基于某百千瓦級(jí)微型燃?xì)廨啓C(jī)的HAT循環(huán)熱力系統(tǒng)設(shè)計(jì)與分析

張浩生， 趙麗鳳，2， 王 波，2

(1. 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)， 北京 100049；2. 中國(guó)科學(xué)院先進(jìn)能源動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(工程熱物理研究所)，北京 100190)

隨著能源結(jié)構(gòu)調(diào)整和環(huán)境保護(hù)要求的變化，微型燃?xì)廨啓C(jī)及其在分布式供能中的應(yīng)用受到越來(lái)越多重視，特別是在歐洲各個(gè)國(guó)家發(fā)展迅速。隨著技術(shù)的發(fā)展，微型燃?xì)廨啓C(jī)在排放、使用壽命等方面有了較大的提高[1]。與重型燃?xì)廨啓C(jī)相比，微型燃?xì)廨啓C(jī)受限于規(guī)模和參數(shù)，發(fā)電效率不高，部分負(fù)荷性能較差。通過(guò)新的燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)提高效率和靈活性，是解決該問(wèn)題的有效途徑之一。其中，HAT循環(huán)因其高效和良好的變負(fù)荷性能在多種新型循環(huán)中受到較高關(guān)注。

HAT循環(huán)是一類雙工質(zhì)先進(jìn)動(dòng)力循環(huán)[2]。該循環(huán)具有高比功、高效率、低排放、靈活熱電聯(lián)供調(diào)節(jié)等優(yōu)點(diǎn)。研究者們對(duì)HAT循環(huán)的濕空氣熱物性、空氣濕化過(guò)程、濕空氣燃燒、熱力系統(tǒng)等關(guān)鍵技術(shù)與系統(tǒng)進(jìn)行大量的研究并取得豐碩的成果[3-5]。目前，隆德理工學(xué)院、日本電力研究院[6-7]、比利時(shí)布魯塞爾大學(xué)[8]、中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所[9]和上海交通大學(xué)[10]等機(jī)構(gòu)已經(jīng)建成多個(gè)HAT循環(huán)實(shí)驗(yàn)臺(tái)，驗(yàn)證了HAT循環(huán)在性能與排放方面的優(yōu)勢(shì)，展現(xiàn)了HAT循環(huán)的發(fā)展前景。

在熱力學(xué)分析方面，De Paepe[11-13]等人運(yùn)用熱力學(xué)定律分析了 HAT 循環(huán)中的能量梯級(jí)利用情況，分析比較了 HAT 循環(huán)、簡(jiǎn)單循環(huán)和內(nèi)燃機(jī)循環(huán)在熱電聯(lián)供系統(tǒng)中的熱力性能差異，并結(jié)合市場(chǎng)進(jìn)行了經(jīng)濟(jì)性分析。Traverso[14-16]等人分析了HAT循環(huán)性能受壓氣機(jī)壓比和透平入口溫度的影響。Brighenti[17]等人分析了換熱器尺寸對(duì)HAT循環(huán)熱力性能和成本的影響，認(rèn)為回?zé)崞骱秃罄淦鲗?duì)循環(huán)效率和成本的影響最大。上海交通大學(xué)陳金偉[18]等人以某型三軸航改燃?xì)廨啓C(jī)為研究對(duì)象，研究不同的 HAT 循環(huán)改型方案的優(yōu)劣，針對(duì)航改燃?xì)廨啓C(jī)中常遇到的透平通流不匹配問(wèn)題，提出了改進(jìn)透平特性的方案。

本研究以某國(guó)產(chǎn)百千瓦級(jí)微型燃?xì)廨啓C(jī)為對(duì)象，采用模塊化建模方法，建立回?zé)嵫h(huán)、HAT循環(huán)及其熱電聯(lián)供的熱力系統(tǒng)模型，優(yōu)化了HAT循環(huán)發(fā)電及其熱電聯(lián)供熱力性能，分析了部件性能對(duì)循環(huán)的影響，對(duì)比了HAT循環(huán)與回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)的熱電聯(lián)供系統(tǒng)效率。

1 系統(tǒng)描述

圖1為某微型燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)嵫h(huán)流程示意圖。該燃?xì)廨啓C(jī)為單軸結(jié)構(gòu)，壓縮氣體經(jīng)過(guò)回?zé)崞髋c煙氣換熱后進(jìn)入燃燒室。圖2為基于該微型燃?xì)廨啓C(jī)改造的HAT循環(huán)流程圖，在回?zé)嵫h(huán)的基礎(chǔ)上加入后冷器、省煤器和濕化器等部件。補(bǔ)水與濕化器底部出口的水混合，經(jīng)分流后分別進(jìn)入后冷器和省煤器與氣體換熱，兩路熱水混合后進(jìn)入濕化器加濕空氣。省煤器回收煙氣余熱，后冷器能夠有效降低進(jìn)入濕化器的空氣溫度，進(jìn)而降低濕化器出口水溫，增大省煤器的換熱量，降低排氣溫度，提高循環(huán)效率。

圖1 回?zé)嵫h(huán)流程示意圖

圖2 HAT循環(huán)流程示意圖

2 熱力系統(tǒng)模型

本文建立了壓氣機(jī)、透平、燃燒室、回?zé)崞鳌⒑罄淦?、省煤器和濕化器等部件?gòu)成的熱力系統(tǒng)模型。

2.1 壓氣機(jī)與透平模型

本研究采用壓氣機(jī)與透平特性曲線計(jì)算壓比(膨脹比)、效率、轉(zhuǎn)速和流量之間的關(guān)系[19]。廠家提供的壓氣機(jī)與透平的特性曲線如圖3、圖4所示。

圖3 壓氣機(jī)無(wú)量綱特性曲線

圖4 透平無(wú)量綱特性曲線

其中無(wú)量綱折合轉(zhuǎn)速：

(1)

無(wú)量綱壓比(無(wú)量綱膨脹比)：

(2)

無(wú)量綱效率：

(3)

無(wú)量綱折合流量：

(4)

式中:r為轉(zhuǎn)速；rd為設(shè)計(jì)工況下的轉(zhuǎn)速；T為入口空氣溫度；Td為設(shè)計(jì)工況下入口空氣溫度；p為入口壓力；pd為設(shè)計(jì)工況下入口壓力；qm為入口流量；qm,d為設(shè)計(jì)工況下流量；π為壓比(膨脹比)；πd為設(shè)計(jì)工況下壓比(膨脹比)；η為等熵效率；ηd為設(shè)計(jì)工況下的等熵效率。

2.2 燃燒室模型

假設(shè)燃料在燃燒室中燃燒產(chǎn)物只有二氧化碳和水，通過(guò)燃燒效率計(jì)算不完全燃燒和散熱導(dǎo)致的能量損失，不考慮燃燒室的壓力損失系數(shù)和燃燒效率隨工況的變化。在以上的假設(shè)條件下，燃燒室壓力方程、質(zhì)量守恒和能量守恒方程如下：

壓力方程：

Pout=Pin,air(1-ΔP)

(5)

質(zhì)量守恒方程：

qout=qin,air+qin,fuel

(6)

(7)

(8)

(9)

能量守恒方程：

qin,airhin,air+qin,fuelhin,fuel+qin,fuelhLHVηcomb=qouthout

(10)

式中:P為壓力；ΔP為壓力損失系數(shù)；q為質(zhì)量流量；M為分子量；h為比焓；hLHV為燃料低位熱值；ηcomb為燃燒效率；下標(biāo)in、out表示燃燒室入口和出口；下標(biāo)air、fuel、CO2、CH4、CO、H2O、H2、O2表示各物質(zhì)。

2.3 換熱器模型

在基本的質(zhì)量和能量守恒方程基礎(chǔ)上，采用ε-NTU方法計(jì)算回?zé)崞鲹Q熱面積。ε為換熱器有效度，定義為實(shí)際換熱量與理論最大換熱量的比值；NTU為無(wú)量綱參數(shù)，文中用n表示，代表?yè)Q熱單元數(shù)，定義為流體總熱導(dǎo)(即換熱器傳熱熱阻的倒數(shù))與流體最小熱容量之比。ε-NTU計(jì)算方法如下式：

(11)

(12)

(13)

α=1-e-(n/N)(Ch/Cc)

(14)

(15)

(16)

式中:tcold,in、tcold,out為冷側(cè)流體入口和出口溫度；thot,in為熱側(cè)流體入口溫度；U為總換熱系數(shù)；A為換熱面積；Cmin、Cmax為換熱器冷熱側(cè)流體的熱容較小值和較大值；α、εs、λ為中間變量；N表示換熱管程數(shù)；Cc、Ch分別為冷熱流體的熱容。

后冷器與省煤器模型為氣水換熱，本文使用分段的方式計(jì)算換熱面積，根據(jù)每段的氣水溫差算出需要的換熱面積，求和后得出總換熱面積。

(17)

A=ΣAsingle

(18)

(19)

式中:Asingle為每段的換熱面積；Qsingle為每段的換熱量；tg為氣體溫度；tw為水溫度；Nsegments為段數(shù)；Q為總換熱量。

2.4 濕化器模型

濕化器是HAT循環(huán)中區(qū)別于其他先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)的關(guān)鍵部件，在濕化器中水和空氣直接接觸，空氣被加熱加濕。本文中對(duì)濕化器采用物質(zhì)能量平衡方程，假設(shè)濕化器出口空氣為飽和狀態(tài)，并通過(guò)計(jì)算濕化器的操作線和飽和線，保證最小溫差(焓差)。

對(duì)濕化器，以飽和線與操作線之間表示的焓差作為傳熱傳質(zhì)推動(dòng)力。其中飽和線是一條表示飽和濕空氣的焓值和溫度關(guān)系的曲線，當(dāng)壓力一定時(shí)濕空氣焓值僅與空氣溫度相關(guān)。操作線表示的是濕空氣的焓值和溫度之間的關(guān)系，當(dāng)忽略溫度對(duì)濕空氣比熱的影響和水的蒸發(fā)時(shí)操作線為直線，如圖5所示。本模型計(jì)算每個(gè)傳質(zhì)單元飽和濕空氣溫度與操作線溫度的差，取最小溫差為節(jié)點(diǎn)溫差。

圖5 濕化器飽和線與操作線

3 回?zé)崛細(xì)廨啓C(jī)熱力性能校核

基于以上模型對(duì)回?zé)崛細(xì)廨啓C(jī)進(jìn)行核算。表1是燃?xì)廨啓C(jī)核算時(shí)輸入?yún)?shù)。給定回?zé)崞骼鋫?cè)出口溫度及回?zé)崞骺倱Q熱系數(shù)，用于計(jì)算回?zé)崞餍阅芘c換熱面積。核算結(jié)果如表2所示，核算的各項(xiàng)數(shù)據(jù)與廠家提供的數(shù)據(jù)誤差均小于2%，表明本文的模型參數(shù)可用于該微型燃?xì)廨啓C(jī)的熱力性能模擬。

表1 回?zé)嵫h(huán)微型燃?xì)廨啓C(jī)計(jì)算條件

表2 回?zé)嵫h(huán)核算結(jié)果

4 HAT循環(huán)設(shè)計(jì)與分析

4.1 參數(shù)選取與優(yōu)化條件

構(gòu)建HAT循環(huán)模型系統(tǒng)時(shí)采用經(jīng)校核的回?zé)嵫h(huán)參數(shù)，其中壓氣機(jī)、透平、回?zé)崞骶捎米児r模型。通過(guò)控制壓氣機(jī)出口放氣量維持壓氣機(jī)喘振裕度不低于15%。由于采用放氣策略，定義折合發(fā)電功率與折合發(fā)電效率來(lái)表示HAT循環(huán)性能，如下式：

We=(WT-WC+WCRair)ηg

(20)

(21)

式中:We為折合發(fā)電功率；ηe為折合發(fā)電效率；WT為透平輸出軸功；WC為壓氣機(jī)耗功；Rair為壓氣機(jī)出口放氣量占?jí)簹鈾C(jī)流量的比例；ηg為發(fā)電機(jī)效率；Qfuel為消耗燃料的流量；hLHV為燃料的低位熱值。

為與回?zé)嵫h(huán)性能相比較，HAT循環(huán)的透平初溫同樣設(shè)置為940 ℃。壓氣機(jī)出口至回?zé)崞魅肟谥g的總氣體壓損取5%，其中后冷器及其進(jìn)出口管路和閥門(mén)等的總氣體壓損取3%，濕化器及其進(jìn)出口管路和閥門(mén)等總氣體壓損取2%。后冷器水側(cè)、省煤器的水側(cè)壓損均取1%，省煤器的氣側(cè)壓損取3%。后冷器與省煤器換熱系數(shù)取45 W/(m2·K)，接近點(diǎn)溫差取10 ℃。補(bǔ)水溫度取15 ℃。

本研究以后冷器與省煤器的水流量、濕化器出口水溫為優(yōu)化變量，以循環(huán)的折合發(fā)電效率最高為目標(biāo)進(jìn)行優(yōu)化。各部件需滿足的約束條件如表3所示。

表3 HAT循環(huán)優(yōu)化計(jì)算約束條件

4.2 優(yōu)化結(jié)果與分析

優(yōu)化結(jié)果如表4所示。后冷器與省煤器水流量分別為0.33 kg/s和0.54 kg/s，濕化器出口水溫為48 ℃。HAT循環(huán)中壓氣機(jī)出口放氣10.2%。優(yōu)化得到HAT循環(huán)折合發(fā)電效率為29.66%，較回?zé)嵫h(huán)提高4.28個(gè)百分點(diǎn)；對(duì)應(yīng)發(fā)電功率為148.5 kW，較回?zé)嵫h(huán)提高17.9%。

表4 HAT循環(huán)優(yōu)化結(jié)果

后冷器與省煤器的換熱溫差和壓損會(huì)影響循環(huán)熱力性能。后冷器的最小溫差為氣體出口與水入口的溫度差，減小最小溫差可以降低濕化器進(jìn)口氣溫。調(diào)整后冷器最小溫差的約束并優(yōu)化計(jì)算，結(jié)果如圖6所示。最小溫差從5 ℃增加至15 ℃，折合發(fā)電效率降低約0.1個(gè)百分點(diǎn)。最小溫差對(duì)后冷器換熱面積的影響較大，最小溫差為15 ℃時(shí)的換熱面積約為5 ℃時(shí)的64%。綜合考慮換熱面積與整機(jī)性能，設(shè)計(jì)時(shí)后冷器可以選擇較大的最小溫差約束，略降低循環(huán)折合發(fā)電效率同時(shí)可以大幅減小換熱面積。

圖6 后冷器最小溫差對(duì)HAT循環(huán)影響

省煤器中煙氣會(huì)發(fā)生冷凝，因此最小溫差出現(xiàn)在煙氣露點(diǎn)。如圖7為省煤器內(nèi)部溫度變化，A點(diǎn)為煙氣溫度降低至露點(diǎn)溫度，開(kāi)始發(fā)生冷凝。A至B的過(guò)程煙氣降溫同時(shí)水蒸氣凝結(jié)放出潛熱。

圖7 省煤器內(nèi)氣水溫度沿程變化圖

圖8為省煤器最小溫差變化對(duì)HAT循環(huán)的影響。省煤器性能對(duì)整個(gè)循環(huán)的效率影響較大，最小溫差減小10 ℃，折合發(fā)電效率增加約0.4個(gè)百分點(diǎn)，遠(yuǎn)大于后冷器性能的影響。因煙氣凝結(jié)換熱量較大，所需的換熱面積較大，最小溫差為5 ℃時(shí)換熱面積為219.5 m2。最小溫差為15 ℃時(shí)換熱面積為5 ℃的一半。綜合考慮，因省煤器性能對(duì)整機(jī)折合發(fā)電效率的影響較大，因此在設(shè)計(jì)時(shí)最小溫差選擇較小值。

圖8 省煤器最小溫差對(duì)HAT循環(huán)影響

進(jìn)排氣的壓損和各個(gè)部件的壓損變化均會(huì)對(duì)整個(gè)循環(huán)的效率產(chǎn)生影響。壓損的增加會(huì)導(dǎo)致循環(huán)做功減少、折合發(fā)電效率降低。為對(duì)比不同壓損的影響，計(jì)算分析了各壓損變化對(duì)循環(huán)的性能影響。表5為折合發(fā)電效率受壓損的影響，壓力損失每增加1%，循環(huán)效率降低0.2～0.3個(gè)百分點(diǎn)，透平至排煙出口的壓力損失對(duì)效率的影響大于透平前各部件壓力損失的影響。表6為壓損變化對(duì)折合發(fā)電功率的影響，從表中看出后冷器、回?zé)崞骼鋫?cè)和燃燒室的壓損變化對(duì)折合發(fā)電功率影響更大，因?yàn)橥钙竭M(jìn)口壓力變化不僅影響膨脹比，而且影響折合轉(zhuǎn)速。

表5 不同位置壓損對(duì)HAT循環(huán)折合發(fā)電效率影響

表6 不同位置壓損對(duì)HAT循環(huán)折合發(fā)電功率影響

5 HAT循環(huán)熱電聯(lián)供

5.1 熱電聯(lián)供系統(tǒng)流程

微型燃?xì)廨啓C(jī)在分布式的應(yīng)用中通常需要滿足供電與供熱的雙重需求。HAT循環(huán)應(yīng)用于熱電聯(lián)供(本文假設(shè)對(duì)外供熱水，回水溫度40 ℃，供水溫度60 ℃)時(shí)，在濕化器水出口后設(shè)置一個(gè)換熱器，用濕化器出口熱水加熱供熱用水，如圖9。供熱換熱器中外供熱水的流量對(duì)應(yīng)不同熱負(fù)荷。

圖9 HAT循環(huán)熱電聯(lián)供流程示意圖

模型中的水路換熱部件模型采用設(shè)計(jì)工況模型，并對(duì)不同熱負(fù)荷的循環(huán)進(jìn)行優(yōu)化。通過(guò)控制壓氣機(jī)出氣口放氣量維持壓氣機(jī)喘振裕度不低于15%。后冷器與省煤器出口水的接近點(diǎn)溫差為10 ℃。以省煤器和后冷器水流量與濕化器出口含濕量為優(yōu)化變量，以熱電聯(lián)供總效率最大為優(yōu)化目標(biāo)。優(yōu)化約束條件：后冷器的最小換熱溫差大于10 ℃，省煤器最小換熱溫差大于5 ℃。

回?zé)嵫h(huán)的熱電聯(lián)供是在回?zé)崞骱笤O(shè)置一個(gè)省煤器，用煙氣加熱供熱用水。根據(jù)供熱需求增加供熱水流量，直至省煤器最小溫差達(dá)到10 ℃。

5.2 熱電聯(lián)供優(yōu)化結(jié)果與分析

外供熱水流量為0時(shí)為純發(fā)電HAT循環(huán)，此時(shí)的折合發(fā)電功率與折合發(fā)電效率最大，分別為148.5 kW和29.66%。當(dāng)熱負(fù)荷需求增加時(shí)，須要提高濕化器出口水溫以將更多的熱量給外供熱水，濕化器空氣加濕量減小。對(duì)不同熱負(fù)荷工況優(yōu)化后得到熱力性能結(jié)果如圖10、圖11。從圖10中可以看出在熱電聯(lián)供時(shí)HAT循環(huán)可實(shí)現(xiàn)熱電聯(lián)供總功率高于回?zé)嵫h(huán)，HAT循環(huán)能夠滿足更高的熱負(fù)荷需求。熱電比小于1.6時(shí)HAT循環(huán)熱電聯(lián)供總效率更高。HAT 循環(huán)能夠?qū)崿F(xiàn)的熱電比范圍更大，供熱量也更大，HAT循環(huán)熱電聯(lián)供外供熱水流量最大為3.66 kg/s，對(duì)應(yīng)熱電比為2.8。熱電比最大時(shí)濕化器出口水溫增高到進(jìn)口水溫，濕化器不再工作，從后冷器與省煤器吸收的所有熱量均用于供熱，進(jìn)入燃燒室的空氣不再濕化。折合發(fā)電功率與效率為110.5 kW和22.9%，供熱功率為313.2 kW，熱電聯(lián)供效率為87.9%。因?yàn)楹罄淦饔袎簱p，并且從后冷器抽取了一部分能量用于供熱，所以該工況折合發(fā)電效率低于回?zé)嵫h(huán)的發(fā)電效率(24.8%)，但熱電聯(lián)供總效率高于回?zé)嵫h(huán)。

圖10 循環(huán)的熱電聯(lián)供功率

圖11 循環(huán)的熱電聯(lián)供效率

圖12是兩種循環(huán)在不同熱負(fù)荷時(shí)的效率變化圖。從圖中看出當(dāng)熱需求低于230 kW時(shí)，HAT循環(huán)熱電聯(lián)供的發(fā)電效率與熱電聯(lián)供總效率均高于回?zé)嵫h(huán)；當(dāng)熱負(fù)荷高于230 kW時(shí)，回?zé)嵫h(huán)的熱電聯(lián)供總效率高于HAT循環(huán)。HAT循環(huán)中后冷器可以將壓氣機(jī)出口壓縮氣體的部分低溫?zé)崃坑糜诠幔虼薍AT循環(huán)供熱的最大功率比回?zé)嵫h(huán)高約24 kW。

圖12 循環(huán)效率隨供熱量的變化

圖13是濕化器出口空氣加濕量隨不同熱電比的變化。最大的空氣加濕量為0.124 kg/s，供熱負(fù)荷增加時(shí)需要的濕化器出口水溫增高，對(duì)應(yīng)用于空氣濕化的熱量減少，所以空氣加濕量隨熱負(fù)荷的增加而減少，直至供熱量最大時(shí)空氣加濕量完全降為0。

圖13 HAT循環(huán)供熱時(shí)空氣加濕量

圖14為HAT循環(huán)中兩路熱水的流量隨著熱電比增加的變化圖。流經(jīng)省煤器的水流量從0.54 kg/s減少至0.36 kg/s，這是因?yàn)殡S著熱負(fù)荷增加，煙氣中的水蒸氣含量降低，煙氣比熱容降低，省煤器中回收的熱量降低，所需的水流量減少。流經(jīng)后冷器的水流量從0.33 kg/s增加到0.38 kg/s，是因?yàn)槿細(xì)廨啓C(jī)放氣量減少，后冷器中水路吸收熱量增加，對(duì)應(yīng)水流量增加。流經(jīng)濕化器的總的水流量逐漸減少，從0.87 kg/s減少至0.75 kg/s。

圖14 HAT循環(huán)供熱時(shí)水循環(huán)的流量

圖15為省煤器與后冷器換熱面積變化圖。省煤器所需換熱面積隨熱電比的增加而減小，是因?yàn)楣崃吭黾雍罂諝獾臐窕式档?，煙氣能夠被吸收的熱量減少，最小溫差不變的條件下所需換熱面積減小。整體而言省煤器的面積大約為200 m2，可以采用純發(fā)電設(shè)計(jì)得到省煤器尺寸。由于壓氣機(jī)出口放氣量減少，后冷器換熱量增加，換熱面積也略有增加但整體變化量不大，因此也可以直接使用純發(fā)電工況設(shè)計(jì)的后冷器。

圖15 HAT循環(huán)供熱各工況下的換熱面積

6 結(jié)論

本文以某百千瓦級(jí)回?zé)嵫h(huán)微型燃?xì)廨啓C(jī)為原型構(gòu)建HAT循環(huán)，分析了壓損與換熱溫差對(duì)循環(huán)影響，并對(duì)比分析了HAT循環(huán)與回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)熱電聯(lián)供性能，得到如下結(jié)論：

(1) 基于回?zé)嵫h(huán)燃?xì)廨啓C(jī)構(gòu)建的HAT循環(huán)折合發(fā)電效率可以達(dá)到29.66%，效率比回?zé)嵫h(huán)提高4.28個(gè)百分點(diǎn)，折合發(fā)電功率增加17.9%。

(2) 省煤器換熱溫差對(duì)HAT循環(huán)影響大于后冷器。在本文基本工況下，省煤器節(jié)點(diǎn)溫差增大10 ℃，折合發(fā)電效率降低0.4個(gè)百分點(diǎn)；后冷器節(jié)點(diǎn)溫差增大10 ℃，折合發(fā)電效率降低0.1個(gè)百分點(diǎn)。

(3) HAT循環(huán)的壓力損失每增加1%，循環(huán)效率降低0.2～0.3個(gè)百分點(diǎn)，透平至排煙出口的壓力損失對(duì)效率的影響大于透平前各部件壓力損失的影響。

(4) HAT循環(huán)的熱電比范圍為0～2.8，回?zé)嵫h(huán)的熱電比范圍為0～2.4；當(dāng)達(dá)到最大熱電比2.8時(shí)，HAT循環(huán)熱電聯(lián)供系統(tǒng)效率87.9%，供熱功率313.2 kW，折合發(fā)電功率110.5 kW；回?zé)嵫h(huán)達(dá)到最大熱電比2.4時(shí)，熱電聯(lián)供效率84.2%，供熱功率為292.8 kW，發(fā)電功率為122 kW。

(5) 當(dāng)熱電比為0～1.6時(shí)，HAT循環(huán)熱電聯(lián)供效率高于回?zé)嵫h(huán)；當(dāng)熱電比為1.6～2.4時(shí)，回?zé)嵫h(huán)效率高于HAT循環(huán)。