陳云菲，羅海華，陳亦涵，朱曙光， 張后雷

(1.南京理工大學(xué)，南京 210094； 2.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，杭州 311100)

燃?xì)鉄犭娐?lián)產(chǎn)機(jī)組廣泛用于城市的供熱供電[1]，為吸納更多可再生能源產(chǎn)生的電力，一些電廠需減少燃?xì)鈾C(jī)組產(chǎn)生的電力，而當(dāng)燃?xì)廨啓C(jī)電力負(fù)荷較低時(shí)，常常不能滿足供熱需求[2-3]。此外，許多燃?xì)廨啓C(jī)采用晝開(kāi)夜停模式，夜間供熱由燃?xì)忮仩t提供，其缺點(diǎn)是夜間供熱需消耗高品質(zhì)天然氣。解決上述問(wèn)題的一種途徑是采用儲(chǔ)熱，而儲(chǔ)熱技術(shù)在太陽(yáng)能高溫光熱發(fā)電系統(tǒng)中的應(yīng)用比較成熟[4]，在燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)中研究較少。Johnson等[5]介紹了一個(gè)采用瓦斯氣為燃料、硝酸鈉為潛熱儲(chǔ)熱介質(zhì)的燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)項(xiàng)目(TESIN)，其儲(chǔ)熱量為1.5 MW·h，用戶供汽參數(shù)為2.5 MPa、300 ℃，研究結(jié)果表明該方案減少了化石燃料的使用?？紤]到國(guó)內(nèi)許多燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)裝置在白天具有負(fù)荷余量，本文作者課題組[6]提出了用于高溫供汽的燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)儲(chǔ)熱方案，其工作過(guò)程為：白天，利用燃?xì)廨啓C(jī)高溫?zé)煔庥酂徇M(jìn)行熔鹽儲(chǔ)熱過(guò)程，晚上燃?xì)廨啓C(jī)停機(jī)時(shí)，高溫熔鹽釋熱加熱常壓儲(chǔ)水箱給水至用戶所需參數(shù)進(jìn)行供熱。該部分工作主要對(duì)儲(chǔ)熱系統(tǒng)熱力學(xué)循環(huán)進(jìn)行了分析，并未涉及實(shí)際裝置性能。

本文擬在熱力學(xué)分析基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)一套實(shí)際儲(chǔ)熱系統(tǒng)，并通過(guò)仿真確定其在典型條件下的穩(wěn)態(tài)性能，為系統(tǒng)運(yùn)行控制提供依據(jù)。

1 儲(chǔ)熱系統(tǒng)描述

圖1為采用Aspen Plus軟件繪制的用于高溫供汽的燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)儲(chǔ)熱系統(tǒng)圖[6]，其主要工作過(guò)程為：白天進(jìn)行儲(chǔ)熱循環(huán)，高溫?zé)煔?狀態(tài)F-1)通過(guò)煙鹽換熱器加熱低溫熔鹽(狀態(tài)L-4)后，部分煙氣(狀態(tài)F-3)引回燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)，加熱后的高溫熔鹽(狀態(tài)L-5)送入熱鹽罐儲(chǔ)存，其余煙氣(狀態(tài)F-4)繼續(xù)流經(jīng)煙水換熱器預(yù)熱給水(狀態(tài)W-1)，加熱后的水(狀態(tài)W-3)送入常壓儲(chǔ)水罐儲(chǔ)存，最終的排煙(狀態(tài)F-5)接入燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)的煙囪。夜間進(jìn)行釋熱循環(huán)，高溫熔鹽加熱常壓儲(chǔ)水罐給水(狀態(tài)W-4)，產(chǎn)生用戶所需的高溫高壓過(guò)熱蒸汽(狀態(tài)W-8)。此外，系統(tǒng)設(shè)置有兩段絕熱等效管道，即將熔鹽罐的連接管道等效為一個(gè)當(dāng)量管道，分別為儲(chǔ)熱回路中熔鹽側(cè)的等效管段(Pipe1)和釋熱回路中熔鹽側(cè)的等效管段(Pipe2)。

圖1 用于高溫供汽的燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)儲(chǔ)熱系統(tǒng)圖

2 系統(tǒng)設(shè)計(jì)

本文采用商業(yè)上成熟的三元硝酸鹽(Hitec鹽)作為儲(chǔ)熱介質(zhì)，其凝固溫度為142 ℃，上限工作溫度一般不超過(guò)535 ℃。煙氣成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))假設(shè)為：9.33% CO2、0.37% O2、71.63% N2、18.67% H2O。熔鹽物性參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[7]原始數(shù)據(jù)在Aspen Plus中通過(guò)物性回歸得到，煙氣物性參數(shù)在Aspen Plus中由物性庫(kù)已有成分配比得到，水(或蒸汽)的物性參數(shù)可從Aspen Plus自帶物性庫(kù)中直接調(diào)用。

根據(jù)設(shè)計(jì)工況循環(huán)分析結(jié)果[6]利用Aspen EDR[8]軟件設(shè)計(jì)熔鹽換熱器，換熱器A和B的結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1，換熱器D、E和F的結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表2。表1中的煙鹽換熱器A和煙水換熱器B采用翅管式換熱器，翅片管選用整體擠壓型；表2中的預(yù)熱器D、蒸發(fā)器E、過(guò)熱器F采用U形管式換熱器，蒸汽走管程，熔鹽走殼程。對(duì)于流體溫度高于420 ℃的換熱器采用12Cr1MoV合金鋼，對(duì)于流體溫度低于420 ℃的換熱器，采用碳鋼材質(zhì)。

熱鹽罐和冷鹽罐根據(jù)設(shè)計(jì)工況循環(huán)分析結(jié)果[6]可知熔鹽總質(zhì)量約為5 000 t，兩罐采用相同設(shè)計(jì)，即高徑比為1的立式圓柱形平蓋常壓儲(chǔ)熱罐，材質(zhì)為碳鋼，罐內(nèi)熔鹽體積占整個(gè)罐體的2/3，其高度和直徑為18.6 m，壁厚為13 mm，可儲(chǔ)存熔鹽總質(zhì)量為7 500 t。仿真計(jì)算時(shí)假設(shè)熔鹽罐保溫良好。

表1 換熱器A和B的結(jié)構(gòu)參數(shù)

表2 換熱器D、E和F的結(jié)構(gòu)參數(shù)

3 仿真模型

采用由Aspen Plus軟件建立的仿真模型計(jì)算圖1所示系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)特性。系統(tǒng)全局物性方法為WILSON，自由水方法為STEAMNBS，煙氣側(cè)物性方法為PR-BM。系統(tǒng)主要設(shè)備仿真模塊設(shè)置如下：換熱器采用HeatX模塊，Rigorous(嚴(yán)格法)計(jì)算模式；熔鹽罐采用Mixer模塊；泵采用Pump模塊，泵效率取70%；管道采用Pipeline模塊，兩個(gè)等效管段的壓降根據(jù)實(shí)際經(jīng)驗(yàn)均近似取為0.46 MPa，儲(chǔ)釋熱回路熔鹽出口溫度利用Transfer模塊進(jìn)行耦合。Aspen Plus根據(jù)已建立的圖1流程，給定入口參數(shù)條件，通過(guò)聯(lián)立求解各模塊的數(shù)學(xué)模型，可計(jì)算出各未知狀態(tài)點(diǎn)參數(shù)，以及各單元設(shè)備的負(fù)荷(如換熱器傳熱量、泵功等)。

系統(tǒng)熱力學(xué)第一定律效率(即熱效率)ηI為：

(1)

總的供熱負(fù)荷為：

(2)

(3)

系統(tǒng)總熵產(chǎn)為：

(4)

換熱器的熵產(chǎn)率為：

(5)

泵的熵產(chǎn)率為：

(6)

當(dāng)量管道的熵產(chǎn)率為：

(7)

式(7)中，s為比熵，下標(biāo)Pipel代表管道Pipe1和Pipe2，對(duì)應(yīng)圖1中設(shè)備。

根據(jù)Aspen Plus穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果，使用EES(Engineering Equation Solver)軟件編程求解方程組(1)～(7)，可得相關(guān)系統(tǒng)性能指標(biāo)。

4 結(jié)果與討論

4.1 設(shè)計(jì)工況

表3 系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下的模擬結(jié)果

4.2 部分負(fù)荷工況

考慮到用戶用熱需求的多變性，供熱負(fù)荷需隨著用戶需求相應(yīng)變化；為適應(yīng)供熱需求變化，本文提出煙氣流量與熔鹽流量調(diào)節(jié)方案以保證供熱參數(shù)與用戶需求的匹配性。

除了可通過(guò)調(diào)節(jié)熔鹽、煙氣流量以應(yīng)對(duì)供汽流量的變化，還可通過(guò)調(diào)整儲(chǔ)、釋熱時(shí)長(zhǎng)等途徑進(jìn)行調(diào)節(jié)，本文不再贅述。

4.3 變煙溫工況

圖2 部分負(fù)荷工況對(duì)系統(tǒng)主要出口參數(shù)的影響

圖3 部分負(fù)荷工況對(duì)系統(tǒng)熱力性能的影響

由于泵耗功幾乎不變，總的供熱負(fù)荷隨著TF-1增大明顯增大，故系統(tǒng)ηI隨著TF-1增大略微增大，而ηII隨著TF-1增大明顯減小，如圖5(a)所示，即采用與熱用戶需求值更接近的煙溫，系統(tǒng)效率更高；隨著TF-1增大系統(tǒng)總熵產(chǎn)Sgtotal顯著增大，設(shè)備熵產(chǎn)率分布改變；其中由于煙溫增大，煙鹽換熱器(A)、蒸發(fā)器(E)及過(guò)熱器(F)的換熱溫差增大，不可逆性增大，故熵產(chǎn)率和明顯增大；同時(shí)由于TF-1對(duì)煙水換熱器(B)及預(yù)熱器(D)進(jìn)出口溫度影響較小，故TF-1幾乎不改變及如圖5(b)所示。

為了適應(yīng)煙溫變化，并保證供熱參數(shù)與用戶需求的匹配性，可采用4.2節(jié)提出的煙氣、熔鹽流量調(diào)節(jié)方案，本節(jié)不再贅述。

圖4 煙溫對(duì)系統(tǒng)主要出口參數(shù)的影響

4.4 與燃?xì)忮仩t供汽方式的比較

前面提到燃?xì)廨啓C(jī)停機(jī)時(shí)可采用燃?xì)忮仩t供汽方式，為了方便與本文儲(chǔ)熱型供汽方案進(jìn)行比較，定義燃?xì)忮仩t直燃供汽時(shí)消耗的天然氣燃料(由于天然氣燃料能比近似為1[9]，故采用其熱能值代替燃料值)與本文儲(chǔ)熱系統(tǒng)煙氣之比ε作為近似估算指標(biāo)(假設(shè)燃?xì)忮仩t熱效率ηR取90%)：

圖5 煙溫對(duì)系統(tǒng)熱力性能的影響

(8)

式(8)中，hF-1為F-1狀態(tài)下煙氣比焓；h0為環(huán)境狀態(tài)下煙氣比焓；sF-1為F-1狀態(tài)下煙氣比熵；s0為環(huán)境狀態(tài)下煙氣比熵；ηR為天然氣鍋爐熱效率，取90%。

在設(shè)計(jì)工況下，ε為1.736，意味著在供汽量相同時(shí)，儲(chǔ)熱型供汽方案消耗了較少的，即第二定律效率更優(yōu)。

5 結(jié)語(yǔ)

本文對(duì)用于高溫供汽的燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)兩級(jí)儲(chǔ)熱系統(tǒng)進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)仿真和分析，得到主要結(jié)論如下：

1)兩級(jí)儲(chǔ)熱系統(tǒng)第一定律效率接近1，第二定律效率顯著小于第一定律效率；

2)在部分負(fù)荷工況下，系統(tǒng)第一、第二定律效率不變，系統(tǒng)總熵產(chǎn)隨供汽流量(供熱負(fù)荷)增大顯著增大，系統(tǒng)傳熱量、熵產(chǎn)率分布幾乎不變；

3)煙溫對(duì)系統(tǒng)第二定律效率、總熵產(chǎn)及熵產(chǎn)(率)分布有較大影響；

4)兩級(jí)儲(chǔ)熱型供汽方式的第二定律效率顯著優(yōu)于燃?xì)忮仩t供汽方式。