热能量，并且某些特定专用的附属设施用于完成所述回路的其他所需特定功能，并且在详细描述的章节中进行说明。

在该发明内容中，描述了在图3中示出的本发明采用单组分工作介质的方面，在此阶段并未强调所述系统的特定功能属于独立运行回路。

根据本发明的一个方面，提供了一种用于生成机械功或其他形式能量的热引擎，该热引擎包括用于第一阶段或改进制冷和凝结成液体、将由所述发动机生成的消耗(耗费)的工作介质(WM)蒸发成机械功产物的装置。如果使用，消耗工作介质还产生自能量保留和再循环系统加压器(加热剂)的涡轮机及过度加热涡轮机及高压液体氨泵涡轮机。所有这些消耗的氨流的运行条件都被控制以使得这些消耗的氨流在比压下混合在一起以用于后续工序。消耗的氨流的凝结以某种方式实施以使得只有最少量的潜热能量或者更佳地没有潜热能量被排出到运行的热力循环的外界环境之中。上述过程可以通过使用或促使液体加热剂正辛烷在冷凝器的热交换表面的另一面蒸发并且吸收工作介质凝结潜热来实现。

凝结的工作介质被供给到存储罐中，从所述存储罐撤出凝结的工作介质并在发电涡轮机P₁的入口处经由泵将其加压到高压高温工作介质所需的压力。加压后的液态工作介质逐渐被加热并且由于逆流方向正辛烷凝结潜热的作用、能量保留和再循环回路(热泵)的加热剂、在显著升高的温度下在一系列热交换器中被部分蒸发或全部蒸发。

如果未在热交换器中被全部蒸发，所述工作介质的汽液混合物接着被供给到闪蒸罐或柱以将高压且高温蒸汽从液体中分离。闪蒸罐中的高压单组分工作介质的蒸发温度为恒定的并且仅仅取决于之前选定的工作介质(氨)的蒸发温度。尽管如此，多组分工作介质(例如氨水混合物)的最高蒸发温度取决于闪蒸罐中所选定的压力以及闪蒸柱(罐)底部的贫溶剂浓度。

分离的高压且高温工作介质氨蒸汽还可在热交换器(过热器)中被过度加热以提高新热的总体效率“Atalla Harwen Cycle”。被过度加热的高压且高温工作介质蒸汽被分为两个或更多流。一个主流被供给到电力涡轮机以提取机械功或其他形式的能量，并且因此产生低压低温消耗工作介质，重复此循环过程。类似的，其他主流被供给到能量保留和再循环系统加压器(热泵)的涡轮机，作为提供所需机械能量的源头，控制能量保留和再循环回路的运行。其他流同样能够被如下使用：其中一个流用于过度加热助推加压器；另一流用于控制工作介质液体高压泵或其他泵和助推器加压器等运行。

尽管如此，如果高压且高温工作介质在闪蒸罐的热交换器上流被全部蒸发，则所述工作介质接下来能够绕过闪蒸柱(罐)而被直接供给到过热器，并且如上所述的被分流到不同的涡轮机和泵。

饱和消耗工作介质蒸汽的凝结利用具有适当的加热剂(在此情况下为正辛烷)的能量保留和再循环系统回路(热泵)在指定的热交换器(冷凝器)中完成。所述能量保留和再循环系统被布置为允许在冷源的所选定的低压和温度下在具有消耗工作介质的冷凝器中蒸发液体和制冷加热剂正辛烷。加热剂蒸发和吸收来自热交换表面的热面上蒸发的凝结工作介质的凝结潜热。蒸发的加热剂正辛烷在过热器中被过度加热到足够高的温度，由此当在系统加压器中被加压到所需的高压时最好不在加压器中凝结。在所述过热器中对低压加热剂进行过度加热是利用对同样的加热剂正辛烷加压后的具有高温的少量的蒸汽和液体流来完成的，并且混合后的液体加热剂流在过热器的出口处被冷却到可接受的最低温度。被过度加热的低压加热剂接着在一个阶段或多个阶段内由能量保留和再循环系统加压器加压到预先选定的足够高的压力，同时将加压后的加热剂正辛烷的凝结饱和温度提升到热源的适当水平。由此，能量保留和再循环剂的高凝结饱和温度适于在另一热交换器或蒸发器中使用，以在加压及加热后的液态工作介质被供给到闪蒸罐之前加热和蒸发尽可能多的加压及加热后的液态工作介质。如果所述工作介质在所述热交换器(蒸发器)中被完全蒸发，则所述工作介质可以被直接供给到闪蒸罐的过热器下流。工作介质蒸发器中被凝结的加热剂为热凝结物，并且接着通过以下方式被冷却到可接受的最低温度：将来自工作介质氨存储罐的下流的泵的逆流流动的且加压后的冷液态工作介质氨进行加热。来自低压蒸汽正辛烷的过热器和液态工作介质氨加热器的冷却后的加热剂流被供给到加热剂正辛烷存储罐。冷却的加热剂被从所述存储罐撤出、减压后被供给到消耗工作介质冷凝器以被再次蒸发，重复所述能量保留和再循环系统回路。在减压和蒸发阶段之前返回到存储罐的冷却后的加热剂的低温提高了能量保留和再循环系统加压器(热泵)的系统效率和性能系数(COP)。

优选地，高压且高温过度加热后的工作介质流被用于驱动涡轮机以控制能量保留和再循环系统加压器的运行。尽管如此，过度加热后的工作介质氨的总量被供给到电力涡轮机以生成电力、并且接着使用电动机来控制能量保留和再循环系统(加压器)的运行也是可行的。这样的布置将导致电动机效率上的额外损失以及其他相关的热力损失。

对驱动涡轮机的来自能量保留和再循环系统加压器的消耗工作介质氨的状态控制与对来自电力涡轮机的消耗工作介质氨的状态控制类似，并且两者消耗的材料被混合以在接头冷凝器中凝结。

在使用多组分工作介质时，热且高压的贫溶剂从闪蒸罐的底部撤出，并且通过一部分冷富溶剂在逆流方向上通过热交换器而在所述热交换器中被冷却。冷却后的贫溶剂接着被减压并且与低压消耗工作介质蒸汽混合，接着与单组分工作介质一样，通过冷凝器中加热剂的蒸发而使其被完全凝结。

新电力循环的两个回路的设计、构建和交互被慎重布置和控制，由此这两个回路能够自身地并且相互之间进行正确而有效的交互，并且实现所需的功能。举例来说，如果对消耗工作介质氨的蒸发阶段的凝结需要在运行循环的低温端进行，则在可用于在低温下在热转移表面的相反面(冷侧)进行蒸发的条件下提供加热剂正辛烷的液相。在热交换器中进行蒸发时，吸收所释放的凝结工作介质的潜热。在“Atalla Harwen Cycle”的高温端(侧)，凝结的液体和冷工作介质氨已通过泵加压，由此预备进行加热并需要进行蒸发。接下来向蒸发及加压后的能量保留加热剂正辛烷提供适当的高温，并且预备对其凝结潜热进行凝结和释放，以在稍低的温度下在热交换表面的相反面蒸发加压及加热后的工作介质。工作介质氨的流量针对热引擎的指定发电能力进行设定，例如设为1kg/s，并且加热剂正辛烷的流量在接头设备的每一部件处以某种形式进行控制以保证在热交换器的相反面以1kg/s流动的工作介质流产生的所需热能的供应和撤出，并且同样保证对用于将能量排出到运行循环之外的外部冷却剂(海水或河水)的需求最小、或者更佳地无需外部冷却剂。

采用这样一种热引擎，该热引擎包括：用于通过将消耗工作介质蒸汽在低冷温度下凝结为液体(该过程是由于在更低的温度下在热交换表面的另一面对液态能量保留剂(加热剂)进行蒸发而实现的)、以及将另一热交换器中的凝结的冷工作介质用作来自高压工作介质的高温蒸发器的热及凝结的加热剂的冷却手段的能量保留和再循环的装置；用于将蒸发的加热剂的温度从工作介质凝结的低温存储器的低阶提升至高温存储器的可用蒸发高阶并且部分地或完全地利用再循环的和新的能量源蒸发工作介质的装置，本方案能够将对采用外部冷却剂的消耗工作介质凝结(冷凝器)的需求最小化和/或更佳地无需采用外部冷却剂进行消耗工作介质凝结，采用外部冷却剂会导致根据现有技术运行的系统由于需要外部冷却剂而造成相当大的能量损失。

综上所述，与传统的基于朗肯循环或卡利纳循环的热引擎相比，新热引擎的总效率能够得到提高。由于对采用大量外部冷却剂的冷凝器的使用，所产生能量不会大量损失(排出到循环之外)。

由所述发动机作为发电成果产生的消耗工作介质氨通常为气态消耗(耗费)工作介质。尽管如此，耗费(消耗)工作介质氨可以部分被凝结成液体而大部分保持为气态。

本发明的实施方式可以在低温模式下执行，并且环境不及传统的在朗肯循环下运行的发电站的恶劣。此外，可以很容易地将传统发电站改进为包括根据本发明实施方式的热引擎。

附图说明

本发明的实施方式将参考附图仅以示例的方式进行说明，其中：

图1示出了在传统朗肯发电站中使用的热力循环的示意图；

图2示出了在传统“卡利纳”发电站中使用的热力循环的示意图；

图3示出了采用单组分工作介质系统的新热引擎-“Atalla Harwen Cycle”和热力循环的示意图；

图4示出了采用单组分工作介质系统的新热引擎-“Atalla Harwen Cycle”和热力循环的示意图；

图5示出了采用双组分工作介质系统的新热引擎-“Atalla Harwen MCycle”和热力循环的示意图；

图6示出了采用单组分工作介质系统并且包括两个能量保留系统子回路的新热引擎“Atalla Harwen Cycle”的示意图；

图7示出了采用双或单组分工作介质系统并且包括用于为独立罐式再沸器(tank reboiler)提供能量的加热剂回路的新热引擎“Atalla Harwen Cycle”站和热力循环的示意图；

图8示出了采用双或单组分工作介质系统并且包括过热器加压系统的新热引擎“Atalla Harwen Cycle”站和热力循环的示意图；

图9示出了采用双组分工作介质及包括用于泵送工作介质的复式液体泵的新热引擎“Atalla Harwen Cycle”的示意图；

图10示出了采用单组分工作介质系统(氨)及包括用于从存储罐206排出氨的推进式加压器(booster compressor)的新热引擎“Atalla HarwenCycle”的示意图；

图11示出了采用单组分工作介质系统(氨)及包括直燃式过热器的新热引擎“Atalla Harwen Cycle”的示意图；

图12示出了采用单组分工作介质系统(氨)及包括直燃式过热器(锅炉)和生成蒸汽的过热器和/或到系统内的外界能量源的新热引擎“AtallaHarwen Cycle”的示意图；

图13示出了采用单组分工作介质系统及包括低温存储器(reservoir)能量源和蒸发器和/或冷凝器的新热引擎“Atalla Harwen Cycle”的示意图；

图14示出了示意了以分离罐(knock-out tank)在阶段末尾进行凝结撤出的加热剂(正辛烷)多阶段(4阶段)加压。

图15示出了氨的温-熵(T-s)图以及材料物相状态区域；

图16示出了示意了采用过度加热高压氨和等熵膨胀的发电回路步骤的氨的温-熵(T-s)图；

图17示出了示意了采用来自饱和点C的高压氨的膨胀的发电回路步骤的氨的温-熵(T-s)图；

图18示出了示意了采用来自饱和点C的高压氨的膨胀的发电回路步骤的氨的温-熵(T-s)图；

图19示出了示意了以两阶段氨膨胀和临时过度加热来对高压蒸发的氨进行过度加热的发电回路步骤的氨的温-熵(T-s)图；

图20示出了正辛烷的温-熵(T-s)图以及材料物相状态区域；

图21示出了示意了采用单阶段加压正辛烷的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图22示出了示意了采用从压力点C到压力点B的单阶段正辛烷膨胀的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图23示出了示意了采用从点B的饱和状态对正辛烷进行单阶段加压的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图以及通过对应的区域表示能量构成；

图24示出了示意了采用从点B的饱和状态对正辛烷进行多阶段(4阶段)加压以及在每一阶段的末尾撤出凝结物的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图25示出了示意了采用从点B的饱和状态对正辛烷进行无限阶段加压以及在每一阶段的末尾撤出凝结物的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图26示出了示意了采用在供给到加压器之前对正辛烷进行过度加热的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图27示出了示意了采用在供给到加压器之前对正辛烷进行过度加热的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图28示出了示意了采用在供给到加压器之前对正辛烷进行部分过度加热的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图29示出了示意了采用在供给到加压器之前对正辛烷进行过度加热的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；

图30示出了示意了采用在供给到加压器之前对正辛烷进行过度加热的能量保留回路步骤的正辛烷的温-熵(T-s)图；以及

图31示出了构成整体“Atalla Harwen Cycle”的(作为加热剂的)正辛烷和(作为工作介质的)氨的附加的温-熵(T-s)图。

具体实施方式

在附图中，类似的特征以类似的编号标出。现在参见图1，示出了采用朗肯循环运行的典型的传统发电单元。传统发电站执行的主要步骤为：

a-工作介质加压，

b-锅炉中的高压工作介质蒸发，通过直接燃料燃烧加热，

c-对来自直接燃烧的高压且蒸发的工作介质进行过度加热，

d-将过度加热后的高压且高温工作介质供给到涡轮机，

e-通过涡轮机使工作介质等熵膨胀，消耗的低压和低温工作介质的机械功和电力生成及产物，

f-在冷凝器中对消耗的工作介质进行凝结，由外界冷却剂(例如海水)进行冷却，

g-将凝结后的工作介质供给到存储罐，

h-撤出液态工作介质并通过泵加压，且重复此循环，

现在对这些运行步骤进行详细说明。

液态水105b从存储罐105撤出，并且由泵106通过输入能量从低压泵送到足够高的高压。高压液态水进入到锅炉107，并且通过从燃烧的燃料108释放的输入能量在高压以及在高但恒定的饱和温度下被蒸发。该过程导致了水从液体到高压且高温饱和的水蒸汽的相变过程，通常地，该阶段具有573K到623K(300到350℃)摄氏度的温度以及4.0到10MPa(40到100bar)的压力，生成自锅炉107的饱和的高压且高温水蒸汽进一步通过燃料燃烧释放的能量在相同的4.0到10MPa压力下被过度加热到大约823K(550℃)的更高温度。过度加热后的高压且高温水蒸汽101被供给到涡轮机102。在涡轮机102中，过度加热后的水蒸汽(气体)经过等熵膨胀，并且其内部热能的一部分被转换成机械功。涡轮机中的水蒸汽膨胀可以为一个或多个阶段，但通常为2个阶段。留在涡轮机102中的低压且低温消耗水蒸汽103在这个阶段通常具有323到373K(50到100℃)的温度并且具有0.025到0.1MPa(0.25到1.0bar abs)的压力，接着所述低压且低温消耗水蒸汽103在冷凝器104中被凝结成液体，导致了相变过程以及冷却介质104b(海水)的能量排出和损失。在冷凝器104中，水蒸汽在0.10MPa(1.0bar abs)的压力下从大约1.7到5.0m³/kg的量凝结成0.001m³/kg的液体量，并且这个过程导致损失了大约2300kJ/kg的水(560kcal/kg)的蒸发潜能到返回的海水104b。这损失了相当大的能量到外界环境(冷却剂)并且导致采用朗肯循环运行的发电站的效率较低，该效率通常在33％到40％之间，并且对超高压系统而言，效率至多为45％。

现在参见图3，其示出了采用卡利纳循环运行的典型的传统发电站，该发电站采用氨水混合物作为工作介质来运行。采用卡利纳循环运行的传统发电站执行的主要步骤与朗肯循环的发电站类似，步骤如下：

○对液态工作介质106a进行高压泵送，

○在锅炉或热交换器中蒸发液态工作介质并形成高压气态工作介质107a，

○将高压且高温气态工作介质供给到涡轮机102a且获取有用功或其他形式的能量，

○利用外界冷却剂，在热交换器104a中凝结消耗工作介质(能量损失到外界环境)

○将凝结的工作介质104ca供给到存储罐105aa，

○撤出液态工作介质105ba并在泵106a中对其加压，

-并重复该循环，

朗肯和卡利纳循环这两个传统电力循环的主要区别描述如下：

●卡利纳循环采用低很多的能源温度在锅炉107a中运行，

●卡利纳循环具有超过0.5MPa(5bar)的更高的涡轮机102a背压，以允许在海水冷凝器104a中凝结氨水工作介质混合物蒸汽，

●卡利纳循环包括从分离器107ba再循环热贫溶剂107ca，所述热贫溶剂107ca被冷却、减压并且接着与消耗工作介质103a混合，并且汽液混合物接着被供给到海水冷凝器(热交换器)104a。上述过程包括了利用完全凝结的工作介质蒸汽将再循环的贫溶剂冷却到海水冷凝器温度并且所述混合物变为富溶剂，该富溶剂被再次加热到留在锅炉中的高压蒸汽的最高温度，

●卡利纳循环同样具有少数附加的装备，例如：

-贫溶剂热交换器106a和105aa，

-分离罐107ba，用于将高压高温工作介质蒸汽从贫溶剂液体分离，

由于卡利纳循环能源的较低温度和较小的温度工作范围以及其他示例的因素，采用卡利纳循环运行的发电站效率通常较采用朗肯循环的发电站效率低出很多。在发电站中选择使用卡利纳循环而非朗肯循环会受到如下限制：能源的温度相对较低并且无法提供采用朗肯循环运行的发电站所需的高压工作介质水蒸发的适当条件。

现在将参见图2对根据本发明实施方式的采用单组分工作介质的热引擎200以及参见图4对根据本发明实施方式的采用多组分工作介质的热引擎300进行描述；

所提出的两种改动的新热引擎200和300的实施方式在构建和运行的大多数方面都是类似的，但同样存在细微的区别，所述区别会酌情说明。所提出的采用任一类型的工作介质的电力循环(发电站)的主要示例方面和特征为，所涉及的热引擎包括两(2)个独立但积极交互的闭合回路，所述闭合回路为：

-功和发电闭合回路设施，

-能量保留和再循环闭合回路设施，

此外，这两个回路中的任一者能够包含一个或多个子回路，所述子回路在配置上可以是类似的或不同的。每一主回路的子回路相互之间交互以实现对应主回路的最终目的和功能。该实施方式特别适用于能量保留和再循环回路，但不太可能用于发电回路。用于产生净电力的交互的子回路和主回路的特性和性能可通过慎重选择适当的材料(运行液体)、技术机械设施以及主回路和子回路两者的运行条件来实现，包括：

-发电回路的工作介质(单组分或多组分)，

-多组分工作介质情况中的工作介质溶剂，

-能量保留和再循环回路液体(加热剂或冷却剂)，

-冷存储器与热存储器之间近似的升温程度，

-若适用，每一主回路的子回路数量

-在适用的情况下，对工作介质和加热剂过度加热的程度，

-动力涡轮机的膨胀阶段数量，

-能量保留和再循环加压器的加压阶段数量，

-机械装备选择和正确的顺序排列，

等等。

可适用于新系统的发电回路的工作介质可以是：

●单组分材料(例如氨)，或任意具有适当的与氨近似的热力特性的材料，

●水主要用作朗肯循环发电站中的工作介质，发电站的燃料燃烧温度能够达到适于在高压下对水进行蒸发的非常高的程度，并且来自涡轮机的消耗水蒸汽的凝结温度足够高以允许将海水或河水或大气用作冷却剂，

●用作工作介质的多组分液体，包括具有适宜的热力特性和大的互溶性范围的两种或多种低沸点和高沸点材料的混合物，例如氨水混合物(同样用于卡利纳循环)，

●用作工作介质的多组分液体，包括各类氢化合物、各类氟利昂、或其他材料的混合物，

当将多组分液体(例如氨水混合物)用作工作介质时，低沸点工作介质组分(WM)与溶剂的沸点温度之间的差优选地大于100K。

适于在本发明中用于能量保留和再循环回路的能量保留剂(或加热剂)可以是任意具有适宜的热力特性的材料，例如：

-正辛烷，

-正庚烷，

-正己烷，

-甲酸丁酯，

-二乙胺，

-戊胺，

-戊醇，等等，

这些能量保留和再循环剂(材料)的一些重要热力特性被迫切需要并且被慎重选择以与电力回路的工作介质(氨和水蒸汽)的相同的热力特性形成对比。举例来说，气体状态的绝热方程中的指数(k)的值非常重要：

P V^k＝常数              方程1

其中：

P-为预期过程起始时的气压

V-为预期过程起始时的气体体积

K-为绝热膨胀指数

所述绝热膨胀指数k根据恒压下气体的比热(C_P)与恒定体积下所述气体的比热(C_V)之比表示，如下：

k＝C_p/C_v              方程2

此时要求膨胀指数(k)的值针对工作介质(氨和水)尽可能的高并且优选地接近于理想气体的膨胀指数，即：

(k)＝1.4

对于氨，在大约288k(15℃)的温度下，(k)＝1.310以及

对于水蒸汽，在大约388k(115℃)的温度下，(k)＝1.315

对于氨水混合物，要求(k)同样近似为＝1.315

要求普遍的状态绝热方程中的膨胀指数(k)或(n)尽可能的低，并且优选如下：

(n)≤1.065

对于正辛烷，在大约298k(25℃)的温度下，(n)＝1.0227

这些热力特性之后将在本报告中进行说明。

新电力方案的两个主回路的组件和过程与外界环境交互并且相互之间交互，以为作为目标的运行循环内的能量保留和再循环创造必要条件，并且生成更多有用的机械功和能量。每一回路都具有一些与主要用于热能交换的其他回路接头的设施以及一些特定专用的附属设施以实现完成所涉及的闭合回路的运行的其他所需功能。示出了这两个回路的典型组分的本发明的针对单组分工作介质的图3以及针对多组分工作介质的图3的实施方式在下文中进行说明。

热引擎200或300的实施方式包括机械功和发电回路以及能量保留和再循环回路，并且所述发电回路包括：专用装置202或302，用于将膨胀工作介质的蒸汽压力的潜在能量转换成机械功；装置206或306，用于存储(保留)凝结的液态工作介质；装置207或307，用于对液态工作介质进行泵送和加压；装置213或313，用于将高压且高温工作介质蒸汽214或314从液态工作介质216或贫溶剂316闪蒸分离；装置215或315，用于热交换(过度加热)；用于将高压且高温工作介质208或308或者消耗(耗费)工作介质203或303从热引擎200或300的一个组件运送到同一热引擎200或300的另一组件，并且对于多组分工作介质热引擎300的情况，在本发明中体现为进一步包括热交换器装置319，并且热引擎200或300的机械功和发电回路进一步包括：接头装置，具有用于热交换器204、209、211和202b或304、309、311和302b的能量保留和再循环回路；以及装置246或346，用于为加压器231或331提供机械功和驱动。在实施方式200或300中，用于运送工作介质蒸汽和液体的线路、或管路、或管道或其他装置经由各个热交换器分别将涡轮机202和246或302和346连接到工作介质存储罐206或306和分离闪蒸罐213或313。

根据图2或图4中示出的实施方式，热引擎200或300进一步包括能量保留和再循环回路，该能量保留和再循环回路包括：专用装置240或340，用于对蒸发的低压加热剂进行过度加热；装置231或331，用于对过度加热后的加热剂进行加压；装置235或335，用于接收并存储凝结的加热剂。并且热引擎200或300的能量保留和再循环回路进一步包括：接头装置，具有用于热交换器204、209、211和202b或304、309、311和302b的发电回路；以及装置246或346，用于为加压器231或331提供机械功和驱动。

在实施方式200或300中，用于运送加热剂蒸汽和液体的线路、或管路、或管道或其他装置经由各个热交换器将加压器231或331连接到加热剂存储罐235或335。并且用于运送工作介质蒸汽的线路、或管路、或管道或其他装置将涡轮机246或346分别连接到来自热交换器215或315的工作介质线路以及来自涡轮机202或302的消耗工作介质蒸汽和液体线路。

图2和3中示出了本发明采用单组分工作介质的实施方式与采用多组分工作介质的实施方式之间的主要区别，即在多组分工作介质中对贫溶剂的热交换器219的额外设置。

因此出于简化的目的，对本发明图3中采用单组分工作介质以及对运行条件的选择性设置的实施方式进行充分说明和解释，同样对图4中采用多组分工作介质的实施方式进行描述，图4的实施方式中的所有装备和流以编号300而不是200标示出，并且在合适的位置加以注释，是合理的。

在图2的实施方式中，热引擎200包括机械功和发电回路以及能量保留和再循环回路的设施，并且所述发电回路包括：混合器203a，被布置成接收低压且低温消耗工作介质(在本例中为氨)203、来自涡轮机202和246的247的流以及任意其他消耗工作介质(例如出口蒸汽(vent vapour)以及之后将在本节中说明的替换实施方式中的推进式加压器涡轮机)流，并且消耗工作介质203b的合并流被供给到热交换器冷凝器204。工作介质蒸汽(纯氨)的凝结温度取决于其在冷凝器204中的凝结饱和压力。举例来说，在选定的压力0.55077MPa(5.5077bar)下，纯氨的凝结温度大约为280K(7℃)。凝结的工作介质205被供给到存储罐206，并且存储罐206的容量足够大以存储用于新系统顺利且持续运行所必须的工作介质量。液体工作介质氨206a从存储罐206撤出、由泵207泵送并通过一个阶段或多个阶段加压到所需的压力P₁(例如加压到7.25MPa–72.5bar)，该压力P₁适于在涡轮机202和246的入口处的工作介质氨的选定蒸汽压力，该蒸汽压力被选定为7.135MPa(71.35bar)并且允许有流动和机械损失。在泵送之后，冷工作介质被加热，并且由于热交换器209和211中加热剂的热流作用而被部分地或完全地蒸发，以及被供给到分离闪蒸罐213。热交换器还可以被布置为实现相同的或类似的热交换功能。如果例如工作介质在热交换器211中被完全蒸发，则所述工作介质可以绕过分离闪蒸罐并且直接被供给到过热器215。

分离闪蒸罐(或柱)213，被布置成接收高压加热后的且部分或完全蒸发的单组分工作介质(纯氨)的气液混合物212，并且将工作介质214的蒸发的部分从分离闪蒸罐213底部的液体工作介质216中分离出来。分离闪蒸罐213同样设置有液体循环泵220和再沸器221以通过再沸器循环液体工作介质，以提供用于蒸发所需的额外的工作介质量所必须的外部或内部能量，从而保证提供运行涡轮机202和246所必须的工作介质量。分离罐中高压工作介质的蒸发的最高温度(同样也是分离罐底部的液体工作介质的温度)取决于闪蒸分离罐213中工作介质的蒸发(饱和)的恒压。举例来说，如果闪蒸分离罐内部的工作介质“氨”的蒸发的压力被选定且被设为7.135MPa(71.35bar)，则对应的氨的蒸发恒温将为大约380K(107℃)。

闪蒸分离罐(柱)213的容量足够大以为准备从液态单组分或多组分工作介质闪蒸和分离蒸发的工作介质提供适当的空间。蒸发的饱和工作介质(氨)214在高压和高温下从适当的出口离开分离罐，并且能够受低压、中压或高压蒸汽216或内部高温能源的作用，(可选地但优选地)在热交换器215中进一步被过度加热。

在过热器215的出口处的高压且高温过度加热的工作介质(氨)214a被分为两个主流，即：

1、过度加热后的工作介质流210被供给到涡轮机202，在涡轮机202

中其被允许膨胀并产生机械功或其他形式的能量，包括从新系统发电站

输出的净能量；

2、过度加热后的工作介质流245被供给到涡轮机246，以提供运行能量

保留和再循环系统加压器231所需的电力(机械功)。

同样可以对这些流进行其他布置以完成机械功供应和/或发电的相同功能。如果例如涡轮机202为采用临时过度加热的多阶单元且具有提供用于加压器231的机械功的足够能量，则在图3所示的热引擎200的实施方式的第一膨胀阶段之后可以生成并提供流245。

在过热器215出口处的其他高压且高温过度加热后的工作介质流214a同样能够被提供用于运行高压液态工作介质氨泵207，或被用于对来自流232的部分能量保留剂的温度的进一步增加和提升，或是其他。尽管如此，这些流需要比所述两个主流小很多，并且来自这些流的消耗的工作介质被加入到来自涡轮机202和246的消耗的工作介质中以在热交换器204中凝结，重复所述机械功和发电回路。

输入到涡轮机202中的气态工作介质氨201通常为具有7.135MPa(71.35bar)之上的典型压力P₁和400K(127℃)之上的温度T₁的高压气体。在涡轮机202和246的入口处可以选择工作介质的任意其他合适的压力和温度，这取决于各种情况的特定条件下的多种因素和考虑。气态工作介质氨被允许在可控条件下在涡轮机202中进行等熵膨胀，并且提供旋转机械功或其他形式的机械功，所述机械功可被用于在发电机202a中生成电力或实现其他形式的功。消耗工作介质氨在显著降低但受控的压力P₂下且在对应的低温T₂下从涡轮机202排出。在以氨作为工作介质的实例中，如果涡轮机202的出口压力(背压)被选定为0.55077MPa(5.5077bar)，则消耗工作介质的对应饱和温度大约为280K(7.0℃)。工作介质流245在供给到涡轮机246时经历类似的条件并提供用于能量保留加压器231的机械功。消耗工作介质的任意其他适当背压可在涡轮机202和246的出口处进行选定，这取决于多个因素，并且将确定工作介质的对应出口温度。

涡轮机202和246可具有一个或多个工作介质膨胀阶段，并且在该特定情况下，涡轮机202和246被选定为具有采用临时过度加热的两阶段膨胀。在第一阶段中，高压且过度加热后的高温氨从71.35bar被膨胀到25bar，并且在高压下退出第一阶段201a。接着被供给到过热器202b以通过加热剂流的热蒸汽流被再次过度加热。临时过度加热后的氨接着被供给到涡轮机202的第二阶段并且被膨胀为最终消耗工作介质203，所述最终消耗工作介质203如上所述的在显著降低但受控的压力P₂下且在对应的低温T₂下从涡轮机202排出。对过度加热温度以及膨胀阶段数量的选择用于最小化并且更佳地用于去除两个膨胀阶段中涡轮机内的氨的凝结过程，并且在热力章节中进行描述。可以将过热器202b的排出大部分供给到涡轮机246以及将过量的工作介质氨供给到涡轮机202的第二阶段，如图3的实施方式所示。

来自涡轮机246出口的消耗工作介质的条件受到控制并且优选地与来自涡轮机202的消耗工作介质相同，由此这两个流能够被再次结合。来自涡轮机202和246的消耗工作介质流(以及其它的，若适用)在混合器203a中进行混合，并且结合的流203b被再次传递到热交换器/冷凝器304以进行凝结205、被发送到工作介质存储罐206以供给到高压泵207，重复所述发电回路(内部循环)。

在图2中示出的实施方式中，热引擎200(基于热泵原理)还包括能量保留和再循环系统，具有由电动机驱动的或者优选地由涡轮机246驱动的加压器231，所述涡轮机由高压工作介质驱动运行以提供所需的机械功。加压器231可具有一个阶段或多个阶段并且从热交换器(过热器)240接收低压低温蒸发的加热剂(在本例中为正辛烷)230，并且在加压器出口处将其加压为适当的高压流232。能量保留和再循环加热剂(正辛烷)的增压等级以某种方式进行选择，以使得其将在所选定的高压下凝结时将加压的正辛烷的对应的凝结饱和温度增加到一个等级，加热剂的所释放的凝结潜热能量适于在热交换器211中使用以对热交换器211中的高压工作介质(氨)210进行加热及部分或完全蒸发。加压器231出口处的加压后的加热剂正辛烷232被分为在热引擎200的不同部分用于不同目的的若干流，这些流(在本特例中)为：

a-流232a，在热交换器211和209中使用，

b-流232b，在热交换器201b(过热器)中使用，

c-流232c，在热交换器240(过热器)中使用，

加压后的加热剂正辛烷流232a的大部分被供给到热交换器211，在热交换器211中将其用于对从其他入口输入到热交换器211中的加压且加热后的工作介质(氨)流210进行加热且部分或更佳地完全蒸发的潜热凝结(将形态改变为液态)和释放。凝结且热的加热剂(正辛烷)233a被供给到热交换器209，并且由于热交换表面另一侧上的逆流加压后且冷却的液态工作介质氨208的作用在一个阶段中或逐渐地被冷却到最低可接受的温度，以提高能量保留和再循环加压器(热泵原理)的效率和‘性能系数(COP)’。来自热交换器209的冷却后的加热剂234被供给到加热剂存储罐235。

加热剂流232b被供给到过热器202b以对来自涡轮机202第一阶段的部分膨胀的工作介质氨201a进行过度加热。在热交换器202b中，加热剂232b将其用于过度加热部分膨胀的工作介质氨201a(在热交换器202b中临时加热)的潜热凝结(将状态改变为液态)和释放，并且过度加热后的氨201b被供给回到涡轮机202的第二阶段。在饱和高温的凝结的加热剂232e与其他流混合并被供给到过热器240。

流232c以及凝结的高温流232e和233b被供给到过热器240以将低压能量保留和再循环加热剂(正辛烷)蒸汽流239过度加热到足够高的温度，由此当其在加压器231中被加压时，加压器中对加热剂正辛烷的凝结过程最小化或者更佳地不具有凝结过程。来自热交换器240的对应出口的液态加热剂(正辛烷)237被冷却到最低可接受的温度，并且同样被供给到加热剂存储罐235。利用来自工作介质冷凝器204的非常低温的蒸发的加热剂正辛烷(其温度大约只有274K(1.0℃)，在热交换表面的另一侧)实现液态正辛烷的低冷却温度。存储罐235的容量同样足够大以存储用于新系统顺利且持续运行所必须的量的能量保留剂(加热剂)。

冷却的能量保留和再循环剂正辛烷236接着从存储罐235中取出并且在设施236a中被减压为低等级流238，该流238适于在热交换器204中使用以在一个阶段或一个以上的阶段中冷却和凝结消耗工作介质氨蒸汽203a。减压后的液态加热剂正辛烷238在大约274K(1.0℃)的温度下在热交换器204中蒸发(将状态改变为蒸汽)，并且从消耗工作介质氨203b(在热交换表面的另一侧上在大约280K(7℃)的温度下)的凝结饱和的蒸汽接收释放的凝结潜热能量，并且完成饱和的工作介质到液态的凝结过程205。对冷却液态加热剂正辛烷的减压同样造成了一小部分正辛烷239b的闪蒸，其吸收(补偿)了正辛烷液体闪蒸和减温(从283K(10℃)的温度到274k(1℃)的温度)的能量损失。减压后的液态工作介质236b的过量部分(在热交换器204中不被需要(在本过程的热力章节中描述的)且温度为274K(1.0℃))被供给到海水热交换器256，并且由于海水大约为284K(12.0℃)以上的较高温度的作用而被蒸发236c。所有的加热剂(正辛烷)低压蒸汽流239a、239b和236c被结合为一个流239并且被供给到热交换器(过热器)240。

在热交换器240中，低压正辛烷蒸汽被加热到足够高的温度，当其在加压器231中被加压时，使得加热剂(正辛烷)的凝结过程最小化或者更佳地不具有凝结过程。所述流239a、239b和236c中的热能量足以将低温正辛烷流239从274K(1.0℃)过度加热到在供给到加压器231之前所需的温度355K(82℃)以上，如模型化实例中所示出的，过度加热的正辛烷蒸汽流230被供给到加压器231中以被加压为具有所需压力的流232，重复所述能量保留和再循环回路。

在图2中所示的热引擎的实施方式中，示出了热交换器组204所需要的工作组件及其功能。单组分消耗工作介质(氨)流203和247的结合的低压蒸汽203b流自混合器203a并且从一个入口被供给到热交换器204，其中所述蒸汽能够以一个阶段或多阶段方式被冷却并凝结，并且氨凝结物205从对应的出口离开热交换器204并被供给到工作介质存储罐206。消耗工作介质氨蒸汽203在热交换器204中被冷却并凝结，并且尽管其饱和凝结温度仅仅为280K(7℃)，事实上仍然表示为热交换器的热侧。液态且冷却的能量保留和再循环加热剂正辛烷238在274K(1.0℃)的温度下经由减压设施236a从存储罐235取出并被供给到热交换器204的其他入口，并且由于热且凝结的工作介质氨蒸汽203的作用在280K的温度下蒸发，并且加热剂吸收了凝结氨的凝结潜热。蒸发的加热剂正辛烷239a在大约274K(1.0℃)的温度下从对应的出口离开热交换器204，且由此加热剂正辛烷的热交换侧表示为热交换器204的管道表面(tube surface)的冷侧。

如果热传递表面的每一侧的热交换材料都是单组分纯材料(在本例中为纯氨)，则凝结温度在比压下是恒定的，例如氨在5.5077bar的压力下在280K的温度凝结。热交换表面的相对侧的单组分纯材料冷却剂(能量保留和再循环剂正辛烷)的蒸发温度在对应比压(specific corresponding pressure)下同样是恒定的，例如在0.00466bar的恒压下，蒸发温度为274K。尽管如此，在热交换表面的一侧为多组分工作介质(例如氨水混合物)的情况下，工作介质的凝结温度是一个范围，该范围反映了在凝结过程的开始和结束时刻凝结混合物中的高沸点溶剂水的浓度。举例来说，氨水混合物的工作介质蒸汽的凝结在大约5bar的恒压下从298K(25℃)的温度开始到280K(7.0℃)的温度结束。这个范围能够真实地为热交换过程提供较佳的温差(△T)。在另一实例中，如果涉及工作介质流(303b)，该工作介质流(303b)为多组分材料(例如氨中的水具有特定浓度的氨水混合物)，则如果凝结温度在0.75MPa(7.5bar)的压力下从大约325K(62℃)的温度开始，则整个流303a的凝结将在大约294K(21℃)完成。

大致来说，所涉及的所有液体、气体和蒸汽流(例如201、203、205、206a、208、210、212、214、230、232、233、236、237、238、239、245、247、250、252、255和257)在所述的热交换器与装置之间的移动和传递都通过线路或管路或管道完成。

总体来说，热引擎200的实施方式的特征包括：用于存储(保存)液态工作介质206的装置；用于加压液态工作介质207的装置；用于将高压且高温工作介质蒸汽213从液态工作介质217中闪蒸分离的装置；用于将蒸汽压力的能量转换为机械功202的装置；用于热交换204、209、211、215、202b、240和256的装置；用于能量保留和再循环剂加压231的装置；用于提供机械驱动246的装置；用于存储(保存)液态热保留剂235的装置；以及用于将高压且高温工作介质208、或消耗(耗费)工作介质203、或加压后的加热剂蒸汽232或液态加热剂236从本发明实施方式中的热引擎200的一个组件传递到热引擎200的另一组件的线路或管路或管道或其它装置。

采用运行循环的实施方式的布置，热交换器204中的低温消耗工作介质氨蒸汽的凝结潜热(热能)被从热交换器204保留、提升和再循环(传递)到热交换器211和209。因此，本能量保留和再循环回路的目的在于将来自凝结消耗工作介质的凝结热能(潜热)尽可能多的(更佳地为整个凝结热能(潜热)的量)保留并再循环，提升其温度等级并将其返还以用于且再次用于将加压后且冷却的液态工作介质氨流208、210和211加热到最高可接受的温度，并且同时在热交换器211中蒸发一部分或全部的工作介质氨，以及从得到的能量中生成更多的机械功和电力到所述系统中。

在图4所示的热引擎300的实施方式中，采用多组分工作介质(例如氨水混合物)，热引擎的的运行存在变化。如前文所述，大致来说，本实施方式热引擎的大多方面都与图3中采用单组分工作介质的引擎的实施方式类似，但具有以下主要构建和主要运行上的区别：

-用富溶剂305来代替纯单组分(纯)材料205，

-用贫溶剂317循环回路来代替单组分材料217循环回路，

-具有额外的贫溶剂热交换器319，

在图4示出的替换的实施方式中，热引擎200还包括具有两个子回路No 1和No 2的能量保留系统，并且可具有两个以上的子回路，并且子回路416和417中的每一个以及其他子回路均为完整的、独立且有区别的运行闭合回路。每一子回路实现主回路的部分功能，吸收热交换器204中的消耗工作介质203b的凝结潜热以及将蒸发的加热剂A的温度从热交换/冷凝器204中的加热剂(A)流238蒸发的冷源等级提升到最终子回路的最终加压后的加热剂温度，在本例中为加热剂(B)流432在加压器431的出口处的温度，该温度为热源的高温并且适于在热交换器/蒸发器211中使用以加热和蒸发单组分工作介质210或富溶剂310。

更具体地，子环路No.1的加压器231将蒸发的加热剂A流239的温度从热交换器/冷凝器204的冷源温度提升到预先选定等级的适当的临时温度以在热交换器405中用于加热和蒸发加热剂B流436d，加热剂B流436d随后被供给到子回路No.2的加压器431以被加压到适当等级的压力，并且将出口流432的温度提升到热引擎200的高温热源的等级，以适于在热交换器211中使用以加热和蒸发加压后的单组分工作介质210，并且对应的出口流212被供给到闪蒸分离罐213。凝结的加热剂A流233a被供给到热交换器209以加热加压后的液态工作介质208，并且所生成的冷却后的加热剂A流234被供给到存储罐235且接着被供给到热交换器/蒸发器204以由来自涡轮机202的热凝结消耗工作介质蒸发，重复所述子回路No.1的运转。凝结的加热剂B流436和437被供给到存储罐435且接着被供给到热交换器/蒸发器405以由来自加压器231的热凝结加热剂A蒸发，重复所述子回路2的运转。能量保留子回路No.1的加压器由涡轮机246供电，而能量保留子回路No.2的加压器由涡轮机446供电，所述涡轮机446从来自过热器215的流214a接收高压且高温工作介质流445，并且消耗工作介质447被加入到其他工作介质流中并且在热交换器204或304中凝结。可以对上述方案进行其他布置，以实现所需的对热交换器204中消耗工作介质的尽可能多的凝结潜热进行保留和再循环的最重要的功能。

在图6示出的替换实施方式中，热引擎200还包括：将加热剂501的高温蒸汽从能量保留和再循环系统加压器231的出口传递到闪蒸分离罐313的单组分工作介质或贫溶剂循环回路的热交换器或再沸器221的装置。加热剂的凝结的蒸汽的温度应当比闪蒸分离罐213底部的单组分工作介质或贫溶剂的所需温度高10℃到15℃，以影响热传递的效率并使所述单组分工作介质或贫溶剂沸腾。凝结的加热剂502返回并加入到来自热交换器202a的凝结的加热剂232e中，以供给到热交换器240(过热器)以冷却到适当的最低等级且被供给到存储罐235，以及重复所述能量保留和再循环回路(热泵循环)。上述方案应当在保持所述系统(循环)的整体材料和热平衡的范围内运行。

在图7中示出的替换实施方式中，热引擎200还包括能量保留子回路系统(同样根据热泵原理运行)，该系统用于生成和传递高阶热能到热交换器215中的高压且蒸发的工作介质214以用于对单组分或多组分工作介质进行过度加热。所述能量保留子回路包括推进式加压器602，用于从加压器231的出口接收蒸发的高压加热剂601的流并且将其进一步加压到适当的高压，并且在加压器602的出口处适当地增加加热剂603的凝结饱和温度。高压且高温加热剂603被供给到过热器215，以替换所存在的中压或高压流，从而将工作介质214的温度增加到所需等级。加热剂603在过热器215中凝结并从加热器604中排出，接着被加入到凝结的加热剂233流中并且供给到热交换器209以冷却到适当的最低等级并送到存储罐235中。冷却的加热剂237从所述存储罐中取出并被减压到适当的等级且被供给到热交换器204，重复所述能量保留主回路和子回路(加热内部循环)。工作介质涡轮机607用于为加压器602提供必要的机械动力，并且接收高压高温过度加热后的工作介质606，消耗工作介质608被加入到其他消耗工作介质流203和247中以在热交换器204中凝结，以及重复所述发电回路(内部循环)。上述方案同样应当在保持所述系统(循环)的整体材料和热平衡的范围内运行。

在图8中示出的替换实施方式中，热引擎300还包括双液体泵701，该双液体泵701用于从热交换器319的出口接收高压贫溶剂702。所述高压贫溶剂驱动所述双液体泵704以泵送和加压接收自富溶剂存储罐306的一部分低压富溶剂705。消耗低压贫溶剂703余留在所述双液体泵中且与其他低压流303、347和352混合，以供给到热交换器304。加压后的富溶剂706余留在所述双液体泵中且被加入到由电泵308加压后的富溶剂流308a和308b中。流308a被供给到热交换器309，而流308b被供给到热交换器319。在这些热交换器之后，所述两个流被结合并供给到热交换器311且接着被供给到闪蒸分离罐313。

在图9中示出的替换实施方式中，热引擎200还包括在工作介质存储罐206顶部或其他任意适当位置处的排气孔801，用于控制单组分或富溶剂存储罐内部的压力。排出的工作介质蒸汽801被供给到推进式加压器802，该推进式加压器802由电动机驱动但同样可以由与热引擎600的实施方式中的推进式加压器602类似的涡轮机驱动，并且增加被再次加压的排出蒸汽的压力到适于加入到其他消耗工作介质流203、247、608等的等级。对液态工作介质压力的控制减少并因此单组分特别是富溶剂的温度可用于改善新系统的运行控制和效率。

在图10中示出的替换实施方式中，热引擎200还包括直燃式热交换器900，该直燃式热交换器900用于对来自闪蒸罐分离器213的出口的高压且高温饱和工作介质214进行过度加热。高压且高温工作介质流901(或214)被供给到热交换器900，该热交换器900由燃烧一些适当的燃料904及空气905产生的直接火力来加热以提供所需的能量。按照热引擎的需求，被过度加热到所需温度的工作介质902被供给到电力涡轮机202、246、607等等。本实施方式可作为过热器215的补充和/或替代。

在图11中示出的替换实施方式中，热引擎200还包括用于生成适当压力的蒸汽1002的直燃式锅炉1000，所述蒸汽1002用于对热交换器(过热器)215中的工作介质高压且高温流214进行过度加热。处理后的水和凝结物1005被从存储罐1004中取出、由泵1006泵送且供给1001至锅炉1000，该锅炉1000通过供应空气1008对适当的燃料1007进行直接燃烧而被加热。生成的蒸汽1002被供给到过热器215以为过度加热高压且高温饱和工作介质214提供所需的能量。凝结水1003返回到存储罐以通过泵进行处理和加压，以及重复所述加热回路。

在图12中示出的替换实施方式中，热引擎200还包括热交换器(256)，该热交换器(256)被布置成从加压器231接收高温加热剂蒸汽1105，并且冷海水流255流经热交换器256并凝结加热剂蒸汽1106。凝结的加热剂1106被加到加热剂存储罐235中。来自热交换器256的热海水流257回到海洋或大海中。

在图12中示出的替换实施方式中，热引擎200由此可具有以下双重功能特点：如报告正文中所述的，经由减压设施236a将来自存储罐235的冷的减压后的液态加热剂(正辛烷)蒸发，以及如上所述的，将来自加压器231的加压后的加热剂蒸汽凝结。

在图13中示出的实施方式中，热引擎200包括多阶段加压器装置，具有用于在每一加压阶段的结束时刻提取和分离凝结的工作介质的缓冲罐(knock out tank)。

6.用于新发电站系统的适当液体(材料)

在本发明中适于用作“工作液体”的材料可以是纯组分、多组分或混合组分，并且被选定和用于实现以下两个主回路液体的功能：

a)用于机械功和发电回路的工作介质

b)用于能量保留和再循环回路的加热和冷却剂

由于这两组材料的功能和操作方式需要且被期望相互对比，因此这两组材料为不同的材料组。如下所述，一组材料(工作介质)的有利的和可取的热力特性、操作方式和特点对于另一组材料(加热和冷却剂)来说可能是最不可取的性质和特性。

6.1 用作“工作介质”的适当材料

适于用作所述新系统的机械功和发电回路中的工作介质的材料可以是：

●单组分材料(例如氨)，或任意具有适当的与氨近似或较氨更优的热力特性的材料，

-水主要用作朗肯循环发电站中的工作介质，其中燃料燃烧温度能够达到非常高的等级，并且来自涡轮机的消耗水蒸汽的凝结温度足够高以允许海水或河水或大气用作冷却剂，

●用作工作介质的多组分液体，包括具有适宜的热力特性和大的范围的互溶性范围的两种或多种低沸点和高沸点材料的混合物，例如氨水混合物，

●用作工作介质的多组分液体，包括各类氢化合物、各类氟利昂、或其他材料，

当将多组分液体(例如氨水混合物)用作工作介质时，低沸点工作介质组分(WM)与溶剂的沸点温度之间的差优选地大于100K。

纯氨、纯水蒸汽以及氨水蒸汽(气体)混合物具有适当的热力特性，并且纯氨、纯水和氨水在大的压力和温度范围下的热函浓度数据和图在技术文献中是已有的，并且被认为是可信的。由此，纯氨和氨水混合物被认为是适当的材料且被选定在本发明中使用。

在涡轮机中的等熵膨胀期间，由于依照以下状态方程的那些气体状态的绝热方程中的指数(k)的值高，氨、水及其混合物蒸汽根据(入口与出口温度之间的)温差范围显示出更长的理论和实际等熵膨胀路径：

P V^k＝常数              方程1

其中：

P-为预期过程起始时的气压

V-为预期过程起始时的气体体积

K-为绝热膨胀指数

所述绝热膨胀指数k根据恒压下气体的比热(C_P)与恒定体积下所述气体的比热(C_V)之比表示，如下：

k＝C_p/C_v              方程2

对于氨，在大约288k(15℃)的温度下，(k)＝1.310以及

对于水蒸汽，在大约388k(115℃)的温度下，(k)＝1.315

对于氨水混合物，要求(k)同样近似为＝1.315

在针对氨的大于380K的高温以及针对水蒸汽的大于450K的高温下，指数(k)的值减少并且可以比1.315小很多。对于氨和水蒸汽两者而言，在300K以下的低温下，(k)的值增加到大于1.315。该特性在通过涡轮机从膨胀的氨和水蒸汽(气体)中获取更多的功和能量时非常有用，并且在本报告的热力分析章节进行了说明。

如上文中所述，纯氨和氨水混合物具有适当的热力特性且在本发明中(作为实例)被选作工作液体，

-用于单组分系统配置的纯氨

-用于多组分系统配置的氨水混合物

6.2 用作“加热剂”的适当材料：

在新发电站模型中使用能量保留和再循环系统(热泵原理)的目的在于对运行循环中产生的尽可能多的热能、更佳地对全部的热能进行保留和再循环(节能)。能够在所提出的电力系统中被高效保留和再循环的能量的量取决于多个因素，特别是取决于所采用的加热剂的物理和热力特性以及所选择的回路运行条件，例如：

a)广义状态绝热方程中指数(n)的值(替代k)：

P Vⁿ＝常数              方程1a

-优选地，指数(n)的值应当尽可能的小，并且优选地小于1.0655，以实现更好的系统效率(如热力分析章节中所说明的)，

b)冷源温度T_冷下加热剂的蒸发潜热，

-优选地，在冷源温度下，加热剂具有较高的蒸发潜热-大于380kj/kg(90.77kcal/kg)或者更高，

c)选定材料在冷源温度T_冷下(包括在真空下)的适当沸点，

-在材料状态方程中绝热指数(n)的值低的多数材料具有高分子量和高沸点。这样的材料可能需要在适当的冷源温度下在真空下蒸发，

d)冰点或凝固点，

-重要的是，选定加热剂(纯材料或混合物)的冰点应当足够低于冷源温度(至少低若干K)，以避免任何意料之外的系统凝固，

e)将能量从冷源温度T_冷提升到热源温度T_热所需的运行温度范围，

-所需的温度范围增加应当使得能量保留和再循环系统加压器“性能系数COP”(热泵原理)优选地维持在7以上，

f)必要时，在冷加热剂蒸汽被供给到能量保留和再循环系统加压器(热泵)之前使用过度加热过程对其进行预热，

g)应当对运行条件进行选择，以避免在加压过程期间加压器内的加热剂的不可接受的凝结等级，

多种具有适当热力特性的材料能够被用作加热剂和冷却剂，例如：

-正辛烷              C8H18          CH3-(CH2)6-CH3

-正庚烷              C7H16          CH3-(CH2)5-CH3

-异辛烷              CH3-CH(CH3)-CH2-CH2-CH2-CH2-CH3

-乙醚                CH3-CH2-CO-CH2-CH3

-二乙胺              CH3-CH2-NH-CH2-CH3

-正丁胺              CH3-CH2-CH2-CH2-NH2

-正戊胺              CH3-CH2-CH2-CH2-CH2-NH2

-正戊醇              CH3-CH2-CH2-CH2-CH2-O-H

-甲酸正丁酯          CH3-CH2-CH2-CH2-O-COH

-二乙基甲酮          CH-CH2-CO-CH2-CH3

-不同的适当材料的共沸混合物

-适当材料的混合物

等等，

极为需要这些被选作能量保留剂的材料的某些重要的热力特性并且被选为与机械和发电回路的工作介质(氨和水蒸汽)的相同热力特性形成对比。例如，蒸汽和气体状态方程中的指数(k)或(n)的值为：

P Vⁿ＝常数              方程1a

虽然要求工作介质的指数(n)的值尽可能高并接近理想气体值1.40，然而在能量保留和再循环剂(加热剂)的情况下，要求指数(n)的值尽可能低并且理想情况下应低于：n＝1.065。

如此低的指数(n)的值使得所涉及的加热剂材料的等熵压缩和膨胀过程将根据这些工作介质展示不同的表现，这些工作介质被选定为具有高的指数(n)的值，优选地高于1.315。在下一工作介质和加热剂的热力分析章节中将进行具体说明。

纯正辛烷和多种其他类似材料在大的压力和温度范围下的热函、熵、比容等数据在技术文献中是已有的，并且被认为是可信的。纯正辛烷具有适当的热力特性并且被(作为实例)选作本发明中的加热剂。

7.本发明的热力分析，新发电站：

在“Atalla Harwen Cycle”之内

本发明结合附图3、4、5、6、7、8、9、10、12、13、14、15、16、17、18、19、21、22、23、24、25、26、27、28、29、30和31进行具体分析和以下描述。

图4中示出的是本发明的单组分工作介质的实施方式，并且作为所述新系统(发电站)计算和分析的参考示例和依据。适当的单组分工作介质的一个实例为“纯氨”，并且其被选作系统分析和计算的工作介质(WM)。适当的单组分能量保留和再循环系统材料(加热剂HE)的一个实例为正辛烷，并且其被选定用于系统分析和计算。

为了简化计算和分析流程并且涵盖新发电站运行、带有其他组分的设备的每个单个部件的参数和互动性，随后结合图3所示的整个经整合的热引擎200的实施方式，将通过所述涡轮机(或多个涡轮机)的工作介质氨的选定流量计算为一(1.0)kg/s。该流量同样是氨通过机械功和发电回路的所有其他组分的流量。

为了进一步实现所述计算，要求的适当且独立的运行参数和条件的示例设置同样被选定用于通过发电站的机械和发电回路的工作介质氨的进程。

在考虑了每一涉及的装备部件的入口和出口处的氨的参数的情况下，能量保留和再循环剂正辛烷(加热剂)通过两个回路之间的热引擎200的每一装备连接件(joint)的相应要求的流量和适当的运行条件被计算和确定，以满足工作介质氨的1.0kg的流量。正辛烷通过(仅用于能量保留和再循环回路的)其他装备部件的流量和适当的运行条件被计算且调整，以提供完成所述闭合回路且进行所需评估的装置和新发电站运行的一个合理的“示例”。

应要求做出了一组基础实际假设，以进一步实现对热引擎200的每一独立装备部件的其他必要运行参数的计算。

为此，基于所给定的假设，还构建了用于模拟和计算新发电站流程运行数据和参数的Excel程序(涵盖所有的发电站装备)，以计算这些独立设备部件以及整个系统的质量(mass)和能量平衡并生成计算结果。表1示出了模拟结果。

Excel模拟计算中同样示出了所有假设列表。

还对以从低温源到高温源所提升的能量的量为依据、且系统加压器的每单位能量(COP)有效使用的系统性能进行分析，以对所提出的发电站的整体优劣、标准和效力作出评定。

为了更好地理解和评估过程热力学及其影响，对所述两个回路的所有组件的参数进行如下的详细分析和计算，所述分析和计算同样反映和补充了Excel程序模拟结果且接近参数计算和研究结果。

A-分析机械功和能量生成回路：

如之前所示，根据氨的状态绝热方程：

P V^k＝常数              方程1

且：

k＝C_p/C_v              方程2

尽管如此，在任意蒸发的材料或气体的广义状态方程中，(k)被替换为(n)，且所述绝热方程表示如下：

P Vⁿ＝常数              方程1a

进一步的相关和简化的状态方程：

$\frac{P_2}{P_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$               方程3

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$               方程4

其中

P₁为加压过程起始时的气压

P₂为加压过程结束时的气压

V₁为加压过程起始时的气体体积

V₂为加压过程结束时的气体体积

T₁为加压过程起始时的气体温度

T₂为加压过程结束时的气体温度

以及：

n＝Ln(P₂/P₁)/Ln(V₁/V₂)              方程5

方程3和4表示了绝热条件以及氨蒸汽的等熵膨胀或压缩，由于所述过程在没有能量从外界进入到膨胀系统中的情况下进行，因此不需要改变其总的熵。

如前文所述，被认为适用于机械功和发电回路的任意假设的运行条件和参数设置将指明能量保留和再循环回路的相应运行条件、大小和运行模式设置，由此首先进行讨论。

参见图15，其示出了纯氨的温-熵(T-s)图及其相存和互换区域：

a-液相区，其中氨一直处于液态，

b-混合液汽相区，其中氨处于混合的液体和蒸汽相的均衡状态，

c-汽相区，其中氨一直处于汽态，

图中示出了当液态氨的熵随着饱和温度线A-B-T_cr的增加而增长时，氨蒸汽的熵随着饱和温度线D-C-T_cr的增加而减少。由此只需要一个饱和温度(点)，在该饱和温度(点)，氨的液相和汽相的熵交会且相等，并且该点位于临界温度(T_cr)。尽管如此，如果完全蒸发的氨从饱和蒸汽线T_cr-C-D上的任意点被过度加热，过度加热后的氨气的熵随着温度的增加而增长。过度加热后的氨气的熵路径按照与液态氨的熵路径相同的方向(以某种方式平行)移动(流动)并且大大偏离饱和蒸汽的熵路径。所形成的过度加热后的且饱和的蒸汽熵线交角对于氨通常为钝角并且接近或比90°度大出很多。氨气的过度加热且饱和相的这样的偏离的熵线路拉长了等熵膨胀路径，并且在被过度加热到足够高的温度的情况下，为从这些膨胀的气体中获取更多的能量提供了更多的机会。这是具有低分子结构(更少的原子)和重量的蒸汽和气体(材料)、例如水蒸汽、氨、甲烷、一氧化碳等的典型的热力特性。

在选定的实例中，可以利用氨的这些良好的热力特性，通过图3中的涡轮机202、从膨胀的氨气和蒸汽从选定的7.135MPa(71.35bar)的高压到消耗的蒸汽的0.55077MPa(5.5077bar)的低压，来生成能量，所述涡轮机202可以是一阶段或多阶段涡轮机。

参见图16，其示出了氨的温-熵(T-s)图以及所涉及的热力发电闭合回路所设想的步骤，包括：

-液态氨的泵送，A-A1，

-液态氨的加热，A1-B，

-氨的蒸发，B-C(恒定高压下的相变)，

-氨的过度加热，C-E，

-氨的等熵膨胀(一阶段涡轮机)，E-D，以及

-将消耗的氨凝结为液态并返回到点A，D-A(恒定低压下的相变)，完成一个循环且开始氨的泵送的下一循环，并且不断重复所述发电回路的步骤。

尽管如此，在本选定实例的条件下，氨涡轮机被选为临时过度加热的两阶段类型，并且所述涡轮机生成机械功并从氨膨胀的两个阶段产生电力。在以能量的量和温度为依据的可用能源的热力条件下，通过为机械功和发电回路选择适当的运行条件，新发电站能够运行以实现高等熵效率。取决于所述能量源，温度和可能的过度加热会影响到膨胀过程的等熵效率。在其中无法过度加热到高于饱和温度390k(117℃)，则系统等熵效率会变得非常低(可能低于70％)，并且需要在涡轮机内进行显著的氨凝结过程。尽管如此，如果能量源的温度能够将高压氨蒸汽过度加热到一个等级，当通过涡轮机进行等熵膨胀时，膨胀的氨蒸汽的最终温度在来自涡轮机的消耗蒸汽的选定的出口压力下会与氨蒸汽的饱和温度一致，基于如下状态方程的计算，等熵效率实际上能够达到100％：

P Vⁿ＝常数

并且：

$\frac{P_2}{P_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

在295K-400K的温度范围内，对于氨和水蒸汽指数：

n＝k＝大约1.312-1.245

如果按照图15a的过程、氨蒸汽在涡轮机中从71.35bar的饱和压力膨胀到5.5077bar，则涡轮机上的温度根据方程3和4下降，假设：

5.5077bar下氨的饱和温度为280K，

71.35bar下氨的饱和温度为380K，

在所述条件下n(k)的平均值＝1.285

$\frac{P_2}{P_1}=\frac{5.5077}{71.35}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n,$ 且

Lg(5.5077/71.35)＝n×Lg(V1/V2)，并且

Lg(V1/V2)＝(-1.124237/1.2850＝-0.865994

(V1/V2)＝0.13633874

并且

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

T₂＝380×(013633874.)^0.285＝380×0.5665988＝215K

T₂＝215K

尽管如此，在5.5077bar下氨蒸汽的饱和温度仅仅为大约280K，这意味着理论上计算出的最终膨胀温度理论值显著比最终膨胀压力下的饱和温度低：

280-215＝65K

同样要求涡轮机内从71.35bar的饱和压力到5.5077bar的饱和压力的氨蒸汽的膨胀过程温度将跟随图15a中从点C到D的饱和路径的温度。由于所述膨胀过程在280K而不是215K完成并终止，整个理论等熵膨胀路径由此缩短了(减少了)65K。等熵膨胀路径的减少且膨胀过程效率如下：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

$\frac{280}{390}=\left(0.13633874\right)^(n-1)$

(n-1))＝(Log 0.736842)/(Log 0.13633874)

n-1＝-01326255/-.0.8653807＝0.1532568

n＝1.1532568

等熵效率(η_is)为(大约)：

(ηis)＝(0.1532568/0.285)×100＝53.77％

并且因此：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

$\frac{T2}{380}=\left(0.13633874\right)^\left(0.1532568\right)$

T₂＝380×0.7368423＝280K

为了将后续的膨胀过程从71.35bar及380K温度的饱和条件持续到5.5077bar及相应的饱和温度280K，大量的氨蒸汽需要被凝结并将其潜热释放到余留及膨胀的氨气中。根据可用的氨的数据，大约26.25％的氨蒸汽将需要被凝结以达到5.5077bar的膨胀压力。涡轮机内如此高的氨的所需理论凝结会使得氨膨胀体积显著减小、所生成的机械功成比例降低并且该过程的等熵效率也降低。

在膨胀过程期间氨从饱和状态凝结的主要原因(可能)在于，氨蒸汽的熵随着温度的降低而增加，并且需要大量的能量来持续膨胀和冷却过程。存储的加压后的氨蒸汽的加压能量不足以满足如下所示的所要求的膨胀机械功(W_ex)和在该过程的膨胀范围内的熵(E_en)的增加(能量)：

(W_ex)＝P dV

(E_en)＝Tds

所缺少的能量由所释放的氨蒸汽凝结部分的凝结潜热得以补足，并且该过程持续在来自涡轮机的氨蒸汽的预先选择的出口背压，在本例中为5.5077bar。

由此，对于从71.35bar的压力膨胀氨达到5.5077bar的饱和压力及280K的温度，并且不对涡轮机内的氨进行凝结，根据针对氨的公开的技术文献，需要将氨过度加热到大约496.5K的温度。在该496.5K的过度加热温度下，

-过度加热后的氨的熵为10.235kj/kg.K

-饱和氨在280K下的熵同样为10.235kj/kg.K

依照状态方程的过度加热温度：

$\frac{P_2}{P_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$

以及

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

由此：

$\frac{P_2}{P_1}={\frac{71.35}{5.5077}=\left\{\frac{V_2}{V_1}\right\}}^n$

Lg(71.35/5.5077)＝n×Lg(V2/V1)，

并且：

Lg(V2/V1)＝(1.1532568/1.2750＝0.90451514

(V2/V1)＝8.02629536

以及：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

T₂＝280×(8.02629536)^0.275)＝280x 1.773134＝496.5K

T₂＝496.5K

计算出的所需的过度加热温度496.5K相当接近所公开的氨的技术数据，并且根据气体和蒸汽的状态方程中指数n的全值n＝1.275计算得出(在非常高的温度范围内)。以100％指数值使氨的最终膨胀温度与理论上计算出的温度相符合意味着所述膨胀过程得到了100％完全地利用，并且涡轮机内的工作介质氨凝结的效果没有任何损失。氨从71.35bar到5.5077bar的等熵膨胀期间温度下降(△T)了：

△T＝496.5–280＝215.5K

所需的过度加热能量(E_sup)根据饱和(h_sat)条件起始时以及过度加热过程(h_sup)终止时氨的热函计算得出：

(h_sat)＝452.7kj/kg并且(h_sup)＝940kj/kg，由此：

(E_sup)＝930–452.7＝477.3kj/kg(114.02kcal/kg)

在氨通过涡轮机的等熵膨胀期间，所引入的过度加热热能导致了：

a.在膨胀过程期间防止涡轮机内的氨凝结，并且在5.5077bar的背压和280K的饱和温度下在涡轮机的出口消耗条件下保持为蒸汽，并且所需的能量的量为：

500–452.7＝47.3kj/kg(11.299kcal/kg)

b.根据氨等熵膨胀提供所期望的涡轮机机械功，并且能量的量为：

940–500＝440kj/kg(105.11kcal/kg)

由此，所涉及的等熵膨胀过程以及氨气的膨胀温度范围被显著地拉长和扩大。如果在实际工业实践中能够提供这样的膨胀条件，可以从单位重量的膨胀氨气中获取大量的净能量。从足量的膨胀氨气中获取机械功在不发生任何凝结、体积减少(缩小)和液体与蒸汽阶段之间的熵分离中断(split-disruption)的情况下持续进行到所述过程的结束。系统的理论热效率(η_th)为：

$\left({\mathrm{\η}}_{\mathrm{th}}\right)=\frac{440}{1600}\×100=27.5\%$

对于在所涉及的能量源的低等级温度下运行的这样的系统而言，该效率被认为高但合理。

由此，期望所述等熵效率随着涡轮机内减少的氨的凝结而增加且将达到最大值(理论值为100％)，同时涡轮机内不存在工作液体的凝结。

另一方面，如果氨蒸汽被加压(等熵)，预计加压后的材料的高温在最终加压压力的饱和温度之上。如果将氨从饱和压力5.5077bar(图16和17中T-s图上的点D)加压，则加压路径只会跟随着过度加热线D-E，并且加压的最终温度将与线C-D上的饱和压力对应。举例来说，如果最终加压加压为71.35bar，则氨气的最终加压温度将为496.5K，这是所期望的过度加热等级并且远高于饱和温度380K，依照以下方程：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

$\frac{T_2}{280}=\left(8.02629536\right)^\left(0.275\right),$

并且：

T₂＝280×1.77313443＝496.5K

T₂＝496.5K

在等熵加压过程期间根据饱和条件对氨进行过度加热的主要原因在于，氨蒸汽熵随着温度的增加而减少，并且释放额外的能量到加压系统中。加压功能(W_comp)示出如下：

(W_comp)＝P dV，加上熵能量释放(E_entr)：(E_entr)＝Tds

大于每一温度K增加所需的氨的内部能量增加(dU)。

dU＝Tds–PdV              方程6

多余量的能量被释放到加压后的氨蒸汽中且将所述蒸汽过度加热为气态，并且该过程持续在来自加压器的氨蒸汽的预先选择的出口压力，在本例中为71.35bar。

如果氨蒸汽从5.5077bar的压力(图17中的点D)被加压(等熵)到71.35bar，则该加压过程可具有两个路径，如下：

a-从5.5077ba的饱和压力点D开始的直接等熵路径，该路径会跟随线D-E，并且在路径D-E上的任意点对氨进行过度加热。氨蒸汽和气体的量从点D的初始量开始没有增加，并且该过程如上所述地持续进行。

b-沿着饱和线D-C的路径，该路径要求向加压器内持续添加(注入)液态氨以压制加压的过度加热的影响。持续量的液态氨被蒸发以吸收过度加热能量，并且接着这些蒸汽同样将在随后的加压过程阶段中被过度加热且需要更多的液态氨，直到达到点C的最终压力。

在等熵加压过程期间需要被注入到加压器内的、用于在达到71.35bar的最终压力和380K(点C)的饱和温度时压制对加压后的氨蒸汽的过度加热的液态氨的确切的量等于在71.35bar(点C)下的高压且饱和的氨蒸汽的最终量被膨胀回到5.5077bar(点D)的压力的情况下凝结的氨的量。所需的注入液态氨的起始条件(压力和温度)应当与5.5077bar的压力和280K的温度的蒸汽条件相同。由此，对于从加压过程起始的初始蒸汽量来说，氨蒸汽的量(重量)显著增加。为了在加压结束时从点D到点C具有1kg的氨(图16)，蒸汽氨点D将为大约0.74kg，而点G的液态(凝结)氨的量为0.26kg。当所述蒸汽被加压且注入凝结物及最终加压压力达到71.35bar时，点C的氨蒸汽的量将为1kg。

加压图17同样将需要非常大量的能量以：

-从点D到点C增加1kg氨的热函，

-在点C，将每一(1.0)kg的氨蒸汽蒸发25％以上、或者蒸发大约0.25kg，

根据氨的特性，所需能量的量(加压器功)(W_comp)将为加压器入口(h_ainl)与出口(h_aout)处的氨的热函之间的差值，即：

(W_comp)＝(h_aout)-(h_ainl)

(W_comp)＝200–452.7＝–252.7kj/kg(–60.367kcal/kg)

大部分所述功(能量)实际上是加热和蒸发0.25％的液态氨(W_liq)所需的，即：

(W_liq)＝(-730.9–452,7)×0.25＝–295.9kj/kg(–70.688kcal/kg)

实际上，其中蒸汽部分将损失一些热函(W_vaol)，即：

(W_vapl)＝(506–452.3)×0.75＝40.275kj/kg(–9.621kcal/kg)

并且：

-295.9–(-40.275)＝255.6kj/kg(61.066kcal/kg)

上述两个计算出的值相当接近。

用于加压的能量(功)的量同样相当大，并且由此，氨被认为是更适合的用于发电的工作介质。

A.1生成自氨循环的电力：

根据热引擎200的实施方式以及两阶段涡轮机中氨膨胀的假定条件，生成的电力为：

阶段No.1：

进入压力  71.35bar      进入温度426K

退出压力  25.0bar       退出温度331K

等熵效率88％

生成的电力154kj/s或(kj/kg)

阶段No.2：

进入压力  25.0bar      进入温度400K

退出压力  5.5077bar    退出温度280K

等熵效率  90％

生成的电力  215kj/s或(kj/kg)

由两个阶段氨的膨胀生成的总电力(W_gen)为：

(W_gen))＝154+215.1＝369.1kj/s或(kj/kg))

(W_gen)＝369.1x 0.001＝369.1MW

B.能量保留系统回路分析

现在对具有适当的加热剂的能量保留和再循环回路进行说明和分析。该回路是所提出的电力系统最关键的新的部分，并且被选作该回路的工作液体的加热剂是正辛烷。该回路在与所述发电回路组合(叠加)时将可以构成所提出的新“Atalla Harwen Cycle”。

图21、22、23、24、25、26、27、28、29和30示出了正辛烷温-熵(T-s)图的不同变形。

参见图22，其示出了纯正辛烷的温-熵(T-s)图及其相存和内部改变的区域，即：

d-液相区，其中正辛烷一直处于液态，

e-混合液汽相区，其中正辛烷处于混合的液体和蒸汽相的均衡状态，

f-汽相区，其中正辛烷一直处于汽态，

参见图22，其示出了液体(线A-D-T_cr)和蒸汽(线B-C-T_cr)两者的正辛烷熵都随着温度的增加而增大。蒸汽和液体的熵路径线在同一方向移动，但同样会汇合并最终在椭圆类型(形状)曲线顶端中的临界温度(T_cr)处交汇。因此，预计有无限数量的等熵线与饱和蒸汽线和饱和液体线在不同的温度相交。随着温度的增加而增加正辛烷汽相的熵(热力特性)与氨和其他低分子量蒸汽和气体(例如水蒸汽、甲烷、一氧化碳等，这些低分子量蒸汽和气体的蒸汽熵随着图16的温度增加而减少(doctresses)(线D-C-T_cr(如上文工作介质章节中所述)))的同一特性相反。氨和正辛烷蒸汽的熵随着温度增加向相反的方向移动必然会使得在这两种材料的蒸汽和气体加压及膨胀过程中表现出不同的热力性能和特性。

如上文中所示，由于氨的状态方程中指数(n)的值高(n＝1.312)，等熵加压氨蒸汽到更高的压力会导致蒸汽被过度加热到比最终加压压力下的饱和温度高很多的温度。如所示的，当氨蒸汽从5.5077bar的饱和压力被加压到71.35bar时，加压后的蒸汽的温度将达到496.5K，而氨在71.35bar的饱和温度仅为380K。

尽管如此，将正辛烷饱和蒸汽从任意比压等熵加压到更高的压力，如图22中所示的线B-C1，该过程会从蒸汽饱和线B-C上的任意点沿垂直方向到接近T_cr，并且在正辛烷的液汽状态区域之内。由此，该加压过程会使得加压器内一定量的正辛烷蒸汽凝结，并且正辛烷饱和蒸汽的最终加压温度总是等于在如图22中点C和C1所示的较高的最终加压压力下汽相的饱和温度。在加压期间从饱和条件凝结正辛烷蒸汽及类似的材料实际上是必须的，以使得正辛烷被凝结部分释放其潜热到加压后的材料以维持加压过程，并且连续地提高形成的汽液混合物的温度以在最终压力下达到饱和温度(热力必要性)。

另一方面，如果正辛烷蒸汽被允许从较高的饱和压力等级(例如图22的点C)经历等熵膨胀到较低的压力，则该等熵膨胀过程同样会从蒸汽饱和线B-C上的任意点沿垂直方向进展到接近T_cr(例如点C)，并且在正辛烷所有蒸汽过度加热后的状态区域之内。由此，如果最终膨胀压力被选作点B的饱和压力，则所述膨胀过程的路径会从点C到点B1且会终止于垂直线上的点(例如点B1)。虽然正辛烷蒸汽的等熵膨胀造成所述正辛烷蒸汽从最高温度相对冷却，但所述正辛烷蒸汽在最终膨胀压力下会处于过度加热状态，且与点B的最终膨胀压力的饱和温度相比，所述正辛烷蒸汽处于更高的温度。正辛烷蒸汽的该性能与膨胀期间氨的性能(如所示的，在从图16和17的饱和线点C膨胀的情况下导致对氨蒸汽显著的冷却和凝结)相反。所述两种材料相对比的蒸汽膨胀的性能和效果能够根据气体和蒸汽的状态绝热状态方程1以及对正辛烷的应用进行说明，并且与之前氨的计算结果进行比较。

P Vⁿ＝常数            方程1a

-对于氨，指数n的值为1.315

-对于正辛烷，指数n的值为1.0227

B1-加热剂正辛烷的热力，

对于能量保留和再循环回路：

现在，将对在通过能量保留和再循环回路加压器的加压和膨胀过程期间加热剂正辛烷在相应的温度变化下的热力性能和特点进行描述和分析，并且会酌情将结果与氨的性能的结果进行比较。正辛烷在压力下的过程温度变化为系统运行和可能的经济学的主要指示和标准，并且根据以下状态方程主要取决于其热力特性：

P Vⁿ＝常数            方程1a

并且：

对于正辛烷及类似材料，指数n＝大约1.0227

在温度范围内      295K-400K

在正辛烷状态方程中指数(n)的相对较低的值势必造成当加压正辛烷和类似材料蒸汽、或者通过涡轮机对它们进行膨胀时，所述正辛烷和类似材料蒸汽将根据指数(n)的值为1.315的氨表现出不同的热力性能。

举例来说，如果需要将正辛烷蒸汽从0.000466MPa(0.00466bar)的饱和压力(对应于274K(1.0℃)的饱和蒸汽温度，图22中的点B)加压到一个压力，在该压力下加压后的饱和蒸汽温度为405K(132℃)，其为0.12218MPa(1.2218bar)的饱和蒸汽压力(图22的点C)，加压过程的热力被定义和分析，根据应用于正辛烷的气体和蒸汽的状态方程，如下：

P Vⁿ＝常数            方程1a

并且：

$\frac{P_2}{P_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$             方程3

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$             方程4

那么：

$\frac{1.2218}{0.00466}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$

Lg 262.18888＝1.0227×Lg(V1/V2)

(V1/V2)＝231.70227

由此：

T₂＝274×(231.70227)^0.0227＝274×1.1131576

T₂＝310.052K

尽管如此，正辛烷蒸汽在1.2218bar的压力下的饱和温度为405K，其指示了所述系统中的能量存在大量的损失以提高加压后的材料(正辛烷汽液混合物)的温度到所需的405K，并且所述能量不由加压器功提供。由此，在所述系统内需要补充的内部能量源(重组)。

图22示出了在将正辛烷从0.00466bar的压力(点B)等熵加压到沿路径B-C1的1.2218bar期间，有相当大量凝结的正辛烷(G_con)，大约为47.43％，由熵变化计算得出：

$G_{\mathrm{con}}=\frac{\mathrm{LineC}-C1}{\mathrm{LineC}-D}=\frac{4.632-4.291}{4.632-3.913}=\left(\frac{0.341}{0.719}\right)\×100=47.43\%$

由此，当加压过程到达点C时，点B处仅有52.57％的初始蒸汽量将保持在汽相。在加压过程和气体体积成比例减少期间，预计47.43％的大量的凝结正辛烷对所需的加压功的量造成影响。将1kg的正辛烷从0.00466bar的压力加压到1.2218bar所需的功可根据通过表示加压能量组分的区域对图22和23进行分析、关联来自加压器的出口产物组分、并且结合热引擎200图和图3的实施方式来定义，如下：

-区域No.1：表示图3的热交换器(冷凝器)204的入口处的液态正辛烷的能量状态，

-区域No.2：表示蒸发潜热，其被添加到图3的热交换器(冷凝器)204中的正辛烷单位重量中，并且在对过热器240进行分流及加压过程的起始时为能量保留和再循环加压器231的入口处的完全蒸发和饱和的正辛烷的能量状态，

-区域No.2a：表示能量保留和再循环加压器231的出口处的正辛烷蒸汽部分的潜热，

-区域No.3：表示能量保留和再循环加压器231的出口处的正辛烷凝结部分的潜热，其作为凝结的正辛烷能量的部分能量从加压器中排出(不通过加压器231添加)，

-区域No.4：表示能量保留和再循环加压器231的出口处的正辛烷凝结部分的潜热，其不作为正辛烷凝结部分的部分能量排出但实际上转移到(migrate to)正辛烷的蒸汽部分，

-区域No.5：表示在加压期间添加到正辛烷蒸汽部分的能量，并且包括以下两个能量源，即：

a-加压的加压器功，

b-凝结的正辛烷的转移的潜热部分，如上所述的由区域No.4表示，

区域No.1表示热交换器204的入口条件下，即处于热引擎200运行的最低温度(冷源温度)的液态正辛烷能量、加热剂、状态，并且之后进入到热保留和再循环系统加压器231中，并且按照成比例的量从加压器231排出：

-蒸汽部分

-凝结部分

上述加热剂能量的量与具有低温源的热交换器204入口处的正辛烷状态关联，并且当材料正辛烷在能量保留回路内流通时不会改变，并且，当加热剂完成了整个流通回路(循环)并且回到热交换器204的入口时，正辛烷一直处于同一状态并且处于低温源参考等级。

在加压期间输入到正辛烷蒸汽内的加压器功(能量)(W_com)可根据能量表示区域来定义：

(W_com)＝区域No.5–区域No.4

加压器功(W_com)同样根据到加压器231中的单位重量的正辛烷的热函与从加压器输出的同一单位重量的正辛烷的热函之间的差来定义，如下：(到加压器的正辛烷的热函h以及从加压器231输出的每一组分的热函h根据图23的相关区域号添加下标)：

(W_com)＝(区域No.2)-(区域No.2a+区域No.5+区域No.3)，或；

(W_com)＝h₂-(h_2a+h₅+h₃)

(W_com)＝380–(380×0.5257+234.4×0.5257+(0.4743×比热2.41×△T 131))

(W_com)＝380–(199.61+123.14+149.803)

(W_com)＝380–470.87＝-92.553kj/kg(-22.110kcal/kg)

每kg的正辛烷所需的、用于吸收消耗氨的凝结潜热(被舍弃的)并且从涡轮机202的出口提高其温度以在系统加热器211内再次使用的加压功预期相对较高。为了吸收1kg/s氨的凝结潜热将需要大约3.6至3.8kg的正辛烷，并且加压器内正辛烷极大量的凝结会使得该选项不现实或不实际。考虑到系统效率，每kg氨所需的比能为：

–92.553×3.6/0.80＝–416.488kj/kg(–99.49kcal/kg)

对于加压过程确实有非常高的能量要求，并且从经济学的角度来说会使得该选项不现实或不实际。

通过进一步分析图22和23，其同样示出了在正辛烷的等熵加压过程随着恒定的熵线(B-C1-E)继续达到大约465K(192℃)的温度以及大约0.475MPa(4.75bar)的对应压力的情况下，加压线会在点E与液汽饱和线A-D-T_cr相交。由此，恒定熵线B-C1-E上的汽相和液相正辛烷的熵事实上是相等的，并且为：

-在274K的温度和大约0.000466MPa的压力下在加压过程起始处点B的汽相的熵为：s＝4.291kj/kg.K

-在465K的温度和大约0.475MPa的压力下在加压过程结束处点E的液相的熵为：s＝4.291kj/kg.K

在加压过程点E处，全部量的正辛烷蒸汽将凝结为液体(全相改变)，并且由此，气体和蒸汽加压热力学定律将不再适用(变为饱和液体泵送过程)。

能量保留和再循环系统加压器的最大所需的功(W_cmax)因而预计出现在当汽相被用尽并且全部量的正辛烷蒸汽在点E处被凝结时。用于在加压器入口处对1kg正辛烷蒸汽加压的最大功(W_cmax)可根据恒定的熵线上正辛烷从点B(完全汽相h_B)到点E(完全液相h_E)的熵变化计算得出，即为：

W_cmax＝(hE–hB)＝864-970＝-106kj/kg(-25.32kcal/kg)

对于每kg正辛烷的加压功同样有相对高的要求，并且显著高于将1kg正辛烷加压到1.2218bar所需的功(该所需的功为-92.553kj/kg(-22.110kcal/kg)，并且凝结了加压器内47.43％的正辛烷)。由于高比加压功要求和加压器内极大量的凝结正辛烷，从经济学的角度来说，这两个选项中的任一者都不现实或不实际。

尽管如此，由于变为液相带来的体积的大量减少，这仍然不是(代表)最大所需功，这是因为所述大量的蒸汽不再是内部能量因素，根据以下方程，需要计算如下：

$h=U+P\∂V$             方程7

以及:

$\mathrm{\Δh}=\mathrm{\ΔU}+P\∂V$             方程8

其中：

h-是正辛烷热函kj/kg

U-是正辛烷内部能量kj/kg

P-是正辛烷压力MPa

V-是正辛烷体积m³，

计算出的加压器内的大凝结百分比47.43％同样很难在一个加压阶段中进行操控。在工业应用中，气体和蒸汽加压器的平稳运行和工作大多是在不对加压器内加压后的液体(剂)进行显著凝结的情况下完成的，由此会对加压器部分造成损坏。由此，存在由制造商与针对其每一类型和样式的加压器的运行数据一起提供的凝结容差。某些加压器能够在多达对其内部的加热剂凝结16％的情况下运行。由此以加压器内如此高的凝结部分47.43％利用加热剂或冷却剂(材料)正辛烷，需要引入和/或补充实际的技术措施以保证加压器平稳且可靠地运行。

可采用若干技术选项来控制或避免加压器内加压后的液体(蒸汽或气体)的凝结，例如采用以下选项：

a-多阶段加压器，以及在系统的每一加压阶段结束时撤出凝结物，

b-在每一阶段结束时通过蒸发正辛烷的凝结部分进行多阶段加压，

c-采用一阶段或多阶段过度加热在将正辛烷蒸汽提供到加压器及加压过程之前对所述正辛烷蒸汽进行过度加热

d-采用混合措施，例如过度加热及准许进行加压器内的部分可容许的凝结，

等等。

在报告的下一章节将对这些选项及其他内容进行详细讨论。

8-能量保留和再循环系统的加压器所需的比能(电力)：

用于通过能量保留和再循环系统加压器，将1kg的加热剂正辛烷蒸汽(以及任意其他类似的加热剂)从任意适当的初始压力加压到最终适当的选定压力所需的比能(电力)是系统适用性、可操作性的一个重要标准和指标，并且是本发明经济评价和未来考虑的关键问题。由此，需要对基于其热力特性且在不同技术条件下加压单位重量(例如1kg)的正辛烷的比能要求进行更加详细的分析和讨论，以协助完成对所提出的系统配置、实施方式(组件)、功能/交互及本发明其他相关的方面的解释和评价。

发明人认为，传统发电站能量损失的最重要的课题和问题是从来自涡轮机的消耗工作介质水蒸汽的凝结到外界冷却剂和环境的热量耗费，在这种情况下从氨消耗蒸汽到冷却剂(如果且在使用时)。由此，尝试和努力集中在技术操作问题以及降低或优选地消除对外界冷却剂冷却并凝结冷凝器204(图3)中的消耗的氨的需求的可行的建议上。

由此，一个具备适当的运行条件的实例被选定以凝结来自涡轮机202的消耗的氨蒸汽，通过利用和蒸发热交换表面的另一侧上适当的加热剂(在本例中为正辛烷)，所述消耗的氨蒸汽在热交换器/冷凝器204中在280K(7.0℃)。由此，需要在274K(1.0℃)的低温(对应于0.000466PMa(0.00466bar)的饱和压力)下蒸发液态正辛烷，并且接着提升蒸汽温度到405K(132℃)(对应于0.12218MPa(1.2218bar)的饱和压力)，以能够再次使用所提升的潜热能量来加热和蒸发高压液态氨。使用下述的若干方法，对在该温度范围和限制(及对应的饱和压力)内加压1kg正辛烷所需的能量(功)进行计算、分析和评估。

8.1 计算加压器功：

对所需的加压器功的计算根据以下适合且必要的基本假设(条件)进行：

a-吸收(低温且低压下)消耗氨的凝结潜热，

b-再次使用高温下所提升的热(能量)来加热和蒸发冷凝温度下的高压液态氨，

基本假设：

用于加压1.0kg正辛烷的最适当的经济运行选项的功要求接着被选择，以计算满足工作介质氨通过所述系统的1kg/s流量条件所需的功以及估计总的功(或电力)及相应的系统性能。

8.2 加压器运行选项和模式

存在用于选择和安排加压器配置和运行的若干选项以及计算针对每一选项加压1kg/s正辛烷的比能要求的方法，所述选项和方法表述如下：

8.2-1 根据饱和状态直接加压

该加压选项根据具有饱和线B-C-T_cr的正辛烷条件来实现，并且选自图22和23的点B。饱和正辛烷在0.00466bar的压力和274K(1.0℃)的温度下被供给到加压器，并且被加压到1.2218bar的压力(对应的饱和温度为405K(132℃)。通常由研究者和设计者使用的、用于计算加压任意特定流量的气体或蒸汽(在本例中为1kg/s正辛烷)所需的加压器功(W_c)的常规方法根据至加压器的正辛烷蒸汽的入口热函(h_in)与加压后的蒸汽的出口热函(h_out)之间的差值来实现，依照用于保存能量的热力学第一定律：

W_c＝h_in–h_out           方程9

其中：

h_in是图22和23(点B)的加压器入口处的正辛烷热函kj/kg

h_out是图22和23(点C)的加压器出口处的正辛烷热函kj/kg

尽管如此，正辛烷的加压过程可通过以下方式进行：

-单阶段加压器和加压，无需加压器内正辛烷的凝结部分，并且凝结物和蒸汽两个部分在加压过程结束时(图22和23(点C))在蒸发阶段的同一温度下排出加压器，

-多阶段加压器和加压，并且将凝结物在依据图24和25的每一加压阶段结束时从蒸发阶段分离(撤出)，

对于两种情况的每一者，每1kg正辛烷所需的加压器功计算如下：

A-一阶段加压，且到加压结束时不将正辛烷的凝结部分从蒸汽中分离。

每1kg正辛烷所需的加压器比功是根据加压器入口和出口处的1kg正辛烷的热函计算得出，并且(根据图22和23的能量表示区域)是图22和23的点B和C的正辛烷条件：

W_c＝h_in–h_out

通过加压器的正辛烷凝结部分(之前)被计算为47.43％，并且余留的蒸汽相部分为52.57％，并且参考图23的能量表示区域：

W_c＝h₂-(h_2a+h₅+h₃)＝864.4–((0.5257×1094.8)+(0.4743×803.7))

W_c＝864.4–(575.536+381.195)＝864.4–956.731

W_c＝-92.331kj/kg(-22.057kcal/kg)

该值非常接近之前根据液态正辛烷的比热计算出的值，所述计算出的值为-92.553kj/kg(-22.110kcal/kg)。

蒸发热交换器204内的1kg氨所需的正辛烷量(G_oct)根据氨凝结和正辛烷蒸发的潜热计算得出：

尽管如此，所述系统内还有其他的需求：需要一些额外量的液态正辛烷以在热交换器204中提供3.25kg正辛烷，例如从图3的存储罐235对正辛烷进行减压并对所述系统进行加热和能量平衡。假设通过所述系统的每1kg工作介质氨所需的正辛烷的总量为3.8kg(保守估计)。

每1kg正辛烷所需的加压比功相对较高，并且通过所述系统的1kg氨(W_{c  tot})的总计所需的加压功预期为：

(W_c tot)＝3.8×(-92.331)＝350.857kj/kg(-83.82kcal/kg)

当计算出的系统效率为大约80％-85％，根据通过涡轮机的1kg氨生成的电力同样被计算为大约350kj/kg，则可证明如果采用该选项运行，所述能量保留系统加压过程不够经济。这不属于净电力生成。

通过进一步对加压器(系统)运行进行分析，发现了若干因素，特别引人注意的是，系统加压器的高能量(功)需求主要归因于，在与405K(132℃)的蒸发温度相同的温度下，加压器内所有凝结的正辛烷在加压过程结束时排出加压器，而无需所涉及的内部加压阶段。特别在加压初始阶段的凝结的正辛烷需要更多的能量来加热到最终加压温度，并且在本例中凝结部分所需的加热能量的总量为：

h_liq＝0.4743×比热×温差

h_liq＝0.4743×2.41×(405–274)＝149.803kj/kg(35.787kcal/kg)

虽然所述能量根据加压器内正辛烷的凝结部分的释放的凝结潜热(h_lat)而被充分提供和凝结，所述能量是足量的并且不被提供为加压器功。尽管如此，针对所选择的加压器运行条件，所释放的潜热能量为固定量，并且在本例中为：

h_lat＝0.4743×380＝180.234kj/kg(43.056kcal/kg)

因此，凝结的正辛烷所释放的潜热(能量)在将凝结物部分加热到最终加压温度与迁移到补充加压器功的蒸汽部分之间分离，如下：

-带有凝结物(如上文所计算的)149.83kj/kg

-利用蒸汽(内部迁移)＝180.234-149.803＝30.431kj/kg(7.27kcal/kg)

由于一阶段加压的加压器内的高等级凝结，使用多阶段加压成为必要，以减少所需的加压器功。多阶段加压同样为将迁移的潜热部分增加到蒸汽部分及补充加压器功提供了时机，如下文中选项B所述。

B-多阶段加压以及在每一阶段结束时分离凝结物：

为了减少通过能量保留系统的组件的正辛烷比重加压所需的加压器能量以及增加补充加压器功的正辛烷凝结的释放潜热部分，有必要使用多阶段加压器(如图13中所示的4阶段加压器)，并且在四(4)阶段加压的第一、第二和第三加压阶段结束时分离正辛烷凝结部分，而在第四阶段结束时的凝结部分将与余留的蒸汽一起排出加压器(图13和25)。每1kg正辛烷所需的比功随后可被减少如下：

四阶段加压适用于本例(图13和25)。由此，为了在四阶段加压中实现所需的凝结量，与采用一阶段理论加压的47.43％类似，每一加压阶段结束时的凝结等级需要被设为(容许的)大约：

当更多的正辛烷蒸汽在每一连续的加压阶段中被凝结并且凝结物被从该过程中撤出，将多余的潜热能量迁移到蒸发阶段增强并支持(补充)了加压器功。这主要由于不需要能量(较少)从先前阶段加热和增加凝结的正辛烷的温度。尽管如此，对蒸汽(主要的蒸汽)中的正辛烷凝结的过量的潜热能量增加的迁移和存储减少了用于加压器功的来自外部源的能量的需要，同样也减少了对每一随后阶段大量凝结正辛烷的需要。

由此，为了凝结4阶段中47.43％的加压后的正辛烷，很可能在第4阶段结束时最终的压力和温度分别比1.2218bar和405℃高出很多。这在下文中沿着饱和线B-C(图25)凝结的无限数量阶段的类似情况中进行了描述，并且期望4阶段加压器所需的加压比能更高。

8.2-2，沿饱和线加压(蒸发均衡线)：

该加压选项根据饱和线B-C-T_cr的正辛烷条件实现，并且选自图22和23的点B。饱和的正辛烷在0.00466bar的压力和274K(1.0℃)的温度下被供给到加压器，并且沿着饱和线B-C被加压到1.2218bar的压力(对应于405K(132℃)的饱和温度)。在加压和连续撤出正辛烷的凝结部分时，将沿着饱和线B-C凝结的正辛烷量理论值期望将比47.43％少得多，并且在24％-47％的范围内。凝结部分很可能仅为单阶段加压的47.43％的凝结部分的50％。这是由于正辛烷的热力特性以及通过在每一无限理论阶段结束时将凝结的正辛烷量不断撤出到加压器外部在加压过程期间将蒸汽的小部分保持在100％(没有凝结物被加压和加热)的需求。这种运行条件导致将不断凝结正辛烷释放的潜热(能量)迁移到蒸发阶段的相对增加，并且由此成比例(大大)减少了在加压器内凝结正辛烷以维持饱和温度的需求。

在加压沿着饱和线B-C(图25)进行时，每1kg加压后的正辛烷可节省的且可用于补充加压功的潜热(L_Th)预计将大大减少且在大约24％到30％的范围内。由此预计的节省和迁移以补充加压器功的潜热部分假设来自凝结仅加压器内输入的正辛烷的大约25％，同时正辛烷沿着汽液均衡线B-C(图25)加压，且其温度被增加到132℃。

由此，有可能节省将全部凝结物加热到最高加压温度405K(132℃)所需要的算出能量的一半，外加多余的凝结潜热，所述多余的凝结潜热不需要用于在所选择的条件(图25，区域4和4a)下加热凝结物。所迁移的能量(E_mig)计算如下：

(E_mig)＝(0.25×380)–((0.25×131×2.25)×0.5)＝95.00–36.844

(E_mig)＝58.156kj/kg(13.893kcal/kg)正辛烷

在加压后的蒸汽中保留如此大量的释放的潜热能量将主动(actively)补充加压器功并且有助于将对来自加压器的功的需求减至最小(提高加压的效率和经济性)。将1kg正辛烷蒸汽从图25的点B加压所需的加压器功期望如下：

W_c＝h₂–(h_2a+h₅-h₄)

W_c＝h₂–(h_2a+h₅+0.25×484.32-h₄)

W_c＝864.4–((0.75×1094.8)+(0.25×484.32))-(0.25×131×2.25×0.5))

W_c＝864.4–(821.1+121.08+(95–36.844))

W_c＝864.4–(821.1+121.08+36.844)

W_c＝864.4–(821.1+36.844+121.08)＝864.4–979.024＝

W_c＝-114.624kj/kg(-27.383kcal/kg)

与单阶段加压所需的功相比，加压器功的量同样显著增加。尽管如此，达到最终压力的加压后的正辛烷蒸汽的量同样显著增加了以下幅度(L_comp)：

(L_comp)＝0.75/0.5257＝1.4267

为了进行对比，因此可合理假设达到最终温度的每52.53％的蒸汽所需的实际加压器功(W1)的单阶段加压量为：

(W₁)＝114.624/1.4267＝80.342kj/kg(-19.193kcal/kg)

虽然加压功需求略小于单阶段加压功所需的功(被计算为-92.331kj/kg(-22.06kcal/kg))，所述加压功需求仍然很高并且无法证实为可行的经济选项。同样可能存在其他因素，会沿着饱和线影响加压过程、并且难以沿着均衡线获得假定凝结量(更少量或更多量)且因此可能需要大量能量。

对于之前讨论过的四阶段加压过程(加压器)，所需的比能预计在-80.342kj/kg(-19.193kcal/kg)与-92.331kj/kg(-22.057kcal/kg)之间，这两个比能为4阶段加压过程的两端的两个极限运行情况。

8.2-3，在供给到加压器之前对正辛烷进行过度加热：

为了避免对大量独立加压阶段的需求并在这些阶段中的每一者结束时撤出用于正辛烷凝结的设施，在凝结能量理论值的全部量用于迁移以支持加压器功时，在供给到加压器231之前对正辛烷蒸汽进行过度加热可提供更切合实际的选项以减少对加压器功的需求。

图26和27示出了加热剂正辛烷的温-熵(T-s)图。该图同样示出了采用在供给到能量保留和再循环加压器231之前在图3的热交换器240中过度加热正辛烷蒸汽的情况(选项)的能量保留和再循环的正辛烷热力运行闭合回路。所述运行闭合回路包括：

-在热交换器204中蒸发正辛烷，A-B，

-在热交换器240中过度加热正辛烷，B-B1，

-加压器231中的正辛烷蒸汽等熵增压，B1-C，

-在热交换器211中凝结正辛烷，C-D，

-在热交换器209中冷却正辛烷，D-A1，

-在设施236a中对正辛烷进行减压，A1-A，

完成能量保留和再循环的循环且开始下一循环并反复地重复所述循环，

结合图26、27和图3，它们示出了通过在280K的温度下凝结消耗的工作介质氨，正辛烷液体在274K的恒定温度和0.00466bar的恒定压力下在热交换器204中被蒸发。通过热交换器204，正辛烷蒸汽被供给到过热器240且在恒定压力下被加热到大约355K(82℃)的温度，并且接着被供给到加压器231以被加压到预定的适当压力(在本例中为0.12218MPa,1.2218bar)，在该压力下，相应的正辛烷凝结饱和温度被提升到405K。该温度相对较高且可在热交换器211和209中使用以加热且部分地或优选为完全地蒸发加压后的液态工作介质氨。在该配置中，尝试最小化、以及优选地消除能量保留和再循环加压器(热泵)内的正辛烷蒸汽的凝结，以减少对加压器功的需求并同时提供加压器平稳运行条件。

当低压且低温正辛烷蒸汽在热交换器240中被过度加热时，增加了所述蒸汽的热函和熵。同样重要的是，在恒定压力下来自图26点B的低压正辛烷比热(C_p)(沿着饱和线B-C增加)比饱和正辛烷蒸汽的比热高出很多，并且过度加热过程路径预计沿着路径(线)B-B1。选择点B1处的正辛烷过度加热过程的最高温度对以下来说非常重要：

a-在正辛烷等熵加压期间最小化以及优选地消除能量保留和再循环系统的加压器内正辛烷的凝结，

b-控制并最小化从外界输入的所需的加压器功，以对单位重量的正辛烷进行加压，

c-提供能量保留加压器的平稳运行，

过度加热线B-B1被预计在从点B到点B1的路径上与所有正辛烷理论等熵加压线相交。尽管如此，优选地，正辛烷的最高过度加热温度被选择和控制在某一等级，在该等级在最高加热温度下的过度加热后的正辛烷蒸汽的熵(点B1)至少非常接近/等于、或者稍高于点C的饱和正辛烷的熵。在该过度加热温度355K下的正辛烷的熵对应且等于温度为405K(132℃)的正辛烷饱和温度下的正辛烷的熵。

-在355K的温度和大约0.000466MPa的压力下、点B1的正辛烷过度加热后的蒸汽的熵为：s＝4.632kj/kg.K

-在405K的温度和大约0.12218MPa的压力下、点C的正辛烷饱和蒸汽的熵为：s＝4.632kj/kg.K

由此，(在恒定的熵下)过度加热线B-B1与等熵加压路径(通过点C的垂直线)的“相交点”为点B1。较高的过度加热温度会将相交点B1沿着过度加热线B-B1-B2(图28)推进到更高，并且同样适于系统运行和加压器功减少。当过度加热后的正辛烷从点B1被等熵加压(增压)时，垂直过程路径线路被预计为在点C与饱和线相交，其中所述压力在所述压力是0.12218MPa(1.2218bar)的压力和405K(132℃)的温度下点C的相应的正辛烷完全蒸发均衡状态所需的最高压力。

来自可靠的公开技术文献的正辛烷特性的可用技术数据和信息指示了所需的过度加热温度增加为大约81-85K(81-85℃)，所述温度增加还可通过以下任一方式确定：

a-来自点B的过度加热后的蒸汽的熵等于点C的饱和正辛烷蒸汽的熵的温度点。

这些公开的技术和正辛烷热力学数据和特性指示了所述温度大约为超过点B的正辛烷温度81-85K，即(保守为)：

274+81＝355K(82℃)，或者

b-根据将较高压力的正辛烷蒸汽从点C等熵膨胀到点B(预计为沿着路径C-B1)的压力计算出的温度，并且计算如下：

不具有与外界环境的能量交换的气体和蒸汽过程的状态方程为：

$\frac{P_2}{P_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$ 以及

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

由此：

$\frac{1.2218}{0.00466}={\left\{\frac{V_2}{V_1}\right\}}^{1.0227}$

Lg(262.1888)＝1.0227×Lg(V₂/V₁)

Lg(V₂/V₁)＝2.36493

(V₂/V₁)＝231.702，并且根据方程：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

T2＝405/(31.702)^0.0227＝405/1.131576＝357K

T2＝357K

为了计算所需的加压器能量(低，below)，计算出的温度实际上高于点B1的假定温度355K，意味着对所需的加压器电力的计算偏于保守。

将正辛烷从点B过度加热到点B1是在具有高比热C_p的恒定压力下进行，该过度加热的计算出的温度范围大约为2.365kj/kg.K(0.565kcal/kg.℃)。输入到热交换器240的正辛烷的过度加热能量(h_sup)为：

h_sup＝温度增加81K×比热2.365kj/kg.K＝191.565kj/kg(45.763kcal/kg)。

如果过度加热后的正辛烷接着在恒定熵(s)下从点B1被加压，则加压线预计在点C与汽液饱和线相交。这种在恒定熵下的加压过程为“等熵”过程，并且输入自加压器的能量需要将加压后的正辛烷蒸汽的温度从355K增加到405K。每1kg正辛烷的输入自能量保留和再循环加压器(热泵原理)的预计的功(W_cs)(在图26和27的相关点B1和C，涉及正辛烷的热函h)为：

(W_cs)＝(h_A+h_sup)-h_C＝(864.4+191.565)-1094.8＝

(W_cs)＝-38.835kj/kg(-9.277kcal/kg)

在不进行过度加热的情况下，所需的加压器功的量大大低于单阶段或多阶段加压情况输入的所需的加压器功，或沿着图25的饱和线B-C。引入到热交换器240中的正辛烷蒸汽的过度加热能量用于补偿：

-在加压器内部分凝结正辛烷以维持等熵加压过程的需求，

-从274K温度下4.296kj/kg.K到405K温度下4.632kj/kg.K的熵增长所需的能量，所需的能量(E_entr)为：

(E_entr)＝(Tc–Tb)(sb–sc)＝(405–274)(4.632–4.296)＝

(E_entr)＝44.016kj/kg(10.515kcal/kg)

从温度274K加热到405K(到1.2218bar的饱和压力)的正辛烷熵增长所需的能量由过度加热提供，并且因此无需由(来自系统外部的)用于加压的加压器功提供。由此，过度加热后的正辛烷蒸汽的等熵加压将仅为以下温度提升(T_rise)增加比热的缺失部分：

(T_rise)＝405–351＝54K(54℃)

由于不需要用于熵增长的能量输入并且在压力作用下过度加热后的正辛烷气体的体积趋向于快速收缩，等熵加压条件(温和条件)下的正辛烷蒸汽的比热(C_sp)相对较低。在上述条件(情况)下正辛烷蒸汽的比热大约为0.72kj/kg.K(0.172kcal/kg.℃)。每1kg正辛烷的输入自能量保留和再循环加压器(热泵加压器)的所需的功为：

(W_com)＝54×(-0.72)＝-38.88kj/kg(-9.288kcal/kg)

该所需能量的量非常接近根据加压起始点B1与加压结束点C之间的正辛烷热函差值计算出的能量，所述计算出的能量为：

W_cs-38.835kj/kg(-9.277kcal/kg)

如前文所述，饱和正辛烷线B-C(图26、27和28)及过度加热后的正辛烷线B-B1两者的熵根据温度的增加而增长，并且两者之间非常接近。尽管如此，随着温度线B-B的过度加热后的正辛烷的熵增加率高于饱和正辛烷线B-C的熵增加率，并且由此，过度加热过程稍微移动到了均衡线B-C的右侧，并且这两个随着温度的熵增加线的交点构成了一个相对锋利的锐角。

图26、27和28示出了根据这种方式对正辛烷进行过度加热实际上将所需的等熵加压过程路径大大缩短到非常短的距离B1-C，该路径同样为正辛烷的等熵膨胀路径线(如果从点C膨胀且从0.12218MPa(1.2218bar)的压力膨胀到0.000466MPa(0.00466bar)的压力)。

另一方面，如前文所示，如果氨蒸汽从点D被加压，从图16和18(针对氨)的饱和液汽平衡线对氨或水蒸汽的过度加热拉长了等熵膨胀过程(线E-D，同样为等熵加压线)。由此，当饱和氨蒸汽的熵随着温度减少(图16，线C-D)时，过度加热后的氨气的熵随着温度而增长(线C-E)。由此，所述两条线彼此分离(分开)并且迅速拉长了氨膨胀的等熵路径(线E-D)。所述两条线的交点由此构成了比正辛烷情况下大得多的钝角，并且比直角大得多。氨的这种表现实际上为所预期的性质，并且针对用作发电的工作介质的所有材料。所拉长的等熵路径为从膨胀蒸汽(例如氨)中获取更多能量提供了机会。

氨膨胀过程的等熵效率(特别是伴随某些凝结)低于100％并且所获取的净能量较少。实际上，常常希望和尝试通过引入以一个阶段对高压蒸汽进行充分的过度加热或采用临时过度加热(多阶段膨胀)来消除对发电涡轮机内的工作介质水的凝结。

然而，这种表现恰恰是正辛烷加压过程所希望和所需的，以用于最小化对加压器的功的需求。结合的过度加热和缩短的等熵过程起到了关键作用且促成了所需的加压功的减少，并且将正辛烷的等熵加压转变为较少能量需求过程。在这一点上，需要气体(正辛烷)体积随着最小的功明显且迅速减少，并且熵能量在大大缩短的温度范围内被重组(E_oc reor)，上述两个过程均可以在加压过程之前通过引入对正辛烷的过度加热而实现。

这种等熵过程的效率预计高于氨膨胀情况的效率，并且实际上明显高于100％！

根据气体的状态方程(如之前所示的)：

P Vⁿ＝常数

并且：

$\frac{P_2}{P_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^n$

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

那么，如果正辛烷被从0.00466bar的压力加压到1.228bar，则温度提升为：

$\frac{1.2218}{0.00466}={\left\{\frac{V_2}{V_1}\right\}}^{1.0227}$

Lg(262.1888)＝1.0227×Lg(V₂/V₁)

Lg(V₂/V₁)＝2.36493

(V₁/V₂)＝231.702，以及根据方程：

(V₁/V₂)＝1.0/231.702＝0.0043158885，以及根据方程：

由此：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

T2＝274/(231.702)^0.0227＝274×1.131576＝310K

T2＝310K

该温度大大低于1.2218bar压力下正辛烷蒸汽的饱和温度(T_osat)，所述饱和温度(T_osat)为405K。其差值为：

△温度＝405-310＝95K

计算出的低加压温度理论值表明，所述过程会有助于将温度增加到405K。根据状态方程，方程中的指数(n)的值需要更高以将加压温度提升到405K，并且为：

P Vⁿ＝常数，并且：

$\frac{T_2}{T_1}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

$\frac{405}{274}={\left\{\frac{V_1}{V_2}\right\}}^{n-1}$

Lg(1.4781)＝(n–1)×Lg(231.702)

(n–1)＝0.1697/2.3649297＝0.07175689

(n)＝1.07175689

状态方程中指数(n)的值指示了加压器实际上执行的功(提供的能量)比所需能量理论值小得多。对于加压器实际所需的能量、系统加压效率(η_com)通过以下方程计算：

η_com＝(0.07175689/0.0227)×100＝316％

在实践中，提供自其它来源、并且在本情况中在热交换器240中过度加热以补充加压器功且将1kg加压后的正辛烷的温度从207K提高到405K的能量为：

-来自加压器-38.835kj/kg

-来自过度加热-191.565kj/kg

那么，通过使用正辛烷热力特性和组合的能量源来将加压后的正辛烷温度从274K增加到405K、不包括加压器内的材料凝结的补充其功的加压器效率大约为：

(η_com)＝((-191.565+(-38.835))/-38.835)×100＝593％

上述结果甚至高于根据状态方程计算出的结果。有可能是由于根据状态方程的公式计算未考虑到不同运行段(部分)的不同正辛烷比热，所述比热在过度加热过程期间非常的高。不具有热交换器240中的过度加热能量，加压器需要大量的能量(W_theor)以增加正辛烷的温度，同时还避免在加压器中进行凝结，所述能量(W_theor)为：

(W_theor)＝-38.835+(-191.565)＝-230.400kj/kg(55.04kcal/kg)

上述结果清楚地表明，与减少和缩短的实际计算出的能量相比，加压正辛烷所需的加压器功理论值的大幅度降低，其对所述过程和加压器的效率产生了积极的影响。

8.3每1kg工作介质氨的加压器功：

增加系统总体效率的任意发电站的最重要的任务(标准)为将诱导能量最大限度地用于所述系统中以用于电力生成以及最小限度地进行或优选地消除热(能量)排到外界环境，特别是从消耗工作介质排到所采用的冷却剂。由此，为了增加发电站效率，所提出的新热引擎200(图3)用于适当地解决所述热排斥问题且在从涡轮机202排出之后根据消耗氨最小限度地或优选地消除能量排斥，以避免使用外部冷却剂。为了实现该重要的任务，需要提供(具有)充足的液态正辛烷以在热交换器204中在5.5077bar的压力和280K(7℃)的温度下冷却和凝结一(1.0)(及每)kg/s消耗的饱和氨。如上文中所示，在这些条件下，氨需要释放(排斥)以下量的kj/kg为单位的热能(E_cond)(潜热)：

(E_cond)＝蒸汽热函h_vap–液体热函h_liq＝506–(-730.9)＝

(E_cond)＝氨的1237kj/kg(295.5kcal/kg)

将在0.00466bar的压力和274K(1.0℃)的温度下在热交换器204的冷侧蒸发以吸取所释放的以上氨的热函(潜热凝结)的相应所需量的正辛烷液体为：

1kg正辛烷将蒸发和吸收(E_abs)：

(E_abs)＝蒸汽热函h_vap–液体热函h_liq＝864.4-484.32＝

(E_abs)＝380kj/kg(90.779kcal/kg)

正辛烷所需量理论值(G_n-oct)为：

(G_n-oct)＝1237/380＝每1kg氨3.255kg正辛烷

为了计算正辛烷冷却液体减压和其他不可避免的能量损失，假设还用于满足每1kg氨的其他需求所需的正辛烷的量为每1kg氨3.8kg(偏于保守)。

将3.8kg的过度加热后的正辛烷从0.00466bar的压力加压到1.2218bar的压力且允许80％的系统效率所需的总的加压器功(能量)(E_comp-tot)为：

3.8×(-38.835/0.8)＝-184.466kj/kg(-44.067kcal/kg)

另一方面，每1kg氨通过能量保留和再循环加压器(热泵)从冷源到热源所提升的净能量(E_el)计算如下：

每1kg正辛烷提升的总能量：

(E_el)＝1094.8-484.32＝正辛烷的610.48kj/kg(145.84kcal/kg)

对于3.8kg正辛烷，所提升的能量的量为：

3.8×610.48＝2319.24kj(554.91kcal)

这大大高于凝结氨的1237kj/kg的潜热。

尽管如此，该能量的一部分在热交换器240中使用以用于将冷却的正辛烷蒸汽从274K过度加热到355K，这部分实际上为内部循环量并且“为冷源温度从274K到355K构成了自由升高和提升步骤而无需加压器功”。如之前所提到的，该过度加热能量补充(减少)了加压器功，且其量为：

1055.97-864.4＝正辛烷的191.565kj/kg(45.763kcal/kg)

同样考虑到用于液态正辛烷从1.2218bar到0.00466bar压力的减压过程的25kj/kg正辛烷将在热交换器204中使用，则从274K低温源提高到405K高温源且在系统中使用的净能量为：

610.48-191.565-25＝正辛烷的393.91kj/kg(94.102kcal/kg)

每3.8kg正辛烷提高的(每1kg氨所需的)且维持系统能量均衡的总能量为：

(Eel)＝393.91×3.8＝1496.858kj/kg(357.587kcal/kg WM)

该能量的量相对较高且还大大高于将1kg氨从280K加热到390K以及在7.135MPa(71.35bar)的压力下对其进行蒸发并进一步将其加热到400K所需的能量(需要大约1237kj/kg(295.5kcal/kg)。

然而，在405K的高温下大约266.86kj/kg氨的多余能量为系统运行的重要因素且用于：

a-在涡轮机的第一阶段膨胀之后临时过度加热高压高温的氨到25bar且返回到涡轮机的第二阶段，主要是运行能量保留和再循环加压器(热泵)的涡轮机，其需要每1kg氨220/kj，

b-维持所述系统的热(能量)均衡(以及总的不可避免的能量损失)(大约46.86kj/kg氨)

8.4 生成自氨回路的电力：

如之前所计算的，在氨分析章节中，当通过两阶段涡轮机等熵膨胀1kg/s的过度加热后的氨到426K的温度、且当氨通过第一阶段从71.35bar膨胀到25bar、且接着再次被过度加热到400K并通过第二阶段膨胀到5.5077bar时，从氨生成的、且针对氨的两个膨胀阶段的相关等熵效率计算(假设)的能量的量大约为：369.1kj/s

由此，以MW为单位的净电力(W_t)(通过涡轮机的每1kg/s氨流量生成且允许85％的另一系统效率)为：

(W_t)＝(369.1-184.466/0.85)×0.001＝0.152MW

这是通过新系统从高温源和低温源(海水)两者生成的合理的净电力(能量)，并且与当前电力生成系统相比，可被认可为实用的经济价值。

所述能量源可被认为是环境友好型且同样为绿色能源，其应当作为采用该技术的新发电站的正确指示和标准。

9-“Atalla Harwen cycle”

通过将加热剂正辛烷的温-熵(T-s)图叠加到图32的工作介质氨的温-熵(T-s)图上，用于电力生成的新热引擎被规划和建立。

实际的运行流程图在图2和3中示出并且被表示为热引擎200和300，“Atalla Harwen cycle”“Atalla Harnessing and Recycling Waste and WaterEnergy Cycle”。针对电力生成回路和能量保留和再循环回路所作出并讨论的所有分析和评价由此可用于表示“Atalla Harwen cycle”的热引擎200和300，并且所有相关的新数据、信息和创造性被要求。

10.新系统性能：

在这些运行条件下的能量保留和再循环加压器(热泵原理)的性能系数(COP)计算如下并且假设：

a-到消耗工作介质冷凝器的凝结且冷却的正辛烷的回流温度为282K(9℃)或更低，

b-在供给到加压器之前正辛烷蒸汽的过度加热温度为355K

$\mathrm{COP}=\frac{Q_{\mathrm{out}}}{Q_{\mathrm{out}}-\mathrm{\Δ}{Q}_{\mathrm{in}}}$            方程10

其中：

Q_out是在温度T_hot下传递到热源的热量

Q_in是在温度T_cool下从冷源获取且在温度T_hot下传递到热源的热量

$\mathrm{COP}=\frac{(380+38.835)-22}{38.835}\×0.8=\frac{396.835}{38.835}\×0.8=8.1747$

COP＝8.1747

COP同样根据Excel模型计算＝8.2805588

并且相当接近以上计算出的COP。

需要指出的是，这些结果是针对特定材料(正辛烷)的并且在一些选定的运行条件下得出的。然而，仍然存在许多适当的且可能更好的不同材料的纯化学品、混合物、共沸混合物等，可被使用且可为所述系统(COP)带来更好结果。

11.实例及Excel模型

为了对针对新发电站的单件装备和组分的参数和过程数据做出的所有分析和计算进行解释、证明和支持，构造和建立了用于对典型的过程运行参数进行建模和计算的Excel程序模型，该模型涉及了所有的系统装备。

建模和计算基于热引擎200的特征，以及配置图(图3)中示出的实施方式、所有以参考编号指出的装备和材料流及通过新发电站的电力回路的假设的一(1.0)kg/s的工作介质氨流量。

所述实例和建模的主要目的在于对下列各项进行组织、计算、分析、定义和确定：

a-单个组件(装备件)及整个运行系统的质量平衡，

b-单个组件(装备件)及整个运行系统的能量平衡，

c-假设数据以及得出的相关计算数据与运行条件的符合度和顺应性，

d-所提出的新发电站的适应性和可操作性，

e-生成整套建模和计算结果，

f-确定系统效率

g-确定系统的净电力生成(如果肯定且适用)

h-确定系统性能

建模结束，

该计算基于一组新发电站预计运行条件和参数的合理假设(低)。表1示出了建模结果。

未对所涉及的装备和机械根据该提出的技术构建大经济规模发电站的花费做出预计，因而也未对电力发电站进行总体财政和经济计算和分析。

基本假设：

i.工作介质氨通过电力生成回路(涡轮机)的流量被设为(1.0)kg/s，

-正辛烷的流量被控制和设定以为每一装备连接件的相应必要热和质量平衡提供工作介质氨及其(1.0)kg/s的流量

-计算出的通过能量保留和再循环回路所需的正辛烷(没有多余的)流量被设为每1kg氨3.8kg，

ii.涡轮机入口处蒸发且过度加热后的氨的液态氨泵送压力以及来自涡

轮机的消耗氨压力被随机选择以满足运行标准，所述压力为：

-涡轮机入口压力为       7.155MPa(71.35bar)

 对应的饱和蒸汽压力     390K

-消耗氨压力为           0.55077MPa(5.5077bar)

 对应的饱和蒸汽压力     280K

iii.对正辛烷通过加压器的运行压力限制的规定和固定被选择以满足氨回路的运行标准且为热交换器204中消耗氨的低温凝结以及热交换器211中增压后的氨的高温蒸发提供所需的运行条件，所述压力为：

-加压器入口压力       0.000466MPa(0.00466baar)

  对应的饱和蒸汽压力  274K

-加压器出口压力       0.12218MPa(1.2218bar)

  对应的饱和蒸汽压力

iv.高压蒸发后的氨的过度加热温度被选择以消除膨胀过程期间涡轮机内氨的凝结，所述过度加热温度为：

-第一阶段的过度加热温度为    从390K到426K

-第二阶段的过度加热温度为    从331K到400K

v.正辛烷的过度加热温度同样被选择以使得加压过程期间材料的凝结

最小化或不存在，所述过度加热温度为：

-过度加热温度为   从274K到355K

vi.对应的温度和压力下的氨和正辛烷的热函和熵摘自佩里《化工手册》，

vii.在274K到405K的温度范围内的正辛烷液体比热被假定为2.35kj/kg.K(合理的)，

viii.在274K到355K的温度范围内且在0.00466bar的恒压下的正辛烷蒸汽比热C_p被假定为2.365kj/kg.K(0.565kcal/kg.℃)(保守的)，

ix.0.00466bar的恒压下的过度加热后的正辛烷的温度为355K(其中过度加热后的正辛烷的熵等于饱和正辛烷在405K(1.2218bar的压力下)的熵，

x.氨膨胀涡轮机的等熵效率(电力生成)针对氨膨胀的第一和第二阶段分别被假定为88％和90％，

-在两个膨胀阶段的任一个期间涡轮机内都预计没有氨凝结，

xi.在计算能量保留和再循环系统加压器功以将加热剂从0.00466bar加压到1.2218bar时，进一步的系统整体效率同样被假定为80％(保守的)，

-在计算新系统的最终效率时，针对机械能和自然能损失进行额外10％的补助，

xii.对于液态氨泵送和内部需求的其他泵送和/或再加压，每1kg氨的20kj额外内部功需求，

-从5.5077bar泵送液态氨到72.5bar需要大约6.5kj/s(每1kg/s)的氨通过系统的能量(理论值)

xiii.存在用于冷却和蒸发的冷却水(海水或河水)源

特此列出以下编号条款以对本发明做出进一步描述：

1.一种使用工作介质生成机械功的热引擎，该热引擎包括：

a.第一热交换器(204)，包括：

i.用于接收输出自能量提取设备的基本蒸汽工作介质的第一输入(i1)；

ii.用于接收基本液态加热剂的第二输入(i2)，其中所述第一热交换器被布置成将能量从所述工作介质转移到所述加热剂以至少部分地蒸发所述加热剂；以及

iii.用于输出蒸发后的加热剂的第一输出(o1)；

b.加压器(231)，与所述第一热交换器的第一输出耦合，用于对蒸发后的加热剂加压，其中所述加压器对所述加热剂加压由此将至少部分所述蒸发后的加热剂从汽态改变成液态；以及

c.第二热交换器(204)，包括：

i.用于从所述加压器接收至少部分液态加热剂的第一输入(i3)；

ii.用于接收输出自所述第一热交换器的液态工作介质的第二输入(i4)，其中所述第二热交换器被布置成将能量转移到接收自所述第一热交换器的工作介质以至少部分地蒸发接收自所述第一热交换器的工作介质。

2.一种用于与用于使用工作介质生成机械功的热引擎一起使用的热泵，该热泵包括：

a.第一热交换器(204)，包括：

i.用于接收输出自能量提取设备的基本蒸汽工作介质的第一输入(i1)；

ii.用于接收基本液态加热剂的第二输入(i2)，其中所述第一热交换器被布置成将能量从所述工作介质转移到所述加热剂以至少部分地蒸发所述加热剂；以及

iii.用于输出蒸发后的加热剂的第一输出(o1)；

b.加压器(231)，与所述第一热交换器的第一输出耦合，用于对所述蒸发后的加热剂加压，其中所述加压器对所述加热剂加压由此将至少部分所述蒸发后的加热剂从汽态改变成液态；以及

c.第二热交换器(204)，包括：

i.用于从所述加压器接收至少部分液态加热剂的第一输入(i3)；

ii.用于接收输出自所述第一热交换器的液态工作介质的第二输入(i4)，其中所述第二交换器被布置成将能量转移到接收自所述第一热交换器的工作介质以至少部分地蒸发接收自所述第一热交换器的工作介质。

3.一种根据条款1所述的热引擎或根据条款2所述的热泵，其中所述第一热交换器被布置成将能量从所述工作介质转移到所述加热剂以蒸发基本全部的加热剂。

4.一种根据条款1所述的热引擎或根据条款2所述的热泵，其中在大约270K的温度下，所述加热剂在恒压下的比热容C_p除以所述加热剂在恒压下的比热容C_v，(n)小于大约1.08，并且优选地小于大约1.065。

5.一种根据条款1所述的热引擎或根据条款2所述的热泵，其中在270K到375K(包括270K和375K)的温度之间测量的所述加热剂在恒压下的比热容C_p除以所述加热剂在恒压下的比热容C_v，(n)在1.03到1.06(包括1.03和1.06)的范围内。

6.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述加热剂选自包括以下成分的组中：正辛烷、正庚烷、甲酸丁酯、二乙胺、戊胺、戊醇。

7.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述工作介质的比热容比率C_p/C_v大于所述加热剂的比热容比率C_p/C_v。

8.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述第一热交换器被布置成在基本恒定温度下且优选地在基本恒定压力下将能量从所述工作介质转移到所述加热剂。

9.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述第二热交换器被布置成在基本恒定温度下且优选地在基本恒定压力下将能量从所述加热剂转移到所述工作介质。

10.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述加压器为多阶段加压器。

11.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述第一热交换器包括：第二输出(o2)，用于输出所述第一热交换器内凝结的液态工作介质。

12.根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，其中所述第二热交换器包括：第一输出(o3)，用于输出所述至少部分蒸发的工作介质；以及第二输出(o4)，用于输出所述第二热交换器内凝结的液态加热剂。

13.一种用于使用工作介质生成机械功的热引擎，该热引擎包括：

a.第一热交换器(204)，与工作介质以及加热剂耦合，其中所述热交换器被布置成从所述工作介质提取能量且使用所提取的能量蒸发至少部分所述加热剂；

b.加压器(231)，与所述热交换器耦合，用于将至少部分蒸发的加热剂从蒸汽加压成液体；以及

c.第二热交换器(204)，与所述工作介质以及所述液态加热剂耦合，其中所述第二热交换器被布置成将能量从由所述加压器加压的液态加热剂转移到所述工作介质。

14.一种用于与用于使用工作介质生成机械功的热引擎一起使用的热泵，该热泵包括：

a.第一热交换器(204)，与工作介质以及加热剂耦合，其中所述热交换器被布置成从所述工作介质提取能量且使用所提取的能量蒸发至少部分所述加热剂；

b.加压器(231)，与所述热交换器耦合，用于将至少部分蒸发的加热剂从蒸汽加压成液体；以及

c.第二热交换器(204)，与所述工作介质以及所述加热剂耦合，其中所述第二热交换器被布置成将能量从由所述加压器加压的液态加热剂转移到所述工作介质。

15.一种根据条款13所述的热引擎或根据条款14所述的热泵，其中所述第一热交换器被布置成蒸发基本全部的加热剂。

16.一种根据条款13所述的热引擎或根据条款14所述的热泵，其中所述第一和第二热交换器经由发电回路与所述工作介质耦合，并且优选地，其中所述第一和第二热交换器经由能量保留回路与所述加热剂耦合，并且特别地，其中所述生成回路和所述保留回路按照基本相反的方向流动。

17.一种根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，被布置成运行以使所述工作介质在大约0到220摄氏度的温度范围内运作。

18.一种根据前述任一条款所述的热引擎或热泵，用于在闭合回路系统内使用。

12.建模和分析结果：

表1示出了每一单个运行装备件的建模程序组分、交互和计算结果，所述建模程序组分、交互和计算结果基于所选定的基本假设集一起构成了一个完整的热引擎运行循环，并且可重复用于任意进一步数量的循环。所述数据对于工作介质氨的任意不同流量和运行条件可以是近似且成比例的。该表示出了以下结果：

1.所提出的新发电热引擎(发电站)从感应能量中生成适当量的净能量到系统中且实现超过57％的高效率，

-该效率比目前与之相比的来自基于高压高温蒸汽的发电站的传统发电系统的效率(通常低于45％)高出很多，

2.所提出的新发电热引擎(发电站)合理实现了高性能系数(COP)8.2805588，

-在类似的冷源与热源之间具有非常高的温差(△)的运行条件下，该COP比与之相比的传统热(能量)提升系统的性能高出很多，

-在如此低的温度源运行的新系统的如此高的性能能够提供从低温源(例如海水)获取更多能量并提升低温源以用于蒸发氨的机会，

3.通过按比例扩大发电站的规模，任意发电量需求的发电站能够在所用材料的冶炼和机械限制范围内设计和制造。举例来说，如果发电站需要100MW的发电量，则通过系统的氨流量(G_amm)(大约)预计为：

(G_amm)＝100/0.15963＝626.449kg/s，或者

(G_amm)＝626.449x 3600/1000＝2255ton/h

由于消耗氨在膨胀结束时的密度大约为每立方米4kg，这不算是非常高的氨流量、特别是容积流量，所述容积流量为：

涡轮机入口＝(2255×1000)/(55×3600)＝11.39m³/s

涡轮机出口＝(2255×1000)/(4×3600)＝156.612m³/s

上述并非高容积流量，并且所使用的机械装备和涡轮机未预计具有过大的尺寸或相对高的成本。

举例来说，对于一个具有2200t/h蒸汽的传统发电站，在0.15bar(abs)的低压蒸汽下的体积流量预计为：

(2200×1000)×15/3600＝9200m³/s

虽然该传统发电站的发电量将为大约650到800MW，并且采用气体通过管路及其他装备的可允许的线性速度，与之相比的新发电站的相关装备的尺寸(除了加热剂加压器的初始阶段之外)仍然可以小得多(且花费也可能更少)，

4.由于新技术缺乏切实的成本要素，所建立的经济规模发电站的每(一)MW发电量的特定成本(美元)未被确定，

-尽管如此，由于所涉及的技术没有不寻常的或复杂的组分，且装备主要为氨涡轮机、正辛烷加压器及多个热交换器和存储罐，加上普通的管路和阀门，基于所述技术构造和建立发电站所预想的成本预计不会被目前烧煤的发电站高很多。所述新技术实际上预计成本明显更低而更加经济。

5.如果未来实际的实验采用“Atalla Harwen Cycle”进行测试和实践，这种测试和实践实现并支持了与表1中所示出的相近的结果(或者优选地胜过表1中的结果)，同时也得出支持性经济特征和数据，则未来发电站技术的选择范围会变得更大，并且该新技术会吸引更广泛(更高)的注意力和兴趣。

未来对“Atalla Harwen Cycle”的发电站配置和组分的最优化还可在以下方面为选择过程提供更多的有利条件：

a-提供更好的加热材料以及提供更少地工作介质

b-更高的发电效率，

c-提供实用的设计和应用工程原则及方法

d-装备的可操作性和简化，

e-提供不苛刻的运行条件，

f-装备和机械的合理(且有竞争力的)成本，

g-不同地理位置的适应性，

h-工作和健康安全，

i-长期发电的环境友好技术选择，

等等。

6.计算出的结果同样指示了所提出的新发电系统的运行可以实现

-单个装备件和整个系统的材料平衡，

-单个装备件和整个系统的能量平衡，

基于一组运行条件下的假定随机的适当实例，

-对两个回路的运行进行互动和时序同步以生成净电力，

7.运行条件可被进一步优化和调整以适应其他：

-工作介质，

-加热剂，

-运行条件集，

-系统配置和流程，

等等。

表No.1Excel建模数据和结果    Excel页码No.1

表No.1接上页，Excel建模数据和结果    Excel页码No.2

表No.1接上页，Excel建模数据和结果    Excel页码No.3

Claims (44)

1.一种用于对热引擎的工作介质的热或能量进行再循环以用于生成机械功或其他形式能量的系统，该系统包括：

a.热交换装置(204)，用于将热从输出自能量提取设备(202)的工作介质转移到加热剂以蒸发所述加热剂；

b.第二热交换装置(240)，用于将更多的热转移到蒸发后的加热剂；

c.与所述第二热交换装置(240)耦合的加压装置(231)，被布置为对被进一步加热的加热剂进行加压；以及

d.第三热交换装置(211)，用于将热从加压后的加热剂转移到所述工作介质。

2.根据权利要求1所述的系统，其中所述第二热交换装置(204)被布置成对蒸发后的加热剂进行过度加热。

3.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置包括热交换器(204)，该热交换器(204)被布置成接收所述加热剂，并将热从输出自所述能量提取设备的所述工作介质转移以基本上蒸发全部所述加热剂。

4.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述第二热交换装置(240)包括第二热交换器(240)，该第二热交换器(240)被布置成从所述热交换器或热交换装置(204)接收蒸发的加热剂，并将更多的热从接收自所述热交换装置(204)或热交换器的加热剂转移到蒸发后的加热剂。

5.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述第三热交换装置包括第三热交换器(211)，该第三热交换器(211)被布置成从所述加压装置(231)接收加压后的加热剂并将热转移到所述工作介质，并且优选地基本上蒸发全部所述工作介质。

6.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热剂在恒压下的比热容C_p除以所述加热剂在恒定体积下的比热容C_v，n小于大约1.08，并且优选地在1.02到1.05的范围内，并且更加优选地在270K到420K的温度范围内，包括270K和420K。

7.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置(204)被布置成将热添加到所述加热剂以使得所述加热剂从基本仅液相跨过相变边界变为基本仅汽相。

8.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置(204)被布置成从输出自所述能量提取设备的工作介质提取热，以使得所述工作介质从基本仅汽相或汽液相跨过相变边界变为基本仅液相。

9.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置(204)被布置成在基本恒定压力且优选地基本恒定温度下将热从所述工作介质转移到所述加热剂。

10.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述第二热交换装置(240)被布置成加热蒸发后的加热剂到超过所述加热剂的饱和点。

11.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述第二热交换装置(240)被布置成在基本恒定压力下加热蒸发后的加热剂。

12.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加压装置(231)入口处被进一步加热的加热剂的熵基本等于或大于所述加压装置(231)出口处的加热剂的熵。

13.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加压装置(231)被布置成在所述加压装置出口处将过度加热后的加热剂等熵加压为饱和蒸汽压力，由此所述加压器内基本不存在所述加热剂的凝结，或者其中在所述加压装置(231)内被加压的加热剂基本仅为汽相。

14.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述第二热交换装置(240)被布置成将热增加到基本270K到400K的温度之间，并且更加优选地270K到360K的温度之间。

15.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置(204)被布置成基本完全地蒸发输出自所述热交换装置(204)的加热剂。

16.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中每一热交换装置与第一和/或第二闭合回路热力循环耦合。

17.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热剂包括不同于工作介质材料的材料。

18.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中每一热交换装置被布置成使得所述加热剂与所述工作介质隔离。

19.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加压装置被布置成对所述加热剂进行等熵加压。

20.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热装置被布置成将所述加热剂从基本仅汽相加压为汽液混合物。

21.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述第三热交换装置(211)被布置成在基本恒定温度且优选地恒定压力下将热从所述加热剂转移到所述工作介质。

22.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述工作介质在恒压下的比热容C_p除以所述工作介质在恒压下的比热容C_v(n)，在1.215到1.6的范围内，包括1.215和1.6，优选地在270K到420K之间的温度测量，包括270K和420K。

23.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热剂选自包括以下成分的材料组中：正辛烷、正庚烷、甲酸丁酯、二乙胺、戊胺、戊醇或上述成分的组合物。

24.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热剂为正辛烷，并且其中所述工作介质为氨或氨水混合物。

25.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述工作介质的比热容比率C_p/C_v大于所述加热剂的比热容比率C_p/C_v。

26.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热装置(231)为单或多阶段加热器。

27.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述工作介质在大约275K到450K的温度范围内运行，并且优选地所述加热剂在大约270K到460K的范围内运行。

28.根据前述任一项权利要求所述的系统，该系统还包括第四热交换装置(202b)，该第四热交换装置(202b)用于对接收自所述能量提取设备(202)的第一阶段的部分膨胀的工作介质进行过度加热，其中所述第四热交换器(202b)被布置成凝结所述加热剂并将热转移到接收自所述涡轮机的第一阶段的部分膨胀的工作介质。

29.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置(204)处的加热剂的流量处于所述热交换装置(204)处的工作介质的流量的大约2至5倍的范围内。

30.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换装置(204)处的加热剂的流量被控制以使得基本全部输出自所述能量提取设备的工作介质被凝结。

31.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中输出自所述加压装置的加压后的加热剂的熵与输出自所述第二热交换装置的加热剂的熵基本相同，并且优选地所述加压过程基本等熵。

32.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中由所述第三热交换装置(211)接收的加热剂的饱和凝结温度高于由所述第三热交换装置接收的工作介质的蒸发饱和温度，并且优选地高10度或更多。

33.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述系统与被布置成从例如锅炉的另外的热源接收热的另一热交换器(215)或/和锅炉(900，1000)耦合，以加热、蒸发或优选地过度加热所述工作介质且特别地生成机械功或其他形式的能量。

34.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述系统与被布置成从例如海水或淡水热源的另一另外的热源接收热的另外的热交换器(256)耦合，以加热且优选地蒸发所述加热剂并将热转移到所述加热剂以生成机械功或其他形式的能量。

35.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述热交换器(204)及第三热交换装置(211)与热再循环回路以及用于从一个或多个外部源引入额外热的装置耦合，并且其中所述能量提取装置(202)优选地与第一闭合回路耦合。

36.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中所述加热剂为单或多组分材料，或者其中所述工作介质为单或多组分材料。

37.根据前述任一项权利要求所述的系统，其中用于对输出自所述能量提取设备的工作介质的热进行再循环的系统在第二闭合回路中运行。

38.一种用于生成机械功的热引擎，该热引擎包括前述任一项权利要求所述的系统。

39.一种用于使用加热剂将热从热源转移到散热片的热泵，该热泵包括：

a.热交换装置(256)，用于通过将热从所述热源转移到所述加热剂对所述加热剂进行蒸发；

b.第二热交换装置(240)，用于通过将更多的热转移到蒸发后的加热剂来进一步加热蒸发后的加热剂；

c.加压装置(231)，与所述第二热交换装置耦合，被布置成对被进一步加热的加热剂进行加压；

d.第三热交换装置(211)，用于将热从加压后的加热剂转移以凝结制冷剂。

40.根据权利要求39所述的热泵，其中所述第二热交换装置(240)被布置成从所述热交换装置(256)接收蒸发后的加热剂且将更多的热从接收自所述热交换装置(256)的加热剂转移到蒸发后的加热剂。

41.根据权利要求39所述的热泵，其中所述热源比所述散热片冷。

42.根据权利要求39到41中任一项所述的热泵，其中所述第二热交换装置将更多的热从更热的加热剂转移到更冷的加热剂。

43.一种对热进行再循环的方法，该方法包括以下步骤：

a.将热从输出自能量提取设备(202)的工作介质转移到加热剂以蒸发所述加热剂；

b.将更多的热转移到蒸发后的加热剂；

c.对被进一步加热后的加热剂进行加压；以及

d.将热从加压后的加热剂转移到所述工作介质。

44.一种运行制冷循环的方法，该方法包括以下步骤：

a.通过将热从热源转移到加热剂来蒸发所述加热剂；

b.通过将更多的热转移到蒸发后的加热剂来进一步加热蒸发后的加热剂；

c.对被进一步加热后的加热剂进行加压；

d.从加压后的加热剂转移热以凝结制冷剂。