面向火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)仿真研究
作者：韓瑞 廖志榮 于博旭 徐超 巨星
單位：華北電力大學(xué)能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院
引用：韓瑞, 廖志榮, 于博旭, 等. 面向火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)仿真研究[J]. 儲(chǔ)能科學(xué)與技術(shù), 2023, 12(12): 3605-3615.
DOI：10.19799/j.cnki.2095-4239.2023.0547
本文亮點(diǎn)：1.重點(diǎn)分析了熱泵參數(shù)對(duì)熱泵性能系數(shù)（COP）和熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)往返效率（RTE）的影響 2.分析并比較了采用直接電加熱和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽兩種不同電轉(zhuǎn)熱形式的變工況系統(tǒng)效率。
摘 要 熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)將火電廠與儲(chǔ)能技術(shù)耦合，是實(shí)現(xiàn)機(jī)組靈活改造的有效途徑。該系統(tǒng)可采用新能源場(chǎng)站棄電或者電網(wǎng)低谷電直接或者通過(guò)熱泵循環(huán)間接加熱熔鹽，將電能轉(zhuǎn)化為高溫?zé)崮艽鎯?chǔ)，而后高溫熔鹽和鍋爐共同作為熱源來(lái)驅(qū)動(dòng)汽輪機(jī)發(fā)電，從而達(dá)到減少煤炭使用甚至替代鍋爐的目的。為探究部件參數(shù)變化對(duì)火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的效率影響規(guī)律，本工作首先在Aspen Plus平臺(tái)中搭建了熱泵循環(huán)、熔鹽蒸發(fā)器以及典型600 MW亞臨界燃煤機(jī)組等模塊構(gòu)成的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)熱力學(xué)模型。其次，分析了熱泵的循環(huán)工質(zhì)、有/無(wú)回?zé)嵋约安考P(guān)鍵參數(shù)對(duì)熱泵制熱效率及系統(tǒng)儲(chǔ)能特性的影響規(guī)律。最后，比較了直接電加熱和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽的兩種不同電轉(zhuǎn)熱形式的儲(chǔ)能系統(tǒng)變工況效率。研究結(jié)果表明，有回?zé)嵯到y(tǒng)的熱泵制熱系數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)往返效率均高于無(wú)回?zé)嵯到y(tǒng)；對(duì)于有回?zé)嵯到y(tǒng)，氬氣作為熱泵循環(huán)工質(zhì)的回?zé)崞鳠嶝?fù)荷最低，然而氮?dú)庾鳛闊岜醚h(huán)工質(zhì)時(shí)，儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率最高。在冷源溫度67 ℃、等熵效率0.9和機(jī)械效率1.0時(shí)，儲(chǔ)能系統(tǒng)額定工況的往返效率可達(dá)61.46%。此外，在額定工況下，采用熱泵的儲(chǔ)能系統(tǒng)相比于直接電加熱的系統(tǒng)往返效率提高了45.16%。本研究可為火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和分析提供理論指導(dǎo)。
關(guān)鍵詞 卡諾電池；火電廠改造；系統(tǒng)效率；熔鹽儲(chǔ)熱；數(shù)值模擬
隨著化石能源的逐步枯竭以及環(huán)境問(wèn)題的日益嚴(yán)重，傳統(tǒng)火力發(fā)電為主的能源供應(yīng)體系正逐步過(guò)渡到以風(fēng)能和太陽(yáng)能等清潔能源為主的新體系。為了緩解可再生能源高比例納入電網(wǎng)對(duì)電力系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行造成的沖擊，火電機(jī)組需靈活地變負(fù)荷來(lái)滿(mǎn)足供需平衡。耦合儲(chǔ)能技術(shù)的火電機(jī)組改造是實(shí)現(xiàn)機(jī)組靈活調(diào)峰的一種主要解決方案，其中，德國(guó)DLR學(xué)者提出可將火電機(jī)組改造成熔鹽卡諾電池(Carnot battery)的形式引起了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。
卡諾電池，又名熱泵儲(chǔ)電技術(shù)，由電轉(zhuǎn)熱(P2H)、儲(chǔ)電(TES)和熱轉(zhuǎn)電(H2P)三部分組成。面向火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)，即保留原有的發(fā)電循環(huán)作為熱轉(zhuǎn)電部分，新增電加熱/逆布雷頓循環(huán)等作為電轉(zhuǎn)熱部分，同時(shí)引入低成本的熔鹽儲(chǔ)熱作為大規(guī)模儲(chǔ)電部分。因改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)利用了現(xiàn)有的燃煤電廠，故減少了工程的前期投資成本，這種極具潛力的儲(chǔ)能系統(tǒng)有望成為大規(guī)模電力存儲(chǔ)的新型儲(chǔ)能系統(tǒng)，促進(jìn)電力系統(tǒng)對(duì)可再生能源發(fā)電的規(guī)?；{。
國(guó)內(nèi)外對(duì)熔鹽卡諾電池的研究主要涉及不同集成系統(tǒng)的構(gòu)建及效率分析、系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)可行性和調(diào)峰性能等方面。Vinnemeier等研究了以環(huán)境為熱源，有回?zé)釤岜貌煌h(huán)工質(zhì)時(shí)的熱泵性能，分析了熱泵集成不同類(lèi)型熱電廠的系統(tǒng)效率以及熱泵與電加熱器串聯(lián)的系統(tǒng)性能。Geyer等研究了電加熱熔鹽改造即將退役的煤電廠，分析了不同充放電時(shí)間、不同儲(chǔ)熱容量的改造成本和系統(tǒng)往返效率。Mahdi等集成了布雷頓循環(huán)熱泵、聚光太陽(yáng)能發(fā)電和光伏發(fā)電(PV-CSP)混合發(fā)電廠，分析比較了不同循環(huán)工質(zhì)對(duì)系統(tǒng)的影響，最后分析了不同集成模式下的熱泵性能和系統(tǒng)往返效率。Wang等將熔融鹽蓄熱系統(tǒng)集成到燃煤電廠，提出抽取主蒸汽或再熱蒸汽儲(chǔ)存熱量和循環(huán)蒸汽返回低壓汽輪機(jī)或冷凝器的四種集成模式，并分析了四種集成模式的調(diào)峰性能。赫廣迅等基于300 MW等級(jí)亞臨界參數(shù)燃煤電站向儲(chǔ)能電站轉(zhuǎn)型的應(yīng)用場(chǎng)景，搭建了超高溫?zé)岜眉叭埯}儲(chǔ)換熱系統(tǒng)，并系統(tǒng)性研究了循環(huán)壓力區(qū)間和低溫?zé)嵩礈囟葘?duì)超高溫?zé)岜弥茻嵯禂?shù)的影響。
上述文獻(xiàn)表明，火電廠改造熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的研究主要集中于不同儲(chǔ)能系統(tǒng)效率比較、系統(tǒng)成本分析和調(diào)峰性能三個(gè)方面，而對(duì)熱泵參數(shù)變化下的系統(tǒng)性能分析不深入且不全面。對(duì)此，本工作在Aspen Plus平臺(tái)中搭建了含電轉(zhuǎn)熱、儲(chǔ)電、熱轉(zhuǎn)電三個(gè)子系統(tǒng)的熔鹽卡諾電池。在驗(yàn)證模型之后，著重分析循環(huán)工質(zhì)、熱源入口溫度、壓縮機(jī)/膨脹機(jī)的等熵效率和機(jī)械效率以及冷源入口溫度等熱泵參數(shù)對(duì)熱泵性能系數(shù)(COP)的影響和熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)往返效率(RTE)的影響，最后分析并比較了直接電加熱和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽兩種不同電轉(zhuǎn)熱形式的儲(chǔ)能系統(tǒng)變工況效率。本研究可為面向火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和分析提供理論依據(jù)。
1 儲(chǔ)能系統(tǒng)物理及數(shù)學(xué)模型
1.1 熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)
如圖1所示，該系統(tǒng)主要由充電、儲(chǔ)電、放電三部分組成。充電部分所需要的電力可來(lái)源于太陽(yáng)能/風(fēng)能等新能源場(chǎng)站的棄電或電網(wǎng)的低谷電，通過(guò)由壓縮機(jī)C1、膨脹機(jī)T1、冷源換熱器Hc、回?zé)崞鱄r和熱源換熱器Hh組成的熱泵循環(huán)將電能高效地轉(zhuǎn)化為工質(zhì)的熱能；儲(chǔ)電部分中低溫熔鹽儲(chǔ)熱工質(zhì)經(jīng)過(guò)Hh被加熱成高溫熔鹽，并存儲(chǔ)在高溫熔鹽罐HT中，實(shí)現(xiàn)規(guī)?；瘍?chǔ)電；電轉(zhuǎn)熱部分則由典型的600 MW亞臨界朗肯循環(huán)火電廠構(gòu)成。詳細(xì)的系統(tǒng)儲(chǔ)/釋電流程及原理介紹如下。
圖1 基于火力電站改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)示意圖
（1）充電過(guò)程：電力驅(qū)動(dòng)熱泵循環(huán)壓縮機(jī)C1將工質(zhì)壓縮至高溫高壓狀態(tài)，高溫高壓工質(zhì)在熱源換熱器Hh和儲(chǔ)電介質(zhì)換熱，工質(zhì)溫度降低，將工質(zhì)熱量傳遞給儲(chǔ)電介質(zhì)。之后中溫循環(huán)工質(zhì)經(jīng)過(guò)回?zé)崞鱄r和冷源換熱器Hc出口的低溫循環(huán)工質(zhì)換熱，溫度進(jìn)一步降低，接著低溫高壓的循環(huán)工質(zhì)經(jīng)過(guò)膨脹機(jī)T1做功變?yōu)榈蜏氐蛪籂顟B(tài)。隨后，循環(huán)工質(zhì)進(jìn)入冷源換熱器Hc和冷源換熱，溫度升高，而后進(jìn)入回?zé)崞鱄r進(jìn)一步升溫，最后中溫低壓的工質(zhì)進(jìn)入壓縮機(jī)C1進(jìn)入下一次熱力循環(huán)。經(jīng)過(guò)上述熱泵循環(huán)，將電能轉(zhuǎn)化成儲(chǔ)電介質(zhì)的熱能，實(shí)現(xiàn)電轉(zhuǎn)熱。
（2）放電過(guò)程：高溫熔鹽罐HT中泵出的高溫熔鹽分為兩股，其中一股高溫熔鹽進(jìn)入過(guò)熱器SH和來(lái)自蒸發(fā)器EV的蒸汽進(jìn)行換熱，使得蒸汽達(dá)到所需的主蒸汽溫度，此過(guò)程蒸汽溫度升高，熔鹽溫度降低。隨后高溫高壓的蒸汽進(jìn)入高壓缸HPT，沖擊高壓缸HPT內(nèi)的轉(zhuǎn)子葉片，推動(dòng)軸承旋轉(zhuǎn)，在高壓缸HPT中將蒸汽的熱能轉(zhuǎn)換為轉(zhuǎn)子的機(jī)械能；另一股高溫熔鹽進(jìn)入再熱器RH和高壓缸HPT部分抽汽進(jìn)行換熱，使得蒸汽達(dá)到所需的再熱蒸汽溫度。此過(guò)程蒸汽溫度升高，熔鹽溫度降低，再熱后的部分高溫抽汽進(jìn)入中壓缸IPT。隨后在中壓缸IPT和低壓缸LPT中將蒸汽的熱能轉(zhuǎn)換為轉(zhuǎn)子的機(jī)械能。換熱后的兩股中溫熔鹽合并為一股進(jìn)入蒸發(fā)器EV和預(yù)熱器PH進(jìn)一步與低溫蒸汽換熱，溫度較低的低溫熔鹽回到低溫熔鹽罐TH中進(jìn)行下一次熱力循環(huán)。最后，通過(guò)發(fā)電機(jī)將機(jī)械能轉(zhuǎn)化為電能。上述放電過(guò)程中，高溫熔鹽用來(lái)驅(qū)動(dòng)朗肯循環(huán)發(fā)電，實(shí)現(xiàn)熱轉(zhuǎn)電。
需要補(bǔ)充說(shuō)明的是，實(shí)際應(yīng)用中，充電過(guò)程也可以通過(guò)直接電加熱熔鹽來(lái)完成，本工作后續(xù)會(huì)具體分析變工況下的電加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率的區(qū)別。此外，假如電站作為電力系統(tǒng)基礎(chǔ)負(fù)荷，鍋爐持續(xù)運(yùn)行時(shí)，當(dāng)電網(wǎng)處于谷電且鍋爐不能適時(shí)地變負(fù)荷來(lái)滿(mǎn)足供需平衡時(shí)，系統(tǒng)可通過(guò)適量抽取汽輪機(jī)中的蒸汽，并將高溫蒸汽熱量用來(lái)加熱熔鹽儲(chǔ)電工質(zhì)，減小汽輪機(jī)的輸出功率，以達(dá)到調(diào)峰和儲(chǔ)熱的作用。而當(dāng)電網(wǎng)處于峰電且鍋爐負(fù)荷不能實(shí)時(shí)地變負(fù)荷來(lái)滿(mǎn)足供需平衡時(shí)，可通過(guò)釋放高溫儲(chǔ)罐中的熱鹽與鍋爐共同作用，來(lái)增加汽輪機(jī)的輸出功率。由于本工作重點(diǎn)討論熱泵循環(huán)的關(guān)鍵參數(shù)影響，因此下述分析中熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的鍋爐均無(wú)負(fù)載，不參加儲(chǔ)能過(guò)程。
1.2 儲(chǔ)能系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型
在建立能量分析過(guò)程中，本工作設(shè)立幾點(diǎn)假設(shè)：
① 其中忽略換熱器和管道的壓降；
② 所有操作過(guò)程均達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)；
③ 壓縮過(guò)程和膨脹過(guò)程均是絕熱；
④ 放電過(guò)程中膨脹機(jī)的等熵效率和機(jī)械效率是恒定的。
1.2.1 儲(chǔ)電部分
初始循環(huán)工質(zhì)為氬氣，無(wú)回?zé)岬臒岜醚h(huán)壓比為12.4，壓縮機(jī)與膨脹機(jī)的等熵效率為0.88、機(jī)械效率為0.98；有回?zé)岬臒岜醚h(huán)壓比為3，壓縮機(jī)與膨脹機(jī)的等熵效率為0.88、機(jī)械效率為0.98。壓縮機(jī)出口溫度均為589 ℃，冷源入口溫度均為27 ℃，熔鹽入口和出口溫度分別為290 ℃和560 ℃。
壓縮機(jī)出口壓力、壓縮機(jī)出口溫度、壓縮機(jī)耗功為：
式中，pcomp,out為壓縮機(jī)出口壓力，Pa；βcomp為壓縮機(jī)壓比；pcomp,in為壓縮機(jī)入口壓力，Pa；Tcomp,out為壓縮機(jī)出口溫度，K；Tcomp,in為壓縮機(jī)入口溫度，K；n為多變指數(shù)；Wcomp為壓縮機(jī)功率，kW；m為質(zhì)量流量，kg/s；hcomp,out為壓縮機(jī)出口比焓，kJ/kg；hcomp,in為壓縮機(jī)入口比焓，kJ/kg。
膨脹機(jī)出口壓力、膨脹機(jī)出口溫度、膨脹機(jī)做功為：
式中，ptur,out為膨脹機(jī)出口壓力，Pa；βtur為膨脹機(jī)壓比；ptur,in為膨脹機(jī)入口壓力，Pa；Ttur,out為膨脹機(jī)出口溫度，K；Ttur,in為膨脹機(jī)入口溫度，K；n為多變指數(shù)；Wtur為膨脹機(jī)功率，kW；htur,out為膨脹機(jī)出口比焓，kJ/kg；htur,in為膨脹機(jī)入口比焓，kJ/kg。
換熱器能量平衡方程為：
式中，m1為熱流股質(zhì)量流量，kg/s；m2為冷流股質(zhì)量流量，kg/s；h1,in為熱流股入口比焓，kJ/kg；h1,out為熱流股出口比焓，kJ/kg；h2,in為冷流股入口比焓，kJ/kg；h2,out為冷流股出口比焓，kJ/kg。
1.2.2 放電部分
汽輪機(jī)等熵膨脹過(guò)程中做功為：
式中，Wj為機(jī)組j的等熵膨脹輸出功率，kW；ηs為等熵效率；ηm為機(jī)械效率；m為進(jìn)入各機(jī)組的工質(zhì)流量；圖片為等效焓降，kJ/kg。
整個(gè)汽輪機(jī)的出力可通過(guò)累加得到：
式中，W即為整個(gè)汽輪機(jī)的輸出功率，kW。
鍋爐換熱模型為：
式中，Qb為鍋爐熱負(fù)荷，kJ/s；m為質(zhì)量流量，kg/s；H為焓值，kJ/kg；ms為主蒸汽；rh為再熱蒸汽；crh為再熱冷端蒸汽；bfw為鍋爐給水。
加熱器模型為：
式中，hj為j級(jí)抽汽比焓，kJ/kg；hd, j為j級(jí)加熱器疏水比焓，kJ/kg；hw, j為j級(jí)加熱器出口水比焓，kJ/kg；h圖片為j級(jí)加熱器進(jìn)口水比焓，kJ/kg；Ej為j級(jí)加熱器的類(lèi)型。
1.2.3 系統(tǒng)性能指標(biāo)
充電熱泵循環(huán)性能通過(guò)制熱系數(shù)(COP)來(lái)衡量，其定義為熱泵的供熱量與運(yùn)行消耗的功量之比，即
汽輪機(jī)組熱耗率q0是指汽輪發(fā)電機(jī)組每發(fā)一千瓦時(shí)電量耗用的熱量，反映汽輪發(fā)電機(jī)組熱力循環(huán)的完善程度，表示為：
式中，q0為機(jī)組熱耗率；D為流量，t/h；h為焓值，MJ/t；ms為主蒸汽；rh為再熱蒸汽；jw為減溫水；crh為再熱冷端蒸汽；bfw為鍋爐給水。
汽輪機(jī)的絕對(duì)電效率ηe為：
機(jī)組總熱效率η機(jī)組的定義為機(jī)組總發(fā)電量與鍋爐輸入燃料熱值之比，即
式中，B為鍋爐燃料量，t/h；QLHV為燃料的低位發(fā)熱量，kJ/kg。
儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率RTE可以通過(guò)能量的總輸出與能量的總輸入之比來(lái)表示，在穩(wěn)態(tài)的情況下，可以考慮為幾個(gè)部件效率的累積[10]，即
2 模型驗(yàn)證與參數(shù)分析
2.1 系統(tǒng)建模與驗(yàn)證
本工作在Aspen Plus平臺(tái)中分別搭建了熱泵、熔鹽蒸發(fā)器和燃煤電廠等子系統(tǒng)，模擬獲得系統(tǒng)的熱力參數(shù)及性能。對(duì)于發(fā)電部分，研究對(duì)象是國(guó)產(chǎn)亞臨界600 MW機(jī)組，型號(hào)為N600-16.7/537/537，機(jī)組回?zé)岵捎谩叭?、四低、一除氧”。?duì)于汽輪機(jī)部分，流程組分選擇Water工質(zhì)，物性方法選擇STEAM-TA。為驗(yàn)證Aspen軟件模擬火電廠熱力性能的準(zhǔn)確性，對(duì)三種典型工況(100%額定工況、75%額定工況和30%額定工況)進(jìn)行了模擬，將三個(gè)工況下汽輪機(jī)的電功率、熱耗率及熱效率等熱力指標(biāo)與設(shè)計(jì)值進(jìn)行了對(duì)比，見(jiàn)表1。結(jié)果表明，模擬值與電廠的汽輪機(jī)設(shè)計(jì)值具有高度的一致性，不同工況下的電功率、熱耗率和熱效率模擬值與設(shè)計(jì)值誤差均低于0.1%。上述對(duì)比表明，本工作模型具有較高的準(zhǔn)確性。
表1 典型工況下系統(tǒng)熱力指標(biāo)與模擬值對(duì)比
對(duì)于熔鹽蒸發(fā)器系統(tǒng)，換熱器用HeatX模塊進(jìn)行搭建，換熱器熔鹽側(cè)物性選擇WILSON，汽水側(cè)選擇STEAM-TA。熔鹽蒸發(fā)器中熔鹽側(cè)和汽水側(cè)的溫度和流量等參數(shù)見(jiàn)表2。此模型和文獻(xiàn)[21]關(guān)系吻合。
表2 熔鹽蒸發(fā)器熱力參數(shù)
對(duì)于熱泵系統(tǒng)，循環(huán)工質(zhì)選用氬氣、儲(chǔ)熱介質(zhì)選擇太陽(yáng)鹽(60% NaNO3-40% KNO3)，另一側(cè)介質(zhì)選用甲醇的無(wú)回?zé)岬哪Ｐ团c文獻(xiàn)[22]進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，結(jié)果見(jiàn)表3。結(jié)果表明，熱泵模型具有較高的準(zhǔn)確性。
表3 熱泵參數(shù)對(duì)比
2.2 熱泵參數(shù)影響分析
由于熱泵的設(shè)計(jì)對(duì)充電和整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率起著決定性的作用。因此，本節(jié)分析有回?zé)岷蜔o(wú)回?zé)岬臒岜脴?gòu)型及熱泵參數(shù)對(duì)熱泵制熱系數(shù)和整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)效率的影響規(guī)律。本工作首先分析不同熱泵循環(huán)工質(zhì)的影響并確定合適的循環(huán)工質(zhì)；而后分析熱泵熱源入口溫度的影響，確定熔鹽進(jìn)出口溫度，進(jìn)而確定熱泵制熱量。在此基礎(chǔ)上分析熱泵循環(huán)中壓縮機(jī)/膨脹機(jī)的等熵效率/機(jī)械效率、冷源入口溫度、壓縮機(jī)入口溫度和熱泵工質(zhì)流量的影響規(guī)律。
為了控制變量的原則，在各變量的參數(shù)分析過(guò)程中，系統(tǒng)其他固定變量的取值匯總?cè)绫?所示。
表4 熱泵參數(shù)中變量和固定變量的取值匯總表
2.2.1 循環(huán)工質(zhì)
由于循環(huán)工質(zhì)的物理性質(zhì)不同，工質(zhì)的選取會(huì)直接影響熱泵的制熱系數(shù)和整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)效率。本研究選取了氬氣、氮?dú)夂投趸嫉?種代表性氣體作為熱泵系統(tǒng)中的循環(huán)工質(zhì)。計(jì)算過(guò)程中，系統(tǒng)有回?zé)崆义仩t無(wú)負(fù)載，壓縮機(jī)的壓比為3，壓縮機(jī)出口溫度為589 ℃，冷源入口溫度均為27 ℃，熱源換熱器Hh熔鹽側(cè)進(jìn)出口溫度分別為290 ℃和560 ℃。表5給出了3種熱泵循環(huán)的工質(zhì)流量、COP、回?zé)崞鳠嶝?fù)荷Qr及儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE的模擬結(jié)果。結(jié)果表明，氬氣、氮?dú)夂投趸甲鳛檠h(huán)工質(zhì)時(shí)，熱泵COP分別為1.299、1.306和1.296，儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE分別為56.73%、57.03%和56.60%，結(jié)果區(qū)別并不明顯。
表5 不同工質(zhì)類(lèi)型對(duì)熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響
然而，三者的壓縮機(jī)入口溫度分別為261.5 ℃、350 ℃和432 ℃，回?zé)崞鳠嶝?fù)荷Qr分別為883.02 MW、1508.07 MW和2552.38 MW。氮?dú)饪梢钥醋麟p原子理想氣體，比熱容比為1.40；氬氣作為單原子氣體，比熱容比為1.66。根據(jù)式(7)可得，當(dāng)冷股入口溫度一定時(shí)，出口溫度越低，焓值越低，熱負(fù)荷越低，所以氬氣作為熱泵循環(huán)工質(zhì)時(shí)回?zé)崞鳠嶝?fù)荷Qr最低。在參考文獻(xiàn)[10]及本工作研究結(jié)果后，本工作后續(xù)分析中熱泵系統(tǒng)的循環(huán)工質(zhì)選擇氬氣。
2.2.2 熱源入口溫度
當(dāng)熔鹽出口溫度一定時(shí)，為了維持能量平衡，熔鹽入口溫度的變化會(huì)導(dǎo)致循環(huán)工質(zhì)側(cè)出口溫度、熱源換熱器制熱量Qh以及膨脹機(jī)T1做功量Wt變化，從而會(huì)導(dǎo)致熱泵的制熱系數(shù)和整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)效率的變化。圖2依次為無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)釙r(shí)熔鹽入口溫度對(duì)熱泵COP的影響。從圖2可以看出，熱泵COP隨著熔鹽入口溫度的升高而降低。由圖2(a)和(b)可得，熔鹽入口溫度從285 ℃升高到320 ℃時(shí)，無(wú)回?zé)嵯到y(tǒng)循環(huán)凈功W0從896.75 MW減少到820.25 MW，熱泵COP下降了0.05。有回?zé)嵯到y(tǒng)的熱源回?zé)崞鳠嶝?fù)荷Qh從1097.22 MW大幅減少到959.15 MW，循環(huán)凈功從820.25 MW減少到773.49 MW，熱泵COP下降了0.1?？梢钥闯觯埯}入口溫度對(duì)有回?zé)嵯到y(tǒng)的熱泵COP影響波動(dòng)更大。熔鹽入口溫度的變化會(huì)影響熔鹽蒸發(fā)器模塊中蒸汽的出口溫度的變化，導(dǎo)致汽輪機(jī)效率的變化?？紤]到本工作所用的二元硝酸鹽的工作溫度，后續(xù)研究中Hh熔鹽側(cè)進(jìn)、出口溫度分別為290 ℃和560 ℃。
圖2 熔鹽入口溫度T0對(duì)熱泵COP的影響(a) 無(wú)回?zé)幔?b) 有回?zé)?
2.2.3 壓縮機(jī)/膨脹機(jī)等熵效率
實(shí)際壓縮機(jī)和膨脹機(jī)工作時(shí)一般多為多變過(guò)程，隨著壓縮/膨脹過(guò)程的等熵效率的變化，壓縮機(jī)C1的功耗Wcomp和膨脹機(jī)T1的做功Wtur也在發(fā)生變化，從而會(huì)導(dǎo)致熱泵系統(tǒng)的COP和整個(gè)系統(tǒng)往返效率的變化。圖3依次給出了無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)釙r(shí)壓縮機(jī)/膨脹機(jī)等熵效率的變化對(duì)熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響。由圖3(a)和(b)可得，熱泵的COP隨著等熵效率的升高而迅速升高，基本呈線性關(guān)系。當(dāng)壓縮機(jī)等熵效率為0.90，膨脹機(jī)等熵效率由0.86增大到0.90時(shí)，無(wú)回?zé)釤岜肅OP從1.15提高到了1.21，有回?zé)釤岜肅OP從1.30提高到1.37；而當(dāng)膨脹機(jī)等熵效率為0.90，壓縮機(jī)等熵效率由0.86提高到0.90時(shí)，無(wú)回?zé)釤岜肅OP從1.16提高到了1.21，有回?zé)釤岜肅OP從1.27提高到了1.37。因此可得，無(wú)回?zé)釙r(shí)膨脹機(jī)的等熵效率對(duì)熱泵COP的影響大于壓縮機(jī)；有回?zé)釙r(shí)則是壓縮機(jī)等熵效率的影響更大。由圖3(c)可得，隨著等熵效率從0.86提高到0.90，無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)醿?chǔ)能系統(tǒng)RTE分別從47.89%、54.23%提高到52.93%、57.93%。這表明等熵效率的變化對(duì)無(wú)回?zé)岬膬?chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響更大。
圖3 壓縮機(jī)/膨脹機(jī)等熵效率ηl對(duì)熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響(a) 無(wú)回?zé)幔?b) 有回?zé)幔?c) 往返效率
2.2.4 壓縮機(jī)/膨脹機(jī)機(jī)械效率
軸承摩擦、空氣阻力等導(dǎo)致壓縮機(jī)/膨脹機(jī)機(jī)械效率下降會(huì)直接影響熱泵儲(chǔ)熱過(guò)程中輸入/輸出的軸功和儲(chǔ)能過(guò)程的功量，從而影響整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率。圖4依次給出了無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)釙r(shí)壓縮機(jī)/膨脹機(jī)機(jī)械效率的變化對(duì)熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響。由圖4(a)和(b)可得，熱泵的COP隨著機(jī)械效率的升高而升高。當(dāng)壓縮機(jī)機(jī)械效率為1.00，膨脹機(jī)機(jī)械效率從0.95增加到1.00時(shí)，無(wú)回?zé)釤岜肅OP從1.14提高到了1.21，有回?zé)釤岜肅OP從1.30提高到1.37。而當(dāng)膨脹機(jī)機(jī)械效率為1.00，壓縮機(jī)機(jī)械效率由0.95提高到1.00時(shí)，無(wú)回?zé)釤岜肅OP從1.08提高到了1.21，有回?zé)釤岜肅OP從1.23提高到了1.37。因此可得，無(wú)/有回?zé)釅嚎s機(jī)的機(jī)械效率對(duì)熱泵COP的影響均大于膨脹機(jī)。由圖4(c)可得，隨著機(jī)械效率從0.95提高到1.00，無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)嵯到y(tǒng)RTE分別從44.79%、52.61%提高到52.93%、57.93%。這表明機(jī)械效率的變化對(duì)無(wú)回?zé)岬膬?chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響更大。
圖4 壓縮機(jī)/膨脹機(jī)機(jī)械效率ηm對(duì)熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響(a) 無(wú)回?zé)幔?b) 有回?zé)幔?c) 往返效率
2.2.5 冷源入口溫度
冷源入口溫度的變化會(huì)對(duì)冷源換熱器熱負(fù)荷Qc以及循環(huán)工質(zhì)出口溫度有一定影響，會(huì)影響壓縮機(jī)/膨脹機(jī)的耗功/做功量，進(jìn)而影響整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率。圖5依次給出了無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)釙r(shí)冷源入口溫度的變化對(duì)熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響。由圖5(a)和(b)可得，熱泵的COP隨著冷源入口溫度的升高而升高。無(wú)回?zé)釙r(shí)，冷源入口溫度從17 ℃提高到67 ℃，循環(huán)工質(zhì)的溫度也隨之升高，不再需要很大的壓比即可達(dá)到所需的溫度，壓縮機(jī)壓比從13.5降到了9.12。有回?zé)釙r(shí)，為了控制變量，保證壓縮機(jī)出口溫度不變，當(dāng)冷源溫度從17 ℃提高到67 ℃，回?zé)崞鞑辉傩枰芨叩臒嶝?fù)荷即可達(dá)到壓縮機(jī)入口所需的溫度，回?zé)崞髫?fù)荷從921.67 MW降到了734.87 MW。由圖5(c)可得，隨著冷源入口溫度從17 ℃提高到67 ℃，無(wú)回?zé)岷陀谢責(zé)嵯到y(tǒng)RTE分別從52.18%、57.03%提高到56.73%、61.46%。這表明適當(dāng)?shù)靥岣呃湓吹娜肟跍囟瓤梢蕴岣邿岜肅OP和儲(chǔ)能系統(tǒng)的RTE。
圖5 冷源入口溫度T1對(duì)熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響(a) 無(wú)回?zé)幔?b) 有回?zé)幔?c) 往返效率
2.2.6 壓縮機(jī)入口溫度
壓縮機(jī)入口溫度改變會(huì)導(dǎo)致壓縮機(jī)耗功變化，同時(shí)回?zé)崞鞒隹谘h(huán)工質(zhì)的溫度也會(huì)隨之變化，導(dǎo)致膨脹機(jī)做功和凈功發(fā)生改變，從而影響整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率。圖6為有回?zé)釙r(shí)熱泵壓縮機(jī)入口溫度對(duì)熱泵COP和RTE的影響。由圖6可得，熱泵的COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)的RTE隨著熱泵循環(huán)工質(zhì)流量的增加而降低。當(dāng)壓縮機(jī)入口溫度從261.5 ℃升高到298 ℃，循環(huán)凈功W0從811.75 MW增加到867 MW，熱泵COP從1.37下降到了1.24，儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE從57.92%下降到了54.23%。由此可知，當(dāng)熱泵壓縮機(jī)壓比一定時(shí)，在滿(mǎn)足制熱量的范圍內(nèi)，適時(shí)地降低熱泵壓縮機(jī)入口溫度，可以提高熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)的RTE。
圖6 壓縮機(jī)入口溫度T2對(duì)熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE的影響
2.2.7 循環(huán)工質(zhì)流量
循環(huán)工質(zhì)流量的變化會(huì)導(dǎo)致壓縮機(jī)/膨脹機(jī)的耗功/做功量的變化，進(jìn)而影響整個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的往返效率。圖7為有回?zé)釙r(shí)熱泵循環(huán)工質(zhì)流量對(duì)熱泵COP和RTE的影響。由圖7可得，當(dāng)循環(huán)工質(zhì)流量從6800 kg/s提高到7225 kg/s，熱泵系統(tǒng)的循環(huán)凈功W0從811.75 MW增加到845.75 MW，熱泵COP從1.37降低到1.27，儲(chǔ)能系統(tǒng)RTE從57.92%降低到55.59%。由此可知，在滿(mǎn)足制熱需求的同時(shí)，適當(dāng)?shù)販p小熱泵的循環(huán)工質(zhì)流量，可提高熱泵COP和儲(chǔ)能系統(tǒng)的RTE，甚至可以提高系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性。
圖7 循環(huán)工質(zhì)流量m0對(duì)熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響
2.3 電加熱/熱泵儲(chǔ)能系統(tǒng)對(duì)比
圖8為鍋爐無(wú)負(fù)載時(shí)，汽輪機(jī)額定工況(100% THA)、75%額定工況(75% THA)和30%額定工況(30% THA)三種工況下直接采用電加熱熔鹽和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽的兩種不同卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的效率和同等工況下原燃煤電廠的效率對(duì)比。其中，燃煤電廠的鍋爐熱效率為0.91，電加熱效率為0.97，熱泵COP為1.41。由圖8可得，汽輪機(jī)100% THA時(shí)，電加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率分別可達(dá)到42.34%和61.46%；汽輪機(jī)75% THA時(shí)，電加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率分別為40.89%和59.31%；汽輪機(jī)30% THA時(shí)，電加熱熔鹽儲(chǔ)能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽儲(chǔ)能系統(tǒng)效率分別為37.56%和54.49%。不同工況下利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率最高，其次是電加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)，由于電加熱的效率高于鍋爐的效率，所以原燃煤電廠效率最低。因此可得，熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)在燃煤電廠改造成儲(chǔ)能電站方面有著極大的發(fā)展?jié)摿Α?
圖8 燃煤電廠(CFPP)、電加熱儲(chǔ)能系統(tǒng)(EH)、熱泵儲(chǔ)能系統(tǒng)(HP)效率對(duì)比
3 結(jié)論
本工作搭建了面向火電站改造的熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)，模擬了儲(chǔ)能系統(tǒng)的熱力學(xué)分析模型，探究了熱泵部件參數(shù)對(duì)熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的影響規(guī)律，并對(duì)比了不同工況下利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽和電加熱熔鹽卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)的效率。本工作的主要結(jié)論如下：
（1）儲(chǔ)能系統(tǒng)電轉(zhuǎn)熱部分的熱泵循環(huán)工質(zhì)采用氮?dú)鈺r(shí)，熱泵制熱系數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)效率最高，分別為1.306和57.03%；采用氬氣時(shí)，熱泵制熱系數(shù)較高，回?zé)崞鳠嶝?fù)荷最低，分別為1.299和883.02 MW；而采用二氧化碳時(shí)，熱泵制熱系數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)效率最低，分別為1.296和56.90%。當(dāng)氬氣循環(huán)工質(zhì)流量為6800 kg/s，等熵效率為0.9，機(jī)械效率為1.0，冷源溫度為67 ℃時(shí)，熱泵制熱系數(shù)為1.41，儲(chǔ)能系統(tǒng)效率達(dá)到61.46%。
（2）提高等熵效率、機(jī)械效率和冷源入口溫度有助于增大熱泵制熱系數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)效率，而增加循環(huán)工質(zhì)流量和壓縮機(jī)入口溫度則會(huì)降低熱泵制熱系數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)效率。其中，壓縮機(jī)/膨脹機(jī)的機(jī)械效率對(duì)系統(tǒng)的熱泵制熱系數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)效率影響最大，冷源入口溫度、熱源入口溫度和壓縮機(jī)/膨脹機(jī)的等熵效率的影響次之，循環(huán)工質(zhì)流量、壓縮機(jī)入口溫度影響較小，在制熱量一定的前提下循環(huán)種類(lèi)的影響最小。
（3）在額定工況下，利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽比電加熱熔鹽的卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率提高了45.16%；在75%額定工況下，利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽比電加熱熔鹽的卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率提高了45.05%；在30%額定工況下，利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽比電加熱熔鹽的卡諾電池儲(chǔ)能系統(tǒng)效率提高了45.07%。
符號(hào)說(shuō)明
符號(hào) —— 符號(hào)說(shuō)明
CFPP —— 燃煤電廠
COP —— 熱泵制熱效率
CT —— 冷卻塔
EH —— 電加熱
EV —— 蒸發(fā)器
G —— 發(fā)電機(jī)
H2P —— 電轉(zhuǎn)熱
h —— 焓值，kJ/kg
Hc —— 冷源換熱器
Hh —— 熱源換熱器
Hr —— 回?zé)崞?
HP —— 熱泵
HPT —— 高壓缸
Hj —— 第j級(jí)加熱器
IPT —— 中壓缸
LPT —— 低壓缸
m —— 質(zhì)量流量，kg/s
MSEV —— 熔鹽蒸發(fā)器
P2H —— 熱轉(zhuǎn)電
PH —— 預(yù)熱器
Q —— 熱量，kW
RH —— 再熱器
RTE —— 往返效率，%
SH —— 過(guò)熱器
TES —— 儲(chǔ)熱
T —— 溫度，K
W —— 功，kW
W0 —— 凈功，kW
ηm —— 機(jī)械效率，%
ηl —— 等熵效率
—— 壓比
下角標(biāo)
in —— 入口
out —— 出口
comp —— 壓縮
tur —— 膨脹
