本发明涉及一种将热能转化为机械功的渗透式热机，其利用半透膜将 渗透压转化为电力。

伴随着对二氧化碳排放的进一步控制，能量需求的全球性增长扩大了 对可再生能源、以及提高燃料利用率的兴趣。然而，关于采用新燃料和能 源技术的一个重要限制是用这些手段产生能量的成本。虽然补贴和其他形 式的人工支持可以帮助这些可再生能源的引进，但是必须通过总能量成本 来驱动对传统燃料的成功取代。
压力延迟渗透(PRO)——或者通常提及的“盐能”——为一种基于 膜的渗透压能量转化处理。PRO利用穿过半透膜的渗透流来发电。例如， 在授予Loeb的美国专利NO.3906250、授予Weingarten等的美国专利NO. 3587227、以及授予Jellinek的美国专利NO.3978344中论述了PRO处理， 在此以参引的方式将所有文献的全文都结合入本文中。
首先，认为使用PRO技术的合适位置集中在诸如海洋、死海或大盐 湖等盐水体的河流三角洲处。在这些位置，在来自河流的淡水与海水自由 混合处存在渗透压梯度。PRO处理利用这种化学能并将其转化为电。在现 有技术中的PRO处理中，盐水被加压并相对于半透膜位于淡水的相对侧。 海水和淡水之间的渗透压差(大于施加在海水上的液压)导致一穿过膜的 渗透流的形成。当渗透流进入加压的海水中时，经由水轮机(或其他装置) 通过膨胀释放压力，从而发电。
在河流三角洲处的PRO处理——也称为“开环”PRO——具有几个 操作和设计上的限制。首先是类似脱盐处理所需的对供给和汲取流进行昂 贵的预处理以防止处理中膜和组件的污垢。
另一个困难来自许多自然供给水之间的渗透压差是低的。即，可利用 的渗透压差不是非常的高，除非盐水体是超成的，例如死海或大盐湖。不 幸的是，进入这些水体的水的体积流量有些小，因此即使是设计良好的 PRO处理也将产生有限的电力。例如海水具有大约2.53MPa(25atm)的渗 透压，这并不是有效发电所期望的高液压。在考虑更高浓度的液流的情况 下，可以采用更高的液压，但是处理效率会显著地受到发生于用于处理的 膜的支撑结构中的内部浓差极化(ICP)的影响。这种现象特别地由于增 大的支撑层厚度——需要支撑层厚度增大以抵抗由更浓液流导致的液压升 高——而加剧。
最后一个要考虑的是需要将电力设施置于自然水流之间的分界面 处——其经常是具有可观的环境价值的区域，例如河口、沼泽地和海湾。
然而，可行的RPO处理的主要障碍是较差的膜性能。针对PRO的先 前调查发现，膜流量性能太差，使得发电是不可行的。低流速需要使用更 多的膜区域来达到足够的体积流量以发电，其原因是称为浓差极化的现象。
流动是从稀“供给”溶液(淡水)往浓“汲取”溶液(海水)。当上 述情况发生时，沿着供给侧，溶质在膜的表面处积聚。在膜的渗透侧，沿 膜的表面，溶剂稀释溶解的溶质。由于膜表面处的溶质浓度决定了膜两侧 的实际渗透压差，因此，这种浓差极化现象必须被最小化以保证高的流量。 可以通过横流减轻浓差极化现象的严重程度，其中膜表面附近的湍流能够 减少这些边界层的厚度。
不幸的是，目前所使用的膜在结构上是不对称的。在这些膜中，一个 薄分隔层(斥盐层，也称为“活性层”)由一多孔支撑层支撑，该多孔支 撑层为膜提供机械强度。这些膜设计用于压力驱动的膜处理——例如反向 渗透(RO)。在反向渗透中，由于水严格地由液压迫使而通过膜，因此这 些支撑层不会抑制流动。另一方面，在渗透流中，渗透压驱动力只形成于 薄的活性层上。多孔支撑层在渗透流量性能中起到重要的、并且通常是抑 制性的作用。
如图1所示，在位于供给侧的多孔支撑层内可形成显著的浓差极化 层。称为“内部浓差极化”(ICP)，该层对渗透压的影响远远大于膜外 部的浓差极化层(ECP)。ICP的最小化或消除对压力延迟渗透(pressure retarded osmosis)的可行性是至关重要的。膜必须能够高度斥盐，却能高 度透水。
对于PRO的应用，为了产生适量的电力，汲取溶液必须具有高渗透 压。然而，在河流三角洲PRO中，渗透压梯度相当小。较小的渗透压梯 度需要更多的膜面积来产生大体积的流量。该问题与ICP以及污垢现象一 起，使得可用渗透压更小。与汲取溶质相关的其他问题包括与系统部件和 膜的兼容性。海水会对金属零件有腐蚀性，并且淡水和海水都可能含有导 致包括膜的系统部件产生生物污垢的生物成分。
河流三角洲PRO还在开环结构中运行。这意味着在PRO处理完成后， 供给和汲取溶液返回到海洋中。当将海水和河水引入PRO系统时，它们 必须分别被过滤和消毒来防止污垢和生物膜的形成。除了增加了项目的总 成本外，被添加到这些水中的任何化学制剂必须或者被冲到海里、或者通 过物理或化学手段除去。处理消毒化学制剂和消毒副产品可能产生不可预 见的环境影响。河水分流可能也会对脆弱的河流三角洲生态产生环境影响。
因此，为了创建可行的压力延迟渗透处理，提出了一种尝试使用低温 热来循环渗透剂的闭环PRO系统。这种方法不利用自然含盐量梯度而是 利用渗透压作为介质做功，从而可以将于无害环境的低温热源转化为电力。 在几种处理中，汲取溶液是诸如氯化钠等离子盐的溶液，例如在授予Loeb 的美国专利No.3906205中所公开的。作用到OHE上的热量通过将一部分 水蒸发为蒸汽来再次浓缩汲取溶液，该蒸汽然后被冷凝以形成去离子工作 流体。其他处理包括除去挥发性的有机溶质或溶质的化学析出、然后再次 溶解。
这些OHE所面临的主要困难是由于水和有机溶质蒸发所需的高热量 输入而导致的较差的热效率。在化学可析出溶质的情况下，化学原料的消 耗会造成经济运作上的困难。一个另外的挑战是难以获得足够彻底的溶质 分离以避免供给水中的浓差极化效应。当水被蒸发和再冷凝为蒸馏的工作 流体时，这并不是问题，但是，当使用难以彻底除去的可除去汲取溶质时， 会造成很大的问题。
这导致了渗透式驱动膜处理中的一个另外的、重复出现的问题——难 以发现一种既能产生高渗透压又易于除去以供再次使用的溶质。基本彻底 地去除是非常重要的，因为工作流体(供给溶液)中的内部浓差极化效应 会显著减小膜的水流量。因此，理想的渗透式热机应该使用具有如下特征 的汲取溶质：(1)高度易溶；(2)可彻底去除；(3)在膜系统中具 有高的扩散性以实现有效的质量传递，以及(4)为去除溶质，水或高度 易溶有机溶质蒸发所需的热量较少。
在这里描述的本发明试图通过提出一种替代的发电装置来克服现有技 术中的一些引起注意的问题，该装置利用渗透压从低等级的热源产生电力。 虽然已经提出了一些利用渗透现象来产生电力的在先研究——例如通过混 合自然盐水和淡水流来转化“盐能”，相对少有研究着眼于利用渗透现象 通过热转化来发电。

本发明的目的是提供一种渗透式热机，其包括作为工作流体的稀释的 (基本去离子的)水和膜，所述膜被构造为使得内部浓差极化不阻碍渗透 水流穿过膜。
本发明的另一个目的是提供一种渗透式热机，其具有与所有的系统部 件完全兼容的汲取溶质。
本发明的另一个目的是提供一种渗透式热机，其使用高度易溶且可彻 底去除的汲取溶质。
本发明的另一个目的是提供一种渗透式热机，其具有提供大渗透压梯 度的汲取溶质。
本发明的另一个目的是提供一种渗透式热机，其减轻PRO处理的环 境影响。
最后，本发明总体上涉及使用可再循环汲取溶质的闭环PRO处理。
在一实施例中，本发明涉及一种利用氨-二氧化碳渗透式热机来发电 的方法，包括以下步骤：
a)将浓的汲取溶液加压至比其在半透膜第一侧的渗透压要低的液压；
b)在半透膜的相对侧引入稀释的(基本去离子的)工作流体；
c)使一部分稀释的工作流体穿过半透膜进入加压的汲取溶液中，以形 成使得汲取溶液的体积膨胀的水流；
d)使汲取溶液的膨胀体积流通过涡轮机以产生电力；以及
e)通过适当温度和压力的蒸馏塔处理体积膨胀了的汲取溶液，从汲取 溶液中分离出溶质，从而产生新的汲取溶液和工作流体流以在系统中再利 用。
附图说明
为了更全面地理解本发明，结合附图参照以下的说明，其中
图1示出一PRO处理，其中在膜的供给侧存在内部浓差极化和在膜 的汲取溶液侧存在外部浓差极化。
图2示出了根据本发明的渗透式热机系统。
图3示出了流量数据并说明了膜的水流量和汲取溶液浓度之间的关 系。
图4示出了膜功率密度与本发明的渗透式热机内的液压和渗透压之间 的相对关系。
图5以卡诺热机效率的百分比示出了渗透式热机的效率与汲取溶液的 液压和渗透压两者的差的相对关系。

本发明总体上涉及一种使用氨-二氧化碳渗透式热机发电的方法，包 括以下步骤：
a)将浓的汲取溶液加压至比其半透膜第一侧的渗透压要低的液压，其 中，浓的汲取溶液包括氨和二氧化碳；
b)在半透膜的相对侧引入稀释的工作流体，其中，稀释的工作流体包 括基本去离子的水；
c)使一部分稀释的工作流体穿过半透膜进入加压的汲取溶液中，以形 成使得汲取溶液的体积膨胀的水流；
d)使汲取溶液的膨胀体积流通过涡轮机以产生电力；以及
e)通过适当温度和压力的蒸馏塔处理体积膨胀了的汲取溶液，从汲取 溶液中分离出溶质，从而产生新的汲取溶液和工作流体流以再次进入系统 中。
这里所述的渗透式热机被设计为与其它类型的热机相竞争，包括燃气 轮机(布雷顿循环)、汽轮机(兰金循环)、内燃机(汽油机，柴油机)、 以及外燃机(斯特林循环)。
本发明涉及一种闭环渗透式热机。系统使用氨-二氧化碳汲取溶液和 去离子水工作流体。去离子水工作流体由充分(或基本)去离子的水形成。 基本去离子意味着去离子水工作流体包含少于1ppm的氨-二氧化碳并且 没有其它溶质。汲取溶液是高度易溶、可有效渗透的，并且包含可彻底去 除并可再循环的溶质。通过消除内部浓差极化效应，使用去离子水作为工 作流体使膜的质量传递最大化。
汲取溶液由通过将氨和二氧化碳引入水中所形成的铵盐组成，并在本 发明的OHE中使用以产生电力。通过混合碳酸氢铵盐和氢氧化铵形成一 复杂的铵盐溶液来配制汲取溶液，该铵盐溶液包含碳酸氢铵、碳酸铵以及 氨基甲酸铵。最小化所加入的氢氧化铵的量，使得汲取溶液中未电离的氨 的浓度最小化。浓汲取溶液中氨与二氧化碳的比例在1∶1至2.5∶1之间。 另外，汲取溶液的浓度在0.1和12摩尔每升(molar)之间，优选地在大 约3到大约6摩尔每升之间。
该汲取溶液具有一些理想的特征，包括(1)铵盐的高溶解性；(2) 化学物类的相对低的分子量和高扩散性，这导致高渗透压和适度的外部浓 差极化效应；(3)溶质基本可彻底去除，因为在适当的温度和压力(例如， 60℃、101.3kPa(1atm))下加热汲取溶液时，铵盐分解成氨和二氧化碳 气体，其可容易地被去除至低于1ppm的水平；以及(4)从一定量的水中 去除和再循环这些溶质所需的热能显著低于蒸发水本身所需的热能。
在本发明的氨-二氧化碳渗透式热机中，将浓汲取溶液加压至低于其 渗透压的液压，稀释的工作流体(包含少于1ppm的氨和二氧化碳的去离 子的水)通过半透膜流入加压的溶液，并且该水流使汲取溶液的体积膨胀， 引起通过涡轮机的液流，从而产生电力。热量被传导至渗透式热机以使得 溶质从溶液中分离出，导致更新的汲取溶液和工作流体流。类似于在反向 渗透(RO)脱盐中所使用的压力交换器被用于保持膜的汲取溶液侧的压力 处于稳定的操作状态。
本发明在PRO中使用可再循环的汲取溶质，其中热被输入到系统中 用以再生汲取溶质，多余的热以某种方式被释放至环境中。该系统被公知 为“渗透式热机”，因为热被吸收并释放而且做功。虽然先前已经构思了 这种系统的不同设想，但较差的膜的性能和/或热量的不充分利用限制了进 一步的发展，部分原因是所选择的汲取溶剂成分的不适当的性能以及严重 的内部浓差极化效应。
为了克服现有技术的不足，本发明提出了使用氨-二氧化碳 (NH3-CO2)渗透式热机。图2示出了该热机，该热机使用混合在溶液中 的氨和二氧化碳气体的混合物。这些气体在溶液中形成高度易溶的铵盐， 其能产生大于250个大气压的渗透压，大于海水的渗透压10倍。汲取溶液 高度易溶、有效渗透、并且包含易于去除和可再循环的溶质。使用去离子 水作为工作流体通过消除内部浓差极化效应而使得膜质量传递最大化。这 里所提供的结果证实了将低温热源实际转化为电力的渗透式热机的可行 性。
本发明的渗透式热机依赖于去离子水(即包含极少的或不包含溶解的 溶质)工作流体的使用。因为不会发生ICP，所以将这种流体作为膜的供 给流是有利的。虽然盐分通过膜从汲取溶液的渗漏会导致ICP，但是，膜 被选择为是高度斥盐的，其作用是抵消这种趋势。膜是半透膜，具有朝向 汲取溶液方向的活性层、以及朝向供给溶液方向的背衬层。典型地，膨胀 了汲取溶液体积的水流至少约为25m3/m2-s。
本发明的高效渗透式热机处理的一个关键是从稀释的汲取溶液中分离 出纯水所需的热。使用氨和二氧化碳汲取溶液的好处变得显而易见，因为 可以利用低温蒸汽成功地将这些气体从水中剥离去。使用Aspen HYSYS (可由Aspen Technology，Burlington，MA提供)来模拟气体去除，其 显示在真空气体剥离处理中可使用温度低至40℃的蒸汽。这使得可以使用 通常不具有可利用性的并且成本很低甚至几乎没有成本的多种热源。
NH3-CO2渗透式热机使用低等级的热，这对于其作为发电替代方案的 可实施性而言是非常重要的。低等级热源来自多种工业处理，示例而非限 制地包括金属制造(钢厂)、玻璃制造、炼油以及热力发电。所有这些工 业处理使用精心设计的方法来回收他们的废热，但是低等级的热总是通过 水冷或废气散发到环境中。
还可以使用可再生的热源。地热源丰富，但是很难有足够高的品质来 直接发电。典型地，可以使用这些热源来加热和冷却住宅，但是，这些热 源还可用于一双循环构造中，其利用热来蒸发诸如氨的第二液体，并使蒸 汽膨胀通过涡轮机。然后，可以通过将热量散发至空气或地表水中以冷凝 蒸汽。利用海洋中暖水的类似的方面为海洋热能转化(OTEC)。该系统 包括一热机，该热机利用暖的表面海水作为热源并利用冷的深层海水作为 冷源。与地热双循环类似地，OTEC利用暖水蒸发诸如氨的液体，其然后 膨胀通过涡轮机。然后气体被冷的深层海水冷凝并被再循环。对于这两种 处理，气体被用作工作流体，因此，必须使用大涡轮机(即直径至少约为 10米的蒸汽轮机OTC)。当用本发明的渗透式热机替换通常使用的氨蒸 汽系统时，该设计限制可以减少。通过利用暖水来剥离NH3-CO2汲取溶液、 以及利用冷水来冷凝这些气体，引导通过涡轮机以便发电的工作流体是液 体。由于水轮机比设计用于低密度气体的涡轮机小得多，所以这具有显著 的优点，并且在将功转化为电方面十分有效。
本发明的渗透式热机的一个优点是能够成功地将低等级的热源转化为 电能。本发明热机的构造由于其闭合回路结构以及可再循环的汲取溶质而 解决了许多先前的河流出口PRO的经济和环境问题。由于能量的成本仅 涉及设备的分摊到其寿命上的投资成本和维护，所以低等级热源的使用还 提供了基本上免费的能源。从溶液中分离出汲取溶质所需要的热量典型地 以大约35到250℃的温度引入。此外，从溶液中分离出汲取溶质所需要的 温度与压力成比例，并且典型地引入大约0.05至大约10个大气压的压力。
示例：
在实验室进行了流量试验以判定本发明的渗透式热机处理的可行性。 如果要有效发电，则水流量必须为高。以前的利用反渗透膜的流量试验显 示流量很少超出最小值(不大于每天每平方英寸膜面积2-3加仑(gfd)并 且通常远小于1gfd)。
发明人研究了一种可购得的膜，其专用于渗透处理，并发现流量要好 得多。在NH3-CO2汲取溶液的情形下，在膜的活性层上获取数据。供给去 离子水来模拟渗透式热机的状态。对两个温度20℃和40℃进行了测试，对 于这两个系列的测试，供给和汲取溶液保持在相同的温度下。结果在图3 中示出。
在一渗透压范围内测试两个温度。在一些测试中得到了超过50gfd的 流量，表明所使用的该特殊的膜比一些之前测试过的膜好50倍，这对产生 给定电量所需的膜的量具有显著的影响。更高的流量使得所需的膜面积更 小。注意，在这些测试中不对渗透流加压(在以前的调查研究中也未加压)。
通过此数据，可以通过在Aspen HYSYS(可由Aspen Technology Burlington，MA提供)中模拟该处理而估算出发电数据。在一渗透压范围 内使用各种汲取溶液浓度，可利用下式计算能量产出量：
功＝(涡轮机效率)×(液压)×(体积流量)        (1)
涡轮机效率通常超过90％，且总驱动力导致穿过膜的流动。当渗透流 中的液压能增大时，流量降低，但获得一最大发电点。图4针对一汲取溶 液浓度范围示出了该特征，并示出在本发明的渗透式热机中不同汲取溶液 浓度性能随渗透侧液压范围的变化。利用HYSYS(可由Aspen Technology，Burlington，MA提供)模拟能量产出。
应当注意，来自于天然盐度梯度——诸如那些位于河流/海水交界面处 的盐度梯度——的期望能量产生将远远低于这些模拟的能量输出。利用之 前研究的膜，在开环的淡水/海水PRO中每膜面积输出的功率为最多 1.4W/m2。这个数据表明本发明的NH3-CO2渗透式热机——其利用此专门 的渗透膜——在特定的情形下能够超出该输出的200倍。由于膜面积还用 来度量投资成本，并且由于输入至系统的热量基本上是免费的，因此，更 高的每膜面积能量产出值与发电的总成本有直接关系。
另外，本发明的氨-二氧化碳OHE的性能设计还基于水流量的实验数 据、涡轮机和压力恢复系统的能量转化效率的计算、以及用于除去和再循 环OHE汲取溶质所需的能量的模拟。
测量通过PRO结构中的定向半透膜(背衬层朝向供给流，活性层朝 向汲取溶液)的水流量，这提供了用于估算热机性能的数据。利用横流膜 单元(crossflow membrane cell)和相关的系统部件获取膜水流量数据。沟 槽的尺寸为长77毫米宽26毫米深3毫米。导网(mesh spacer)安插在沟 槽之间，以提高对膜的支撑并促进湍流和质量传递。具有复式泵压头的可 变速蠕动泵(可从Masterflex of Vernon Hills，IL获得)用于以闭环的方 式泵送供给和汲取溶液。恒温水浴(可从Neslab of Newington，NH获得) 用于维持流入和汲取溶液的温度。在水浴内，热传递通过浸没在搅动水浴 内的成列的不锈钢热交换器盘管而发生。汲取溶液搁置在一天平(可从 Denver Instruments of Denver，CO获得)上，且随时间测量重量变化以 确定渗透水流量。膜被置于单元内，使得汲取溶液与活性层相面对，供给 溶液与支撑层相面对。
用于收集流量数据的膜设计用于正向渗透脱盐，所述膜可从Hydration Technologies，Inc.(Albany，OR)得到。膜的化学组成是有所有权的， 但是认为其包含醋酸纤维聚合物。结构关于一由相对薄的(即小于约50μ m)支撑结构支撑的隔层不对称。由嵌入聚合物支撑层内的聚酯网提供进 一步的支撑。
针对汲取溶液的一个浓度范围确定渗透水流量。通过将碳酸氢铵盐 (NH4HCO3)与氢氧化铵(NH4OH)混合来制造汲取溶液，形成包括碳 酸氢铵、碳酸铵和氨基甲酸铵的铵盐的复合溶液，在浓溶液中后者(氨基 甲酸铵)的含量最高。添加的NH4OH的量根据汲取溶液的浓度及其使用 温度而变化。NH4OH的量被最小化，以最小化汲取溶液中未电离的氨的 浓度。OHE模拟中所使用的汲取溶液性能包括渗透压、密度、粘度和pH 值，结合来自OLI System，Inc.(Morris Plains，NJ)的电解质物性包 (property package)，上述性能通过Aspen HYSYS(可由Aspen Technology，Burlington，MA提供)得到。
膜的水流量实验数据被用于计算拟合的(表观)质量传递系数，以预 测膜和用于驱动热机水流的浓汲取溶液的界面处的外部浓差极化(ECP)。 基于薄膜理论，通过拟合的质量传递系数来预测OHE膜系统中的浓汲取 溶液的ECP影响，同时，基于对实验数据的归纳计算出高浓度的ECP影 响。考虑到ECP影响对于OHE膜系统的预期重要性、以及传统的薄膜理 论不足以描述高浓度非理想溶液流中的质量传递现象，这种模型拟合和归 纳被认为是必要的。在实验数据的范围内，发现利用拟合效率来预测的膜 流量与观测到的水流量性能良好地符合。
在非加压条件下的水流量测量被认为是预测了本发明的加压OHE系 统内的流量，在不同的渗透压和液压条件下遵循PRO控制方程：
Jw＝A(σΔπm-ΔP)        (2)
这里，A为水渗透系数，σ为反射系数，Δπm为在分界面(即膜活性 层表面)处位于汲取和供给溶液之间的膜两侧的渗透压差，ΔP为汲取溶液 侧和工作流体之间的液压差。在如上所述地计入ECP效应后，由汲取溶液 的总渗透压(bulk osmotic pressure)计算Δπm。
由于使用的FO膜的相对较高的斥力，在所有的计算中均假设σ＝1。 此外，假设水渗透系数A与所施加的液压无关，表示可忽略膜的压缩。膜、 操作压力和系统温度的选择考虑了基于这些假设的预测的精度。
通过OHE产生的功率(W)是每单位时间移动通过其涡轮机的水量 (V)、涡轮机内的压降(ΔP)——其等于施加于汲取溶液侧的液压、以 及涡轮机效率(E)的函数：
W＝EVΔP    (3)
涡轮机效率E典型地大于90％。用于维持汲取溶液的稳态加压的压力 交换器的效率典型地大于95％。在上述模拟中，对于能量产出设计，这两 个部件的综合效率近似等于一90％的总效率，导致在上述等式2中E的值 为0.9。每单位时间内流过涡轮机的体积(V)等于通过OHE膜的水流量 (Jw)与总的膜表面面积的乘积。该流量为系统的液压和渗透压两者的函 数，如上式1所示。相对于渗透压增大液压，则增大了每单位体积的通过 涡轮机的水的功率输出，但是也会因为膜水流量的减小而减小了水的总体 积。减小液压将获得相反的效果。
通过测量产生的电量与使用的热量(用于分离和恢复汲取溶液)的相 对关系，计算出热效率。在评价热机的性能时可考虑两个效率度量标准： 热效率和卡诺效率。热效率就是热机输出功率与输入热量的简单比值。卡 诺效率是热机相对于卡诺热机的效率度量，卡诺热机是这样的一种热机： 其基于完全可逆的过程从给定的热流产生最大量的理论功。
可以基于用于从稀释的汲取溶液分离出氨和二氧化碳、从而产生再次 浓缩的汲取溶液和去离子的工作流体的蒸馏塔的热负荷来计算热机效率的 “热量”分量。结合来自OLI System，Inc.(Morris Plains，NJ)的电 解质物性包，遵循在估算正向渗透脱盐所需能量时所采用的步骤，通过 Aspen HYSYS(可由Aspen Technology，Burlington，MA提供)模拟 蒸馏塔热负荷。
卡诺热机的效率(η)如下
$H=1-\frac{T_L}{T_H}---\left(4\right)$
其中，TH为传递到热机的热的绝对温度(例如来自燃料燃烧)，TL 为热量散发至环境中时的绝对温度。测量OHE效率与卡诺热机效率的相 对值，由此确定OHE相对于其所使用的热量的效率。例如，利用200℃的 热的地热发电站获得20％的热效率，从热效率度量的角度来看，似乎不是 非常有效率的发电站。然而，这种热机的卡诺效率将达到55％，近似等于 在537℃下工作的烧煤的发电站的卡诺效率。当考虑温度低至比环境温度 高20℃的热源时——其时最大理论热效率非常低，这是在热机技术之间进 行比较的一种特别有用的方法。
当两个溶液之间的渗透压差增大时，通过分隔开两个溶液的半透膜的 流量也将增大。由于膜表面的浓差极化效应，这种关系是非线性的。在其 中用去离子水作为供给流的PRO模式中(汲取溶液位于膜的活性层侧)， 假设膜高度斥盐，则仅会发生外部浓差极化。图3示出了膜的水流量和汲 取溶液浓度之间的关系。
利用未加压的NH3/CO2汲取溶液、同时去离子水作为供给流、其中供 给溶液和汲取溶液等温，估计膜的渗透水流量性能。基于汲取溶液的总渗 透压计算驱动力。虚线表示用相同的膜通过反向渗透试验确定的纯水的液 压渗透性。这些线和实验数据之间的差别源于外部浓差极化。
示出了20和40℃下的数据，其中在各种情况下供给和汲取溶液都是 等温的。示出了流量和汲取溶液的渗透压之间的相当关系。由于温度对膜 的透水性以及对汲取溶质的扩散性的影响，较高的温度导致较大的水流量。 当FO膜在PRO模式下工作、同时供给去离子水时，水流量超过25m3/m2-s (或者每天每平方英尺膜为50加仑，GFD)。所示出的非线性关系源于 ECP，由位于膜渗透侧的膜表面处的汲取溶液的稀释导致。这些实验流量 数据被用于计算OHE的功率输出，如下所述。
优化OHE的一个准则是选择液压和渗透压，以产生每单位膜面积最 高的功率输出，或最高的膜“功率密度”。基于膜的水流量、汲取溶液液 压、以及OHE膜系统中的预期的ECP效应来计算功率密度。使用通过在 PRO模式下的实验流量试验得到的拟合质量传递系数1.78×10-5m/s来计 算ECP效应。水轮机和压力恢复装置的综合效率假设为90％。OHE中渗 透压和液压与膜功率密度之间的关系如图4所示。每条曲线对应于一固定 的氨-二氧化碳汲取溶液浓度。
模拟示出，当液压为渗透压的约50％时，获得最大膜功率密度。对于 液压为10.13MPa(100atm)的OHE，使用产生19.16MPa(197atm)的 渗透压的4.6M汲取溶液所提供的功率密度大约为170W/m2。这与河水/ 海水盐度PRO电力设备所期望的功率密度——其典型地处于4W/m2的范 围——相比是相当高的。
可以通过提高汲取溶液流的横流速度(以减小ECP影响)或OHE膜 系统的液压来进一步提高功率密度。横流速度显著升高(在0.05cm高的 流道内为5m/s)的OHE的模拟示出OHE功率密度将比具有上述(在0.3 cm高的液流通道内为0.46m/s)研究中所用测试单元的流体动力学参数的 膜系统的功率密度增大约61％。对于在10.13MPwa(100atm)液压下工作 的OHE，在这种情况下最大功率密度约为274W/m2。
具有20.26MPa(200atm)的工作液压的OHE模拟示出功率密度比 10.13MPa(100atm)系统的功率密度提高了额外的47％。然而，增大的 横流速度会导致额外的功率消耗，并且增加的液压会需要更昂贵的处理部 件。这些运行条件在优化处理时是必要因素，与处理流体泵功率消耗和设 备投资以及更新成本等相关因素彼此平衡。
在一渗透压和液压范围内模拟OHE的卡诺效率。在计算热机的热效 率时，对于被检测的渗透压和液压的组合，将汲取溶液的分离和再循环处 理的热负荷和电负荷与OHE发电涡轮机的电力产出相比较。因为汲取溶 质的分离和再循环所需要的电能是可以忽略的，因此热效率实际上是OHE 的电力产出和分离汲取溶质所需的热能之间的比。该效率与运行在同样的 高温热流和低温热流之下的卡诺热机的理论效率相比，给出OHE性能的 “卡诺效率百分比”度量。
为了确定汲取溶质去除和再循环处理的热负荷和电负荷，在HYSYS 化学模拟模型中规定一具有足够浓度以产生期望渗透压的汲取溶液。该溶 液的液流被导入一蒸馏塔，该蒸馏塔的特性适用于去除。这种模型的一个 示例规定单个蒸馏塔，实现从一6M(基于CO2)汲取溶液的液流中分离 出汲取溶质，该6M汲取溶液在OHE膜系统中产生31.94MPa(315.26atm) 的渗透压，蒸馏塔具有高度为2.35m(7.7ft)(30理论级)的整装填料、 供应有50℃的热。这种蒸馏塔在底部的10.62kPa(0.1048atm)的压力和 46.96℃(假设再沸热交换器中的ΔT为3℃)的温度、以及顶部的10.54kPa (0.1040atm)的压力和35.55℃的温度下运行。被供给至蒸馏塔顶部的液 流被预加热到32℃，其需要3196.8MJ/m3(产生每m3的工作流体)的能 量。蒸馏塔热负荷为3454.6MJ/m3，被供给到再沸器。将所有液流保持在 规定温度下所需的补充热量是385.7MJ/m3，总热负荷为7037.1MJ/m3。在 分离处理中用于流体泵送的电负荷相对可忽略(0.48MJ/m3)。在表1中 总结地给出了模拟中所使用的在典型浓度下分离汲取溶质所需的热负荷和 电负荷。该表还提供了一些与OHE性能模拟有关的汲取溶液的性能。
  汲取溶液   浓度(M)  渗透压(atm)   NH3/CO2比   热负荷(MJ/m3)   电负荷   (MJ/m3)   1  43.7   1.1   358.0   0.12   2  84.4   1.2   593.4   0.13   3  120.1   1.2   865.7   0.16   4  157.8   1.3   1319.0   0.19   5  229.6   1.6   2847.7   0.26   6  319.7   1.8   7037.1   0.48
在一供热温度范围内基于上述模型计算OHE的整体卡诺效率。多个 温度下的效率相当一致。在图5中，示出了在OHE膜系统的渗透压和液 压范围内于50℃的热下运行的OHE的卡诺效率。对于各压力的组合，温 度保持恒定，其中高温或所供应能量的温度为50℃，而低温或周围环境的 温度为25℃。
图5为以卡诺热机效率百分比表示的OHE热机效率与汲取溶液的液 压和渗透压两者的差之间的关系。对于50℃的高温和25℃的低温，当合驱 动力(Δπ-ΔP)接近零时，最大理论热机效率的(卡诺)百分比达到约 16％的最大值。渗透压Δπ基于汲取溶液的总渗透压。
结果表明当渗透压和液压两者的差接近零时，获得的热机效率最高。 假设在零流量的平衡状态下渗透压和液压相等，提高渗透压将会增大膜的 水流量，从而增大由OHE涡轮机产出的电量。通过提高汲取溶液的浓度 来提高渗透压。浓度越高的渗透溶液需要越多呈供给热形式的能量来去除 和再循环溶质。因此，当渗透压升高时，电力产出、膜的水流量、以及溶 质再循环系统所需的热负荷均同时升高。
然而，对于溶质再循环系统所使用的蒸馏塔而言，从稀释的汲取溶液 中去除NH3和CO2的效率是低的。一些水蒸汽也被去除，这需要热量， 该热量无法转化成电力产出。当汲取溶液的浓度升高时，蒸馏塔中形成的 水蒸汽量也升高，这种固有的分离低效率导致OHE效率的整体降低。然 而，渗透压的提高导致水流量的提高，通过膜功率密度的升高而有利于 OHE运行。对于给定的能量，较高的膜功率密度需要较少的膜面积，从而 需要较小的膜成本。这表明膜投资成本和热机效率之间的折衷，在设计 OHE系统时必须对此进行优化。
从以上说明可知，尽管热机的整体效率非常低，最大值接近16％的卡 诺效率，并且很可能以5-10％的效率运行，但是单位膜面积的功率输出可 以相当高，超过250W/m2。如果OHE使用40-100℃范围内的热源，则输 入至热机的能量成本可忽略不计。一个重要的考虑是该处理的投资和人工 费及其对发电成本的影响。
本发明的氨-二氧化碳渗透式热机的使用允许通过各种不同的能源发 电，其中例如有来自于现有电厂废液流的热、否则是不能用于发电的低温 地热源、低密度太阳热能、生物热(非燃烧)以及海洋热能转化。在上述 所有情况下，本发明的过程产生可循环的和无碳的电力。
虽然已经参照具体实施方式对本发明进行了以上说明，显然可以作出 不偏离这里所公开的发明构思的许多改变、修改和变型。因此，意图将所 有这些改变、修改和变型包括在所附权利要求的精神范畴内。这里所引用 的所有专利申请、专利和其他出版物的全文以参引的方式结合入本文中。