DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2021-0822 文章編號(hào)：0254-0096（2023）01-0101-08

摘 要：為研究混合太陽(yáng)能燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)的現(xiàn)實(shí)應(yīng)用需構(gòu)建實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，通常的思路是采用目前性能較好的型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)與太陽(yáng)能集熱加熱組件耦合，但耦合后的系統(tǒng)性能指標(biāo)相對(duì)型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)受到限制。對(duì)此限制的原因進(jìn)行熱力學(xué)性能原理分析，并利用EBSILON軟件建立型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)仿真模型和混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)計(jì)算模型，通過(guò)計(jì)算驗(yàn)證熱力學(xué)性能原理分析結(jié)果，發(fā)現(xiàn)燃燒室通流能力是系統(tǒng)性能指標(biāo)的主要限制因素，并提出增加壓氣機(jī)壓比和提高燃燒室通流能力、更好地組織燃燒可作為系統(tǒng)優(yōu)化方向。

關(guān)鍵詞：性能指標(biāo)；優(yōu)化；混合太陽(yáng)能燃?xì)廨啓C(jī)；限制因素；壓力保持系數(shù)

中圖分類(lèi)號(hào)：TK513.5 " "文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

作為一種利用太陽(yáng)能的方法，由太陽(yáng)能集熱裝置與燃?xì)廨啓C(jī)耦合得到的混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)具有一定研究?jī)r(jià)值，受各國(guó)學(xué)者廣泛關(guān)注。Buck等［1］指出混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)的太陽(yáng)能組件會(huì)提高系統(tǒng)壓損，降低系統(tǒng)效率；Cameretti等［2］和Abagnale等［3］借助Thermoflex軟件建模分析混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)。Semprini等［4］則研究了蝶式太陽(yáng)能聚光器微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)。在國(guó)內(nèi)，黃德中等［5-6］以熱力學(xué)方法分析了塔式太陽(yáng)能燃?xì)廨啓C(jī)性能；王誠(chéng)［7］借助Aspen Plus軟件模擬分析了太陽(yáng)能-微型燃?xì)廨啓C(jī)聯(lián)合發(fā)電系統(tǒng)性能。但上述研究側(cè)重建模仿真和性能分析，采用的燃?xì)廨啓C(jī)默認(rèn)其工作特性已與太陽(yáng)能組件匹配，并未研究實(shí)際情況中采用型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)和太陽(yáng)能組件構(gòu)建實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)時(shí)各部件工作特性互不匹配的情況。

本文以由意大利Ansaldo Energia公司AE-T100NG微型燃?xì)廨啓C(jī)與太陽(yáng)能集熱加熱組件耦合構(gòu)建的混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)為研究對(duì)象，對(duì)其性能指標(biāo)限制因素做熱力學(xué)性能原理分析，使用EBSILON軟件建模計(jì)算驗(yàn)證分析結(jié)果，研究燃?xì)廨啓C(jī)和太陽(yáng)能組件工作特性匹配問(wèn)題。燃燒室通流能力是限制系統(tǒng)性能的主要因素，增加壓氣機(jī)壓比和提高燃燒室通流能力可更好地組織燃燒能優(yōu)化系統(tǒng)性能，可為完善混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)提供參考。

1 性能指標(biāo)限制因素的熱力學(xué)性能原理分析

根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)［8-10］，混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)構(gòu)建的思路通常是：采用目前性能較好的商用微型燃?xì)廨啓C(jī)（稱(chēng)之為“型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)”）與太陽(yáng)能集熱加熱組件耦合，得到混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)。直接采用型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)而非專(zhuān)門(mén)研制新的與太陽(yáng)能集熱加熱組件性能、參數(shù)匹配的燃?xì)廨啓C(jī)，不但可降低實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)構(gòu)建的成本，還能節(jié)約研制新燃?xì)廨啓C(jī)的時(shí)間。

在采用的型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)中，壓氣機(jī)、燃燒室、燃?xì)馔钙降汝P(guān)鍵部件的工作特性參數(shù)之間存在按照單循環(huán)工作方式精心設(shè)計(jì)的匹配關(guān)系，可使性能指標(biāo)最佳。以此型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)與太陽(yáng)能集熱加熱組件耦合構(gòu)建混合太陽(yáng)能的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)后，由于工質(zhì)空氣在太陽(yáng)能集熱加熱組件中吸熱，溫度大幅上升，經(jīng)過(guò)太陽(yáng)能組件又會(huì)產(chǎn)生額外的壓力損失，這兩個(gè)因素使燃燒室入口空氣體積流量大大增加，與原型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)中燃燒室前空氣的狀態(tài)參數(shù)大不相同，偏離了原型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)匹配的狀態(tài)，各部件的通流能力、參數(shù)之間不匹配等使得系統(tǒng)無(wú)法在設(shè)計(jì)的最佳條件下運(yùn)行，導(dǎo)致輸出功率和熱效率降低，性能受到限制，達(dá)不到預(yù)期。

在現(xiàn)有文獻(xiàn)中，鮮少提及或涉及燃?xì)廨啓C(jī)部件究竟是采用全新設(shè)計(jì)并與太陽(yáng)能組件工作特性參數(shù)相互匹配，還是直接采用已有型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)這個(gè)問(wèn)題。實(shí)際上大部分文獻(xiàn)默認(rèn)燃?xì)廨啓C(jī)已與太陽(yáng)能組件性能和參數(shù)呈相互匹配的狀態(tài)，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行研究。在實(shí)際情況中，往往采取把型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)與太陽(yáng)能集熱加熱組件耦合的方式構(gòu)建混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。但此時(shí)系統(tǒng)各部件之間性能和參數(shù)不匹配，導(dǎo)致系統(tǒng)性能受限制。而若想定量描述系統(tǒng)性能受限制程度，從而提出改善系統(tǒng)部件匹配關(guān)系、提高性能的優(yōu)化方向就需要首先對(duì)采用型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)方式構(gòu)建的混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)的性能指標(biāo)進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)性能及相關(guān)指標(biāo)限制因素進(jìn)行熱力學(xué)性能原理分析。

1.1 系統(tǒng)性能指標(biāo)計(jì)算

如前文所述，在型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)的基礎(chǔ)上耦合太陽(yáng)能集熱加熱組件可得混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，其系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及后續(xù)計(jì)算涉及的部分參數(shù)如圖1所示。

1.1.1 系統(tǒng)壓力損失的計(jì)算

根據(jù)文獻(xiàn)［11-12］，對(duì)于混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)，與型號(hào)微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)相比，其額外壓力損失的主要來(lái)源是燃燒室。燃燒室的絕對(duì)壓力損失可借助流阻系數(shù)定義和理想氣體狀態(tài)方程推導(dǎo)得出，其表達(dá)式為：

式中：[ΔpB]——燃燒室絕對(duì)壓力損失，Pa；[p3]——燃燒室入口空氣壓力，Pa；[p4]——燃燒室出口燃?xì)鈮毫?，Pa；[φb]——流阻系數(shù)，與燃燒室結(jié)構(gòu)有關(guān)的參數(shù)，結(jié)構(gòu)不變時(shí)可近似為定值，（Pa·s2·m）/kg；[ρ3]——燃燒室入口空氣密度，kg/m3；[c]——燃燒室空氣參考流速，反映燃燒室內(nèi)空氣流動(dòng)特性的參數(shù)，m/s；[Qν]——燃燒室入口空氣體積流量，m3/s；[Qm]——壓氣機(jī)入口空氣（即流經(jīng)系統(tǒng)工質(zhì)空氣）的質(zhì)量流量，kg/s；[A]——燃燒室參考截面積，m2。

引入無(wú)量綱的燃燒室壓損率εB，其定義為燃燒室中絕對(duì)壓力損失與燃燒室入口空氣壓力的比值。

式中：[εB]——燃燒室壓損率，%；[Rg]——?dú)怏w常數(shù)，J/（kg·K）；[T3]——燃燒室入口空氣溫度，K。

引入無(wú)量綱的總壓保持系數(shù)[σ]，即燃?xì)馔钙饺肟趬毫εc壓氣機(jī)出口壓力之比，其表達(dá)式為：

式中：[σ]——總壓保持系數(shù)；[φ]——壓氣機(jī)壓縮比；[p0]——壓氣機(jī)入口空氣壓力，Pa；[p1]——壓氣機(jī)出口空氣壓力，Pa；[p2]——空氣預(yù)熱器出口空氣壓力，Pa；[σ12]——空氣預(yù)熱器壓力保持系數(shù)，即空氣預(yù)熱器出口壓力與壓氣機(jī)出口壓力的比值；[σ23]——太陽(yáng)能集熱加熱組件壓力保持系數(shù)，即燃燒室入口壓力與空氣預(yù)熱器出口壓力的比值，對(duì)無(wú)該組件的型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)而言，[σ23=1]。

1.1.2 系統(tǒng)輸出比功、輸出功率計(jì)算

結(jié)合有關(guān)文獻(xiàn)［13］可計(jì)算系統(tǒng)額外壓損對(duì)混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)輸出功和熱效率的影響。在考慮壓損時(shí)，壓氣機(jī)消耗比功和燃?xì)馔钙捷敵霰裙Φ谋磉_(dá)式為：

式中：[WC]——壓氣機(jī)消耗比功，kW/kg；[T0]——壓氣機(jī)進(jìn)口空氣溫度，K；[m]——與燃?xì)廨啓C(jī)壓縮和膨脹平均絕熱指數(shù)有關(guān)的系數(shù)，此處為定值；[ηC]——壓氣機(jī)等熵效率，%；[WT]——燃?xì)馔钙捷敵霰裙Γ琸W/kg；[τ]——燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)溫度比，即燃?xì)馔钙竭M(jìn)口燃?xì)鉁囟群蛪簹鈾C(jī)進(jìn)口空氣溫度的比值；[ηT]——燃?xì)馔钙降褥匦剩?。

故考慮壓損時(shí)系統(tǒng)輸出比功，即燃?xì)馔钙捷敵霰裙p去壓氣機(jī)消耗比功的表達(dá)式為：

式中：[WS]——系統(tǒng)輸出比功，kW/kg。

考慮壓損時(shí)系統(tǒng)的輸出功率可由系統(tǒng)輸出比功與流經(jīng)系統(tǒng)工質(zhì)空氣質(zhì)量流量相乘得到，具體表達(dá)式為：

式中：[PS]——系統(tǒng)輸出功率，kW。

1.1.3 系統(tǒng)熱效率計(jì)算

考慮壓損時(shí)系統(tǒng)熱效率表達(dá)式為：

式中：[ηS]——系統(tǒng)熱效率，%；[ηB]——燃燒室熱效率，%；[θ]——系統(tǒng)增溫比，即燃燒室入口溫度與壓氣機(jī)出口溫度之間的比值。

在壓氣機(jī)和燃燒室之間，型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)的工質(zhì)空氣需要經(jīng)過(guò)空氣預(yù)熱器加熱，而混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)在此基礎(chǔ)上還經(jīng)過(guò)太陽(yáng)能集熱加熱組件，所以二者增溫比[θgt;1]，且后者增溫比更大。

1.2 性能及相關(guān)指標(biāo)限制因素的熱力學(xué)性能原理分析

分析混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)熱力學(xué)性能原理發(fā)現(xiàn)，為構(gòu)建合適的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)應(yīng)使其達(dá)到型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)的輸出功率，而后者與流經(jīng)系統(tǒng)工質(zhì)空氣的質(zhì)量流量[Qm]關(guān)系密切。同時(shí)，加入的太陽(yáng)能集熱加熱組件會(huì)改變?nèi)紵胰肟诳諝鉅顟B(tài)參數(shù)，與[Qm]共同作用，使燃燒室入口空氣體積流量[Qv]提高，超過(guò)燃燒室機(jī)械定容系統(tǒng)按照型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)單循環(huán)運(yùn)行方式（此處稱(chēng)為“型號(hào)”）設(shè)計(jì)的通流能力，使燃燒室偏離最佳運(yùn)行狀態(tài)，限制系統(tǒng)性能?？烧J(rèn)為，[Qv]與燃燒室通流能力的匹配情況直接影響系統(tǒng)性能；[Qm]與燃燒室入口空氣狀態(tài)參數(shù)共同作用，借助[Qv]間接影響系統(tǒng)性能，且燃燒室通流能力是系統(tǒng)性能主要限制因素?？紤]到太陽(yáng)能組件對(duì)燃燒室入口空氣狀態(tài)參數(shù)的影響，為分析系統(tǒng)性能限制因素，需以控制變量法分析[Qm]和[Qv]對(duì)其影響。

為方便分析，把控制[Qm]相對(duì)“型號(hào)”情況不變的運(yùn)行方式稱(chēng)為“定M混”情況，此時(shí)[Qv]隨[ρ3]的降低而提高；把控制[Qv]相對(duì)“型號(hào)”情況不變的運(yùn)行方式稱(chēng)為“定V混”情況，此時(shí)[Qm]隨ρ3的降低而降低。相比于“型號(hào)”情況，“定M混”和“定V混”情況只改變對(duì)[Qm]和[Qv]的控制，其他硬件設(shè)備（包括燃燒室）均保持原有狀態(tài)，結(jié)構(gòu)不變。對(duì)“型號(hào)”、“定M混”、“定V混”3種情況下系統(tǒng)性能及相關(guān)指標(biāo)進(jìn)行比較，便能從系統(tǒng)熱力學(xué)性能原理角度分析限制系統(tǒng)性能指標(biāo)的因素。

1.2.1 對(duì)壓力損失的影響

相比“型號(hào)”情況，“定M混”情況[Qm]不變，分析式（2）發(fā)現(xiàn)：因燃燒室入口溫度[T3]升高，入口壓力[p3]降低，“定M混”情況燃燒室壓損率[εB]高于“型號(hào)”情況。相比“型號(hào)”情況，“定V混”情況[Qv]大小不變，分析式（3）可知因燃燒室入口溫度T3提高，“定V混”情況[εB]低于“型號(hào)”情況。

為比較“型號(hào)”、“定M混”、“定V混”3種情況下總壓保持系數(shù)[σ]大小關(guān)系，需結(jié)合式（4）比較并得到各項(xiàng)參數(shù)之間的大小關(guān)系：

1）對(duì)[εB]，根據(jù)前文分析可得關(guān)系：“定M混”＞“型號(hào)”＞“定V混”；

2）對(duì)[σ12]，可認(rèn)為“型號(hào)”和“定M混”情況相比，二者空氣預(yù)熱器運(yùn)行情況不變，[σ12]不變；相對(duì)于“定M混”情況，“定V混”情況下空氣預(yù)熱器入口空氣壓力不變，通過(guò)質(zhì)量流量降低，使該部件壓損減少，[σ12]降低；最終可得關(guān)系：“定V混”＞“定M混”=“型號(hào)”；

3）對(duì)[σ23]，相比“型號(hào)”情況，加入太陽(yáng)能集熱加熱組件后產(chǎn)生的額外壓損使[σ23lt;1]；而“定M混”與“定V混”比較與[σ12]同理，可得關(guān)系：“型號(hào)”=1＞“定V混”＞“定M混”。

綜上，認(rèn)為對(duì)總壓保持系數(shù)[σ]有關(guān)系：“型號(hào)”＞“定M混”；“定V混”＞“定M混”，其中“定V混”和“型號(hào)”之間無(wú)法直接比較[σ]，需后續(xù)研究。

1.2.2 對(duì)輸出比功、輸出功率的影響

相比“型號(hào)”情況，“定M混”情況[Qm]大小不變，分析式（7）和式（8）發(fā)現(xiàn)[σ]與[WS]和[PS]均有正相關(guān)關(guān)系，所以“型號(hào)”情況系統(tǒng)輸出比功[WS]、系統(tǒng)輸出功率[PS]均高于“定M混”情況。

1）比較“定M混”和“定V混”情況的[WS]：根據(jù)式（7），因“定V混”情況[σ]高于“定M混”情況，可知“定V混”情況WS也高于“定M混”情況，此時(shí)“定V混”和“型號(hào)”之間[WS]大小無(wú)法直接比較。

2）比較“定M混”和“定V混”情況的[PS]，因二者[Qm]不一致，無(wú)法直接比較，需另外分析。對(duì)式（9）做變換，其結(jié)果如式（11）所示：

將式（11）中的參數(shù)[1T3σm]與式（4）和式（3）聯(lián)立，得到：

考慮到[εB]、[1-σ12]、[1-σ23]均遠(yuǎn)小于1，此時(shí)可近似認(rèn)為其不小于二次的冪為0。所以通過(guò)麥克勞林公式展開(kāi)[εBσ12mσ23m1-εBm]后，可略去其高次項(xiàng)實(shí)現(xiàn)化簡(jiǎn)，可得：

將式（11）～式（14）聯(lián)立，得到：

可定義[X=T0mτηT-φm-1ηC]而[Y=T0τηTmφm]，因[X]和[Y]在“型號(hào)”、“定M混”、“定V混”3種情況下大小相同，可得：

相比“定M混”情況，“定V混”情況[σ12]和σ23提高，[Qm]降低，分析式（16）可得：[PS]的變化情況取決于[Qm]和[σ12]、[σ23]兩方面對(duì)[PS]的綜合作用，其影響相反。究竟[Qm]降低的影響大，還是[σ12]和[σ23]提高（即系統(tǒng)壓損減少）的影響大，取決于[X、Y]等參數(shù)的實(shí)際取值，需利用建模仿真進(jìn)行后續(xù)分析。

1.2.3 對(duì)熱效率的影響

相比“型號(hào)”情況，“定M混”和“定V混”情況因增設(shè)太陽(yáng)能集熱加熱組件，燃燒室入口溫度[T3]提高，同時(shí)壓氣機(jī)入口空氣邊界條件和壓比不變，其運(yùn)行情況和出口空氣溫度均不變，所以“定M混”和“定V混”情況系統(tǒng)增溫比[θ]均高于“型號(hào)”情況。

1） 對(duì)“型號(hào)”和“定M混”情況，無(wú)法借助式（10）直接比較其系統(tǒng)熱效率[ηS]，需后續(xù)研究。

2） 對(duì)“型號(hào)”和“定V混”情況同理，無(wú)法借助公式比較。但考慮到“定V混”情況[Qm]偏離了“型號(hào)”情況的設(shè)計(jì)值，系統(tǒng)熱效率降低，可定性認(rèn)為“定V混”情況[ηS]低于“型號(hào)”情況。

3） 對(duì)“定V混”和“定M混”情況，二者[θ]相同?；谑剑?0）分析發(fā)現(xiàn)[σ]與[ηS]有正相關(guān)關(guān)系。因“定V混”情況[σ]高于“定M混”情況，所以“定V混”情況[ηS]高于“定M混”情況。

1.3 熱力學(xué)性能原理分析結(jié)果歸納

經(jīng)過(guò)分析，可將“型號(hào)”、“定M混”、“定V混”3種情況系統(tǒng)性能及相關(guān)指標(biāo)之間的比較結(jié)果歸納，結(jié)果如表1所示。

可發(fā)現(xiàn)，無(wú)論“定M混”還是“定V混”情況，其系統(tǒng)輸出功率[PS]和系統(tǒng)熱效率[ηS]均受限制，并低于“型號(hào)”情況，且“定M混”情況[ηS]受限制程度更高，而“定V混”情況[PS]受限制程度取決于系統(tǒng)參數(shù)實(shí)際取值，無(wú)法直接比較，需后續(xù)分析。

2 性能指標(biāo)限制建模計(jì)算分析

為比較型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)和混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的運(yùn)行特性，分析加入太陽(yáng)能組件后機(jī)組不同運(yùn)行方式對(duì)其性能指標(biāo)的影響，需要采用EBSILON軟件建立“型號(hào)”、“定M混”、“定V混”3種情況的模型，分析性能指標(biāo)限制因素，從而驗(yàn)證系統(tǒng)熱力學(xué)性能原理分析結(jié)果。

2.1 型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)模型

根據(jù)意大利Ansaldo Energia公司提供的AE-T100NG微型燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)組技術(shù)描述和性能報(bào)告等隨機(jī)文件，型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)在環(huán)境溫度12.9 ℃、環(huán)境壓力101.79 kPa、環(huán)境濕度90.3%時(shí)輸出功率為106.3 kW，熱效率為28.5%，系統(tǒng)參數(shù)之間處于相互匹配的狀態(tài)，壓比為設(shè)計(jì)最佳壓比，而燃燒室通流能力亦是依據(jù)系統(tǒng)滿(mǎn)負(fù)荷輸出時(shí)燃燒室入口空氣體積流量情況設(shè)計(jì)的?？筛鶕?jù)型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)隨機(jī)文件，結(jié)合有關(guān)文獻(xiàn)［12，14-16］得到型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)核心參數(shù)表，并進(jìn)行EBSILON建模。建模過(guò)程包括：

1）通過(guò)“空氣入口邊界條件”、“空氣濕度設(shè)置”設(shè)置壓氣機(jī)入口空氣溫度、壓力、濕度；通過(guò)“燃料入口邊界條件”設(shè)置燃料溫度、質(zhì)量流量，通過(guò)改變?nèi)剂铣煞謽?gòu)成設(shè)置其低位熱值；

2）通過(guò)“燃?xì)馔钙匠隹趬毫υO(shè)置”、“燃?xì)馔钙匠隹跍囟仍O(shè)置”，確定此處燃?xì)馕镄?，通過(guò)“燃燒室出口壓力設(shè)置”維持核心參數(shù)表中的燃燒室總壓保持系數(shù)；

3）直接在發(fā)電機(jī)組件中設(shè)置發(fā)電機(jī)頻率，在“空氣入口邊界條件”中選取合適的壓氣機(jī)入口空氣質(zhì)量流量，使系統(tǒng)輸出功率和熱效率相對(duì)隨機(jī)文件設(shè)計(jì)值的差異盡可能小，得到最終模型。

建模后，模型的輸出功率和熱效率相對(duì)隨機(jī)文件中設(shè)計(jì)值的偏離幅度分別為1.693‰與0.281‰，可認(rèn)為“型號(hào)”情況模型滿(mǎn)足準(zhǔn)確性要求，可得各部件特性準(zhǔn)確的型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)模型。所得模型及其核心參數(shù)分別如圖2和表2所示。

2.2 混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)模型

選擇典型的太陽(yáng)能集熱加熱組件，參考相關(guān)文獻(xiàn)［17-18］確定其核心參數(shù)，將其與已有的型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)模型耦合，可得混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)模型。為保證模型準(zhǔn)確性，在加入太陽(yáng)能集熱加熱組件的同時(shí)，要確保燃?xì)廨啓C(jī)其他硬件設(shè)備的結(jié)構(gòu)和固有特性（如空氣預(yù)熱器換熱面積、發(fā)電機(jī)頻率等）不變，并通過(guò)EBSILON測(cè)點(diǎn)和部件設(shè)置模擬其運(yùn)行狀態(tài)的變化。

建模過(guò)程包括：

1）通過(guò)“燃?xì)馔钙饺肟跍囟瓤刂破鳌备淖內(nèi)紵胰肟谌剂狭?，使燃?xì)馔钙饺肟谌細(xì)鉁囟扰c型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)的數(shù)值相同；

2）通過(guò)“燃燒室出口壓力設(shè)置”，模擬燃燒室絕對(duì)壓損的變化特性。其數(shù)值可根據(jù)型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室總壓保持系數(shù)結(jié)合式（1）計(jì)算得到；

3）通過(guò)“燃?xì)馔钙匠隹跍囟仍O(shè)置”模擬燃?xì)馔钙綔囟缺入S壓比變化的運(yùn)行特性，根據(jù)參考文獻(xiàn)［13］，其數(shù)值可由“型號(hào)”情況模型中燃?xì)馔钙竭\(yùn)行壓比和溫度比按照一定比例換算得到；

4）通過(guò)“太陽(yáng)能組件控制器”改變太陽(yáng)能組件給工質(zhì)提供的能量，結(jié)合相關(guān)文獻(xiàn)［19］，使“定M混”、“定V混”情況下太陽(yáng)能能量占比均為54.800%；

5）通過(guò)“燃燒室入口空氣體積流量控制器”改變壓氣機(jī)入口空氣質(zhì)量流量，此組件在“定M混”情況模型中關(guān)閉，在“定V混”情況模型中開(kāi)啟，以保證特定的燃燒室入口空氣體積流量。

根據(jù)上述描述，最終模型結(jié)構(gòu)如圖3所示，太陽(yáng)能組件有關(guān)的核心參數(shù)為：太陽(yáng)直接輻照度為850 W/m2，接收器等效溫度為350 ℃，太陽(yáng)能能量占比為54.8%。

2.3 性能指標(biāo)限制分析與熱力學(xué)性能原理分析結(jié)果驗(yàn)證

建模后可比較“型號(hào)”、“定M混”、“定V混”3種情況下系統(tǒng)運(yùn)行差異，以探究限制系統(tǒng)性能指標(biāo)的因素。不同情況下系統(tǒng)性能及相關(guān)指標(biāo)如表3所示。

如果把“型號(hào)”指標(biāo)作為基準(zhǔn)值，可分別計(jì)算“定M混”和“定V混”各指標(biāo)偏離基準(zhǔn)值的相對(duì)變化幅度，結(jié)果如表4所示。相比“型號(hào)”情況，“定M混”情況[Qv、][εB]提高，“定V混”情況[Qm、][εB]降低，且二者[σ]、[WS]、[PS]、[ηS]均降低，符合熱力學(xué)性能原理分析，均需要優(yōu)化。相比“定M混”情況，“定V混”情況[εB]更低，[σ、WS、ηS]更高，符合熱力學(xué)性能原理分析，系統(tǒng)部分性能指標(biāo)有改善。結(jié)合式（16）可認(rèn)為：“定V混”情況[PS]比“定M混”情況低，意味著輸出功率受[Qm]影響大于其受總壓保持系數(shù)影響。所以若想讓實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)輸出功率達(dá)到“型號(hào)”水平，盡可能使[Qm]與“型號(hào)”情況基本相當(dāng)更重要。

結(jié)合表4分析“定V混”情況部分性能改善原因如下：一方面，相比于“定M混”情況，“定V混”情況[σ]更高，[p4]更高，降低了燃?xì)馔钙矫撾x最佳運(yùn)行狀態(tài)的程度。從[σ]定義出發(fā)變換式（4），結(jié)果如式（17）所示，分析式（17）發(fā)現(xiàn)，壓氣機(jī)壓比[φ]和系統(tǒng)壓力損失會(huì)影響燃?xì)馔钙焦r，是限制系統(tǒng)性能的因素。另一方面，相比于[Qv]高于燃燒室設(shè)計(jì)通流能力的“定M混”情況，在[Qv]不偏離的“定V混”情況下，部分系統(tǒng)性能改善，說(shuō)明[Qv]過(guò)大和燃燒室通流能力不匹配會(huì)導(dǎo)致燃燒室阻力增加，使系統(tǒng)性能劣化，燃燒室通流能力也是限制系統(tǒng)性能的因素。

此外，由表4發(fā)現(xiàn)，在排除[Qm]對(duì)輸出功率影響的“定M混”下，其[Qv]相對(duì)設(shè)計(jì)通流能力的偏離幅度高于[σ]偏離幅度，說(shuō)明當(dāng)性能受到限制時(shí)，燃燒室偏離最佳運(yùn)行狀態(tài)的程度更高，對(duì)輸出功率的負(fù)面影響更大，燃燒室通流能力是系統(tǒng)性能指標(biāo)的主要限制因素，符合熱力學(xué)性能原理分析結(jié)論。

3 系統(tǒng)性能優(yōu)化方向

參考前文經(jīng)模型計(jì)算驗(yàn)證的熱力學(xué)性能原理分析結(jié)果，集成太陽(yáng)能集熱加熱組件后，混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)性能受限的實(shí)質(zhì)是：型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)原來(lái)精心設(shè)計(jì)的各部件工作情況相互匹配、工作參數(shù)優(yōu)化的關(guān)系由于加入太陽(yáng)能集熱加熱組件被打破。為了使構(gòu)建的混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)獲得好的性能指標(biāo)（[PS]、[ηS]），需進(jìn)行系統(tǒng)優(yōu)化，使系統(tǒng)在加入太陽(yáng)能集熱加熱組件后，各部件也處在工作情況相互匹配、工作參數(shù)優(yōu)化的狀態(tài)。

結(jié)合熱力學(xué)性能原理分析，加入太陽(yáng)能組件的影響包括：1）組件本身增加了工質(zhì)的流動(dòng)阻力；2）工質(zhì)吸收太陽(yáng)能升溫，燃燒室入口空氣狀態(tài)參數(shù)變化，[T3]提高，[ρ3]減小，燃燒室偏離最佳工作狀態(tài)，產(chǎn)生額外的流動(dòng)阻力，燃?xì)馔钙饺肟谌細(xì)鈮毫p4]降低，系統(tǒng)輸出功率[PS]降低。由此可從以下兩條思路出發(fā)探究?jī)?yōu)化方向。

1） 適應(yīng)阻力增加提高壓比改善性能

加入太陽(yáng)能組件后，由于太陽(yáng)能組件的本身的阻力和數(shù)值更大的燃燒室流動(dòng)阻力的增加，系統(tǒng)中工質(zhì)流動(dòng)阻力增加，總壓保持系數(shù)降低，使[p4]降低，系統(tǒng)輸出功率降低，其本質(zhì)上說(shuō)明壓氣機(jī)的壓比不適應(yīng)阻力增加后的工作情況。

綜上可得一個(gè)優(yōu)化方向?yàn)椋焊脑靿簹鈾C(jī)，使其壓縮比[φ]高于“型號(hào)”的情況，以適應(yīng)阻力增加的工作情況，即系統(tǒng)工作時(shí)，盡管因加入太陽(yáng)能組件產(chǎn)生額外壓損，仍能保持[p4]和[PS]相對(duì)“型號(hào)”情況基本不變，改善系統(tǒng)性能，但其具體提高幅度需綜合系統(tǒng)其他部件的工作特性、參數(shù)進(jìn)行匹配。

2） 降低阻力增加對(duì)性能影響及更好地組織燃燒

由前文知，[T3]提高且[ρ3]減小時(shí)，如保持[Qm]與“型號(hào)”情況基本相當(dāng)，系統(tǒng)[Qv]會(huì)增加。若不改造燃燒室的結(jié)構(gòu)，則燃燒室流通能力與[Qv]不再匹配，燃燒室流動(dòng)阻力增加，會(huì)限制系統(tǒng)性能。

考慮到燃燒室通流能力是系統(tǒng)性能指標(biāo)主要限制因素，如燃燒室流通能力與[Qv]不匹配，會(huì)額外增加燃燒室流動(dòng)阻力，使系統(tǒng)性能明顯降低。因此必須對(duì)型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)的燃燒室進(jìn)行結(jié)構(gòu)改造，提高燃燒室通流能力，使[Qv]增大時(shí)與燃燒室通流能力仍相互匹配，此優(yōu)化方向?qū)?gòu)建實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)指導(dǎo)意義更大。此外，除了流動(dòng)阻力，加入太陽(yáng)能組件也會(huì)改變?nèi)紵业目杖急?，并降低燃燒室入口燃料量，所以為了使燃燒效率相?duì)“型號(hào)”情況不降低，也需要改造燃燒室的結(jié)構(gòu)以適應(yīng)新的空燃比情況下的流場(chǎng)組織，避免燃燒效率劣化。

綜上可得另一個(gè)優(yōu)化方向?yàn)椋和ㄟ^(guò)結(jié)構(gòu)改造，提高燃燒室通流能力，更好地組織燃燒，避免因燃燒室脫離最佳運(yùn)行狀態(tài)對(duì)系統(tǒng)性能的限制。

4 結(jié) 論

本文對(duì)基于AE-T100NG型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)集成太陽(yáng)能集熱加熱裝置得到的混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)進(jìn)行研究，通過(guò)熱力學(xué)性能原理分析和建模計(jì)算，探究不同運(yùn)行方式下，加入太陽(yáng)能集熱加熱部件對(duì)性能指標(biāo)的影響和限制，進(jìn)而探究可行的性能優(yōu)化方向。

1）研究發(fā)現(xiàn)：相較于型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)，加入太陽(yáng)能集熱加熱組件后，無(wú)論控制壓氣機(jī)進(jìn)口空氣質(zhì)量流量還是燃燒室入口空氣體積流量不變，系統(tǒng)的總壓保持系數(shù)、輸出比功、輸出功率、熱效率均下降，系統(tǒng)性能指標(biāo)劣化，需進(jìn)行設(shè)備改造和參數(shù)優(yōu)化。產(chǎn)生此情況的原因：在加入太陽(yáng)能集熱加熱組件后，如不改造型號(hào)燃?xì)廨啓C(jī)各部件硬件設(shè)備的結(jié)構(gòu)，太陽(yáng)能組件的加入會(huì)打破原來(lái)精心設(shè)計(jì)的各部件相互匹配、工作參數(shù)優(yōu)化的關(guān)系，使系統(tǒng)脫離最佳運(yùn)行狀態(tài)，限制系統(tǒng)性能，而燃燒室通流能力則是限制系統(tǒng)性能的主要因素。

2）從構(gòu)建性能優(yōu)良的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)角度出發(fā)，結(jié)合熱力學(xué)性能原理分析，提出系統(tǒng)性能優(yōu)化方向?yàn)椋焊脑靿簹鈾C(jī)，提高壓氣機(jī)壓比；通過(guò)結(jié)構(gòu)改造的方式提高燃燒室的通流能力，更好地組織燃燒，這樣可實(shí)現(xiàn)各部件、參數(shù)的優(yōu)化匹配，且后者的意義更大。

但是，考慮到以減少系統(tǒng)性能所受限制為目標(biāo)的優(yōu)化改造，本質(zhì)上是一個(gè)對(duì)混合太陽(yáng)能微型燃?xì)廨啓C(jī)各部件參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化匹配的系統(tǒng)工程問(wèn)題，涉及的影響因素較多，包括太陽(yáng)能份額、太陽(yáng)能集熱加熱組件特性、燃燒室部件特性等，具體的參數(shù)優(yōu)化方法較為復(fù)雜，有待后續(xù)深入研究。

［參考文獻(xiàn)］

［1］ BUCK R， FRIEDMANN S. Solar-assisted small solar tower" trigeneration" systems［J］. Journal" of" solar" energy engineering， 2007， 129（4）： 349-354.

［2］ CAMERETTI M C， DE ROBBIO R， PIRONE E， et al. Thermo-economic analysis of a hybrid solar micro gas turbine power plant［J］. Energy procedia， 2017， 126： 667-674.

［3］ ABAGNALE C， CAMERETTI M C， DE ROBBIO R， et al. Thermal cycle and combustion analysis of a solar-assisted micro gas turbine［J］. Energies， 2017， 10（6）： 773.

［4］ SEMPRINI S， SáNCHEZ D， DE PASCALE A. Performance analysis of a micro gas turbine and solar dish integrated system under different solar-only and hybrid operating conditions［J］. Solar energy， 2016， 132： 279-293.

［5］ 黃德中， 方棟華， 許滄粟. 塔式太陽(yáng)能熱發(fā)電中冷回?zé)嵩贌崛細(xì)廨啓C(jī)循環(huán)研究——功率與效率［J］. 紹興文理學(xué)院學(xué)報(bào)（自然科學(xué)）， 2012， 32（3）： 21-24.

HUANG D Z， FANG D H， XU C S. Power and efficiency of an irreversible closed intercooling reheating and regenerated Brayton cycle coupler in tower-typed solar energy thermal power generation［J］. Journal of Shaoxing University （natural science）， 2012， 32（3）： 21-24.

［6］ 黃德中. 塔式太陽(yáng)能燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)熱發(fā)電技術(shù)研究［J］. 紹興文理學(xué)院學(xué)報(bào)（自然科學(xué)）， 2011， 31（1）： 38-41.

HUANG D Z. Study of closed Brayton cycle in tower solar thermal" " power" "generation［J］." "Journal" " of" " Shaoxing University （natural science） ， 2011， 31（1）： 38-41.

［7］ 王誠(chéng). 太陽(yáng)能空氣高溫集熱與陶瓷蓄熱的數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究［D］. 杭州： 浙江大學(xué)， 2015.

WANG C. Simulation and experimental study of high-temperature air solar collector and ceramic thermal storage［D］. Hangzhou： Zhejiang University， 2015.

［8］ WANG W， MALMQUIST A， AICHMAYER L， et al. Transient performance of an impinging receiver： an indoor experimental study［J］. Energy conversion and management， 2018， 158： 193-200.

［9］ AL-ATTAB" K" A， ZAINAL" Z" A. Externally" fired" gas turbine technology： a review［J］. Applied energy， 2015， 138： 474-487.

［10］ KAUTZ M， HANSEN U. The externally-fired gas-turbine （EFGT-cycle）" "for" decentralized" "use" "of" "biomass［J］. Applied energy， 2007， 84（7）： 795-805.

［11］ 翁史烈， 王永泓， 宋華芬， 等. 現(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)裝置［M］. 上海： 上海交通大學(xué)出版社， 2015： 19-21.

WENG S L， WANG Y H， SONG H F， et al. Advanced gas" turbine" engines［M］. Shanghai：" Shanghai" Jiao" Tong University Press， 2015： 19-21.

［12］ LEFEBVRE A H， BALLAL D R. Gas turbine combustion： alternative fuels and emissions［M］. 3rd ed. Boca Raton： CRC Press， 2010： 113-117.

［13］ 潘顥丹， 賈馮睿. 工程熱力學(xué)［M］. 北京： 化學(xué)工業(yè)出版社， 2020： 66-71， 156-162.

PAN H D， JIA F R. Engineering thermodynamics［M］. Beijing： Chemical Industry Press， 2020： 66-71， 156-162.

［14］ 林宇震， 許全宏， 劉高恩. 燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室［M］. 北京： 國(guó)防工業(yè)出版， 2008： 9-11.

LIN Y Z， XU Q H， LIU G E. Gas turbine combustor［M］. Beijing： National Defense Industry Press， 2008： 9-11.

［15］ ISO 13443—1996， 天然氣標(biāo)準(zhǔn)參比條件［S］.

ISO 13443—1996， Natural gas standard reference conditions［S］.

［16］ MESSINA G， BO A， NOBILI M， et al. Aergia number： a new" "non-dimensional" "group" "for" "gas" turbine" "power estimation［J］. International journal of energy research， 2020， 45（2）： 3200-3213.

［17］ KHUSNIDDIN A， TRAN D X， OSAMU H， et al. Analysis of environmental effect of hybrid solar-assisted desalination cycle in Sirdarya thermal power plant， Uzbekistan［J］. Applied thermal engineering， 2017， 111： 894-902.

［18］ EDUARDO K B， TOBIAS V， SVEN M， et al. Thermodynamic and economic evaluation of a solar aided sugarcane bagasse cogeneration power plant［J］. Energy， 2016， 117（2）： 416-428.

［19］ PIERRE G， ALAIN F， GILLES F， et al. Solar field efficiency and electricity generation estimations for a hybrid solar gas turbine project in France［J］. Journal of solar energy engineering， 2008， 130（1）： 014502.

PERFORMANCE LIMITATION ANALYSIS AND OPTIMIZATION OF

SOLAR-HYBRID MICRO GAS TURBINE SYSTEM

Chen Jianhong，Zhang Jinzhuo，Li Wei，Wang Guangzhu

（Institute of Thermal Science and Power System， Zhejiang University， Hangzhou 310027， China）

Abstract：In order to study the practical utilization of the solar-hybrid gas turbine system， constructing an experimental system is necessary. The usual idea to do so is to couple the current well-performed model gas turbine with the solar collection and heating component. However， the performance indicators of the coupled system are limited compared to those of the model gas turbine. In this paper， the thermodynamic performance principle analysis for the reasons of performance limitation is carried out. The EBSILON software is used to establish the simulation model of the model gas turbine and the calculation model of the solar-hybrid micro gas turbine experimental system. The thermodynamic performance principle analysis result is verified by calculation. The flow capacity of the combustion chamber is found to be the main factor limiting the system performance. Increasing the compression ratio of the compressor and the flowing capacity of the combustion chamber， organizing better combustion are given as system optimization directions.

Keywords：performance indicators； optimization； solar hybrid gas turbine； limiting factors； pressure maintenance factors