鹽梯度太陽(yáng)池Kalina 循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)性能研究

張學(xué)林， 張 通， 薛小代， 司 楊， 劉 鋒， 梅生偉

（1.清華大學(xué) 電機(jī)系 電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備控制和仿真國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100084； 2.青海大學(xué) 啟迪新能源學(xué)院， 青海 西寧 810016）

0 引言

廣泛地開(kāi)發(fā)、 利用可再生能源能夠有效解決當(dāng)前社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展所面臨的能源短缺和生態(tài)惡化問(wèn)題[1]。 太陽(yáng)能作為一種取之不盡、用之不竭的可再生能源， 其利用方式成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者們的研究熱點(diǎn)[2]，[3]。鹽梯度太陽(yáng)池是一種重要的太陽(yáng)能利用系統(tǒng)，其底層鹽水密度大、粘性高、濃度分布穩(wěn)定。由于太陽(yáng)池底層鹽水中的熱對(duì)流會(huì)受到鹽水密度和粘性的影響， 導(dǎo)致透射到太陽(yáng)池底層的太陽(yáng)輻射能不斷被高濃度鹽水聚納并轉(zhuǎn)化成熱能， 使得底層鹽水逐漸升溫[4]，因此，太陽(yáng)池能夠連續(xù)收集和存儲(chǔ)太陽(yáng)能，成為低溫?zé)嵩?。太?yáng)池中存儲(chǔ)的熱量可廣泛地用于供暖、發(fā)電等領(lǐng)域。與其他太陽(yáng)能利用方式相比，太陽(yáng)池具有成本低、經(jīng)濟(jì)性好的優(yōu)勢(shì)。由于在大規(guī)模、長(zhǎng)周期存儲(chǔ)太陽(yáng)能方面具有極大的潛力，因此，太陽(yáng)池被譽(yù)為最具應(yīng)用前景的光熱技術(shù)。

匈牙利科學(xué)家Kalescsinsky 在1902 年首先發(fā)現(xiàn)了天然湖溫度具有上低下高的太陽(yáng)池現(xiàn)象。1959 年，Bloch 在死海南岸建造了第一個(gè)鹽梯度太陽(yáng)池，面積為625 m2。 1979 年和1981 年，先后建成2 座發(fā)電功率分別為150，5 000 kW 的太陽(yáng)池發(fā)電站[5]。 此后，各國(guó)學(xué)者們先后提出了多種太陽(yáng)池設(shè)計(jì)方案，并在太陽(yáng)池影響因素、熱量提取、實(shí)驗(yàn)測(cè)量、經(jīng)濟(jì)分析等方面進(jìn)行了大量研究[6]~[9]。

以氨水混合物作為工質(zhì)的Kalina 循環(huán)是利用中低溫?zé)嵩窗l(fā)電的典型循環(huán)系統(tǒng)之一。 氨水混合物具有變蒸發(fā)溫度的特點(diǎn)， 能夠在蒸發(fā)器中實(shí)現(xiàn)工質(zhì)溫度和熱源溫度的良好匹配， 從而提高低溫?zé)嵩窗l(fā)電系統(tǒng)的熱效率[10]。 Kalina 循環(huán)可視為一種改進(jìn)的朗肯循環(huán)， 其在中低溫?zé)嵩窗l(fā)電系統(tǒng)中的應(yīng)用效果優(yōu)于朗肯循環(huán)，適用于工業(yè)余熱、地?zé)崮堋?太陽(yáng)能及其他中低溫?zé)嵩吹陌l(fā)電。 孟潔以Kalina 循環(huán)驅(qū)動(dòng)熱源的溫度為變量進(jìn)行研究，分析結(jié)果表明，隨著熱源溫度逐漸升高，循環(huán)熱效率呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì)[11]。 劉煜森對(duì)采用Kalina 循環(huán)的海洋溫差發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行研究，研究結(jié)果表明，冷凝器、蒸發(fā)器和透平是該系統(tǒng)中火用損失較大的3 個(gè)部件，該系統(tǒng)的最佳運(yùn)行壓力、最佳氨水濃度分別為0.82 MPa，91%[12]。 汪菲對(duì)用于煙氣余熱回收的Kalina 循環(huán)進(jìn)行了熱經(jīng)濟(jì)性分析，認(rèn)為Kalina 循環(huán)的熱經(jīng)濟(jì)性?xún)?yōu)于ORC 循環(huán)[13]。

目前，還沒(méi)有學(xué)者對(duì)太陽(yáng)池驅(qū)動(dòng)的Kalina 循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行研究。 本文采用Aspen Hysys 軟件對(duì)太陽(yáng)池Kalina（Solar Pond Kalina，SPK）循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)（以下簡(jiǎn)稱(chēng)為SPK 系統(tǒng)）進(jìn)行數(shù)值模擬，以分析氨水濃度、 運(yùn)行壓力和提熱溫度對(duì)該系統(tǒng)發(fā)電量、熱效率和火用效率的影響，并對(duì)典型運(yùn)行條件下，SPK 系統(tǒng)的熱力性能進(jìn)行了分析。

1 鹽梯度太陽(yáng)池Kalina 循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)

SPK 系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)如圖1 所示。

圖1 SPK 系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Schematic diagram of SPK system

由圖1 可知，SPK 系統(tǒng)中的太陽(yáng)池由上對(duì)流層（UCZ）、非對(duì)流層（NCZ）和下對(duì)流層（LCZ）組成。 其中，下對(duì)流層為高溫?zé)嵩?，上?duì)流層為低溫?zé)嵩?。SPK 系統(tǒng)主要由太陽(yáng)池、透平、蒸發(fā)器、預(yù)熱器、回?zé)崞?、冷凝器、分離器、吸收器、節(jié)流閥和工質(zhì)泵組成。SPK 系統(tǒng)的工作流程：①低溫的基本濃度氨水溶液經(jīng)工質(zhì)泵增壓后成為高壓氨水溶液，隨后進(jìn)入回?zé)崞鞅煌钙脚懦龅姆ζ訜幔?加熱后的高壓氨水溶液進(jìn)入預(yù)熱器被分離器排出的低濃度氨水溶液進(jìn)一步加熱； ②預(yù)熱器流出的氨水溶液進(jìn)入蒸發(fā)器內(nèi)， 被太陽(yáng)池下對(duì)流層的高溫鹽水繼續(xù)加熱，生成氣液混合物，隨后進(jìn)入氣液分離器分離成高濃度氨蒸汽和低濃度氨水溶液； ③高濃度氨蒸汽進(jìn)入透平內(nèi)膨脹做功發(fā)電， 做功后產(chǎn)生的乏汽流入回?zé)崞鞣艧岷螅?生成低溫乏汽并流入吸收器，低濃度氨水溶液經(jīng)預(yù)熱器換熱后，再流入節(jié)流閥， 生成與上述低溫乏汽相同壓力的低濃度氨水溶液； ④低濃度氨水溶液和低溫乏汽在吸收器內(nèi)混合后，流入冷凝器，被太陽(yáng)池上對(duì)流層的低溫水冷卻， 重新生成基本濃度的氨水溶液并流入工質(zhì)泵，進(jìn)入下一個(gè)循環(huán)。

2 分析模型

本文采用Aspen Hysys 軟件建立SPK 系統(tǒng)的仿真模型，并選擇經(jīng)典的P-R 方程作為流體的物性參數(shù)包， 工質(zhì)的物性參數(shù)取自Aspen Hysys 自帶的物性參數(shù)數(shù)據(jù)庫(kù)。為了對(duì)仿真模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，本文提出了以下假設(shè)： ①太陽(yáng)池接收到的太陽(yáng)輻射量恒定， 太陽(yáng)池內(nèi)各層鹽水的溫度也恒定；②SPK 系統(tǒng)在穩(wěn)定工況下運(yùn)行， 該系統(tǒng)中各狀態(tài)點(diǎn)的物性參數(shù)保持不變； ③各換熱器均為逆流式換熱器， 換熱工質(zhì)流經(jīng)各換熱器后的壓力損失均為入口壓力的1%，各換熱器的最小換熱溫差均為5℃；④忽略高溫、低溫?zé)嵩垂べ|(zhì)循環(huán)過(guò)程中消耗的動(dòng)力。 熱效率η 和火用效率ηex是評(píng)價(jià)SPK 系統(tǒng)熱力性能的重要指標(biāo)，二者的計(jì)算式分別為

式中：Wnet為SPK 系統(tǒng)的凈發(fā)電功率，kW；Q 和Ex分別為高溫?zé)嵩聪蛘舭l(fā)器輸出的熱功率和火用，kW。

SPK 系統(tǒng)凈發(fā)電功率Wnet的計(jì)算式為

式中：Wtur為透平的發(fā)電功率，kW；Wpump為工質(zhì)泵的功耗，kW。

太陽(yáng)池下對(duì)流層向換熱器輸出的熱功率Q和火用Ex的計(jì)算式分別為

式中：mLCZ為太陽(yáng)池下對(duì)流層流入蒸發(fā)器的高溫鹽水的流量，kg/s；hⅠ，hⅡ分別為蒸發(fā)器進(jìn)、出口處高溫鹽水的焓值，kJ/kg；exⅠ和exⅡ分別為蒸發(fā)器進(jìn)、出口處高溫鹽水的火用，kJ/kg。

3 結(jié)果分析

3.1 基本參數(shù)

表1 為SPK 系統(tǒng)的各項(xiàng)參數(shù)。

表1 SPK 系統(tǒng)的各項(xiàng)參數(shù)Table 1 Basic parameters of the SPK model

根據(jù)文獻(xiàn)[14]的太陽(yáng)池全年運(yùn)行數(shù)據(jù)可知，太陽(yáng)池下對(duì)流層中鹽水的最高溫度為90 ℃，冬季太陽(yáng)池下對(duì)流層中鹽水的溫度長(zhǎng)期保持在70 ℃以上，太陽(yáng)池上對(duì)流層中鹽水的溫度一般低于20℃，因此，本文設(shè)定太陽(yáng)池下對(duì)流層的提熱溫度為70~90 ℃。 此外，設(shè)定透平出口處乏汽的干度大于97%。

在Kalina 循環(huán)中，透平的最大運(yùn)行壓力（SPK系統(tǒng)運(yùn)行壓力）、氨水混合物的濃度（氨水濃度），以及透平進(jìn)氣溫度是影響SPK 系統(tǒng)熱力性能的主要因素， 透平進(jìn)氣溫度主要由太陽(yáng)池下對(duì)流層提熱溫度決定的，因此，本文主要分析運(yùn)行壓力、氨水濃度和提熱溫度與SPK 系統(tǒng)熱力性能的相關(guān)性。

本文的氨水濃度主要指氨水混合物的基本濃度。 令mpump，mtur分別為工質(zhì)泵、透平進(jìn)口處氨水混合物的流量；γvap為蒸發(fā)器出口處氨水混合物的氣相分?jǐn)?shù)；TⅡ?yàn)樘?yáng)池下對(duì)流層的回水溫度。

3.2 氨水濃度對(duì)系統(tǒng)熱力性能的影響

圖2 為當(dāng)提熱溫度為90 ℃，運(yùn)行壓力為1.75 MPa 時(shí)，mpump，mtur，γvap和TⅡ隨氨水濃度的變化情況。

圖2 當(dāng)提熱溫度為90 ℃、運(yùn)行壓力為1.75 MPa 時(shí)，mpump，mtur，γvap 和TⅡ隨氨水濃度的變化情況Fig.2 Effect of ammonia concentration on mpump，mtur，γvap and TⅡwith extraction temperature at 90 ℃and operating pressure of 1.75 MPa

/℃

由圖2 可知， 隨著氨水濃度逐漸升高，mpump逐漸減小，γvap逐漸升高， 導(dǎo)致mtur逐漸增大。 此外，隨著氨水濃度逐漸升高，TⅡ逐漸降低，這說(shuō)明隨著氨水濃度逐漸升高， 太陽(yáng)池下對(duì)流層中高溫鹽水在蒸發(fā)器中的換熱功率逐漸增加。

圖3 當(dāng)提熱溫度為90 ℃、運(yùn)行壓力為1.75 MPa 時(shí)，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex 隨氨水濃度的變化情況Fig.3 Effect of ammonia concentration on Wtur，Wpump，Wnet，η and η ex with extraction temperature at 90 ℃and operatingpressure of 1.75 MPa

圖3 為當(dāng)提熱溫度為90 ℃，運(yùn)行壓力為1.75 MPa 時(shí)，透平的發(fā)電功率Wtur、發(fā)電量Wpump，以及SPK 系統(tǒng)的凈發(fā)電功率Wnet、 熱效率η 和火用效率ηex隨氨水濃度的變化情況。SPK 系統(tǒng)中透平的發(fā)電量Wtur主要是由透平入口處的工質(zhì)流量、溫度，以及運(yùn)行壓力決定的。工質(zhì)泵功耗主要由工質(zhì)流量和運(yùn)行壓力決定的。在提熱溫度和工作壓力一定的情況下，Wpump主要由mtur決定的。 由圖3 可知，由于mtur會(huì)隨著氨水濃度的增大而增大，因此，Wtur也會(huì)隨著氨水濃度的升高而增大。由圖3 還可看出，隨著氨水濃度逐漸增大，mpump逐漸減小， 導(dǎo)致Wpump也逐漸減小。由于Wpump遠(yuǎn)小于Wtur， 因此，SPK 系統(tǒng)凈發(fā)電功率Wnet的變化趨勢(shì)和Wtur相同。此外，雖然Wnet會(huì)隨著氨水濃度的增大而增大， 但太陽(yáng)池下對(duì)流層的高溫鹽水在蒸發(fā)器中的換熱量也相應(yīng)增加，導(dǎo)致SPK 系統(tǒng)的熱效率η 和火用效率ηex隨著氨水濃度的增大而降低。

3.3 運(yùn)行壓力對(duì)系統(tǒng)熱力性能的影響

圖4 為當(dāng)提熱溫度為90 ℃和氨水濃度為85%時(shí)，mtur，mpump，γvap和TⅡ隨運(yùn)行壓力的變化情況。

圖4 當(dāng)提熱溫度為90 ℃、氨水濃度為85%時(shí)，mtur，mpump，γvap 和TⅡ隨運(yùn)行壓力的變化情況Fig.4 Effect of operating pressure on mtur，mpump，γvap and TⅡwith extraction temperature at 90 ℃and ammoniaconcentration of 85%

由圖4 可知， 隨著運(yùn)行壓力逐漸升高，mpump和γvap均逐漸減小，導(dǎo)致mtur也逐漸減小。此外，隨著運(yùn)行壓力逐漸升高，TⅡ逐漸升高， 這說(shuō)明隨著運(yùn)行壓力逐漸升高， 太陽(yáng)池下對(duì)流層的高溫鹽水在蒸發(fā)器中的換熱功率Q 逐漸減小。

圖5 當(dāng)提熱溫度為90 ℃、氨水濃度為85%時(shí)，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex 隨運(yùn)行壓力的變化情況Fig.5 Effect of operating pressure on Wtur，Wpump，Wnet，η and ηex with extraction temperature at 90 ℃and ammonia concentration of 85%

圖5 為當(dāng)提熱溫度為90 ℃和氨水濃度為85%時(shí)，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex隨 運(yùn) 行 壓 力 的 變化情況。在提熱溫度一定的情況下，Wpump主要由入口工質(zhì)的流量和運(yùn)行壓力決定的。由圖5 可知，隨著運(yùn)行壓力逐漸升高，mtur逐漸減小， 導(dǎo)致Wtur呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì)。由圖5 還可看出，隨運(yùn)行壓力逐漸升高，Wpump略有增加。 這是由于隨運(yùn)行壓力逐漸升高，mpump逐漸減小， 但工質(zhì)泵出口壓力逐漸升高， 因此，Wpump仍然略有增加。 此外，由于工質(zhì)泵功耗較小，因此，Wnet的變化趨勢(shì)與Wtur相同， 均隨著運(yùn)行壓力的升高呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì)， 且存在一個(gè)最佳的運(yùn)行壓力（1.75 MPa），使得Wnet達(dá)到最大值。由于太陽(yáng)池下對(duì)流層的高溫鹽水在蒸發(fā)器中的換熱功率Q隨著運(yùn)行壓力的升高而減小， 因此，η，ηex均隨著運(yùn)行壓力的升高而增大， 但二者的增大幅度逐漸減小。

3.4 提熱溫度對(duì)系統(tǒng)熱力性能影響

圖6 為當(dāng)運(yùn)行壓力為1.75 MPa 和氨水濃度為85%時(shí)，mtur，mpump，γvap和TⅡ隨提熱溫度的變化情況。

由圖6 可知， 隨著提熱溫度逐漸升高，mpump，γvap均逐漸增大， 導(dǎo)致mtur也逐漸增大。 此外，隨著提熱溫度逐漸升高，TⅡ基本穩(wěn)定，這說(shuō)明隨著提熱溫度逐漸升高，太陽(yáng)池下對(duì)流層的高溫鹽水在蒸發(fā)器中的換熱功率Q 逐漸增加。

圖6 當(dāng)運(yùn)行壓力為1.75 Mpa、氨水濃度為85%時(shí)，mtur，mpump，γvap 和TⅡ隨提熱溫度的變化情況Fig.6 Effect of extraction temperature on mtur、mpump、γvap and TⅡwith operating pressure of 1.75 MPa and ammoniaconcentration of 85%

圖7 為當(dāng)運(yùn)行壓力為1.75 MPa 和氨水濃度為85%時(shí)，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex隨提熱溫度的變化情況。

圖7 當(dāng)運(yùn)行壓力為1.75 MPa、氨水濃度為85%時(shí)，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex 隨提熱溫度的變化情況Fig.7 Effect of extraction temperature on Wtur，Wpump，Wnet，η and ηex with operating pressure of 1.75 MPa and ammoniaconcentration of 85%

在運(yùn)行壓力一定的情況下，Wpump主要由其入口處工質(zhì)的溫度和流量決定的。由圖7 可知，隨著提熱溫度逐漸升高， 透平進(jìn)口處工質(zhì)的溫度和流量均逐漸增加，導(dǎo)致Wtur快速增大。由圖7 還可看出， 雖然Wpump也會(huì)隨著提熱溫度的升高而增大，但由于Wpump較小， 因此，Wnet也會(huì)隨著提熱溫度的升高而快速增大。此外，雖然太陽(yáng)池下對(duì)流層的高溫鹽水在蒸發(fā)器中的換熱功率Q 隨提熱溫度的升高而增大，但由于Wnet迅速增加，因此，η 和ηex均隨著提熱溫度的升高而增大。

3.5 典型算例分析

當(dāng)氨水濃度為85%， 運(yùn)行壓力為1.75 MPa，提熱溫度為90 ℃（典型工況）時(shí)，SPK 系統(tǒng)的各項(xiàng)參數(shù)如表2 所示。

表2 典型工況下SPK 系統(tǒng)的各項(xiàng)參數(shù)Table 2 Calculation results under typical operating conditions

圖8 為SPK 系統(tǒng)中各換熱器內(nèi)基本濃度氨水溫度和下對(duì)流層鹽水溫度隨換熱功率的變化情況。

圖8 SPK 系統(tǒng)中各換熱器內(nèi)基本濃度氨水溫度和下對(duì)流層鹽水溫度隨換熱功率的變化情況Fig.8 Effect of heat transfer efficiency on basic ammoniawater solution temperature and LCZ water temperature

由圖8 可知，SPK 系統(tǒng)中蒸發(fā)器和冷凝器的換熱功率較大，回?zé)崞骱皖A(yù)熱器的換熱功率較小。根據(jù)上文可知， 氨水的蒸發(fā)溫度和冷凝溫度均隨著氨水濃度的變化而變化， 因此， 相比于朗肯循環(huán)，Kalina 循環(huán)中的冷熱流體曲線在蒸發(fā)器（基本濃度氨水溫度曲線和下對(duì)流層鹽水溫度曲線）和冷凝器（基本濃度氨水溫度曲線和上對(duì)流層鹽水溫度曲線）中匹配得較好，有利于提升SPK 系統(tǒng)的熱效率和火用效率。

圖9 為SPK 系統(tǒng)中各換熱器和透平等設(shè)備的火用損失比例。 圖中：X1~X6分別為透平、蒸發(fā)器、預(yù)熱器、冷凝器、回?zé)崞骷捌渌幕鹩脫p失比例。

圖9 SPK 系統(tǒng)中各換熱器和透平等設(shè)備的損失比例Fig.9 Exergy destruction ratio of each component in SPK

由于各換熱設(shè)備存在固有的換熱溫差，因此，各換熱設(shè)備的換熱過(guò)程為不可逆的熵增過(guò)程，這將發(fā)生火用損失現(xiàn)象。 由圖9 可知， 蒸發(fā)器和冷凝器火用損失比例均較大，分別為41.79%和28.1%，這是由于蒸發(fā)器和冷凝器的換熱功率遠(yuǎn)大于預(yù)熱器和回?zé)崞鳎?并且蒸發(fā)器和冷凝器中氨水混合物均發(fā)生了相變（圖8）。此外，透平作為SPK 系統(tǒng)主要的功能轉(zhuǎn)換部件，也存在固有的機(jī)械損失，加之其入口和出口處工質(zhì)的焓差較大，導(dǎo)致其火用損失也較大，其火用損失比例為17.78%。由圖9 還可看出，SPK 系統(tǒng)中其他部件的火用損失比例均較小。

4 結(jié)論

本文采用Aspen Hysys 軟件建立了鹽梯度太陽(yáng)池Kalina 循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)的數(shù)值模型，并根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)該系統(tǒng)的熱力性能及其主要影響因素，以及該系統(tǒng)中各設(shè)備的火用損失進(jìn)行了分析。 分析結(jié)論如下。

①在提熱溫度和運(yùn)行壓力一定的情況下，隨著氨水濃度逐漸升高，SPK 系統(tǒng)的發(fā)電功率逐漸增大，熱效率和火用效率逐漸減小。

②在提熱溫度和氨水濃度一定的情況下，存在最佳的運(yùn)行壓力（1.75 MPa），使得SPK 系統(tǒng)輸出最大的發(fā)電功率，熱效率和火用效率則隨著運(yùn)行壓力的升高而增大。

③蒸發(fā)器、冷凝器和透平是SPK 系統(tǒng)中火用損失較大的3 個(gè)部件，火用損失比例分別為41.79%，28.1%和17.78%。

④在氨水濃度為85%、 運(yùn)行壓力為1.75 MPa、 提熱溫度為90 ℃的條件下，SPK 系統(tǒng)的熱效率和火用效率分別為7.93%和57.59%。