地?zé)崤c生物質(zhì)直燃耦合的熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)熱力學(xué)性能分析

王義函， 王華霆， 盧 荻， 陳 衡， 徐 鋼， 雷 兢， 劉 彤

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院，北京 102206)

針對化石燃料的過度消耗以及產(chǎn)生的相關(guān)環(huán)境污染問題，關(guān)鍵的解決方案是從化石燃料的開采向使用可再生能源過渡轉(zhuǎn)型[1]?？稍偕茉吹拈_發(fā)利用可以最大限度地減少溫室氣體排放量、增加能源供應(yīng)和確保能源的可持續(xù)性[2]。其中，生物質(zhì)因其低氮、低硫和具備碳中性等優(yōu)點(diǎn)而被認(rèn)為是最具吸引力的可再生能源之一[3]。

地?zé)崮茏鳛榍鍧嵖稍偕茉?，儲存于地球?nèi)部，不受天氣條件的影響，常規(guī)的地?zé)岚l(fā)電技術(shù)已經(jīng)較為成熟[4]。但由于淺層地?zé)崴疁囟纫话愕陀?50 ℃，其相對較低的焓使得地?zé)崮艿睦幂^為困難，能量轉(zhuǎn)換過程中效率不高[5]。為提高地?zé)岚l(fā)電系統(tǒng)的性能，研究人員開發(fā)了優(yōu)化的地?zé)釤犭娐?lián)產(chǎn)設(shè)備和系統(tǒng)[6]。熱電聯(lián)產(chǎn)可以同時提供電力和熱能，從而提高能源效率，并減少溫室氣體的排放量[7]。因此，采用生物質(zhì)作為燃料的熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)被認(rèn)為是提高可再生能源在能源系統(tǒng)中占比的絕佳選擇[8]。集成可再生能源系統(tǒng)結(jié)合了2種或2種以上互補(bǔ)的可再生能源或?qū)⒖稍偕茉磁c傳統(tǒng)的基于化石燃料的能源相結(jié)合，可以更合理有效地利用可再生能源[9-10]。Briola等[11]開發(fā)了一種集成的地?zé)?生物質(zhì)發(fā)電系統(tǒng)，該系統(tǒng)采用有機(jī)朗肯循環(huán)發(fā)電，通過地?zé)崴畯纳镔|(zhì)獲取熱量。Tian等[12]提出了一種新型集成能源系統(tǒng)，以常規(guī)冷水機(jī)組為基礎(chǔ)建立了多周期優(yōu)化模型。Zhou等[13]將地?zé)崮苡糜诩訜崛济弘姀S的循環(huán)水，減少了燃煤消耗量。Liu等[14]采用地?zé)崴訜崛济簷C(jī)組的凝結(jié)水，并設(shè)計(jì)出最優(yōu)汽水流程。 Zhang等[15]提出了一種將生物質(zhì)能與地?zé)崮荞詈系睦錈犭娐?lián)產(chǎn)系統(tǒng)。Manente等[16]設(shè)計(jì)了由集成沼氣-地?zé)釤嵩打?qū)動的多源系統(tǒng)，并證明了該系統(tǒng)的可行性。

在地?zé)崮荛_發(fā)或生物質(zhì)能集成可再生能源系統(tǒng)方面，研究人員展開了大量工作，但關(guān)于將地?zé)崮苷系酱笠?guī)模生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組中的研究較少。筆者基于35 MW生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組，提出3種應(yīng)用于不同溫度的地?zé)崴c生物質(zhì)熱電廠耦合的熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)。最后，依據(jù)熱力學(xué)第一定律和第二定律，將發(fā)電功率增加的原因進(jìn)行總結(jié)，對比分析發(fā)電功率提高的內(nèi)在機(jī)理以及關(guān)鍵部件對能量損失的影響，并評估了3種耦合不同溫度地?zé)崴桨傅慕?jīng)濟(jì)效益。

1 機(jī)組介紹

1.1 生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組

選取地?zé)豳Y源豐富的東北地區(qū)某生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組為案例機(jī)組。如圖1所示，案例機(jī)組主要由鍋爐、汽輪機(jī)、電機(jī)和回?zé)嵯到y(tǒng)組成，其中RH表示回?zé)峒訜崞?。案例機(jī)組的基本參數(shù)見表1。鍋爐的原料為秸桿、玉米芯、稻草和稻殼。在供熱季節(jié)，該案例機(jī)組處于熱電聯(lián)產(chǎn)模式，在額定工況下產(chǎn)生12.57 MW的供熱量和29.78 MW的凈發(fā)電功率。同時，鍋爐消耗的生物質(zhì)燃料質(zhì)量流量為11.82 kg/s，低位發(fā)熱量為9.435 MJ/kg。將質(zhì)量流量為7.78 kg/s的3號抽汽在溫度為273.1 ℃、壓力為1.00 MPa的條件下送入熱網(wǎng)水換熱器，熱網(wǎng)水從60.0 ℃被加熱到85.0 ℃，然后將熱網(wǎng)水輸送到住宅樓，以滿足供暖需求。通過熱電聯(lián)產(chǎn)，案例機(jī)組的系統(tǒng)總效率可達(dá)37.97%。此外，回?zé)嵯到y(tǒng)中安裝了6臺用于加熱凝結(jié)水的回?zé)峒訜崞?，其參?shù)見表2。地?zé)崴幕瘜W(xué)成分見表3。

圖1 案例機(jī)組系統(tǒng)圖Fig.1 Diagram of the reference unit

表1 案例機(jī)組的基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of the reference unit

表2 熱耗率驗(yàn)收(THA)工況下案例機(jī)組回?zé)嵯到y(tǒng)參數(shù)Tab.2 Parameters of the regenerative system of the reference unit under THA condition

表3 地?zé)崴幕瘜W(xué)成分Tab.3 Chemical composition of geothermal water

1.2 新耦合系統(tǒng)

為提高中低溫地?zé)崴?<120 ℃)的能量利用率，設(shè)計(jì)了地?zé)崴c生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組集成的新耦合系統(tǒng)，根據(jù)110 ℃、80 ℃和50 ℃地?zé)崴疁囟仍O(shè)計(jì)的新耦合系統(tǒng)(方案1、方案2和方案3)分別見圖2～圖4。

圖2 在110 ℃地?zé)崴碌男埋詈舷到y(tǒng)(方案1)Fig.2 New coupling system at geothermal water temperature of 110 ℃ (scheme 1)

圖3 在80 ℃地?zé)崴碌男埋詈舷到y(tǒng)(方案2)Fig.3 New coupling system at geothermal water temperature of 80 ℃ (scheme 2)

圖4 在50 ℃地?zé)崴碌男埋詈舷到y(tǒng)(方案3)Fig.4 New coupling system at geothermal water temperature of 50 ℃ (scheme 3)

如圖2所示，在方案1中來自生產(chǎn)井的地?zé)崴娲糠制啓C(jī)抽汽來加熱熱網(wǎng)水。熱網(wǎng)水在吸收式熱泵和熱網(wǎng)水換熱器中吸收熱量，然后被輸送到居住建筑物的空間進(jìn)行加熱。吸收式熱泵由地?zé)崴约皬钠啓C(jī)中抽取的混合蒸汽驅(qū)動，在其內(nèi)部，部分LiBr-H2O溶液被送到發(fā)生器2，由地?zé)崴訜嵋援a(chǎn)生第1股循環(huán)蒸汽，進(jìn)一步降低汽輪機(jī)抽汽的消耗。為利用更多低品位蒸汽以節(jié)省高品位蒸汽，設(shè)置抽引器，利用3號抽汽抽取部分5號抽汽。將混合蒸汽送到吸收式熱泵的發(fā)生器1中，用以加熱蒸發(fā)LiBr-H2O溶液中的水，產(chǎn)生第2股循環(huán)蒸汽。2股循環(huán)蒸汽混合后被送到冷凝器中，循環(huán)蒸汽在其中凝結(jié)并釋放能量，將熱網(wǎng)水加熱至85 ℃。此外，凝結(jié)水在蒸發(fā)器中被已在熱網(wǎng)水換熱器換熱后的地?zé)崴訜嵴舭l(fā)。在吸收器中，循環(huán)蒸汽經(jīng)熱網(wǎng)水冷卻后被高濃度LiBr-H2O溶液吸收并進(jìn)入下一個吸收式熱泵循環(huán)。在蒸發(fā)器和發(fā)生器中，工作流體獲得的熱能分別在吸收器和冷凝器中被傳送給熱網(wǎng)水。通過系統(tǒng)耦合優(yōu)化，地?zé)崮芸蔀閰^(qū)域供熱，提供部分原本由生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組中汽輪機(jī)蒸汽提供的熱量，因此可以節(jié)省汽輪機(jī)由于供熱所抽取的大部分蒸汽，并提高整體系統(tǒng)的能效。

如圖3所示，在方案2中來自生產(chǎn)井的地?zé)崴扔糜陬A(yù)熱熱網(wǎng)水換熱器中熱網(wǎng)水的回水，隨后將熱網(wǎng)水送入吸收式熱泵中，將其加熱到85 ℃后送給熱用戶。吸收式熱泵由汽輪機(jī)抽取的混合蒸汽驅(qū)動。為利用更多低品位蒸汽以節(jié)省高品位蒸汽，設(shè)置抽引器，利用3號抽汽抽取部分5號抽汽，混合蒸汽被送至吸收式熱泵的發(fā)生器中，而地?zé)崴诒挥糜陬A(yù)熱熱網(wǎng)水后，將其送入吸收式熱泵的蒸發(fā)器中，與工作流體進(jìn)行換熱，最終將熱量傳遞給熱網(wǎng)水。

如圖4所示，在方案3中以輔助生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組供熱/發(fā)電為設(shè)計(jì)原則，利用吸收式熱泵對地?zé)崴M(jìn)行回收利用。吸收式熱泵由汽輪機(jī)中抽取的混合蒸汽驅(qū)動。在吸收式熱泵之前設(shè)置抽引器，利用3號抽汽抽取部分5號抽汽，混合蒸汽被送至吸收式熱泵的發(fā)生器中。來自生產(chǎn)井的地?zé)崴鳛樯镔|(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的輔助熱源被送入吸收式熱泵的蒸發(fā)器中進(jìn)行回收利用，與工作流體進(jìn)行換熱，最終將熱量傳遞給熱網(wǎng)水。

在方案1～方案3中，地?zé)崮鼙凰腿肷镔|(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的蒸汽循環(huán)中，并可以取代部分汽輪機(jī)的抽汽。另外，與傳統(tǒng)地?zé)岚l(fā)電廠相比，本文中地?zé)崮?電力的轉(zhuǎn)化過程不需要新增裝置，總投資明顯降低。

2 系統(tǒng)模擬

2.1 模型建立

采用EBSILON軟件搭建模型時先由模塊組合成部件，再由部件組合成系統(tǒng)。對于每個EBSILON軟件自帶的模塊，在初始時均配置標(biāo)準(zhǔn)值，可依據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行修正，而模塊的計(jì)算過程則被一組非線性方程組控制，該非線性方程組采用高斯-賽德爾迭代法進(jìn)行求解。

2.2 模型驗(yàn)證

將案例機(jī)組的模擬結(jié)果與設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，以證明模擬的準(zhǔn)確性，結(jié)果見表4。由表4可知，供熱量誤差為0 MW，凈發(fā)電功率誤差為-0.18 MW，熱耗率誤差為+49 kJ/(kW·h)。這說明模擬結(jié)果可靠。

表4 案例機(jī)組的模擬結(jié)果與設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)的對比Tab.4 Comparison between simulation results and design data for the reference unit

2.3 新耦合系統(tǒng)參數(shù)

新耦合系統(tǒng)的主要性能參數(shù)見表5。方案1中汽輪機(jī)抽汽和地?zé)崴ㄟ^吸收式熱泵和熱網(wǎng)水換熱器一同為熱用戶提供熱量。此方案中，將質(zhì)量流量為0.20 kg/s的3號抽汽作為驅(qū)動蒸汽送入抽引器，并抽取質(zhì)量流量為0.92 kg/s的5號抽汽，將兩者混合成145.9 ℃/0.40 MPa的混合蒸汽，送入發(fā)生器1以驅(qū)動吸收式熱泵，換熱后的凝結(jié)水被送到除氧器進(jìn)口。同時，將質(zhì)量流量為40.00 kg/s的地?zé)崴腿氚l(fā)生器2中，用于加熱部分LiBr-H2O溶液，其溫度從110.0 ℃降低至90.0 ℃。在給水加熱器中，從發(fā)生器2中流出的地?zé)崴A(yù)熱熱網(wǎng)水，地?zé)崴疁囟葟?0.0 ℃降低至65.0 ℃，質(zhì)量流量為120.00 kg/s的熱網(wǎng)水溫度從60.0 ℃升高至66.7 ℃。在蒸發(fā)器中地?zé)崴档椭?0.0 ℃后被排放到環(huán)境中，吸收式熱泵的COP達(dá)到1.57。最終，熱網(wǎng)水在吸收式熱泵的冷凝器中被加熱至85.0 ℃送給熱用戶，同時地?zé)崴疁囟葟?10.0 ℃下降至50.0 ℃(蒸發(fā)器出口)。

表5 3種新耦合系統(tǒng)的主要性能參數(shù)Tab.5 Main performance parameters of three new coupling systems

在方案2中，來自生產(chǎn)井的質(zhì)量流量為40.00 kg/s的地?zé)崴仍跓峋W(wǎng)水換熱器中預(yù)熱熱網(wǎng)水，地?zé)崴疁囟葟?0.0 ℃降低到65.0 ℃，質(zhì)量流量為120.00 kg/s的熱網(wǎng)水溫度從60.0 ℃被預(yù)熱到65.0 ℃。隨后，將熱網(wǎng)水送入吸收式熱泵中，將其加熱至85 ℃送給熱用戶。質(zhì)量流量為0.49 kg/s的3號抽汽利用抽引器抽取質(zhì)量流量為2.20 kg/s的5號抽汽并混合，混合蒸汽被送到吸收式熱泵的發(fā)生器中。地?zé)崴陬A(yù)熱回水后，被送入吸收式熱泵的蒸發(fā)器中，其溫度從65.0 ℃降低到40.0 ℃(蒸發(fā)器出口)。

在方案3中，在抽引器中，用質(zhì)量流量為0.76 kg/s的3號抽汽抽取質(zhì)量流量為3.42 kg/s的5號抽汽并混合，混合蒸汽被送到吸收式熱泵的發(fā)生器中。來自生產(chǎn)井的質(zhì)量流量為40.00 kg/s、溫度為50.0 ℃的地?zé)崴鳛檩o助熱源被送入吸收式熱泵的蒸發(fā)器中與工作流體換熱，其溫度降低到30.0 ℃(蒸發(fā)器出口)。質(zhì)量流量為120.00 kg/s、溫度為60.0 ℃的熱網(wǎng)水被送進(jìn)吸收式熱泵，最終被加熱到85.0 ℃送給熱用戶。

地?zé)岚l(fā)電的重要參數(shù)見表6。

表6 地?zé)岚l(fā)電的重要參數(shù)Tab.6 Important parameters for the geothermal power generation

3 熱力學(xué)分析指標(biāo)

在新耦合系統(tǒng)中，汽輪機(jī)發(fā)電功率增加的主要原因是用地?zé)崮芴娲啓C(jī)抽汽的熱量來加熱熱網(wǎng)水，使原本的抽汽繼續(xù)在汽輪機(jī)中做功。發(fā)電功率的增加分為3部分，即機(jī)組本身改造、新設(shè)置的抽引器(節(jié)省高品位蒸汽)以及地?zé)彷o助。

地?zé)崴姆艧崃縌geo為：

Qgeo=qm,geo×(hin-hout)

(1)

式中：hin、hout分別為地?zé)崴艧崆啊⒑蟮撵?，kJ/kg；qm,geo為地?zé)崴|(zhì)量流量，kg/s。

對于第j級回?zé)峒訜崞?，其凝結(jié)水焓升來自于上級疏水在第j級的焓降和本級汽輪機(jī)抽汽變成疏水的焓降。

τjqm,w,j=qjqm,s,j+γjqm,d,j-1

(2)

式中：qm,w,j、qm,s,j分別為第j級回?zé)峒訜崞髦兴统槠馁|(zhì)量流量，kg/s；τj為凝結(jié)水在第j級的焓升，kJ/kg；qj為在第j級抽汽變?yōu)槭杷撵式?，kJ/kg；qm,d,j-1為第j-1級回?zé)峒訜崞魇杷|(zhì)量流量，kg/s；γj為疏水在第j級的焓降，kJ/kg。

節(jié)省的抽汽回到汽輪機(jī)后的做功能力ΔWj為：

ΔWj=hj-he

(3)

式中：hj為汽輪機(jī)第j級的抽汽焓，kJ/kg；he為汽輪機(jī)末級乏汽焓，kJ/kg。

耦合后系統(tǒng)總發(fā)電功率增幅Pz為：

Pz=Pt,2-Pt,1

(4)

式中：Pt,2為耦合后系統(tǒng)的發(fā)電功率，kW；Pt,1為耦合前系統(tǒng)的發(fā)電功率，kW。

地?zé)彷o助增加的發(fā)電功率Pgeo為：

Pgeo=Pz-Pej-Pim

(5)

式中：Pej為由于設(shè)置抽引器增加的發(fā)電功率，kW；Pim為系統(tǒng)本身改造增加的發(fā)電功率，kW。

為表征新耦合系統(tǒng)的改造效果，采用系統(tǒng)總效率ηtot,en和地?zé)?電轉(zhuǎn)化率ηgeo,en,PG作為評價指標(biāo)。

(6)

(7)

式中：Qh為總輸出供熱量，kW；qm,bio為生物質(zhì)燃料消耗質(zhì)量流量，kg/s；QLHV,bio是生物質(zhì)燃料低位發(fā)熱量，kJ/kg；hgeo,in和hgeo,out分別為地?zé)崴倪M(jìn)、出口焓，kJ/kg。

(8)

(9)

式中：Ptot為總凈發(fā)電功率，kW；PEX,h為供熱輸出，kW；PEX,bio為生物質(zhì)輸入，kW；PEX,geo,in和PEX,geo,out分別為地?zé)崴M(jìn)、出口，kW。

4 結(jié)果與討論

4.1 熱力學(xué)第一定律分析

圖5給出了與案例機(jī)組相比時，不同地?zé)崴疁囟认滦埋詈舷到y(tǒng)抽汽質(zhì)量流量的變化量。其中，3號抽汽質(zhì)量流量的變化量最大，其次是5號抽汽。這是因?yàn)?號抽汽是原供熱抽汽，由于系統(tǒng)的耦合和地?zé)崴奶娲?，大量?號抽汽被節(jié)省。同時，由于需要熱源驅(qū)動熱泵，抽引器中混合了部分5號抽汽，使得5號抽汽質(zhì)量流量增大。盡管5號抽汽質(zhì)量流量有所增大，但由于3號抽汽具有更高的做功能力，且節(jié)省量更多，故最終的發(fā)電功率增加。

圖5 不同地?zé)崴疁囟认滦埋詈舷到y(tǒng)抽汽質(zhì)量流量的變化量Fig.5 Variation of extraction steam mass flow of new coupling systems under different geothermal water temperatures

節(jié)省的抽汽將進(jìn)一步在汽輪機(jī)中膨脹做功，發(fā)電功率增大，從而提高系統(tǒng)性能。表7給出了案例機(jī)組與新耦合系統(tǒng)性能參數(shù)的對比。方案1中，在供熱量保持不變的情況下，新耦合系統(tǒng)從地?zé)崴@取的熱能為10.07 MW，凈發(fā)電功率增加2.74 MW，其中新設(shè)置抽引器增加的發(fā)電功率為0.19 MW，機(jī)組本身改造增加的發(fā)電功率為1.51 MW，地?zé)彷o助增加的發(fā)電功率為1.04 MW，地?zé)?電轉(zhuǎn)化率達(dá)到10.33%。同時，由于輸入地?zé)崮艿钠肺惠^低，系統(tǒng)總效率降低5.58%。方案2中，新耦合系統(tǒng)從地?zé)崴@取的熱能為6.69 MW，凈發(fā)電功率增加2.23 MW，其中新設(shè)置抽引器增加的發(fā)電功率為0.43 MW，機(jī)組本身改造增加的發(fā)電功率為1.31 MW，地?zé)彷o助增加的發(fā)電功率為0.49 MW，地?zé)?電轉(zhuǎn)化率達(dá)到8.22%。同時，由于輸入地?zé)崮艿钠肺惠^低，系統(tǒng)總效率降低5.95%。方案3中，新耦合系統(tǒng)從地?zé)崴@取的熱能為3.34 MW，凈發(fā)電功率增加1.76 MW，其中新設(shè)置抽引器增加的發(fā)電功率為0.67 MW，機(jī)組本身改造增加的發(fā)電功率為1.02 MW，地?zé)彷o助增加的發(fā)電功率為0.07 MW，地?zé)?電轉(zhuǎn)化率達(dá)到2.10%。同時，由于輸入地?zé)崮艿钠肺惠^低，系統(tǒng)總效率降低6.29%。

表7 案例機(jī)組和新耦合系統(tǒng)能量分析結(jié)果Tab.7 Energy performance of the reference unit and new coupling systems

4.2 熱力學(xué)第二定律分析

表8 案例機(jī)組和新耦合系統(tǒng)的分析結(jié)果Tab.8 Exergy performance of the reference unit and new coupling systems

表8 案例機(jī)組和新耦合系統(tǒng)的分析結(jié)果Tab.8 Exergy performance of the reference unit and new coupling systems

參數(shù)案例機(jī)組方案1方案2方案3生物質(zhì)輸入/MW120.87120.87120.87120.87地?zé)崮茌斎?MW2.691.390.42總輸入/MW120.87123.56122.26121.29發(fā)電輸出/MW29.7832.5232.0131.54供熱輸出/MW2.632.632.632.63總輸出/MW32.4135.1534.6434.17鍋爐損/MW73.1373.1373.1373.13汽輪機(jī)損/MW6.607.076.816.53發(fā)電機(jī)損/MW0.370.410.430.40凝汽器損/MW1.611.611.441.34回?zé)崞鲹p/MW0.640.530.420.40吸收式熱泵損/MW0.600.430.39抽引器損/MW0.400.450.54熱網(wǎng)水換熱器損/MW2.430.130.060廠用電損/MW3.684.534.454.39總計(jì)損/MW88.4688.4187.6287.12地?zé)?電轉(zhuǎn)化率/%38.6635.2516.67系統(tǒng)總效率/%26.8128.4528.3328.17

4.3 經(jīng)濟(jì)分析

假設(shè)生物質(zhì)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組的經(jīng)濟(jì)成本保持不變，僅考慮新增發(fā)電造成的收入和新增設(shè)備造成的支出，對所有系統(tǒng)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)分析。

地?zé)峋杀綜GW[17]為：

CGW=Lver×cver+Lhor×chor

(10)

式中：Lver和Lhor分別為生產(chǎn)井和回灌井深度，m；cver和chor分別為生產(chǎn)井和回灌井單位深度造價，萬元/m。

抽引器成本CEJ[18]為：

(11)

式中：qm,lps為低壓蒸汽質(zhì)量流量，kg/s；tlps為低壓蒸汽溫度，℃；plps和phps分別為低壓和高壓蒸汽壓力，MPa。

吸收式熱泵成本CAHP[19]為：

(12)

式中：QAHP,nom為吸收式熱泵額定供熱量，MW。

泵成本CP[20]為：

(13)

式中：WP,nom為泵額定功率，MW。

換熱器成本CHX為：

lgCHX=4.830 6-0.850 9×lgAHX+

0.318 7×(lgAHX)2

(14)

式中：AHX為換熱器面積，m2。

新耦合系統(tǒng)的設(shè)備成本計(jì)算結(jié)果見表9。其中，地?zé)峋慕?jīng)濟(jì)成本最高，占總成本的75%以上。由于方案3中抽取的蒸汽質(zhì)量流量最大，其抽引器的經(jīng)濟(jì)成本也最高。吸收式熱泵的價格取決于其換熱量，方案1中吸收式熱泵經(jīng)濟(jì)成本為576.95萬元。方案1～方案3的總經(jīng)濟(jì)成本分別為2 618.72萬元、2 462.30萬元和2 286.17萬元。

表9 新耦合系統(tǒng)設(shè)備成本的計(jì)算結(jié)果Tab.9 Calculation results of equipment costs for new coupling systems 萬元

表10給出了新耦合系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)參數(shù)分析。其中，方案1中新增發(fā)電年收益最大(1 150.80萬元)，新增度電成本最低(196.17元/(kW·h))，回收期最短(2.60 a)，凈現(xiàn)值最高(858.33萬元)。3種新耦合系統(tǒng)均具備顯著的經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢。

5 結(jié) 論

(1) 與案例機(jī)組相比，方案1～方案3的凈發(fā)電功率分別增加2.74 MW、2.23 MW和1.76 MW。

表10 新耦合系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)參數(shù)分析Tab.10 Economic parameters of three new coupling systems

(2) 發(fā)電功率的增加分為3部分，即機(jī)組本身改造、新設(shè)置的抽引器以及采用地?zé)彷o助。方案1～方案3下地?zé)?電轉(zhuǎn)化率分別為10.33%、8.22%和2.10%。

(3) 地?zé)崴募尤胧沟谜羝?水換熱變?yōu)榈責(zé)崴?水換熱。新增抽引器和吸收式熱泵會使損增加，而熱網(wǎng)水換熱器損的減幅較大，從而得到更高的發(fā)電輸出。

(5) 3種新耦合系統(tǒng)的新增發(fā)電年收益高、度電成本低、回收周期短，具備顯著的經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢，這為工程實(shí)際提供一定理論參考。