付文鋒， 陸家緯， 王藍婧， 葉學民

(1.華北電力大學 河北省低碳高效發(fā)電技術(shù)重點實驗室，河北保定 071003；2.華北電力大學 控制與計算機工程學院，河北保定 071003)

地熱能作為一種儲量豐富、穩(wěn)定持續(xù)的清潔能源，在發(fā)電和供熱等產(chǎn)業(yè)中得到了廣泛應用[1-2]。依據(jù)比指數(shù)，可將地熱能分為高值、中值和低值三類[3]。高值地熱能多直接用于發(fā)電，如干蒸汽發(fā)電、閃蒸發(fā)電、雙工質(zhì)發(fā)電和全流發(fā)電等[4-5]，對中低值地熱能最直接的利用方式是室內(nèi)供熱[6]，為了兼顧能源利用效率和經(jīng)濟效益，也可利用多聯(lián)產(chǎn)技術(shù)實現(xiàn)地熱能的綜合利用。

在地熱能的綜合利用中，常采用有機朗肯循環(huán)(ORC)、卡琳娜循環(huán)和CO2布雷頓循環(huán)等發(fā)電方式實現(xiàn)多聯(lián)產(chǎn)[7]。趙軍等[8]對中低值地熱能的全流式發(fā)電系統(tǒng)進行模擬，發(fā)現(xiàn)地熱源溫度處于90～130 ℃時，全流式地熱發(fā)電系統(tǒng)具有較好的性能。van Erdeweghe等[9]比較了不同配置方式的4種熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)，結(jié)果表明采用聯(lián)產(chǎn)形式的利用方式時系統(tǒng)效率更高。Habka等[10]對比了熱網(wǎng)加熱器分別與ORC系統(tǒng)中的高、低壓蒸發(fā)器和預熱器的不同耦合方式，表明在相同熱耗條件下，與預熱器的并聯(lián)布置方式比獨立循環(huán)能多發(fā)88%的電能。Navongxay等[11]對比了氨水型和溴化鋰型吸收式熱泵分別與ORC進行集成時的系統(tǒng)能效與成本指標，結(jié)果表明采用溴化鋰型熱泵的集成系統(tǒng)具有更高的熱效率與效率。Pastor-Martinez等[12]對ORC、第一類吸收式熱泵(AHP)與熱網(wǎng)加熱器設計了8種不同的串、并、混聯(lián)布置方式，結(jié)果表明最佳級聯(lián)方式可使系統(tǒng)效率高達20%。Ambriz-Díaz等[13]指出通過改進系統(tǒng)設備的設計變量，減小外部可避免損，可有效提高多聯(lián)產(chǎn)效率。Behnam等[14]將地熱能與ORC系統(tǒng)結(jié)合，模擬實現(xiàn)冷熱電聯(lián)供及海水淡化，研究表明吸收器和冷凝器溫度的升高導致效率降低、平均能源成本升高。Calise等[15]研究了太陽能輔助的地熱多聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)，其中包含6 kW的ORC機組和17.1 kW AHP，通過25 m2的太陽能集熱系統(tǒng)(PTSC)將96 ℃的地熱源溫度提升并加以利用；通過系統(tǒng)仿真表明，此系統(tǒng)可節(jié)省94.54%的一次能源，并減少97.26%的CO2排放量。Atiz等[16-17]對比了3種不同太陽能集熱器分別輔助地熱能的聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)，結(jié)果表明帶有PTSC的系統(tǒng)能效最高。同時，太陽能的利用可以明顯提高低溫地熱水的焓，從而提高ORC的效率和發(fā)電量。

上述多聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)均是在考慮地熱能或互補能源充足時進行的系統(tǒng)結(jié)構(gòu)布置和能量分配。為解決在地熱資源有限，互補系統(tǒng)不足以滿足用戶高峰冷、熱需求的問題，筆者設計了一種帶有ORC、第二類吸收式熱泵(AHT)、AHP和PTSC的混合熱泵輔助的地熱-太陽能互補系統(tǒng)(HAHP)，其目的在于利用雙熱泵組合的運行調(diào)節(jié)方式，使系統(tǒng)在不同負荷時段可以靈活調(diào)節(jié)冷、熱、電比例；并通過與沒有AHT輔助的單熱泵地熱-太陽能互補系統(tǒng)(SAHP)[11-12,15]進行對比，評價該系統(tǒng)的能效和成本及環(huán)境友好程度。

1 系統(tǒng)設計

圖1 制冷工況流程圖Fig.1 Diagram of design refrigeration condition

在冬季供熱工況下，用戶的進水和回水設計供熱溫度分別為60 ℃和45 ℃。如圖2所示，首先將二次網(wǎng)水通過ORC發(fā)電系統(tǒng)，再經(jīng)過AHP與AHT的供熱組合。此時，AHP僅相當于一個換熱器，將熱量傳給供熱回水。之后，將AHP出來的二次網(wǎng)水(狀態(tài)6)引入AHT中作為熱源，將45 ℃的用戶回水加熱至60 ℃。對AHT來說，工作原理與制冷工況相同，只需要改變高壓側(cè)的壓力。與SAHP相比，HAHP可以通過AHT運行方式的轉(zhuǎn)變，實現(xiàn)高峰負荷下對用戶冷熱需求的供給。HAHP中的主要設計參數(shù)匯總見表1。

圖2 供熱工況流程圖Fig.2 Diagram of design heating condition

這種冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的突出特點有：

(1) 在夏季制冷工況時，PTSC出口水首先經(jīng)過AHP，可最大程度滿足冷負荷供應，同時可以通過AHT的運行滿足冷負荷的峰值需求；冬季供熱工況時，在滿足用戶熱負荷的需求下，PTSC出口水先經(jīng)過ORC系統(tǒng)，可最大限度地利用地熱能發(fā)電，從而實現(xiàn)能量高效利用。

(2) 能量的梯級利用可滿足新、老用戶的不同需求，在不同負荷階段采用不同的運行方式。對于新用戶，新建筑具有中央空調(diào)管路，可以實現(xiàn)集中供冷和供熱；對于老用戶，在夏季時仍使用原有的供冷方式。

表1 HAHP主要設計參數(shù)

2 數(shù)學模型及建模工具

除太陽能集熱器使用Matlab建模外，其他模型均使用Ebslion建模。物性參數(shù)均來自REFPROP 9.0基于美國國家標準技術(shù)研究院數(shù)據(jù)庫。

2.1 太陽能集熱器建模

二次網(wǎng)水從PTSC接收的熱量QS為[18]：

QS=cqm(Tf,out-Tf,in)

(1)

式中：Tf,in、Tf,out、c、qm分別為二次網(wǎng)水在PTSC中的入口溫度、出口溫度、比熱容和質(zhì)量流量。

2.2 ORC系統(tǒng)建模

假設ORC系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，并忽略組件的壓力損失與熱損失。蒸發(fā)器能量平衡方程如下[19]：

QORC=ηORC_HXqm(hf_in,O-hf_out,O)=

qm,ORC(hO1-hO6)

(2)

式中：QORC為ORC系統(tǒng)蒸發(fā)器與二次網(wǎng)水換熱量；ηORC_HX為蒸發(fā)器換熱效率；hf_in,O與hf_out,O分別為二次網(wǎng)水在ORC蒸發(fā)器處的進、出口焓；hO1與hO6分別為ORC工質(zhì)在蒸發(fā)器處的進、出口焓；qm,ORC為ORC工質(zhì)的質(zhì)量流量。

汽輪機輸出的機械功EORC為：

EORC=ηORC_Eqm,ORC(hO1-hO2)

(3)

式中：ηORC_E為透平的發(fā)電效率；hO1與hO2分別為O1與O2狀態(tài)點的焓。

循環(huán)泵的耗功EORC_P為：

(4)

式中:ηORC_P為泵的效率；hO4與hO5分別為工質(zhì)在循環(huán)泵處的進、出口焓。

ORC系統(tǒng)總效率ηORC為：

(5)

2.3 AHT/AHP系統(tǒng)

AHT如圖3所示。受溫度所限，下文均選擇單效吸收式溴化鋰機組[20]，進行以下假設：(1) 系統(tǒng)在穩(wěn)定狀態(tài)下運行；(2) 忽略部件和管路間的壓力與熱損失；(3) 蒸發(fā)器、冷凝器、吸收器和發(fā)生器出口的流體均為飽和狀態(tài)；(4) 各部件間的換熱均為逆流換熱；(5) 溴化鋰質(zhì)量分數(shù)為45%～70%，濃溶液與稀溶液質(zhì)量分數(shù)差值范圍為1%～5%。

圖3 AHT系統(tǒng)Fig.3 AHT system

第二類吸收式熱泵中各組件的質(zhì)量平衡、濃度平衡和能量平衡方程為[21]：

∑qm,in,ki-∑qm,out,kj=0

(6)

∑qm,in,kiwin,ki-∑qm，out,kjwout,kj=0

(7)

∑qm,in,kihin,ki-∑qm,out,kjhout,kj=0

(8)

式中：qm,in,ki、win,ki、hin,ki分別為系統(tǒng)中第k個組件中第i支流體的入口質(zhì)量流量、溴化鋰質(zhì)量分數(shù)和焓；qm,out,kj、wout,kj、hout,kj分別為系統(tǒng)中第k個組件中第j支流體的出口質(zhì)量流量、溴化鋰質(zhì)量分數(shù)和焓。

系統(tǒng)總能量平衡方程為：

QEva+QGen=QCon+QAbs

(9)

式中：QEva、QGen、QCon和QAbs分別為系統(tǒng)蒸汽發(fā)生器吸熱量、發(fā)生器吸熱量、冷凝器放熱量和吸收器放熱量。

2.4 熱交換器與儲水罐

熱交換器采用逆流布置，其能量平衡方程為：

(10)

2.5 模型驗證

采用已有文獻中參數(shù)對模型進行驗證，如表2所示。由表2可知，模型結(jié)果與文獻結(jié)果的相對誤差均小于2%，證明本文所建模型具有足夠高的精度。

表2 模擬結(jié)果及可用性

3 能效分析過程

3.1 能量與

為對系統(tǒng)在不同工況下的能量流動進行評價，可利用系統(tǒng)熱效率ηQ和效率ηex：

(11)

(12)

式中：QC/H、QDW分別為用戶的供冷/供暖負荷和生活用水負荷；QGeo與QS分別為地熱與太陽能的輸入熱量；Ex_ORC、Ex_C/H、Ex_DW分別為系統(tǒng)輸出的電、冷水/熱水和生活用水；Ex_Geo與Ex_S分別為供熱系統(tǒng)輸入的地熱與太陽能。

(13)

式中：TS為太陽溫度，取6 000 K；Tam為大氣溫度，取298 K。

3.2 經(jīng)濟性分析

(14)

式中:dEx和dH分別代表狀態(tài)變化過程和焓的變化。

(15)

(16)

式中：T0為參考溫度，取298 K；TH和TL分別為高溫水溫度和低溫水溫度。

表3 成本輔助方程

Tab.3 Exergy cost auxiliary equation

表3 成本輔助方程

組件平衡方程主要輔助方程HX-1C3+C2=C1+C8+ZHX-1(C3-C8)/(Ex_3-Ex_8)C2/Ex_2=A3-A8A2,C1=3 600cGEO·qm,GEOPTSCC4=C3+ZPTSC(C3-C8)/(Ex_3-Ex_8)(C4-C8)/(Ex_4-Ex_8)=A3-A8A4-A8AHPC5+(Cc1-Cc2)+(CB1-CB2)+(C10-C9)=C4+(C7-C7')+ZAHP(C5-C8)/(Ex_5-Ex_8)(CB1-CB2)/(Ex_B1-Ex_B2)=A5-A8AB1-AB2,(C5-C8)/(Ex_5-Ex_8)(Cc1-Cc2)/(Ex_c1-Ex_c2)=A5-A8Ac1-Ac2,CB1/Ex_B1CB2/Ex_B2=AB1AB2,Cc1/Ex_c1Cc1/Ex_c2=Ac1Ac2AHT(Cc2+Cc1)+C6+(C12-C11)=C5+ZAHT(C6-C8)/(Ex_6-Ex_8)(Cc1-Cc2)/(Ex_c1-Ex_c2)=A6-A8Ac1-Ac2ORCC7+CE+(CO8-CO7)=C6+ZORC(C7-C8)/(Ex_7-Ex_8)CE/Ex_E=A7-A8AEHX-2CDW+C8=C7'+CTW+ZHX-1CTW=3 600cTW·qm,TW

3.3 CO2 排放分析

二氧化碳減排量是清潔能源評價的重要指標之一。在本文中，由于不同工況下地熱流量和地熱的產(chǎn)品數(shù)量均會變化，為了客觀評價不同工況下地熱的利用對CO2減排做出的貢獻，采用每噸地熱水產(chǎn)品二氧化碳減排量(ECO2)進行描述，其表達式如下：

(17)

式中：αNG為天然氣的排放因子；qm,Geo為地熱水的質(zhì)量流量；k1、k2、k3分別為將電能、供冷水/供熱水、生活熱水折算為天然氣消耗量的系數(shù)[26]。

為比較HAHP相對SAHP的減排效果，采用每噸地熱水產(chǎn)品的二氧化碳減排比(DCO2)來描述，其表達式如下：

(18)

式中：ECO2,HAHP和ECO2,SAHP分別為HAHP和SAHP的二氧化碳減排量。

4 結(jié)果分析

4.1 初始化條件

初始化條件如下：地熱井出水質(zhì)量流量為60 t/h；地熱出口溫度為97 ℃，太陽輻射量取800 W/m2；運行狀態(tài)均為準穩(wěn)態(tài)，均采用逆流換熱。

在經(jīng)濟性計算中，成本參數(shù)如表4所示，其中將地熱回灌水和空氣成本視為0。

4.2 能效對比

在設計條件下，太陽能集熱器的面積為660 m2即可滿足AHP進口溫度要求。表5給出了HAHP與SAHP在設計供冷/供熱負荷時的性能。由表5可知，HAHP在熱量效率上均比SAHP高；而在效率上，設計制冷工況下HAHP效率比SAHP低3.72%，供熱工況下基本相同。這是因為在不同工況下AHT系統(tǒng)的應用將減少系統(tǒng)天然氣的額外消耗，從而提高系統(tǒng)的熱效率，但AHT利用中等溫度熱水去生成高溫再生熱水將造成大量損。

表5 設計工況下2種系統(tǒng)對比

如在供熱工況下，HAHP二次網(wǎng)水先后經(jīng)過ORC系統(tǒng)與熱系統(tǒng)，值較高的二次網(wǎng)水優(yōu)先用于發(fā)電，值降低后的二次網(wǎng)水再進行供熱。同時，AHT又可以利用二次網(wǎng)水繼續(xù)制取再生供熱熱水，這樣將使二次網(wǎng)水溫度進一步降低，提高了系統(tǒng)的熱效率；在損方面，AHT制取的再生熱水溫度低、質(zhì)量流量小，所以整體的效率僅略低于SAHP。對于HAHP，制冷和供熱工況下的熱效率分別為37.7%和53.44%，這是因為在制冷時選用效率為76%的單級吸收式熱泵制冷；而在供熱時，AHP只開啟吸收器為用戶供熱，此時熱效率更高，所以供熱工況下的熱效率要高于制冷工況下。在設計制冷和設計供熱工況下效率分別為12.15%和40.68%。這是由于夏季時AHP制冷和AHT制取再生熱水的過程中，損較大；而冬季AHP只作為換熱器，同時AHT制取再生熱水的溫度低，溫差小，損小。

此外，由表5可知，在供冷工況下AHT的使用使天然氣的需求量減少，但同時也降低了ORC系統(tǒng)的進口溫度，導致供冷工況的天然氣需求量減小37.8 kg/h，電功率下降42.2 kW·h，由此可減少化石能源的使用，并實現(xiàn)冷電比例的調(diào)節(jié)。

(a) HAHP能流圖

(b) HAHP流圖圖4 HAHP的能流圖與流圖Fig.4 Diagrams of energy flow and exergy flow of HAHP system

(a) 供冷期間單位成本對比

(b) 供熱期間單位成本對比圖5 不同工況下的單位成本對比Fig.5 Comparison of unit exergy cost under different conditions

4.3 環(huán)境友好分析

針對制冷和供熱工況，對HAHP與SAHP的二氧化碳減排量進行計算。ECO2隨各系統(tǒng)負荷率的變化趨勢如圖6所示。如圖6(a)所示,在制冷工況下，ECO2均隨著負荷率的增加而增加。需要指出的是，對于HAHP，當負荷率變動至75%時，AHT運行方式需要進行切換。例如：由高負荷率降至75%負荷率時，AHT由輔助制冷變?yōu)檩o助ORC系統(tǒng)發(fā)電，使得在相同冷負荷供給下，系統(tǒng)可產(chǎn)生更多的電能；反之，由低負荷升至75%負荷率時，AHT由輔助ORC系統(tǒng)發(fā)電變?yōu)檩o助制冷，可供給更多的冷量。因此圖6(a)中HAHP的ECO2曲線在75%負荷率時會出現(xiàn)小幅階躍。而對于SAHP，當負荷率高于72%時，地熱水設計流量不足以滿足全部供冷需求，需要天然氣進行能量補充，故每噸地熱水產(chǎn)品的CO2減排量逐漸下降。

由圖6(b)可知，在供熱工況下，HAHP與SAHP的ECO2均隨著負荷率的增加而增加。但是，對于SAHP在負荷率高于82%后，ECO2開始逐漸下降。這是由于地熱水在設計流量下不能滿足82%負荷率以上的用戶供熱需求；為達到更高負荷率下的供熱需求，需用天然氣進行能量補充，故每噸地熱水產(chǎn)品的CO2減排量逐漸下降。

(a) 制冷工況不同系統(tǒng)二氧化碳減排量

(b) 供熱工況不同系統(tǒng)二氧化碳減排量圖6 不同工況下HAHP與SAHP二氧化碳減排量對比Fig.6 Comparison of ECO2 between HAHP system andSAHP system under different conditions

不同負荷下SAHP和HAHP的DCO2變化如圖7所示。在供冷期間，負荷率為75%～100%時DCO2呈線性遞增；在負荷率為0%～75%時，由于SAHP與HAHP 2種系統(tǒng)的運行方式趨同，DCO2逐漸趨于穩(wěn)定。在供熱期間，DCO2在82%負荷率處出現(xiàn)拐點并開始逐漸增大，這也是由于上文中提到的SAHP地熱水質(zhì)量流量增大。

圖7 不同工況下HAHP二氧化碳減排比Fig.7 DCO2 of HAHP system under different conditions

5 結(jié) 論

(3) 環(huán)境友好分析表明，在設計制冷和設計供熱條件下，100%用戶負荷時HAHT要比SAHT分別減少36.4%和20.8%的二氧化碳排放量；在其他負荷率下，HAHP的二氧化碳減排量也均優(yōu)于SAHP，對環(huán)境更加友好。