火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能集成系統(tǒng)能量耦合特性分析

王曉露，郭 歡，張華良,4，徐玉杰,3，劉英軍，陳海生,3

（1中國科學(xué)院工程熱物理研究所，北京100190；2中國科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院，北京100049；3國家能源大規(guī)模物理儲(chǔ)能技術(shù)（畢節(jié)）研發(fā)中心，貴州 畢節(jié)551712；4中科院工程熱物理研究所南京未來能源系統(tǒng)研究院，江蘇 南京210000；5工業(yè)和信息化部產(chǎn)業(yè)發(fā)展促進(jìn)中心，北京100846）

為了應(yīng)對(duì)化石能源危機(jī)和環(huán)境污染問題的挑戰(zhàn)，風(fēng)電、太陽能等可再生能源越來越多地被開發(fā)利用[1]，由于可再生能源的間歇性和波動(dòng)性，我國電力系統(tǒng)調(diào)節(jié)能力難以完全適應(yīng)新能源大規(guī)模發(fā)展和消納的要求，部分地區(qū)出現(xiàn)較為嚴(yán)重的棄風(fēng)棄光現(xiàn)象。根據(jù)國家能源局統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，2019 年我國棄風(fēng)率最高的省份棄風(fēng)率為14%，棄光率最高的省份棄光率超過24%[2]。為了提高可再生能源的并網(wǎng)能力，電網(wǎng)要求火電廠提升調(diào)峰能力[3]，而這與傳統(tǒng)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組以熱定電的運(yùn)行方式相矛盾。同時(shí)，東北地區(qū)老舊熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組因能源利用率低、調(diào)峰能力不足等問題也面臨著改造。因此，尋求一種提高熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的熱電解耦能力、增強(qiáng)機(jī)組調(diào)峰能力和增加熱電運(yùn)行范圍的方法，對(duì)可再生能源高效利用具有重要意義。

傳統(tǒng)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的熱電解耦方式主要包括：①單獨(dú)配置蓄熱裝置；②單獨(dú)配置電鍋爐；③聯(lián)合配置蓄熱和電鍋爐；④配備柴油機(jī)等輔助發(fā)電設(shè)備用于高峰用電；⑤熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組調(diào)控運(yùn)行；⑥其他儲(chǔ)能形式的應(yīng)用等。對(duì)于單獨(dú)配置蓄熱裝置，蓄熱方式分為顯熱蓄熱、潛熱蓄熱和化學(xué)蓄熱。Chen等[4]探討了利用顯熱儲(chǔ)熱罐來提高熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的靈活性，以減少熱電機(jī)組出力，擴(kuò)大電網(wǎng)接納風(fēng)電空間容量，提高風(fēng)電消納能力。文獻(xiàn)[5]報(bào)道，在丹麥，絕大多數(shù)的區(qū)域熱電廠采用熱水蓄熱來“削峰填谷”，典型熱水蓄熱罐容積在2000～30000 m3。在潛熱蓄熱方面，李九如等[6]指出熔鹽儲(chǔ)能具有很好的經(jīng)濟(jì)性，且該技術(shù)已在太陽能電站實(shí)現(xiàn)應(yīng)用，展現(xiàn)了良好的節(jié)能減排效果。此外，蒸汽蓄熱也是潛熱蓄熱中應(yīng)用較多的一種形式[7]。以上兩種潛熱蓄熱方式均可用于熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)蓄熱。在化學(xué)反應(yīng)蓄熱方面，Zhang等[8]分析了CaCO3/CaO循環(huán)的傳熱平衡模型，還建立了一個(gè)包括太陽能煅燒爐和加壓流化床碳酸鹽爐在內(nèi)的開放式布雷頓循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)模型，計(jì)算結(jié)果表明，CaO 活性在15%～40%之間時(shí)，發(fā)電效率可達(dá)40%～50%。但上述單獨(dú)配置儲(chǔ)熱裝置的方式普遍存在儲(chǔ)能密度相對(duì)較低，對(duì)場地面積要求高，部分儲(chǔ)能體系的反應(yīng)物對(duì)設(shè)備的腐蝕性較大，且存在供熱系統(tǒng)耦合蓄熱罐后水力工況復(fù)雜等問題。

在配置電鍋爐的熱電聯(lián)產(chǎn)特性研究方面，Zhang 等[3]對(duì)單獨(dú)配置電鍋爐在中國減少棄風(fēng)量效益進(jìn)行了評(píng)價(jià)，研究了高風(fēng)電比例熱電聯(lián)產(chǎn)調(diào)度時(shí)，風(fēng)電、電鍋爐等的優(yōu)化部署，為研究電鍋爐等全電力系統(tǒng)實(shí)時(shí)電價(jià)機(jī)制設(shè)計(jì)提供了技術(shù)基礎(chǔ)。崔楊等[9]提出一種含儲(chǔ)熱光熱電站與電鍋爐聯(lián)合運(yùn)行的供熱期棄風(fēng)消納策略，通過光熱發(fā)電電站的儲(chǔ)熱系統(tǒng)與電鍋爐結(jié)合，并與熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組共同提供系統(tǒng)熱負(fù)荷。屬丹麥的Skagen 電站是采用聯(lián)合配置蓄熱和電鍋爐的典范，配套了13 MW 功率的CHP(combined heat and power)機(jī)組，250 MW·h 儲(chǔ)熱罐和10 MW 電鍋爐[10]。但上述配置電鍋爐的熱電解耦方式是將能量從高品位能向低品位能的轉(zhuǎn)換，且通常需要配套使用儲(chǔ)熱水罐，伴隨著極大的?損，效率很低，不符合能量梯級(jí)利用的原則。

柴油發(fā)電機(jī)組可根據(jù)用戶的需求作為備用電源使用，提高供電比例，具有啟動(dòng)快、可以快速發(fā)電、維護(hù)費(fèi)用低等優(yōu)勢，但柴油發(fā)電機(jī)發(fā)電功率小且存在污染性尾氣排放問題[11]。在熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組調(diào)控運(yùn)行研究方面，Stathopoulos等[12]通過CHP機(jī)組控制優(yōu)化，對(duì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組進(jìn)行調(diào)峰能力挖潛，拓展了熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組運(yùn)行工況范圍。He 等[13]改造了微型燃?xì)廨啓C(jī)以適應(yīng)濕式運(yùn)行來提高熱電聯(lián)產(chǎn)裝置運(yùn)行靈活性，證明了濕式微型燃?xì)廨啓C(jī)在住宅熱電應(yīng)用中的經(jīng)濟(jì)效益。但是通過熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組自身的調(diào)控進(jìn)行熱電解耦的方法，只能在較小程度上進(jìn)行解耦調(diào)節(jié)，解耦效果并不顯著。

與其他儲(chǔ)能方式相比，壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)具有壽命長、成本低、規(guī)模大、多載體儲(chǔ)能發(fā)電、易與外部熱源結(jié)合等優(yōu)點(diǎn)[14-16]，有利于在熱電解耦的同時(shí)將熱能和電能進(jìn)行重新分配，比較適合在我國“三北”地區(qū)推廣發(fā)展。Li 等[17]提出了一種絕熱壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)與電力系統(tǒng)集成的熱電聯(lián)產(chǎn)調(diào)度模型，能夠靈活地與電力熱能系統(tǒng)集成，并實(shí)現(xiàn)電、熱的儲(chǔ)存和釋放，結(jié)果顯示集成系統(tǒng)明顯減低系統(tǒng)運(yùn)行成本和減少風(fēng)力發(fā)電。Wojcik等[18]研究了聯(lián)合循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與絕熱壓縮空氣儲(chǔ)能集成的可行性，結(jié)果表明該新型系統(tǒng)可以避免聯(lián)合循環(huán)燃?xì)廨啓C(jī)在低負(fù)荷下運(yùn)行，系統(tǒng)的運(yùn)行靈活性有所提升，但系統(tǒng)效率略有降低。上述壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的引入方式均未與熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組熱電負(fù)荷進(jìn)行深度高效集成，且壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)使用冷熱水罐，雙罐儲(chǔ)熱密度較低，占地和投資較大。因此，亟需一種改善火電廠熱電解耦性能的高效利用方法。

針對(duì)以上問題，本工作提出一種抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)耦合的集成系統(tǒng)，希望通過靈活利用壓縮空氣儲(chǔ)能過程中的壓縮熱和熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的高溫抽汽熱，實(shí)現(xiàn)對(duì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的熱電解耦。本文將以熱效率、?效率和熱電比為評(píng)價(jià)指標(biāo)，探索抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的集成熱力學(xué)特性，為該類型集成系統(tǒng)的設(shè)計(jì)提供理論支撐。

1 系統(tǒng)描述

本文提出一種熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能集成的新系統(tǒng)，即在壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，利用壓縮過程產(chǎn)生的壓縮熱來提供熱負(fù)荷，并引入熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組汽輪機(jī)中壓缸末級(jí)采暖抽汽來加熱膨脹機(jī)入口空氣，以實(shí)現(xiàn)能源的高效利用。其中，熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組采用中間再熱抽凝式機(jī)組，回?zé)岢槠?jí)數(shù)采用三高三低一除氧；壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)采用四級(jí)壓縮和四級(jí)膨脹，為定壓壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)形式，利用水的靜壓實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)氣室壓力的恒定[19-20]。圖1 為該新型熱電聯(lián)供系統(tǒng)流程。

此抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能新型集成系統(tǒng)的運(yùn)行模式分為三種。

（1）強(qiáng)化供熱模式。夜晚用戶的電負(fù)荷相對(duì)白天較低，而熱負(fù)荷相對(duì)較高。此時(shí)使火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組處于額定工況，由于電負(fù)荷需求較低，利用熱電廠富余電量驅(qū)動(dòng)壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的壓縮機(jī)工作，產(chǎn)生一定質(zhì)量的高壓空氣，并將高壓空氣儲(chǔ)存在儲(chǔ)氣室中，通過間冷換熱器收集壓縮機(jī)的壓縮熱，與火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的采暖抽汽共同向用戶供熱，使集成系統(tǒng)的供熱量大于熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的供熱量，滿足較大的熱負(fù)荷需求。

（2）強(qiáng)化供電模式。白天用戶的電負(fù)荷需求較大而熱負(fù)荷需求較小。此時(shí)火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組仍處于額定工況，則電負(fù)荷需求高于熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組輸出電負(fù)荷，此時(shí)壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)儲(chǔ)氣室高壓空氣進(jìn)入膨脹機(jī)做功，同時(shí)膨脹機(jī)入口空氣加熱熱源為熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的采暖抽汽。在該模式下，火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)共同為用戶供電，火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的采暖抽汽的剩余部分為用戶供熱，滿足較低的熱負(fù)荷需求。

（3）火電廠獨(dú)立運(yùn)行模式?；痣姀S熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的供電量和供熱量與用戶的電負(fù)荷、熱負(fù)荷需求匹配度較高時(shí)，火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組單獨(dú)運(yùn)行即可實(shí)現(xiàn)高效率的供電供熱，此時(shí)新型耦合系統(tǒng)處于火電廠獨(dú)立運(yùn)行狀態(tài)。

圖1 抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能新型集成系統(tǒng)運(yùn)行模式Fig.1 Operation mode of new integrated system of extraction condensing cogeneration unit and compressed air energy storage

將兩個(gè)子系統(tǒng)耦合時(shí)，遵循溫度對(duì)等和能量梯級(jí)利用原則，利用熱電廠冷凝水作為壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的冷卻循環(huán)水，熱電廠采暖抽汽作為膨脹機(jī)前高壓空氣的加熱熱源。該系統(tǒng)同時(shí)解決了供電供熱的負(fù)荷平衡問題；通過引入壓縮空氣儲(chǔ)能可實(shí)現(xiàn)抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組始終保持于額定工況下運(yùn)行，提升其運(yùn)行效率；而且熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能之間熱、電的深度耦合，使得抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的熱電解耦能力得到極大提升，增強(qiáng)了機(jī)組運(yùn)行靈活性。

2 模型及方法

2.1 系統(tǒng)假設(shè)

針對(duì)以上抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)集成的建模過程，為了保證對(duì)實(shí)際復(fù)雜系統(tǒng)建模的可操作性，做出如下假設(shè)和簡化：①假設(shè)鍋爐效率為定值；②忽略各個(gè)部件的機(jī)械損失。

2.2 采用的模型及工具

采用Aspen Plus 軟件進(jìn)行火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組以及壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的模型搭建，平臺(tái)提供了比較豐富的模型庫，可以直接調(diào)用現(xiàn)有模塊來模擬熱力系統(tǒng)各個(gè)部分，根據(jù)熱力系統(tǒng)各個(gè)部分的工作特點(diǎn)對(duì)相應(yīng)的模塊賦予參數(shù)。部件模型類別采用Heater、MheatX、Pump、Valve、Compr、Sep2、Mixer 等。物性方法水側(cè)選擇STEAM-TA、空氣側(cè)選擇PENG-ROB。

對(duì)新型集成系統(tǒng)各基本點(diǎn)進(jìn)行?損失分布分析時(shí)，主要部件熵產(chǎn)及?損失計(jì)算采用的公式見表1。

2.3 評(píng)價(jià)指標(biāo)

本研究采用熱效率、?效率和熱電比對(duì)系統(tǒng)性能進(jìn)行評(píng)價(jià)，其中熱效率反映能量轉(zhuǎn)換的效果和散熱情況，?效率體現(xiàn)集成系統(tǒng)有效能的利用程度，通過熱電比來表現(xiàn)輸出電負(fù)荷和熱負(fù)荷的比例關(guān)系，體現(xiàn)熱電解耦能力。以上參數(shù)全面反映整個(gè)集成系統(tǒng)的能量轉(zhuǎn)換特性。（1） 熱效率

集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段熱效率

集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段熱效率

集成系統(tǒng)總過程熱效率

式中，WESP,out為強(qiáng)化供熱階段的輸出功率，W；WERP,out為強(qiáng)化供電階段的輸出功率，W；Wout為總過程的輸出功率，W；Wpump為泵附件耗功，W；QESP,out為強(qiáng)化供熱階段的輸出熱負(fù)荷，W；QERP,out為強(qiáng)化供電階段的輸出熱負(fù)荷，W；Qout為總過程的輸出熱負(fù)荷，W；Qfb為燃料總消耗的熱值，W；Qair為壓縮空氣所攜帶的熱值，W。（2） ?效率

集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段?效率

集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段?效率

集成系統(tǒng)總過程?效率

式中，Exu,S,Qout為強(qiáng)化供熱階段輸出熱負(fù)荷攜帶的?值，J；Exu,S,Wout為強(qiáng)化供熱階段輸出電負(fù)荷攜帶的?值，J；Exu,Wpump為泵附件消耗的電負(fù)荷?值，J；Exu,air為強(qiáng)化供熱階段輸出高壓空氣流攜帶的?值，J；Exu,fb為鍋爐燃料所需熱量?值，J；Exu,R,Qout為強(qiáng)化供電階段輸出熱負(fù)荷攜帶的?值，J；Exu,R,Wout為強(qiáng)化供電階段輸出電負(fù)荷攜帶的?值，J；Exu,Qout為總過程輸出熱負(fù)荷攜帶的?值，J；Exu,Wout為總過程輸出電負(fù)荷攜帶的?值，J。

其中，供暖時(shí)載熱介質(zhì)(不考慮壓力變化)和壓縮空氣所攜帶?值的計(jì)算公式為

式中，m 為流體介質(zhì)的質(zhì)量流量，kg/s；T0為環(huán)境溫度，取300.15 K；h1為流體介質(zhì)入口狀態(tài)下的焓值，J/kg；h2為流體介質(zhì)出口狀態(tài)下的焓值，J/kg；s1為流體介質(zhì)入口狀態(tài)下的熵值，J/(kg·K)；s2為流體介質(zhì)出口狀態(tài)下的熵值，J/(kg·K)。燃料輸入熱量攜帶?值的計(jì)算公式為

式中，Q 為燃料輸入的熱量，W；T0為環(huán)境溫度，取300.15 K；T為鍋爐內(nèi)換熱溫度，取843 K[21]。

在計(jì)算壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)各部件參數(shù)對(duì)新型集成系統(tǒng)?效率的影響時(shí)，為對(duì)比由于換熱站換熱溫度不對(duì)等導(dǎo)致的換熱?損失大小，進(jìn)行了兩個(gè)不同?效率的計(jì)算，區(qū)別在于一個(gè)采用用戶側(cè)采暖供回水的?值差做為輸出熱負(fù)荷?值，取為ηex1；另一個(gè)采用采暖抽汽供回的?值差做為輸出熱負(fù)荷?值，取為ηex2。（3） 熱電比集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段熱電比為

集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段熱電比為

式中，QESP,out為集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的輸出熱負(fù)荷，W；WESP,out為集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的輸出功率，W；Wpump為泵附件耗功熱值，W；QERP,out為集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的輸出熱負(fù)荷，W；WERP,out為集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的輸出功率，W。

3 結(jié)果與討論

3.1 集成系統(tǒng)熱力性能

在搭建新型集成系統(tǒng)模型時(shí)，對(duì)于火電廠抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組和壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的模型搭建，采取的主要技術(shù)參數(shù)見表2、表3。

基于上述各子系統(tǒng)的主要技術(shù)參數(shù)建立新型耦合系統(tǒng)的計(jì)算模型，模擬得出新型集成系統(tǒng)在各個(gè)抽汽點(diǎn)和主要點(diǎn)處的蒸汽參數(shù)，將其列在表4中。

表2 300 MW抽凝式熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組主要技術(shù)參數(shù)Table 2 Main technical parameters of 300 MW extraction condensing cogeneration unit

表3 壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)主要技術(shù)參數(shù)基本點(diǎn)Table 3 Main technical parameters of compressed air energy storage system

表4 新型耦合系統(tǒng)各抽汽點(diǎn)和主要點(diǎn)處蒸汽參數(shù)Table 4 Steam parameters at extraction points and main points of new coupling system

對(duì)該組熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組進(jìn)行熱電解耦時(shí)，機(jī)組處于額定采暖工況運(yùn)行，改變儲(chǔ)能子系統(tǒng)各部件的參數(shù)，得到其對(duì)整個(gè)新型集成系統(tǒng)的影響規(guī)律。其中，熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組單獨(dú)運(yùn)行時(shí)，熱效率、?效率和熱電比計(jì)算結(jié)果見表5，壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)單獨(dú)運(yùn)行?效率計(jì)算結(jié)果見表6。

表5 熱電聯(lián)產(chǎn)子系統(tǒng)計(jì)算效率Table 5 Calculation efficiency of cogeneration subsystem

表6 壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)計(jì)算效率Table 6 Calculation efficiency of compressed air energy storage subsystem

基于以上參數(shù)，首先對(duì)比分析了強(qiáng)化供熱階段熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能集成系統(tǒng)、熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與電鍋爐集成系統(tǒng)的?效率，如圖2所示。結(jié)果顯示隨著熱電比的增大，兩個(gè)集成系統(tǒng)的?效率均略有降低，但是與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)集成時(shí)的?效率遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于與電鍋爐的集成系統(tǒng)約30%，顯示出熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)集成的優(yōu)越性。

圖2 強(qiáng)化供熱過程?效率對(duì)比Fig.2 Efficiency comparison of enhanced heating process

在強(qiáng)化供電階段對(duì)比分析了熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能集成系統(tǒng)、補(bǔ)充柴油機(jī)供電兩種方式的?效率，如圖3所示。結(jié)果顯示，與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)集成時(shí)的?效率遠(yuǎn)大于集成柴油機(jī)時(shí)的?效率，約4%～7%，同樣表現(xiàn)出熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)集成的優(yōu)越性。

圖3 強(qiáng)化供電過程?效率對(duì)比Fig.3 Efficiency comparison of enhanced power supply process

3.2 壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)部件參數(shù)對(duì)集成系統(tǒng)的影響規(guī)律

基于以上模型方法及評(píng)價(jià)指標(biāo)，分別改變壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)進(jìn)入壓縮機(jī)和膨脹機(jī)的空氣流量、壓縮機(jī)效率、膨脹機(jī)效率、膨脹機(jī)入口溫度、間冷器(或再熱器)換熱壓力損失，模擬各情況下新型集成系統(tǒng)的強(qiáng)化供熱過程、強(qiáng)化供電過程，并分析其總過程，得出以下模擬結(jié)果。

（1）強(qiáng)化供熱階段。從圖4中數(shù)據(jù)曲線可以看出，由于換熱站換熱溫度不對(duì)等引起的換熱?損失，ηex1比ηex2小4.4%左右，采暖抽汽與用戶采暖溫度的差值會(huì)造成較大的能量損失。隨著空氣流量的增加，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的?效率、熱效率均降低，當(dāng)進(jìn)入壓縮機(jī)和膨脹機(jī)的空氣流量從30 kg/s逐步增加到70 kg/s時(shí)，?效率從57.2%降低至54.1%；熱效率從53.5%降低至50.3%。這是因?yàn)楫?dāng)空氣流量增加時(shí)，壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的壓縮機(jī)部件耗功增加，此時(shí)雖然可以收集到更多的壓縮熱，但也將電能向熱能和壓力能轉(zhuǎn)化，能量的品位降低，所以?效率呈現(xiàn)降低的趨勢；在收集壓縮熱和向用戶供熱時(shí)存在換熱損失和散熱損失，故此時(shí)集成系統(tǒng)的熱效率呈現(xiàn)降低趨勢。隨著壓縮機(jī)效率的增加，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的?效率呈現(xiàn)增長趨勢，當(dāng)壓縮機(jī)效率從0.82 增加到0.90 時(shí)，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的?效率從55.4%增長到55.8%；熱效率雖有增加但增幅不大；這是由于隨著壓縮機(jī)效率的增加，壓縮機(jī)的耗功會(huì)有所減小，從而儲(chǔ)能子系統(tǒng)由電能向熱能的轉(zhuǎn)化減少，能量品位的降低也隨著壓縮機(jī)效率的增加而減小，所以集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的?效率呈現(xiàn)增長趨勢，熱效率也會(huì)有所增加。隨著間冷器兩端換熱壓損從0.01 MPa增加到0.03 MPa時(shí)，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的?效率呈現(xiàn)輕微降低趨勢，在55.6%左右；熱效率在51.86%左右，略有下降但降幅很小。這是因?yàn)殚g冷器兩端換熱壓損的增大會(huì)導(dǎo)致間冷器的換熱損失增大，?效率和熱效率會(huì)隨之有所降低，但是因其所引起的換熱損失相對(duì)較小，所以效率的變化并不明顯。

由圖5中可以看出，隨著進(jìn)入壓縮機(jī)和膨脹機(jī)的空氣流量的增加，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的熱電比逐漸增加，空氣流量從30 kg/s 增加到70 kg/s時(shí)，熱電比從0.6578 增長到0.7592；這是因?yàn)樵龃罂諝饬髁繒r(shí)，產(chǎn)生的壓縮熱隨之增大，間冷器可以收集到的熱量增多，可向用戶提供的熱量也逐步增加，所以熱電比的變化逐步增加且增幅明顯。當(dāng)壓縮機(jī)效率從0.82 向0.90 增大時(shí)，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段熱電比略有減小；原因是當(dāng)壓縮機(jī)效率升高時(shí)，產(chǎn)生的壓縮熱有所減小，可收集的提供給用戶的熱量減小，導(dǎo)致熱電比輕微降低。當(dāng)間冷器兩端的換熱壓損從0.01 MPa增加到0.03 MPa時(shí)，換熱損失有所增加，從而導(dǎo)致熱電比有輕微下降。

圖4 集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段?效率和熱效率隨部件參數(shù)變化規(guī)律Fig.4 Variation of exergy efficiency and thermal efficiency with component parameters in an integrated heating system

圖5 集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段熱電比隨部件參數(shù)變化規(guī)律Fig.5 Variation law of cogeneration ratio with component parameters in the process of intensified heating in integrated system

（2）強(qiáng)化供電階段。從圖6中可以看出，由于換熱站換熱溫度不對(duì)等引起的換熱?損失，ηex1比ηex2小3%左右，采暖抽汽與用戶采暖溫度的差值會(huì)造成較大的能量損失。隨著進(jìn)入膨脹機(jī)的空氣流量從30 kg/s增加到70 kg/s時(shí)，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的?效率略有增加，而熱效率從51.0%降低至46.7%；這是因?yàn)樵黾舆M(jìn)入膨脹機(jī)的空氣流量時(shí)，膨脹機(jī)部件的輸出功率隨之增大，導(dǎo)致更多的熱能和壓力能轉(zhuǎn)化成電能，使得能量的品位升高，從而會(huì)出現(xiàn)?效率稍有增大的情況。隨著膨脹機(jī)入口溫度從150 ℃增加至190 ℃，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的?效率也隨之從58.7%降低至56.5%，熱效率從54.0%降低至43.0%；原因是隨著膨脹機(jī)入口溫度提高，強(qiáng)化供電階段用于加熱高壓空氣需要的采暖抽汽量增大，換熱損失也會(huì)隨之增大。而隨著再熱器換熱壓損的增加，換熱損失會(huì)有所增加，壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的輸出電功率略有所下降，在其他條件均不改變的情況下?效率會(huì)有輕微下降。

從圖7中可以看出，隨著進(jìn)入壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)壓縮機(jī)和膨脹機(jī)的空氣流量的增加，熱電比有所降低，這是由于集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段隨著空氣流量的增加可以消耗掉更多熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的采暖抽汽，而與此同時(shí)膨脹機(jī)還產(chǎn)生更多的電能，最終導(dǎo)致熱電比隨著空氣流量的增加呈減小趨勢。隨著膨脹機(jī)效率從0.84 增加到0.92 的過程中，熱電比呈現(xiàn)降低趨勢，這是因?yàn)殡S著膨脹機(jī)功率的升高，可以消耗掉更多的熱能和產(chǎn)生更多的電能，所以熱電比呈現(xiàn)減小趨勢。隨著膨脹機(jī)入口溫度和再熱器換熱壓損的增加，換熱損失有所增加，消耗的熱能有所增加，所以熱電比均呈現(xiàn)降低趨勢。

圖6 集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段?效率和熱效率隨部件參數(shù)變化規(guī)律Fig.6 Variation law of efficiency and thermal efficiency with component parameters in process of enhanced power supply of integrated system

圖7 集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段熱電比隨部件參數(shù)變化規(guī)律Fig.7 Variation of cogeneration ratio with component parameters during enhanced power supply of integrated system

（3）總過程。從圖8中可以看出，由于換熱站換熱溫度不對(duì)等引起的換熱?損失，ηex1比ηex2小3%左右，采暖抽汽與用戶采暖溫度的差值會(huì)造成較大的能量損失。隨著進(jìn)入壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)壓縮機(jī)和膨脹機(jī)的空氣流量的增加，集成系統(tǒng)總過程的?效率呈現(xiàn)逐步減小的趨勢，當(dāng)空氣流量從30 kg/s 增加到70 kg/s 時(shí)，總過程的?效率從56.3% 減小到52.2%；熱效率從50.4% 減小至43.2%。這是因?yàn)殡S著空氣流量的增加，有更多的電能完成從電能到熱能再到電能的轉(zhuǎn)化，即能量品位從高到低再到高，造成了能量的浪費(fèi)，所以總過程?效率和熱效率呈現(xiàn)減小趨勢。當(dāng)壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的壓縮機(jī)效率從0.82 增加到0.90 時(shí)，總過程?效率增加0.4%；熱效率幾乎不變。這是由于當(dāng)壓縮機(jī)效率提高時(shí)，壓縮機(jī)的耗功會(huì)相應(yīng)降低，即高品位的電能向低品位的熱能轉(zhuǎn)化的量減少，從而導(dǎo)致總過程?效率增加。當(dāng)壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的膨脹機(jī)效率從0.84 增加到0.92 時(shí)，總過程的?效率增加0.35%，熱效率增加0.2%。原因是膨脹機(jī)效率的提高，會(huì)有更多的熱能轉(zhuǎn)化為電能，能量品位得以提升，故總過程的?效率和熱效率呈現(xiàn)增加態(tài)勢。膨脹機(jī)入口溫度從150 ℃增加至190 ℃時(shí)，總過程?效率降低2.2%；當(dāng)改變間冷器和再熱器兩端的換熱壓損使其從0.01 MPa 增加到0.03 MPa 時(shí)，總過程?效率在54.2%左右，熱效率在46.6%左右；這是因?yàn)閾Q熱損失隨之增加，但由于其影響較小，故總過程的?效率輕微減小，幾乎沒有影響。

圖9為儲(chǔ)氣室壓力對(duì)集成系統(tǒng)熱效率、?效率和熱電比的影響，可以看出儲(chǔ)氣室壓力對(duì)各性能參數(shù)的影響較小。當(dāng)儲(chǔ)氣室壓力從4 MPa 增大到10 MPa 時(shí)，集成系統(tǒng)總過程的?效率降低0.3%，這是因?yàn)殡S著儲(chǔ)氣室壓力增大，壓縮機(jī)耗功隨之增大，電能向熱能和壓力勢能轉(zhuǎn)換時(shí)的損失也略有增大，導(dǎo)致?效率呈現(xiàn)減小趨勢；而熱效率增大0.5%，是因?yàn)殡S著壓縮機(jī)背壓的增大，壓縮機(jī)出口空氣溫度升高明顯，導(dǎo)致總系統(tǒng)向外輸出的熱能增大，但系統(tǒng)的輸入變化并不明顯，所以集成系統(tǒng)總過程的熱效率隨著儲(chǔ)氣室壓力的增大而增大；集成系統(tǒng)總過程熱電比增大0.03，隨著儲(chǔ)氣室壓力增大，能量轉(zhuǎn)換過程中的損失增大導(dǎo)致集成系統(tǒng)總過程的凈輸出電能逐漸減小，而強(qiáng)化供熱過程輸出的熱能逐漸增大，所以集成系統(tǒng)總過程的熱電比呈現(xiàn)增大趨勢。

圖8 集成系統(tǒng)總過程?效率和熱效率隨部件參數(shù)變化規(guī)律Fig.8 Variation law of total process efficiency and thermal efficiency of integrated system with component parameters

圖9 集成系統(tǒng)總過程熱效率、?效率及熱電比隨儲(chǔ)氣室壓力變化規(guī)律Fig.9 Variation of total process thermal efficiency,exergy efficiency and thermoelectric ratio of integrated system with gas storage chamber pressure

3.3 熱電解耦特性分析

為了得到熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的不同采暖抽汽量下，壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的壓縮機(jī)空氣流量對(duì)整個(gè)新型集成系統(tǒng)的影響規(guī)律，基于上述評(píng)價(jià)指標(biāo)，通過改變進(jìn)入熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的主蒸汽流量，使得機(jī)組的抽汽量分別為150、200、250、300、350 t/h，在此基礎(chǔ)上再改變壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)中進(jìn)入壓縮機(jī)的空氣流量，模擬各情況下的新型集成系統(tǒng)，得出如下模擬結(jié)果，并在此基礎(chǔ)上對(duì)其進(jìn)行?損失分析。

（1）強(qiáng)化供熱階段。從圖10可以看出，隨著進(jìn)入熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組主蒸汽流量的增大，采暖抽汽量從150 t/h向350 t/h增加，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段?效率和熱效率均呈現(xiàn)增大趨勢，?效率增加3%～5%，熱效率增加2.6%～5%，但隨著抽汽量的增加速度逐漸放緩。而對(duì)于單獨(dú)的某一熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組采暖工況來說，在其他條件不變的情況下，與改變進(jìn)入壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)壓縮機(jī)和膨脹機(jī)的空氣流量所得出的模擬結(jié)果一致，均為隨著進(jìn)入壓縮機(jī)的空氣流量的增大，各集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的?效率逐漸降低。

由圖11 可以看出，對(duì)于某一特定的進(jìn)入壓縮機(jī)的空氣流量，熱電聯(lián)產(chǎn)子系統(tǒng)主蒸汽流量增加，采暖抽汽量從150 t/h 增加到350 t/h 時(shí)，其對(duì)應(yīng)的集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段的熱電比逐漸減小，熱電比變化范圍從0.06 到0.2。其原因是壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)中進(jìn)入壓縮機(jī)的空氣流量不變，收集到的壓縮熱在整個(gè)集成系統(tǒng)中對(duì)熱電比的影響減弱，故熱電比呈現(xiàn)減小的趨勢。

圖10 抽汽量和空氣流量對(duì)集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段?效率和熱效率的影響Fig.10 Influence of extraction steam and air flow rate on exergy efficiency and thermal efficiency of integrated heating system

圖11 抽汽量和空氣流量對(duì)集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段熱電比的影響Fig.11 Influence of extraction steam and air flow rate on cogeneration ratio of integrated heating system

圖12 抽汽量不同時(shí)集成系統(tǒng)釋強(qiáng)化供電階段?效率和熱效率變化規(guī)律Fig.12 Variation of exergy efficiency and thermal efficiency of integrated system with different extraction steam

（2）強(qiáng)化供電階段。從圖12 可以看出，隨著進(jìn)入汽輪機(jī)的主蒸汽流量增大集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的?效率呈現(xiàn)減小的趨勢，降低0.05%～0.11%。熱效率方面，集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段熱效率隨著主蒸汽流量的增加而逐漸增大，增大3%～7%。這是因?yàn)殡S著熱電聯(lián)產(chǎn)子系統(tǒng)抽汽量的增加，集成系統(tǒng)輸出的熱功率增加明顯，故熱效率有所增加。而對(duì)于單獨(dú)的某一熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組采暖工況來說，在其他條件不變的情況下，與改變進(jìn)入壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的空氣流量所得出的模擬結(jié)果一致，均為隨著空氣流量的增大，各集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的?效率逐漸增大。

由圖13 可以看出，隨著熱電聯(lián)產(chǎn)子系統(tǒng)主蒸汽流量增大，抽汽量從250 t/h 增加到500 t/h，其對(duì)應(yīng)的集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段的熱電比逐漸增大，增大幅度從0.14 到0.28。其原因是隨著抽汽量的增加，熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)輸出的電能減小而熱能增加，故熱電比呈現(xiàn)縱向增加的趨勢。而對(duì)于單獨(dú)的某一熱電聯(lián)產(chǎn)子系統(tǒng)采暖抽汽工況來說，在其他條件不變的情況下，與改變進(jìn)入壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的空氣流量所得出的模擬結(jié)果一致。

圖13 抽汽量不同時(shí)強(qiáng)化供電階段熱電比變化規(guī)律Fig.13 Variation law of cogeneration ratio in power supply process with different extraction steam quantity

（3）總過程。從圖14 中可以看出，隨著熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組主蒸汽流量的增大，抽汽量隨之從150 t/h增加到350 t/h，集成系統(tǒng)總過程的?效率和熱效率呈現(xiàn)增大趨勢，?效率增大3%～6.5%，熱效率增大5%～11%。這是因?yàn)殡S著主蒸汽流量的增加，被用來加熱壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)中進(jìn)入膨脹機(jī)的高壓空氣的抽汽量的比例相對(duì)于主蒸汽流量是減小的，所以?效率和熱效率呈現(xiàn)增大的趨勢。對(duì)于某一單獨(dú)的熱電聯(lián)產(chǎn)子系統(tǒng)采暖工況，隨著進(jìn)入壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)空氣流量的增加，集成系統(tǒng)總過程的?效率呈現(xiàn)逐步減小的趨勢，與上述模擬結(jié)果表現(xiàn)一致。

3.4 ?損失分析

對(duì)比150、200、250、300、350 t/h抽汽量的集成系統(tǒng)強(qiáng)化供熱階段基本點(diǎn)?分析，從圖15 可以得出，整個(gè)系統(tǒng)各部件?損失占輸入?的比例中，鍋爐部件最大，其次是冷源損失，最小的是壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的間冷器和壓縮機(jī)部件。其中鍋爐?損失所占輸入?的比例在19.5%左右，且隨著抽汽量的增大有增加趨勢；最小的間冷器和壓縮機(jī)部件?損失占輸入?的比例僅為0.45%左右。

圖14 抽汽量不同時(shí)總過程?效率和熱效率變化規(guī)律Fig.14 Variation law of total process efficiency and thermal efficiency with different extraction steam quantity

圖15 強(qiáng)化供熱階段不同主蒸汽流量下基本點(diǎn)?分析Fig.15 Analysis chart of basic points under different main steam flow in intensified heating process

對(duì)比150、200、250、300、350 t/h抽汽量的集成系統(tǒng)強(qiáng)化供電階段基本點(diǎn)?分析，從圖16 可以看出，各類部件?損失占輸入?的比例大小與強(qiáng)化供熱階段一致，鍋爐最大，冷源損失次之，分別為20%左右和10.5%左右。鍋爐的?損失最大，主要是由于燃燒損失以及換熱損失的不可逆性損失導(dǎo)致的。最小的是間熱器和膨脹機(jī)部件，均為0.5%左右。

4 結(jié) 論

本文構(gòu)建了一種火電廠熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組與壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)耦合的新型集成系統(tǒng)，相對(duì)于參比系統(tǒng)，本系統(tǒng)?效率可提升4%～31.4%。同時(shí)熱電比也得到了有效拓寬。研究表明：

圖16 強(qiáng)化供電階段不同主蒸汽流量下基本點(diǎn)?分析Fig.16 Analysis chart of basic points under different main steam flow in process of strengthening power supply

（1）強(qiáng)化供熱階段，壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的空氣流量對(duì)集成系統(tǒng)的熱效率/?效率影響最明顯，當(dāng)空氣流量從30 kg/s增加到70 kg/s時(shí)，熱效率和?效率均變化3%左右；強(qiáng)化供電階段，膨脹機(jī)入口空氣溫度的影響最大，當(dāng)入口溫度從150 ℃增加至190 ℃時(shí)，熱效率變化10%左右，?效率變化2%左右。壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的壓縮機(jī)/膨脹機(jī)效率以及換熱器性能對(duì)集成系統(tǒng)各效率影響均較小；

（2）隨著空氣流量從30 kg/s 增大到70 kg/s，在強(qiáng)化供熱階段，熱電解耦指標(biāo)熱電比增大0.07～0.20左右；強(qiáng)化供電階段，熱電比減小0.14～0.28左右。隨著空氣流量的增大，在強(qiáng)化供熱和強(qiáng)化供電階段，熱電比隨主蒸汽流量的變化率均增大；對(duì)于某一特定的主蒸汽流量，集成系統(tǒng)性能隨空氣流量的變化規(guī)律，與基準(zhǔn)主蒸汽流量下的變化規(guī)律一致；

（3）在整個(gè)系統(tǒng)中，鍋爐部件的?損失最大，為20%左右；其次是冷源損失，為10%左右。熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)回?zé)崞鞯?損失約為6%左右。壓縮空氣儲(chǔ)能子系統(tǒng)的間冷器、再熱器、壓縮機(jī)和膨脹機(jī)等部件的?損失占輸入?的比例較小，僅為0.5%左右。