摘要
冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)具有能源利用效率高、運(yùn)行調(diào)節(jié)靈活的優(yōu)點(diǎn)。設(shè)計(jì)了耦合儲(chǔ)能電池的冷熱電聯(lián)供一體化系統(tǒng)，建立了關(guān)鍵部件的精細(xì)化數(shù)學(xué)模型，研究了壓氣機(jī)和透平的效率、環(huán)境溫度對(duì)聯(lián)供系統(tǒng)性能的影響。針對(duì)典型制冷和供熱工況，研究了耦合電池儲(chǔ)能的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)全工況熱力性能、儲(chǔ)能電池的充放電特性。結(jié)果表明：環(huán)境溫度對(duì)冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)性能具有較大的影響，其最大供熱量隨著環(huán)境溫度的降低而下降，最大供冷量隨著環(huán)境溫度的升高而下降。制冷模式下，冷負(fù)荷、電負(fù)荷全天波動(dòng)較大，全天平均冷、電負(fù)荷僅為額定功率的39.9%左右，全天平均能源利用系數(shù)為0.712。供熱模式下，典型日全天燃機(jī)循環(huán)的發(fā)電效率、供熱系數(shù)以及能源利用系數(shù)波動(dòng)很小，且均高于制冷模式下相應(yīng)的指標(biāo)。
1 聯(lián)供系統(tǒng)一體化設(shè)計(jì)
耦合儲(chǔ)能電池的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)如圖1所示，主要包括1 MW級(jí)燃?xì)廨啓C(jī)、熱泵、儲(chǔ)能電池等設(shè)備。聯(lián)供系統(tǒng)采用“以冷定電”或“以熱定電”方式調(diào)整運(yùn)行工況，即根據(jù)冷、熱負(fù)荷調(diào)控燃機(jī)出力。當(dāng)燃機(jī)最大出力低于電負(fù)荷需求時(shí)，將由儲(chǔ)能電池補(bǔ)充；當(dāng)燃機(jī)最大出力高于電負(fù)荷需求時(shí)，儲(chǔ)能電池充電以消納富余的電量。
圖1 耦合儲(chǔ)能電池的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)
Fig.1 The CCHP system with coupled energy storage batteries
如圖1所示，設(shè)置回?zé)崞饕灶A(yù)熱進(jìn)入燃燒室的空氣。利用熱管型溴化鋰吸收式制冷/熱泵機(jī)組對(duì)燃機(jī)排氣余熱進(jìn)行回收，在分離式熱管換熱器中將煙氣余熱傳遞給溴化鋰溶液。分離式熱管換熱器由蒸發(fā)段和凝結(jié)段組成，具有換熱性能好、使用壽命長(zhǎng)、成本低等優(yōu)點(diǎn)。在蒸發(fā)段，熱管中的工作液體被加熱成蒸汽，并經(jīng)汽導(dǎo)管上升至凝結(jié)段；在凝結(jié)段，蒸汽被管外的溴化鋰稀溶液冷凝成工作液體，并沿液導(dǎo)管下降到蒸發(fā)段。如此不斷循環(huán)以達(dá)到傳輸熱量的目的。
如圖1所示，在發(fā)生器中溴化鋰稀溶液被燃機(jī)排氣余熱加熱，分離出的冷劑蒸汽進(jìn)入冷凝器，放出的熱量用于供熱。溴化鋰濃溶液流出發(fā)生器后，經(jīng)溶液熱交換器進(jìn)入吸收器，來(lái)自蒸發(fā)器的水蒸氣在吸收器中被溴化鋰濃溶液吸收，吸收過(guò)程的放熱量也用于供熱。冷凝器內(nèi)的凝結(jié)水節(jié)流后進(jìn)入蒸發(fā)器，被冷媒水加熱成飽和蒸汽，并進(jìn)入吸收器被溴化鋰濃溶液吸收。放熱后的冷媒水溫度降低，在夏季可用于給冷用戶供冷。
為便于供熱工況和制冷工況的切換，冷熱電聯(lián)供一體化系統(tǒng)設(shè)有8個(gè)切換閥門。在冬季供熱工況，閥門V1、V2、V7、V8打開(kāi)，閥門V3、V4、V5、V6關(guān)閉；在夏季制冷工況，則反之。
2 冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型
采用模塊化建模技術(shù)，建立了冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)關(guān)鍵部件的數(shù)學(xué)模型，基于GenSystem開(kāi)發(fā)了透平、壓氣機(jī)、燃燒室、回?zé)崞鳌?chǔ)能電池、熱泵等部件的算法庫(kù)。
2.1 壓氣機(jī)
常用壓氣機(jī)通用特性曲線描述其特性。但是出于技術(shù)保密等原因，很難直接從生產(chǎn)廠家獲得壓氣機(jī)的結(jié)構(gòu)參數(shù)及單體性能，這給冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的建模造成了困難。為此，基于已知的通用特性曲線，利用廠家提供的設(shè)計(jì)參數(shù)和運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行修正，從而較準(zhǔn)確得到了壓氣機(jī)的變工況性能，大大提高了建模精度，如圖2所示。圖2中：m為壓氣機(jī)進(jìn)口流量，kg/s；n為轉(zhuǎn)速，r/min；ε為總壓比；ηc為等熵效率；T1、p1分別為進(jìn)口總溫(K)和進(jìn)口總壓(Pa)；mc為折合流量；nc為折合轉(zhuǎn)速；εdesign、mcdesign分別為ε和mc的設(shè)計(jì)值。
圖2 壓氣機(jī)通用特性曲線
Fig.2 General performance curves of compressor
將圖2中曲線擬合為
式中：f、g分別為ε和ηc的擬合函數(shù)。
壓氣機(jī)出口溫度T2為
式中：k為絕熱指數(shù)。
壓氣機(jī)出口壓力p2為
壓氣機(jī)耗功Wc為
式中：m1、m2分別為壓氣機(jī)進(jìn)、出口流量，kg/s；h1、h2分別為壓氣機(jī)進(jìn)、出口焓，kJ/kg。
2.2 燃燒室
根據(jù)質(zhì)量守恒，燃燒室出口燃?xì)饬髁縨3為
式中：mf為燃料量，kg/s。
燃燒室出口燃?xì)鈮毫3為
式中：σcb為燃燒室總壓恢復(fù)系數(shù)，取98%。
根據(jù)能量平衡，燃料量mf為
式中：ηcb為燃燒室熱效率，取99.5%；h3為燃燒室出口燃?xì)忪剩琸J/kg；hf為天然氣焓，kJ/kg；ql為低位發(fā)熱量，kJ/kg。
2.3 燃?xì)馔钙?/strong>
根據(jù)圖1，燃燒室出口燃?xì)饬髁考礊橥钙竭M(jìn)口燃?xì)饬髁?，其值m3還可由弗留格爾公式進(jìn)行計(jì)算，即
式中：T3為透平進(jìn)口溫度，K；p3為透平進(jìn)口壓力，Pa；m3d、T3d、p3d分別為m3、T3、p3設(shè)計(jì)工況值。
透平出口壓力p4為
式中：pa為大氣壓力；σex為排氣的總壓保持系數(shù)。
根據(jù)燃?xì)膺M(jìn)口狀態(tài)及透平等熵效率ηt，燃?xì)獬隹陟蔴4為
式中：h4s為燃?xì)廨啓C(jī)等熵膨脹焓。
透平輸出功Wt為
2.4 換熱器
回?zé)崞?、溶液熱交換器、冷凝器和蒸發(fā)器本質(zhì)上均為換熱器?；?zé)崞鲗儆跉鈿鈸Q熱器，溶液熱交換器屬于液液換熱器，其典型換熱過(guò)程如圖3 a)所示；冷凝器和蒸發(fā)器屬于有相變的換熱器，其典型換熱過(guò)程如圖3 b)所示。圖3中：th1、th2分別為熱流體進(jìn)出口溫度；tc1、tc2分別為冷流體進(jìn)出口溫度。
圖3 換熱過(guò)程示意
Fig.3 Schematic diagram of heat transfer process
根據(jù)傳熱方程，換熱器內(nèi)的傳熱量Qht為
式中：?tm為對(duì)數(shù)平均溫差，℃；k為傳熱系數(shù)，kJ/(m2K)；F為傳熱面積，m2；?tmax為（th1–tc2）和（th2–tc1）兩者中之大者；?tmin為（th1–tc2）和（th2–tc1）兩者中之小者。
傳熱系數(shù)k為
式中：αh、αc分別為熱側(cè)和冷側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù)，kJ/(m2·K)；δ為傳熱管的壁厚，m；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，kW/(m·K)。
忽略導(dǎo)熱熱阻，式（15）可以簡(jiǎn)化為
冷、熱流體的對(duì)流換熱系數(shù)Nu為
式中：Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)。
式（17）的適用范圍為：Re取(0.1~1.2)×105，Pr取0.7~120。
對(duì)于有相變的凝結(jié)換熱，其換熱系數(shù)為
式中：g為重力加速度，m/s2；ρ為密度，kg/m3；r為汽化潛熱，kJ/kg；μ為動(dòng)力粘度，kg/(ms)；L為特征長(zhǎng)度，m；ts、tw分別為飽和和壁面溫度，℃。
根據(jù)熱平衡方程，熱、冷流體的出口焓值分別為
式中：hh1、hh2分別為熱流體進(jìn)、出口焓值，kJ/kg；hc1、hc2分別為冷流體進(jìn)、出口焓值，kJ/kg；mh、mc分別為熱、冷流體質(zhì)量流量，kg/s。
2.5 吸收器和發(fā)生器
吸收器和發(fā)生器本質(zhì)上屬于換熱器，但因其涉及溴化鋰溶液，故單獨(dú)建立其數(shù)學(xué)模型。溴化鋰濃溶液在吸收器中吸收水蒸氣并放出熱量，被冷卻水（制冷工況）或熱網(wǎng)水（供熱工況）吸收，根據(jù)能量平衡，有
式中：ms為冷劑蒸氣流量，kg/s；mw為冷卻水或熱網(wǎng)水流量，kg/s；mRLB、mLLB分別為溴化鋰濃溶液、稀溶液流量，kg/s；hs1為冷劑蒸汽焓值，kJ/kg；hRLB1、hLLB2分別為進(jìn)入吸收器溴化鋰濃溶液、離開(kāi)吸收器溴化鋰稀溶液焓值，kJ/kg；tw1、tw2分別為吸收器進(jìn)、出口水溫度，℃。
根據(jù)質(zhì)量守恒，有
式中：ζRLB為溴化鋰濃溶液質(zhì)量濃度；ζLLB為溴化鋰稀溶液質(zhì)量濃度。
根據(jù)吸收器能量平衡，有
根據(jù)發(fā)生器能量平衡，有
式中：hs2為蒸汽焓值，kJ/kg；hRLB2為出口溴化鋰濃溶液焓值，kJ/kg；hLLB1為進(jìn)口溴化鋰稀溶液焓值，kJ/kg；mg為煙氣流量，kg/s；hg1、hg2分別為煙氣進(jìn)、出口焓值，kJ/kg。
2.6 儲(chǔ)能電池
如圖4所示，儲(chǔ)能電池性能采用Thevenin等效電路模型模擬，極化內(nèi)阻Rp和極化電容Cp構(gòu)成的并聯(lián)環(huán)節(jié)反映了電池的極化現(xiàn)象。
圖4 Thevenin等效電路模型
Fig.4 Thevenin equivalent circuit model
儲(chǔ)能電池端電壓為
式中：Up、UL、Uocv分別為極化電壓、端電壓和開(kāi)路電壓，V；IL為電流，A；Rs為內(nèi)阻，Ω。
儲(chǔ)能電池極化電壓為
式中：Cp為極化電容，F(xiàn)；Rp為極化內(nèi)阻，Ω。
儲(chǔ)能電池電流為
式中：Pb為電池的充放電功率，W，電池放電取正值，電池充電取負(fù)值。
儲(chǔ)能電池荷電狀態(tài)（SOC）為
式中：SOC為荷電狀態(tài)；Q為電池容量，A·h。
2.7 性能評(píng)價(jià)指標(biāo)
燃機(jī)簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率ηgt為
式中：Wgt為燃機(jī)發(fā)電功率，kW；ηm、ηg分別為機(jī)械效率和發(fā)電機(jī)效率；VLH為燃料的低位發(fā)熱量，kJ/kg。
制冷系數(shù)COPc、制熱系數(shù)COPh和能源利用系數(shù)ηtotal分別為
式中：Qa、Qc、Qe、Qg分別為吸收器、冷凝器、蒸發(fā)器和發(fā)生器的熱負(fù)荷，kW；Qr為制冷量或供熱量，kW；Pe,L為電負(fù)荷，kW。
3 全工況特性分析
3.1 模型驗(yàn)證
案例燃?xì)廨啓C(jī)配置8級(jí)軸流壓氣機(jī)，燃?xì)獬鯗貫?04 ℃，轉(zhuǎn)速22300 r/min，ISO工況下（環(huán)境溫度15 ℃，1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，60%相對(duì)濕度）機(jī)組輸出功率1.21 MW。為了驗(yàn)證所建模型的正確性，在ISO工況下對(duì)燃?xì)廨啓C(jī)性能進(jìn)行了計(jì)算，并與廠家給出的數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較，如表1所示。
表1 模型計(jì)算結(jié)果及比較
Table 1 Model calculation results and comparison
表1表明建模所得結(jié)果與廠家數(shù)據(jù)誤差很小，最大誤差不超過(guò)1%，這說(shuō)明所建模型能夠滿足工程需要。需要說(shuō)明的是，廠家提供的數(shù)據(jù)是在沒(méi)有回?zé)崞髑闆r下的性能參數(shù)。表1表明燃機(jī)簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率比較低，僅為24.43%，造成效率偏低的主要原因是排煙溫度較高（高達(dá)508.3 ℃），產(chǎn)生了較大的排煙損失。為了提高燃機(jī)簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率，冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)增加了回?zé)崞?，以此降低燃機(jī)的排煙溫度。
3.2 冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)設(shè)計(jì)工況性能分析
基于所建模型，對(duì)冷熱電聯(lián)供一體化系統(tǒng)在夏季制冷、冬季供熱工況下的熱力性能進(jìn)行了計(jì)算，工況如表2所示。其中夏季制冷的計(jì)算條件為：環(huán)境溫度30 ℃，冷凍水溫度7 ℃/12 ℃，冷卻水溫度30 ℃/35 ℃，排煙溫度（進(jìn)入煙囪）120 ℃；冬季制冷工況的計(jì)算條件為：環(huán)境溫度5 ℃，冷凍水溫度取3 ℃/5 ℃，熱網(wǎng)水溫度40 ℃/45 ℃，排煙溫度（進(jìn)入煙囪）140 ℃。
表2 制冷和供熱設(shè)計(jì)工況
Table 2 Chilling and heating design conditions
從表2可以看出，夏季制冷工況下燃機(jī)的凈功率為975 kW，簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率為34.61%。與ISO工況相比，環(huán)境溫度的提高使得簡(jiǎn)單循環(huán)的凈功率下降了19.75%，而配置回?zé)崞魇沟萌紮C(jī)排煙溫度從508.3 ℃降至316.8 ℃，從而大大提高了簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率（從24.43%升至34.61%）。在制冷工況下，發(fā)生器內(nèi)回收煙氣余熱1239.1 kW，蒸發(fā)器內(nèi)產(chǎn)生了965.4 kW的制冷量，制冷系數(shù)為0.779，能源利用系數(shù)為0.689。
冬季供熱工況下燃機(jī)的凈功率為1325.9 kW，簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率為39.80%。與ISO工況相比，環(huán)境溫度的降低使簡(jiǎn)單循環(huán)的凈功率升高了9.1%，疊加配置回?zé)崞魉鶎?dǎo)致的排煙溫度的下降，簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率從24.43%升高至39.80%。在供熱工況下，發(fā)生器內(nèi)回收煙氣余熱1045.7 kW，吸收器和冷凝器內(nèi)共產(chǎn)生1777.9 kW的供熱量，供熱系數(shù)為1.700，能源利用系數(shù)為0.932。
如圖5所示，當(dāng)環(huán)境溫度從–10 ℃升高至40 ℃時(shí)，燃機(jī)凈功率從1489.3 kW下降至769.2 kW，降低了48.4%；發(fā)電效率從42.0%降至33.0%，下降了9.0個(gè)百分點(diǎn)。由此可見(jiàn)，環(huán)境溫度的影響不容忽視。另外，冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的最大供熱量隨著環(huán)境溫度的降低而下降，最大供冷量卻隨著環(huán)境溫度的升高而降低。
圖5 環(huán)境溫度對(duì)聯(lián)供系統(tǒng)性能的影響
Fig.5 Influence of ambient temperature on the performance of CCHP
3.3 冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)全工況運(yùn)行特性分析
3.3.1 夏季制冷工況性能分析
燃機(jī)負(fù)荷的控制策略采用等燃?xì)獬鯗卣{(diào)節(jié)方式，即通過(guò)進(jìn)口可調(diào)導(dǎo)葉（IGV）角度保證燃?xì)獬鯗夭蛔?，若排氣溫度升高到最高允許值時(shí)，則保持IGV角度不變，通過(guò)降低燃?xì)獬鯗兀瑏?lái)改變?nèi)紮C(jī)負(fù)荷。
制冷模式下，聯(lián)供系統(tǒng)典型日全天的熱力性能如圖6所示。從圖6中可以看出，在00:00—08:00及18:00—24:00時(shí)，處于非辦公時(shí)間，辦公樓宇內(nèi)冷負(fù)荷較少，僅須維持園區(qū)基本的冷負(fù)荷即可，因而燃機(jī)維持最低負(fù)荷運(yùn)行。簡(jiǎn)單循環(huán)發(fā)電效率受負(fù)荷率影響較大，導(dǎo)致其發(fā)電效率也較低（如圖6 c)所示）。在此期間，冷負(fù)荷與外界環(huán)境溫度具有較高的相關(guān)性，波動(dòng)幅度較小。在08:00—18:00工作時(shí)段，隨著環(huán)境溫度的升高及散熱設(shè)備的運(yùn)行，冷負(fù)荷量逐漸增大，燃機(jī)的發(fā)電功率和發(fā)電效率也隨之增加。全天冷負(fù)荷的最大值出現(xiàn)在13:00—14:00時(shí)段（920 kW），此時(shí)燃機(jī)的發(fā)電功率也最高，達(dá)到883.0 kW。制冷模式下典型日00:00—24:00平均冷負(fù)荷為559.8 kW，全天平均發(fā)電功率為484.9 kW，為機(jī)組額定功率的39.9%。這說(shuō)明，如果按照最大冷負(fù)荷選擇燃機(jī)的容量，將會(huì)造成較大的設(shè)備冗余。
圖6 制冷模式下聯(lián)供系統(tǒng)的性能
Fig.6 The performance of CCHP in the chilling mode
從圖6 b)可看出，在00:00—10:00及18:00—24:00，電負(fù)荷需求高于燃機(jī)發(fā)電功率，儲(chǔ)能電池處于放電狀態(tài)，全天共放電1638.6 kW·h；其他時(shí)段處于充電狀態(tài)，全天共充電1631.0 kW·h。在10:00前后儲(chǔ)能電池的SOC達(dá)到最小值（0.28），在18:00前后儲(chǔ)能電池的SOC達(dá)到最大值（0.72）。
從圖6 c)可看出，在日間工作時(shí)段（08:00—18:00），燃機(jī)發(fā)電功率和燃?xì)獬鯗剌^高，導(dǎo)致排煙溫度處于較高水平；在非工作時(shí)間段，燃機(jī)負(fù)荷較低導(dǎo)致燃?xì)獬鯗叵陆担蚨艧煖囟纫步档?。在日間工作時(shí)段，由于排煙溫度較高，且根據(jù)式（33），在10:00—18:00儲(chǔ)能電池處于充電狀態(tài)，Pb＜0，從而導(dǎo)致制冷模式下聯(lián)供系統(tǒng)的能源利用系數(shù)降低，僅為65%~70%，全天平均能源利用系數(shù)為0.712。
3.3.2 冬季供熱工況性能分析
供熱模式下，聯(lián)供系統(tǒng)典型日全天熱力性能如圖7所示。供熱負(fù)荷及發(fā)電功率與環(huán)境溫度呈現(xiàn)很強(qiáng)的相關(guān)性。環(huán)境溫度低時(shí)，供熱負(fù)荷及發(fā)電功率增大，反之亦然。全天供熱量的最大值出現(xiàn)在00:00—01:00時(shí)段（1720.0 kW），此時(shí)燃機(jī)的發(fā)電功率也最高，達(dá)到1364.9 kW。供熱模式下典型日全天平均熱負(fù)荷為1397.7 kW，全天平均發(fā)電負(fù)荷為1019.2 kW，為機(jī)組額定功率的84.2%。這說(shuō)明，在供熱模式下，燃機(jī)運(yùn)行比較平穩(wěn)，將保持較高的負(fù)荷率和發(fā)電效率。
圖7 供熱模式下聯(lián)供系統(tǒng)的性能
Fig.7 The performance of CCHP in the heating mode
從圖7 b)可看出，在09:00—21:00時(shí)，電負(fù)荷需求高于燃機(jī)發(fā)電功率，儲(chǔ)能電池處于放電狀態(tài)，全天共放電3419.9 kW·h；其他時(shí)段處于充電狀態(tài)，全天共充電3444.8 kW·h；在09:00前后儲(chǔ)能電池的SOC達(dá)到最大值（0.76），在21:00前后儲(chǔ)能電池的SOC達(dá)到最小值（0.29）。
從圖7 c)可以看出，在供熱模式下，燃機(jī)的發(fā)電效率、供熱系數(shù)以及能源利用系數(shù)波動(dòng)很小，其平均值分別為39.3%、1.70和0.936，均高于制冷模式下相應(yīng)的指標(biāo)。
4 結(jié)論
本文設(shè)計(jì)了耦合儲(chǔ)能電池的冷熱電聯(lián)供一體化系統(tǒng)，建立了關(guān)鍵部件的精細(xì)化數(shù)學(xué)模型，針對(duì)典型日制冷工況和供熱工況，分析了耦合儲(chǔ)能電池的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)全工況熱力特性，得出如下結(jié)論。
1）環(huán)境溫度和回?zé)崞鞒隹诘呐艧煖囟仁怯绊懭紮C(jī)發(fā)電效率的主要因素。設(shè)計(jì)制冷工況下，燃機(jī)發(fā)電熱效率為34.61%，制冷系數(shù)為0.779，能源利用系數(shù)為0.689；設(shè)計(jì)供熱工況下，燃機(jī)發(fā)電效率為39.80%，供熱系數(shù)為1.700，能源利用系數(shù)為0.932。由此看出，冷熱電聯(lián)供一體化系統(tǒng)供熱模式下的性能優(yōu)于制冷模式。
2）典型日制冷模式下，聯(lián)供系統(tǒng)全工況熱力性能計(jì)算表明，全天冷負(fù)荷波動(dòng)較大，導(dǎo)致發(fā)電功率也出現(xiàn)較大波動(dòng)，典型日24個(gè)時(shí)段的平均冷負(fù)荷為559.8 kW，全天平均發(fā)電負(fù)荷為484.9 kW，僅為機(jī)組額定功率的39.9%。聯(lián)供系統(tǒng)全天平均能源利用系數(shù)為0.712。儲(chǔ)能電池全天充、放電量分別為1631.0 kW·h、1638.6 kW·h。
3）典型日供熱模式下，全天平均熱負(fù)荷為1397.7 kW，全天平均發(fā)電負(fù)荷為1019.2 kW，為機(jī)組額定功率的84.2%。儲(chǔ)能電池全天充、放電量分別為3444.8 kW·h、3419.9 kW·h。燃機(jī)的發(fā)電效率、供熱系數(shù)以及能源利用系數(shù)波動(dòng)很小，且均高于制冷模式下相應(yīng)的指標(biāo)。
注：本文內(nèi)容呈現(xiàn)略有調(diào)整，如需要請(qǐng)查看原文。
