李 斌，陳吉玲，李晨昕，陳海生，紀 律

(1．華北電力大學 動力工程系，河北保定 071003； 2．中國科學院工程熱物理研究所，北京 100190)

目前，火電機組仍然承擔著電網主要的調峰任務。然而，火電機組深度調峰存在運行成本高、設備使用壽命低等問題。隨著電力市場改革的推進，需對火電機組進行靈活性改造[1]。

新能源的快速發(fā)展帶來的消納問題促進了儲能技術在新能源并網領域的應用[2]。近年來，以蓄電池儲能為代表的電化學儲能技術發(fā)展迅速。雖然蓄電池儲能緩解了電網調峰壓力，但仍存在許多不足。與壓縮空氣儲能相比，蓄電池儲能設備成本較高；蓄電池運行過程中容易引起電池隔膜崩潰和內部短路，無法保證安全性；蓄電池的使用壽命相對壓縮空氣儲能較短；廢棄鋰電池的處理也會對環(huán)境造成影響。壓縮空氣儲能系統(tǒng)具有選址靈活、安全性高和使用壽命長等優(yōu)點，國內外已建成多座兆瓦級新型壓縮空氣儲能系統(tǒng)示范項目。中國科學院工程熱物理研究所儲能研發(fā)中心自主設計研發(fā)的 10 MW 級先進絕熱壓縮空氣儲能系統(tǒng)(AA-CAES)是目前國際上容量最大、效率最高的新型壓縮空氣示范項目。

筆者將10 MW級AA-CAES與火電機組進行耦合，并對不同耦合方案進行了系統(tǒng)性能分析對比，確定了最優(yōu)耦合方案。

1 系統(tǒng)模型

1.1 火電機組模型

針對某電廠350 MW亞臨界、一次再熱、抽凝式火電機組，建立其汽輪機級組數(shù)學模型。

(1)

式中：qm,1、qm,0分別為變化前、后的主蒸汽質量流量，t/h；p01、p0分別為變化前、后的調節(jié)級壓力，MPa；pg1、pg分別為變化前、后的級組排氣壓力，MPa；T01、T0分別為變化前、后的調節(jié)級溫度，K。

利用Ebsilon軟件搭建火電機組模型，其熱力系統(tǒng)包括8級回熱抽汽，采暖抽汽從中壓缸排汽5號抽汽中引出。按照設計參數(shù)，非采暖季采用熱耗率驗收(THA)工況，采暖季采用額定抽汽工況。

火電機組模型中主汽門、調節(jié)汽門和進汽管道壓損為2%，中低壓連通管壓損為5%，再熱器及其管道壓損為10%，中壓聯(lián)合汽門及管道壓損為1.43%。高壓加熱器(簡稱高加)抽汽管道壓損為3%，除氧器和低壓加熱器(簡稱低加)抽汽管道壓損為5%。非采暖季以THA工況作為基準工況，采暖季以額定抽汽工況作為基準工況，提取各級組的設計參數(shù)。為檢驗所建模型的可靠性，對已有工況的系統(tǒng)性能進行模擬。機組負荷的設定與電廠實際運行工況相同，對主蒸汽質量流量進行比較，結果見表1。通過計算可知，所建熱力系統(tǒng)模型的模擬值與設計值之間的最大相對誤差為1.22%，小于工程允許誤差，說明模型可靠性較高。

1.2 壓縮空氣儲能系統(tǒng)模型

為分析壓縮空氣儲能系統(tǒng)的熱力學特性，首先對系統(tǒng)關鍵部件進行建模[3]。

壓縮機實際耗功wc為：

(2)

表1 熱力系統(tǒng)設計值與模擬值的比較

壓縮機第i+1級出口溫度Tc,i+1為：

(3)

膨脹機對外實際做功wt為：

(4)

膨脹機第i+1級排氣溫度Tt,i+1為：

(5)

式中：Tc,i和Tt,i分別為第i級壓縮機和膨脹機入口空氣溫度，K；k為空氣絕熱系數(shù)；ηc,s和ηt,i分別為壓縮機和膨脹機絕熱效率；R為理想氣體常數(shù)，J/(kg·K)；pc,i和pt,i分別為第i級壓縮機和膨脹機入口空氣壓力，MPa。

10 MW級AA-CAES主要設備有壓縮機、膨脹機、換熱器熱水罐、儲氣室和常溫罐等。該系統(tǒng)運行時分為儲能階段和釋能階段。在儲能階段，通過電網對電動機輸入功率來帶動壓縮機做功，將空氣增壓至設計壓力，并儲存在儲氣室中，壓縮過程產生的壓縮熱以水為介質進行換熱，并儲存在熱水罐中。在釋能階段，調節(jié)閥門開度，釋放儲存的高壓空氣，吸收儲能階段儲存的壓縮熱并在膨脹機中做功來帶動發(fā)電機發(fā)電，由于儲氣室內空氣溫度較低，不利于提高膨脹機的輸出功率，因此將釋能階段儲存的壓縮熱以水為介質來加熱進入膨脹機的高壓空氣，以提高膨脹機的輸出功率。

儲能階段儲氣室設計壓力為10 MPa，環(huán)境溫度為24.85 ℃，儲能時間設置為8 h，壓縮機為4級壓縮，為防止儲氣室壓力波動引發(fā)末級壓縮機壓比突升，造成壓縮機溫度過高，需要將末級壓比設置為相對較低，壓縮機級間設置換熱器，換熱器為4級換熱，其換熱介質為水，儲能階段忽略管道中的壓力損失和熱量損失。儲能階段具體參數(shù)設計見表2。

表2 儲能過程的具體參數(shù)

釋能階段釋能壓力設為7 MPa，膨脹機入口空氣溫度為100 ℃，釋能時間設為2 h，膨脹機為4級透平，膨脹機間設置換熱器，換熱器為4級換熱，換熱過程存在壓降，釋能階段忽略管道中的壓力損失和熱量損失，具體參數(shù)設計見表3。

表3 釋能過程的具體參數(shù)

2 AA-CAES與火電機組耦合方案

原AA-CAES示意圖見圖1。為達到壓縮空氣儲能系統(tǒng)與火電機組耦合的目的，根據(jù)火電機組的相關特性，并結合已建立的某350 MW供暖機組仿真模型，對10 MW級 AA-CAES進行改進。該方案不僅可以省去AA-CAES中的冷熱水罐裝置，達到節(jié)約成本的目的，還可以幫助火電機組進行熱電解耦，提升火電機組的靈活性。系統(tǒng)原理如下：夜間用電負荷較小，為保證供熱量，發(fā)電量有裕量，此時系統(tǒng)處于儲能階段，多余的電能帶動壓縮機，將空氣進行壓縮，同時收集空氣在壓縮過程中產生的壓縮熱，用于加熱凝結水，加熱后的凝結水被送回到凝結水的管路，此過程將電能轉化為壓力能和熱能，并將壓力能進行存儲，熱能直接輸出到火電機組中；白天用電負荷較大，系統(tǒng)處于釋能階段，AA-CAES將高壓空氣釋放，利用少部分汽輪機抽汽將空氣加熱，而后空氣進入膨脹機做功帶動發(fā)電機發(fā)電。

圖1 原AA-CAES示意圖Fig.1 Schematic diagram of the original AA-CAES system

改進后的AA-CAES示意圖如圖2所示，分別在儲能階段和釋能階段將其與火電機組的不同位置耦合，設為不同的耦合方案。

圖2 改進后的AA-CAES示意圖Fig.2 Schematic diagram of the improved AA-CAES system

2.1 系統(tǒng)評價指標

選取以下2個指標作為耦合機組系統(tǒng)性能的綜合評價指標，即熱耗率和能量利用系數(shù)。

熱耗率q0可表示為：

(6)

式中：qm,gs、qm,zr和qm,gr分別為給水質量流量、再熱蒸汽質量流量和供熱抽汽質量流量，kg/s；Hgs、Hzr和Hgr分別為給水焓增、再熱蒸汽焓增和供熱焓增，kJ/kg；Pgrid為發(fā)電機做功，kW。

能量利用系數(shù)ηth表示系統(tǒng)產生的總電能與消耗總能量的比值，用于評價系統(tǒng)的綜合效益。

(7)

式中：Ptur為膨脹機功率，kW；Pcom為壓縮機耗功，kW；Qgs和Qzr分別為給水和再熱蒸汽吸熱量，kW。

2.2 儲能階段的耦合方案設計

在儲能階段中，火電機組多余的電能帶動壓縮機將空氣進行壓縮，同時收集空氣在壓縮過程中產生的壓縮熱，用于加熱凝結水，加熱后的凝結水被送回至凝結水的管路。壓縮過程的壓縮熱一定，通過改變抽水質量流量，可將凝結水加熱至不同溫度。耦合方案中設計回水至凝結水系統(tǒng)，一方面是因為實際運行過程中壓縮空氣產生的熱量有限，無法將凝結水加熱至過高的溫度，另一方面，回水至凝結水系統(tǒng)可降低系統(tǒng)的復雜程度。因此，儲能階段的耦合方案設置為抽取凝結水泵出口的凝結水，并根據(jù)回水位置不同分別設為以下4個方案：回水至6號低加入口(方案1)、回水至5號低加入口(方案2)、回水至5號低加出口(方案3)和回水至除氧器(方案4)。儲能階段的各耦合方案示意圖見圖3。

利用Ebsilon軟件對4種方案進行模擬，結果如表4所示。非采暖季抽水溫度為32.601 ℃，采暖季抽水溫度為32.61 ℃。抽取火電機組的凝結水用于吸收壓縮熱時，壓縮產生總熱量保持不變，適當減少抽水質量流量可以提升回水溫度，根據(jù)能量梯級利用確定回水位置，再根據(jù)回水溫度計算抽水質量流量。

由表4可知，在儲能過程中，凝結水系統(tǒng)中的一部分熱量來源于壓縮空氣儲能系統(tǒng)，因此耦合后機組的熱耗率相比原始機組有所降低，但由于壓縮過程中存在壓縮機耗功，能量利用系數(shù)也降低0.3%～0.4%。通過對比不同耦合方案可以發(fā)現(xiàn)，方案4不僅熱耗率最低，能量利用系數(shù)也最高，因此確定為儲能階段的最佳方案。

圖3 儲能過程各耦合方案示意圖Fig.3 Schematic diagram of coupling schemes in energystorage process

表4 儲能過程各耦合方案的模擬結果

2.3 釋能階段的耦合方案

在釋能階段，耦合系統(tǒng)將高壓空氣釋放，利用少部分汽輪機抽汽將空氣加熱，而后空氣進入膨脹機對外輸出功，完成電力供應，達到快速響應負荷變化的任務，以此將壓力能和多余的熱能轉化為電能。此時，用于加熱高壓空氣的蒸汽來自汽輪機抽汽。

釋能階段方案1～方案6分別為抽取1號～6號抽汽至壓縮空氣儲能系統(tǒng)中膨脹機前的換熱器，加熱后回水位置為對應的疏水冷卻器，由于7號和8號抽汽溫度不足100 ℃，無法達到10 MW級AA-CAES的要求，此處不考慮。由于采暖季熱網內具有較大的熱慣性，且釋能階段是在用電負荷較大的白天用電高峰期，此時對采暖的需求相對較小，抽取少量采暖抽汽對熱用戶供暖的影響并不明顯，因此采暖季另設置方案7，即抽取少部分采暖抽汽用于加熱高壓空氣。釋能階段各耦合方案的示意圖見圖4，模擬結果見表5。

在釋能過程中，由于抽取部分汽輪機抽汽至壓縮空氣儲能系統(tǒng)來加熱高壓空氣，系統(tǒng)熱耗率略提高，但能量利用系數(shù)也增大。由表5可知，在保證換熱器入口空氣溫度的前提下，采用更低品位的抽汽可以降低整體系統(tǒng)的熱耗率。但模擬發(fā)現(xiàn)，如果抽汽的能量品味過低，雖然熱耗率降低，但無法保證空氣的加熱效果(方案6)，因而不能達到預期的膨脹機功率。模擬結果表明，在保證入口空氣溫度加熱效果的前提下，抽取5號抽汽時熱耗率最低，且能量利用系數(shù)最高，因此釋能階段選取方案5為最佳方案。

圖4 釋能過程各耦合方案示意圖Fig.4 Schematic diagram of coupling schemes in energyrelease process

表5 釋能過程各耦合方案的模擬結果

2.4 最佳耦合方案

結合儲能階段和釋能階段的最佳方案，選定最佳方案如下：儲能階段從凝結水泵出口抽取凝結水，其吸收壓縮熱后被送回至除氧器；釋能階段抽取少部分5號抽汽，用于加熱高壓空氣后被送回至5號低加疏水冷卻器，最佳耦合方案如圖5所示。

圖5 最佳方案示意圖Fig.5 Schematic diagram of the optimal coupling scheme

假定實際運行過程中按照儲能8 h、釋能2 h的運行方式計算耦合方案的系統(tǒng)性能[4-6]。原始機組和耦合機組的熱耗率、能量利用系數(shù)的對比見表6。

表6 原始機組和耦合機組的熱力參數(shù)對比

由表6可知，在實際運行過程中，相比原始機組，耦合機組的熱耗率有所降低，其中非采暖季熱耗率降幅為16.366 kJ/(kW·h)，采暖季熱耗率降幅為22.645 kJ/(kW·h)；相應地，由于儲能階段壓縮機耗功較大，系統(tǒng)的能量利用系數(shù)略減小，其中非采暖季減幅為0.139 66%，采暖季減幅為0.043 3%。該耦合方案是電能、熱能2種形式能輸入輸出的復雜系統(tǒng)，此系統(tǒng)具有可參與火電機組深度調峰和協(xié)助火電機組熱電解耦等特點，在實際運行過程中為火電機組的靈活性改造帶來諸多收益。

3 系統(tǒng)性能

在上述方案的基礎上，進一步研究釋能階段膨脹機入口空氣溫度和空氣流速對系統(tǒng)性能的影響。分別選取釋能階段方案4和方案5進行膨脹機入口參數(shù)的模擬，其中方案4和方案5中膨脹機入口空氣質量流量均為29.417 kg/s，其他參數(shù)見表5。

3.1 膨脹機入口空氣溫度對系統(tǒng)性能的影響

圖6給出了在釋能階段不同膨脹機入口空氣溫度下抽汽質量流量、膨脹機功率、熱耗率以及能量利用系數(shù)的模擬結果。由圖6可知，隨著膨脹機入口空氣溫度的升高，該系統(tǒng)釋能階段抽汽質量流量、膨脹機功率、熱耗率和能量利用系數(shù)均線性增大。膨脹機入口空氣溫度受抽汽壓力和抽汽溫度的限制，抽汽溫度越高，抽汽質量流量越大，膨脹機入口空氣溫度越高。這是因為在膨脹機入口空氣質量流量不變的情況下，為使膨脹機入口空氣溫度升高，需抽取更多的抽汽用于加熱高壓空氣，熱耗率也隨之提高。隨著膨脹機入口空氣溫度的升高，膨脹機做功能力增強，膨脹機功率線性增大。對于整個系統(tǒng)，以消耗熱能為代價換取膨脹機做功的電能形式，能量利用系數(shù)也線性增大，這說明通過提高膨脹機入口空氣溫度可提高整體系統(tǒng)性能。

(a) 抽汽質量流量(b) 膨脹機功率

(c) 熱耗率(d) 能量利用系數(shù)圖6 膨脹機入口空氣溫度對系統(tǒng)性能的影響Fig.6 Influence of inlet air temperature of the expander on system performance

從圖6可以看出，可以通過改變火電機組側的抽汽質量流量來改變儲能側膨脹機的功率，在短時間內改變負荷，從而幫助火電機組快速響應電網的自動發(fā)電控制(AGC)指令，平穩(wěn)地完成調峰調頻任務。

3.2 膨脹機入口空氣質量流量對系統(tǒng)性能的影響

圖7給出了釋能階段不同膨脹機入口空氣質量流量下抽汽質量流量、膨脹機功率、熱耗率以及能量利用系數(shù)的模擬結果。由圖7可知，通過增大膨脹機入口空氣質量流量，同樣可以達到提升膨脹機功率的目的，且系統(tǒng)性能參數(shù)均隨入口空氣質量流量的增大而增大。膨脹機入口空氣質量流量增大時，需增大抽汽質量流量來保證膨脹機入口空氣溫度，這導致熱耗率提高。同時，由于進入膨脹機的高壓空氣質量流量增大，膨脹機做功能力增強，膨脹機功率線性增大。這說明膨脹機做功容量整體保持穩(wěn)定，增大膨脹機入口空氣質量流量不會影響系統(tǒng)整體的做功能力。

可見，通過改變膨脹機入口空氣質量流量同樣可以改變儲能側膨脹機的功率，從而在短時間內幫助火電機組提升或降低負荷，達到火電機組熱電解耦靈活性改造的目的。

(a) 抽汽質量流量(b) 膨脹機功率

(c) 熱耗率(d) 能量利用系數(shù)圖7 膨脹機入口空氣質量流量對系統(tǒng)性能的影響Fig.7 Influence of inlet air mass flow rate of the expander on system performance

4 結 論

(1) 提出了10 MW級AA-CAES耦合方案，儲能階段利用壓縮空氣儲能系統(tǒng)產生的壓縮熱加熱火電機組的凝結水，釋能階段利用火電機組的抽汽加熱進入膨脹機做功的高壓空氣。

(2) 熱耗率最低、能量利用系數(shù)最高的最佳方案為儲能階段凝結水回水至除氧器，釋能階段用少量5號抽汽加熱高壓空氣。相比原始機組，耦合機組的能量利用系數(shù)均增大，但由于消耗了汽輪機的抽汽熱量，耦合機組的熱耗率也有所提高。

(3) 通過改變參數(shù)來改變儲能側出力，膨脹機功率隨入口空氣溫度和質量流量的增大而線性增大。這說明增大入口空氣溫度和質量流量可以提升火電機組響應電網的AGC指令速度，在短時間內完成并網發(fā)電的任務。