董益華，羅海華，陳云菲，沈 強(qiáng)，習(xí) 超，張后雷

（1.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，杭州 311100；2.浙江浙能嘉興發(fā)電有限公司，浙江嘉興 314000；3.南京理工大學(xué)，南京 210094）

0 引言

燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組是城市供熱供電的一種重要方式，我國目前燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組由于供汽受限、氣價(jià)高，發(fā)電成本高導(dǎo)致運(yùn)行時(shí)數(shù)較低，且通常采用晝開夜停方式。此外，隨著可再生能源發(fā)電（光伏、風(fēng)能等）的快速發(fā)展，電網(wǎng)為了吸納更多的可再生能源電力，希望降低化石能源發(fā)電機(jī)組供電負(fù)荷［1］。本文主要討論高溫供熱（供汽），由于供熱通常需要連續(xù)運(yùn)行，且聯(lián)產(chǎn)機(jī)組供熱供電能力互相耦合，因此燃機(jī)停機(jī)或低負(fù)荷供電時(shí)，供熱負(fù)荷將無法滿足用戶需求。為了解決上述問題，常規(guī)做法是在燃機(jī)停機(jī)時(shí)通過燃?xì)忮仩t對(duì)外供汽。事實(shí)上，燃機(jī)機(jī)組在白天通常不會(huì)到達(dá)滿負(fù)荷運(yùn)行（我國很多機(jī)組負(fù)荷率在70%左右），因此一種替代方法是引入蓄熱技術(shù)，白天燃機(jī)運(yùn)行時(shí)蓄熱，夜間燃機(jī)停機(jī)時(shí)釋熱產(chǎn)汽，從而實(shí)現(xiàn)所謂“熱電解耦”。雖然蓄熱在太陽能高溫光熱發(fā)電系統(tǒng)中是一種成熟應(yīng)用［2］，但在采用化石燃料的熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)中只有少量研究，且主要集中于燃煤聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)［3-5］。壽青云等［6］介紹了日本新宿Park Tower大樓利用燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)排熱進(jìn)行區(qū)域供冷供熱的工程案例。Johnson等［7］介紹了德國政府資助的一個(gè)采用瓦斯氣為燃料和硝酸鈉潛熱蓄熱的燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)項(xiàng)目（TESIN），其蓄熱量為1.5 MW·h，供汽參數(shù)為 0.25 MPa、300 ℃，該項(xiàng)目的實(shí)際運(yùn)行情況未見報(bào)道。

本文提出用于高溫供汽的燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組熔鹽蓄熱系統(tǒng)，通過熱力學(xué)分析研究其在3種運(yùn)行模式下的熱力特性，為蓄熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 蓄熱系統(tǒng)構(gòu)成

用于高溫供汽的燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組蓄熱系統(tǒng)有3種模式，每種模式都由蓄熱循環(huán)和釋熱循環(huán)組成，對(duì)應(yīng)的蓄熱時(shí)間為tc、釋熱時(shí)間為td，其流程見圖1。模式一為單級(jí)熔鹽蓄熱系統(tǒng)，其流程如圖1（a）所示，其工作過程為：白天，燃機(jī)運(yùn)行時(shí)，部分高溫?zé)煔猓顟B(tài)1）通過煙鹽換熱器加熱冷鹽罐來的熔鹽（TL），加熱后的熱鹽（TH）送入熱鹽罐儲(chǔ)存，煙鹽換熱器出口煙氣（狀態(tài)2，3，4）全部引回燃機(jī)系統(tǒng)繼續(xù)利用。夜間，燃機(jī)停機(jī)時(shí)，高溫熔鹽TH（狀態(tài)18）依次通過過熱器、蒸發(fā)器和預(yù)熱器加熱給水（狀態(tài)10），給水系由常溫常壓（狀態(tài)9）升壓而得，加熱產(chǎn)生用戶所需的高溫高壓過熱蒸汽（狀態(tài)13），預(yù)熱器出口的冷鹽TL（狀態(tài)21）輸回冷鹽罐。模式二為常壓儲(chǔ)水雙級(jí)蓄熱系統(tǒng)，其流程如圖1（b）所示，其工作過程為：白天，高溫?zé)煔猓顟B(tài)1）通過煙鹽換熱器后（狀態(tài)2），部分煙氣（狀態(tài)3）引回燃機(jī)系統(tǒng)，其他部分（狀態(tài)4）繼續(xù)流經(jīng)煙水換熱器預(yù)熱給水（狀態(tài)7），加熱后的水（狀態(tài)8）送入常壓儲(chǔ)水罐儲(chǔ)存，最終的排煙（狀態(tài)5）接入燃機(jī)系統(tǒng)的煙囪。夜間，TH加熱常壓儲(chǔ)水罐給水（狀態(tài)9），產(chǎn)生用戶所需的高溫高壓過熱蒸汽（狀態(tài)13）。需要說明的是，為保證常壓儲(chǔ)水罐內(nèi)水始終呈液態(tài)，水溫需低于100 ℃，若煙氣從狀態(tài)2全部引入煙水換熱器，則常壓儲(chǔ)水罐入口（狀態(tài)8）溫度將高于沸點(diǎn)溫度，故煙水換熱器只能引入一部分煙氣（狀態(tài)4）作為熱流體，另一部分煙氣（狀態(tài)3）需引回燃機(jī)系統(tǒng)。若將狀態(tài)2處的煙氣全部引入煙水換熱器預(yù)熱給水，可采用模式三。模式三為加壓儲(chǔ)水雙級(jí)蓄熱系統(tǒng)，其流程如圖1（c）所示，其工作過程與模式類二似，區(qū)別在于，模式三采用加壓儲(chǔ)水罐，所有的狀態(tài)2（3，4）點(diǎn)的煙氣均流經(jīng)煙水換熱器預(yù)熱給水。

圖1 燃機(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)蓄熱系統(tǒng)流程

本文采用商業(yè)上成熟的三元硝酸鹽（Hitec鹽）作為蓄熱介質(zhì)，其凝固溫度為142 ℃，上限工作溫度一般不超過535 ℃。計(jì)算分析時(shí)采用的額定工況為：tc和td分別為14，10 h，供汽壓力P13和供汽溫度T13分別為1.7 MPa和260 ℃，供汽量（狀態(tài)點(diǎn)13）為 1.0×105kg/h，燃?xì)馀艧煖囟?T1為 604 ℃。

2 計(jì)算模型

在循環(huán)分析時(shí)，忽略設(shè)備和管路熱損失及流阻損失，熱力學(xué)第一定律效率ηI為：

式中 Qtotal——循環(huán)總蓄（釋）熱量；

熱水泵的耗功為：

ΔP ——壓降；

ρ ——水的密度；

ηP——泵的總效率，ηP=0.7。

總的蓄熱量或釋熱量為：

換熱器的能量方程為：

k ——下標(biāo)，換熱器 A，B，D，E 和 F；

h ——比焓；

h，c ——下標(biāo)，熱側(cè)和冷側(cè)；

i，o ——下標(biāo)，入口和出口。

第二定律效率（即?效率）ηII為：

式中 T0——環(huán)境溫度，K，T0=298 K。

模式一中Exc為：

模式二中Exc為：

模式三中Exc為：

總熵產(chǎn)為：

其中

式中 Sgc——蓄熱循環(huán)總熵產(chǎn)；

Sgd——釋熱循環(huán)總熵產(chǎn)；

換熱器的熵產(chǎn)率為：

式中 s —比熵。

熱水泵的熵產(chǎn)率為：

使用 EES（Engineering Equation Solver） 軟件編程求解循環(huán)分析模型，其中熔鹽物性與溫度相關(guān)，其數(shù)據(jù)取自文獻(xiàn)［8］，水的物性由EES直接查取，煙氣的物性根據(jù)給定的煙氣成分按照理想氣體混合物計(jì)算得到，本文假設(shè)煙氣成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）為：9.33% CO2、0.37% O2、71.63% N2、18.67% H2O。分析時(shí)假定額定工況為T1=604 ℃，T2=200 ℃，T5=100 ℃，TH=420 ℃，TL=190 ℃。

3 結(jié)果與討論

3.1 模式一

表1是模式一在額定工況下的熱力學(xué)分析結(jié)果：4個(gè)換熱器中，煙鹽換熱器傳熱率、蒸發(fā)器傳熱率較大，過熱器傳熱率最??；同時(shí)煙鹽換熱器熵產(chǎn)率和蒸發(fā)器熵產(chǎn)率也明顯高于其他設(shè)備，熱水泵熵產(chǎn)率最小。第一定律效率ηI接近于 1，而?效率ηII明顯小于ηI。

表1 模式一額定工況計(jì)算結(jié)果

煙溫T1對(duì)模式一性能的影響如圖2所示。

圖2 T1對(duì)模式一性能的影響

從圖 2（a）可見，隨著 T1增大，ηI不變，ηII減?。粡膱D2（b）可看出，隨著T1增大，總熵產(chǎn)Sgtotal增大，其中增大，不變。事實(shí)上，T1越大，?值越高，蓄熱系統(tǒng)的代價(jià)越大，在應(yīng)用時(shí)應(yīng)盡量采用較低的T1，高溫?zé)煔鈶?yīng)盡可能用于與之匹配的高溫需求。

煙溫T2對(duì)模式一性能的影響如圖3所示。從圖3（a）可看出，隨著 T2增大，ηI不變，ηII減小；從圖3（b）可看出，隨著T2增大，總熵產(chǎn)Sgtotal增大，其中增大，不變。

圖3 T2對(duì)模式一性能的影響

由于熱鹽罐溫度TH是蓄熱系統(tǒng)的內(nèi)部參數(shù)，而ηI和ηII取決于蓄熱系統(tǒng)總的輸入輸出參數(shù)，因此TH對(duì)ηI和ηII無影響，但TH會(huì)影響不可逆損失在系統(tǒng)內(nèi)的分配。從圖4（a）可看出，隨著TH升高，Sgtotal不變，顯著下降，顯著增大，，輕微增大，不變。這主要是因?yàn)殡S著TH升高，換熱器傳熱溫差變化所致。從圖4（b）可看出，隨著TH升高，儲(chǔ)熱密度增大，因而蓄熱段熔鹽質(zhì)量流率、釋熱段熔鹽質(zhì)量流率和熔鹽質(zhì)量Msalt均減小，這意味著熔鹽泵容量和熔鹽罐尺寸減小，相應(yīng)的設(shè)備成本和熔鹽成本減少；同時(shí)煙鹽換熱器傳熱溫差減小，其換熱面積需求增大，設(shè)備成本增加；此外，過熱器、蒸發(fā)器和預(yù)熱器傳熱溫差會(huì)有不同程度的增加，其換熱面積需求減小。由上述分析可知，TH是影響系統(tǒng)內(nèi)不可逆損失分配和設(shè)備設(shè)計(jì)的關(guān)鍵參數(shù)，實(shí)際選擇時(shí)需要權(quán)衡。

圖4 TH對(duì)模式一性能的影響

對(duì)模式一而言，圖1（a）中狀態(tài)20和11之間的溫差稱為夾點(diǎn)溫差，為了有效傳熱，該夾點(diǎn)溫差不能過低，即TL不能過低，同時(shí)為了避免熔鹽凝固，應(yīng)保證充分的設(shè)計(jì)余量（即TL與凝固溫度之差），因而TL的下限應(yīng)由夾點(diǎn)溫差ΔT20-11和凝固溫度共同確定。按照額定工況得到的夾點(diǎn)溫差ΔT20-11=41.2 ℃，如圖 5所示。

圖5 模式一的夾點(diǎn)溫差（ΔT20-11=41.2 ℃）

如果假設(shè)在額定工況下，夾點(diǎn)溫差最小值為ΔT20-11=5 ℃，與之對(duì)應(yīng)的TL為145 ℃。在額定工況下，TL取190 ℃，高于下限溫度，并有充分的設(shè)計(jì)余量，同時(shí)對(duì)應(yīng)的圖1（a）中狀態(tài)2和狀態(tài)15的煙鹽換熱器冷端溫差ΔT2-15為10 ℃，也可接受，因此TL取190 ℃是合理的選擇。

3.2 模式二

相比于模式一，模式二增設(shè)了煙水換熱器和常壓儲(chǔ)水罐，形成鹽-水雙級(jí)蓄熱，可將煙溫T2進(jìn)一步降低，充分利用煙氣能量。模式二采用環(huán)境參數(shù)給水（給水溫度T6=25 ℃），為保證常壓儲(chǔ)水罐內(nèi)水始終為液態(tài)，取其溫度T8為85 ℃，模式二在額定工況下的性能見表2。由表2可知，煙氣流量中約有42%的煙氣流入煙水換熱器，與模式一相比，由于煙氣焓降更大，在供汽量相同時(shí)，所需和熔鹽質(zhì)量Msalt均減小，總熵產(chǎn)Sgtotal也有較明顯減小。與模式一相比，模式二的ηI不變，ηII略高。

表2 模式二額定工況計(jì)算結(jié)果

T1對(duì)模式二性能的影響見圖6，所示規(guī)律與圖2類似，但由于預(yù)熱器水側(cè)入口溫度T10不同，在具體數(shù)值上存在差異。

圖6 T1對(duì)模式二性能的影響

T2對(duì)模式二性能的影響如圖7所示。從圖7（a）可看出，隨著T2增大，ηI基本不變，ηII降低；從圖 7（b）可看出，隨著T2升高，Sgtotal增大，其中顯著增大，略有增大，其他換熱器熵產(chǎn)率不變。

圖7 T2對(duì)模式二性能的影響

TH和TL對(duì)模式二的影響與對(duì)模式一的影響類似，即對(duì)ηI和ηII無影響，但影響不可逆性的分配以及換熱器和熔鹽罐的設(shè)計(jì)、熔鹽泵的選型以及熔鹽質(zhì)量，不再贅述。

在額定工況下，當(dāng)ΔT2-15=5 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的TL為167.5 ℃，此值為TL取值的下限，TL取190 ℃是合理的，且可在一定范圍內(nèi)選擇，但可選范圍與模式一不同。

3.3 模式三

模式三與模式二的區(qū)別之處在于，將常壓儲(chǔ)水箱替換為加壓儲(chǔ)水箱（0.7 MPa），此時(shí)儲(chǔ)水溫度可更高，從而所有煙氣流量均可流經(jīng)煙水換熱器，假設(shè) T5=100 ℃，T6=25 ℃，P8=0.7 MPa，可得模式三在額定工況下的性能，見表3。在供汽量相同的情況下，模式三比模式二的Sgtotal減少了13.3%，ηII相應(yīng)增大。需要說明的是，模式三采用的加壓水箱的成本顯著高于常壓水箱，這是其缺點(diǎn)。

表3 模式三額定工況計(jì)算結(jié)果

T1，T2，TH和TL對(duì)模式三的影響與其他模式類似，不再贅述。以下對(duì)夾點(diǎn)溫差做簡(jiǎn)單分析：對(duì)于模式三，在額定工況下，當(dāng)ΔT20-11=5 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的TL為189.2 ℃，此值為TL取值的下限；當(dāng)ΔT2-15=10 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的TL=190 ℃，故TL選擇190 ℃是合理的，但也幾乎沒有變化范圍。

需要補(bǔ)充的是，對(duì)于模式三，夾點(diǎn)溫差還會(huì)影響T1和T2的取值范圍。若降低T1，煙鹽換熱器傳熱率占比減小，煙水換熱器傳熱率占比增大，加壓水箱入口水溫T8升高，為了保證水箱內(nèi)水為液態(tài)，則水壓P8需提高，由于預(yù)熱器入口溫度T10上升，夾點(diǎn)溫差ΔT20-11減小，如設(shè)定ΔT20-11=5 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的 T1為 595.5 ℃，即 T1最低取 595.5 ℃。

同理，若升高T2，占比減小，占比增大，T8，P8升高，ΔT20-11減小，當(dāng) ΔT20-11=5 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的T2為 201.8 ℃，即 T2最高取 201.8 ℃；若降低 T2，則增大、減小，ΔT20-11增大，但考慮到 ΔT2-15的設(shè)計(jì)要求，當(dāng)ΔT2-15=10 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)的T2為200 ℃，即 T2最低取 200 ℃；綜合起來，T2取值范圍為200～201.8 ℃。從對(duì)模式三的分析來看，雖然狀態(tài)2點(diǎn)的煙氣能全部用于預(yù)熱給水，但參數(shù)間相互制約較強(qiáng)，參數(shù)可變范圍較窄，不利于調(diào)節(jié)。

綜合而言，在額定工況下，模式三?效率最高，而模式一最低，模式三的缺點(diǎn)是需要采用高壓儲(chǔ)水箱，且參數(shù)調(diào)節(jié)能力較差，因此從實(shí)用角度看，模式二較為合適。此外，在燃機(jī)系統(tǒng)停機(jī)期間如果采用燃?xì)忮仩t供汽，消耗的是高?值的天然氣，其第二定律性能顯然不如本文提出的消耗較低?值煙氣的蓄熱型方案。

4 結(jié)論

（1）在忽略設(shè)備和管路熱損失及流阻損失時(shí)，3種運(yùn)行模式的第一定律效率都接近1，?效率均明顯低于第一定律效率。

（2）初始煙溫對(duì)?效率、總熵產(chǎn)及熵產(chǎn)（率）分布均有較大影響，熱鹽罐和冷鹽罐溫度對(duì)熵產(chǎn)率分布和設(shè)備設(shè)計(jì)有顯著影響。

（3）夾點(diǎn)溫差和熔鹽凝固溫度決定了冷鹽罐溫度下限。

（4）采用常壓儲(chǔ)水的雙級(jí)蓄熱系統(tǒng)，能較充分地利用煙氣能量，同時(shí)避免了加壓儲(chǔ)水，綜合性能較好，值得推薦。