面向火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)仿真研究
作者：韓瑞 廖志榮 于博旭 徐超 巨星
單位：華北電力大學能源動力與機械工程學院
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能系統(tǒng)仿真研究[J]. 儲能科學與技術, 2023, 12(12): 3605-3615.
DOI：10.19799/j.cnki.2095-4239.2023.0547
本文亮點：1.重點分析了熱泵參數(shù)對熱泵性能系數(shù)（COP）和熔鹽卡諾電池儲能系統(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熱形式的變工況系統(tǒng)效率。
摘 要 熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)將火電廠與儲能技術耦合，是實現(xiàn)機組靈活改造的有效途徑。該系統(tǒng)可采用新能源場站棄電或者電網低谷電直接或者通過熱泵循環(huán)間接加熱熔鹽，將電能轉化為高溫熱能存儲，而后高溫熔鹽和鍋爐共同作為熱源來驅動汽輪機發(fā)電，從而達到減少煤炭使用甚至替代鍋爐的目的。為探究部件參數(shù)變化對火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)的效率影響規(guī)律，本工作首先在Aspen Plus平臺中搭建了熱泵循環(huán)、熔鹽蒸發(fā)器以及典型600 MW亞臨界燃煤機組等模塊構成的熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)熱力學模型。其次，分析了熱泵的循環(huán)工質、有/無回熱以及部件關鍵參數(shù)對熱泵制熱效率及系統(tǒng)儲能特性的影響規(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熱形式的儲能系統(tǒng)變工況效率。研究結果表明，有回熱系統(tǒng)的熱泵制熱系數(shù)和儲能系統(tǒng)往返效率均高于無回熱系統(tǒng)；對于有回熱系統(tǒng)，氬氣作為熱泵循環(huán)工質的回熱器熱負荷最低，然而氮氣作為熱泵循環(huán)工質時，儲能系統(tǒng)的往返效率最高。在冷源溫度67 ℃、等熵效率0.9和機械效率1.0時，儲能系統(tǒng)額定工況的往返效率可達61.46%。此外，在額定工況下，采用熱泵的儲能系統(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能系統(tǒng)的設計和分析提供理論指導。
關鍵詞 卡諾電池；火電廠改造；系統(tǒng)效率；熔鹽儲熱；數(shù)值模擬
隨著化石能源的逐步枯竭以及環(huán)境問題的日益嚴重，傳統(tǒng)火力發(fā)電為主的能源供應體系正逐步過渡到以風能和太陽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對電力系統(tǒng)的穩(wěn)定運行造成的沖擊，火電機組需靈活地變負荷來滿足供需平衡。耦合儲能技術的火電機組改造是實現(xiàn)機組靈活調峰的一種主要解決方案，其中，德國DLR學者提出可將火電機組改造成熔鹽卡諾電池(Carnot battery)的形式引起了國內外學者的廣泛關注。
卡諾電池，又名熱泵儲電技術，由電轉熱(P2H)、儲電(TES)和熱轉電(H2P)三部分組成。面向火電廠改造的熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)，即保留原有的發(fā)電循環(huán)作為熱轉電部分，新增電加熱/逆布雷頓循環(huán)等作為電轉熱部分，同時引入低成本的熔鹽儲熱作為大規(guī)模儲電部分。因改造的熔鹽卡諾電池儲能系統(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，這種極具潛力的儲能系統(tǒng)有望成為大規(guī)模電力存儲的新型儲能系統(tǒng)，促進電力系統(tǒng)對可再生能源發(fā)電的規(guī)?；{。
國內外對熔鹽卡諾電池的研究主要涉及不同集成系統(tǒng)的構建及效率分析、系統(tǒng)經濟可行性和調峰性能等方面。Vinnemeier等研究了以環(huán)境為熱源，有回熱熱泵不同循環(huán)工質時的熱泵性能，分析了熱泵集成不同類型熱電廠的系統(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間、不同儲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)工質對系統(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存熱量和循環(huán)蒸汽返回低壓汽輪機或冷凝器的四種集成模式，并分析了四種集成模式的調峰性能。赫廣迅等基于300 MW等級亞臨界參數(shù)燃煤電站向儲能電站轉型的應用場景，搭建了超高溫熱泵及熔鹽儲換熱系統(tǒng)，并系統(tǒng)性研究了循環(huán)壓力區(qū)間和低溫熱源溫度對超高溫熱泵制熱系數(shù)的影響。
上述文獻表明，火電廠改造熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)的研究主要集中于不同儲能系統(tǒng)效率比較、系統(tǒng)成本分析和調峰性能三個方面，而對熱泵參數(shù)變化下的系統(tǒng)性能分析不深入且不全面。對此，本工作在Aspen Plus平臺中搭建了含電轉熱、儲電、熱轉電三個子系統(tǒng)的熔鹽卡諾電池。在驗證模型之后，著重分析循環(huán)工質、熱源入口溫度、壓縮機/膨脹機的等熵效率和機械效率以及冷源入口溫度等熱泵參數(shù)對熱泵性能系數(shù)(COP)的影響和熔鹽卡諾電池儲能系統(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熱形式的儲能系統(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能系統(tǒng)的設計和分析提供理論依據(jù)。
1 儲能系統(tǒng)物理及數(shù)學模型
1.1 熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)
如圖1所示，該系統(tǒng)主要由充電、儲電、放電三部分組成。充電部分所需要的電力可來源于太陽能/風能等新能源場站的棄電或電網的低谷電，通過由壓縮機C1、膨脹機T1、冷源換熱器Hc、回熱器Hr和熱源換熱器Hh組成的熱泵循環(huán)將電能高效地轉化為工質的熱能；儲電部分中低溫熔鹽儲熱工質經過Hh被加熱成高溫熔鹽，并存儲在高溫熔鹽罐HT中，實現(xiàn)規(guī)?；瘍﹄?；電轉熱部分則由典型的600 MW亞臨界朗肯循環(huán)火電廠構成。詳細的系統(tǒng)儲/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能系統(tǒng)示意圖
（1）充電過程：電力驅動熱泵循環(huán)壓縮機C1將工質壓縮至高溫高壓狀態(tài)，高溫高壓工質在熱源換熱器Hh和儲電介質換熱，工質溫度降低，將工質熱量傳遞給儲電介質。之后中溫循環(huán)工質經過回熱器Hr和冷源換熱器Hc出口的低溫循環(huán)工質換熱，溫度進一步降低，接著低溫高壓的循環(huán)工質經過膨脹機T1做功變?yōu)榈蜏氐蛪籂顟B(tài)。隨后，循環(huán)工質進入冷源換熱器Hc和冷源換熱，溫度升高，而后進入回熱器Hr進一步升溫，最后中溫低壓的工質進入壓縮機C1進入下一次熱力循環(huán)。經過上述熱泵循環(huán)，將電能轉化成儲電介質的熱能，實現(xiàn)電轉熱。
（2）放電過程：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入過熱器SH和來自蒸發(fā)器EV的蒸汽進行換熱，使得蒸汽達到所需的主蒸汽溫度，此過程蒸汽溫度升高，熔鹽溫度降低。隨后高溫高壓的蒸汽進入高壓缸HPT，沖擊高壓缸HPT內的轉子葉片，推動軸承旋轉，在高壓缸HPT中將蒸汽的熱能轉換為轉子的機械能；另一股高溫熔鹽進入再熱器RH和高壓缸HPT部分抽汽進行換熱，使得蒸汽達到所需的再熱蒸汽溫度。此過程蒸汽溫度升高，熔鹽溫度降低，再熱后的部分高溫抽汽進入中壓缸IPT。隨后在中壓缸IPT和低壓缸LPT中將蒸汽的熱能轉換為轉子的機械能。換熱后的兩股中溫熔鹽合并為一股進入蒸發(fā)器EV和預熱器PH進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中進行下一次熱力循環(huán)。最后，通過發(fā)電機將機械能轉化為電能。上述放電過程中，高溫熔鹽用來驅動朗肯循環(huán)發(fā)電，實現(xiàn)熱轉電。
需要補充說明的是，實際應用中，充電過程也可以通過直接電加熱熔鹽來完成，本工作后續(xù)會具體分析變工況下的電加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)效率的區(qū)別。此外，假如電站作為電力系統(tǒng)基礎負荷，鍋爐持續(xù)運行時，當電網處于谷電且鍋爐不能適時地變負荷來滿足供需平衡時，系統(tǒng)可通過適量抽取汽輪機中的蒸汽，并將高溫蒸汽熱量用來加熱熔鹽儲電工質，減小汽輪機的輸出功率，以達到調峰和儲熱的作用。而當電網處于峰電且鍋爐負荷不能實時地變負荷來滿足供需平衡時，可通過釋放高溫儲罐中的熱鹽與鍋爐共同作用，來增加汽輪機的輸出功率。由于本工作重點討論熱泵循環(huán)的關鍵參數(shù)影響，因此下述分析中熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)的鍋爐均無負載，不參加儲能過程。
1.2 儲能系統(tǒng)數(shù)學模型
在建立能量分析過程中，本工作設立幾點假設：
① 其中忽略換熱器和管道的壓降；
② 所有操作過程均達到穩(wěn)定狀態(tài)；
③ 壓縮過程和膨脹過程均是絕熱；
④ 放電過程中膨脹機的等熵效率和機械效率是恒定的。
1.2.1 儲電部分
初始循環(huán)工質為氬氣，無回熱的熱泵循環(huán)壓比為12.4，壓縮機與膨脹機的等熵效率為0.88、機械效率為0.98；有回熱的熱泵循環(huán)壓比為3，壓縮機與膨脹機的等熵效率為0.88、機械效率為0.98。壓縮機出口溫度均為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 ℃。
壓縮機出口壓力、壓縮機出口溫度、壓縮機耗功為：
式中，pcomp,out為壓縮機出口壓力，Pa；βcomp為壓縮機壓比；pcomp,in為壓縮機入口壓力，Pa；Tcomp,out為壓縮機出口溫度，K；Tcomp,in為壓縮機入口溫度，K；n為多變指數(shù)；Wcomp為壓縮機功率，kW；m為質量流量，kg/s；hcomp,out為壓縮機出口比焓，kJ/kg；hcomp,in為壓縮機入口比焓，kJ/kg。
膨脹機出口壓力、膨脹機出口溫度、膨脹機做功為：
式中，ptur,out為膨脹機出口壓力，Pa；βtur為膨脹機壓比；ptur,in為膨脹機入口壓力，Pa；Ttur,out為膨脹機出口溫度，K；Ttur,in為膨脹機入口溫度，K；n為多變指數(shù)；Wtur為膨脹機功率，kW；htur,out為膨脹機出口比焓，kJ/kg；htur,in為膨脹機入口比焓，kJ/kg。
換熱器能量平衡方程為：
式中，m1為熱流股質量流量，kg/s；m2為冷流股質量流量，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
汽輪機等熵膨脹過程中做功為：
式中，Wj為機組j的等熵膨脹輸出功率，kW；ηs為等熵效率；ηm為機械效率；m為進入各機組的工質流量；圖片為等效焓降，kJ/kg。
整個汽輪機的出力可通過累加得到：
式中，W即為整個汽輪機的輸出功率，kW。
鍋爐換熱模型為：
式中，Qb為鍋爐熱負荷，kJ/s；m為質量流量，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級抽汽比焓，kJ/kg；hd, j為j級加熱器疏水比焓，kJ/kg；hw, j為j級加熱器出口水比焓，kJ/kg；h圖片為j級加熱器進口水比焓，kJ/kg；Ej為j級加熱器的類型。
1.2.3 系統(tǒng)性能指標
充電熱泵循環(huán)性能通過制熱系數(shù)(COP)來衡量，其定義為熱泵的供熱量與運行消耗的功量之比，即
汽輪機組熱耗率q0是指汽輪發(fā)電機組每發(fā)一千瓦時電量耗用的熱量，反映汽輪發(fā)電機組熱力循環(huán)的完善程度，表示為：
式中，q0為機組熱耗率；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。
汽輪機的絕對電效率ηe為：
機組總熱效率η機組的定義為機組總發(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。
儲能系統(tǒng)的往返效率RTE可以通過能量的總輸出與能量的總輸入之比來表示，在穩(wěn)態(tài)的情況下，可以考慮為幾個部件效率的累積[10]，即
2 模型驗證與參數(shù)分析
2.1 系統(tǒng)建模與驗證
本工作在Aspen Plus平臺中分別搭建了熱泵、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。對于發(fā)電部分，研究對象是國產亞臨界600 MW機組，型號為N600-16.7/537/537，機組回熱采用“三高、四低、一除氧”。對于汽輪機部分，流程組分選擇Water工質，物性方法選擇STEAM-TA。為驗證Aspen軟件模擬火電廠熱力性能的準確性，對三種典型工況(100%額定工況、75%額定工況和30%額定工況)進行了模擬，將三個工況下汽輪機的電功率、熱耗率及熱效率等熱力指標與設計值進行了對比，見表1。結果表明，模擬值與電廠的汽輪機設計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計值誤差均低于0.1%。上述對比表明，本工作模型具有較高的準確性。
表1 典型工況下系統(tǒng)熱力指標與模擬值對比
對于熔鹽蒸發(fā)器系統(tǒng)，換熱器用HeatX模塊進行搭建，換熱器熔鹽側物性選擇WILSON，汽水側選擇STEAM-TA。熔鹽蒸發(fā)器中熔鹽側和汽水側的溫度和流量等參數(shù)見表2。此模型和文獻[21]關系吻合。
表2 熔鹽蒸發(fā)器熱力參數(shù)
對于熱泵系統(tǒng)，循環(huán)工質選用氬氣、儲熱介質選擇太陽鹽(60% NaNO3-40% KNO3)，另一側介質選用甲醇的無回熱的模型與文獻[22]進行對比驗證，結果見表3。結果表明，熱泵模型具有較高的準確性。
表3 熱泵參數(shù)對比
2.2 熱泵參數(shù)影響分析
由于熱泵的設計對充電和整個儲能系統(tǒng)的往返效率起著決定性的作用。因此，本節(jié)分析有回熱和無回熱的熱泵構型及熱泵參數(shù)對熱泵制熱系數(shù)和整個儲能系統(tǒng)效率的影響規(guī)律。本工作首先分析不同熱泵循環(huán)工質的影響并確定合適的循環(huán)工質；而后分析熱泵熱源入口溫度的影響，確定熔鹽進出口溫度，進而確定熱泵制熱量。在此基礎上分析熱泵循環(huán)中壓縮機/膨脹機的等熵效率/機械效率、冷源入口溫度、壓縮機入口溫度和熱泵工質流量的影響規(guī)律。
為了控制變量的原則，在各變量的參數(shù)分析過程中，系統(tǒng)其他固定變量的取值匯總如表4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
由于循環(huán)工質的物理性質不同，工質的選取會直接影響熱泵的制熱系數(shù)和整個儲能系統(tǒng)效率。本研究選取了氬氣、氮氣和二氧化碳等3種代表性氣體作為熱泵系統(tǒng)中的循環(huán)工質。計算過程中，系統(tǒng)有回熱且鍋爐無負載，壓縮機的壓比為3，壓縮機出口溫度為589 ℃，冷源入口溫度均為27 ℃，熱源換熱器Hh熔鹽側進出口溫度分別為290 ℃和560 ℃。表5給出了3種熱泵循環(huán)的工質流量、COP、回熱器熱負荷Qr及儲能系統(tǒng)RTE的模擬結果。結果表明，氬氣、氮氣和二氧化碳作為循環(huán)工質時，熱泵COP分別為1.299、1.306和1.296，儲能系統(tǒng)RTE分別為56.73%、57.03%和56.60%，結果區(qū)別并不明顯。
表5 不同工質類型對熱泵COP和儲能系統(tǒng)RTE的影響
然而，三者的壓縮機入口溫度分別為261.5 ℃、350 ℃和432 ℃，回熱器熱負荷Qr分別為883.02 MW、1508.07 MW和2552.38 MW。氮氣可以看作雙原子理想氣體，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，當冷股入口溫度一定時，出口溫度越低，焓值越低，熱負荷越低，所以氬氣作為熱泵循環(huán)工質時回熱器熱負荷Qr最低。在參考文獻[10]及本工作研究結果后，本工作后續(xù)分析中熱泵系統(tǒng)的循環(huán)工質選擇氬氣。
2.2.2 熱源入口溫度
當熔鹽出口溫度一定時，為了維持能量平衡，熔鹽入口溫度的變化會導致循環(huán)工質側出口溫度、熱源換熱器制熱量Qh以及膨脹機T1做功量Wt變化，從而會導致熱泵的制熱系數(shù)和整個儲能系統(tǒng)效率的變化。圖2依次為無回熱和有回熱時熔鹽入口溫度對熱泵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，無回熱系統(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。有回熱系統(tǒng)的熱源回熱器熱負荷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?，熔鹽入口溫度對有回熱系統(tǒng)的熱泵COP影響波動更大。熔鹽入口溫度的變化會影響熔鹽蒸發(fā)器模塊中蒸汽的出口溫度的變化，導致汽輪機效率的變化。考慮到本工作所用的二元硝酸鹽的工作溫度，后續(xù)研究中Hh熔鹽側進、出口溫度分別為290 ℃和560 ℃。
圖2 熔鹽入口溫度T0對熱泵COP的影響(a) 無回熱；(b) 有回熱
2.2.3 壓縮機/膨脹機等熵效率
實際壓縮機和膨脹機工作時一般多為多變過程，隨著壓縮/膨脹過程的等熵效率的變化，壓縮機C1的功耗Wcomp和膨脹機T1的做功Wtur也在發(fā)生變化，從而會導致熱泵系統(tǒng)的COP和整個系統(tǒng)往返效率的變化。圖3依次給出了無回熱和有回熱時壓縮機/膨脹機等熵效率的變化對熱泵COP和儲能系統(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，基本呈線性關系。當壓縮機等熵效率為0.90，膨脹機等熵效率由0.86增大到0.90時，無回熱熱泵COP從1.15提高到了1.21，有回熱熱泵COP從1.30提高到1.37；而當膨脹機等熵效率為0.90，壓縮機等熵效率由0.86提高到0.90時，無回熱熱泵COP從1.16提高到了1.21，有回熱熱泵COP從1.27提高到了1.37。因此可得，無回熱時膨脹機的等熵效率對熱泵COP的影響大于壓縮機；有回熱時則是壓縮機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，無回熱和有回熱儲能系統(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無回熱的儲能系統(tǒng)RTE的影響更大。
圖3 壓縮機/膨脹機等熵效率ηl對熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響(a) 無回熱；(b) 有回熱；(c) 往返效率
2.2.4 壓縮機/膨脹機機械效率
軸承摩擦、空氣阻力等導致壓縮機/膨脹機機械效率下降會直接影響熱泵儲熱過程中輸入/輸出的軸功和儲能過程的功量，從而影響整個儲能系統(tǒng)的往返效率。圖4依次給出了無回熱和有回熱時壓縮機/膨脹機機械效率的變化對熱泵COP和儲能系統(tǒng)RTE的影響。由圖4(a)和(b)可得，熱泵的COP隨著機械效率的升高而升高。當壓縮機機械效率為1.00，膨脹機機械效率從0.95增加到1.00時，無回熱熱泵COP從1.14提高到了1.21，有回熱熱泵COP從1.30提高到1.37。而當膨脹機機械效率為1.00，壓縮機機械效率由0.95提高到1.00時，無回熱熱泵COP從1.08提高到了1.21，有回熱熱泵COP從1.23提高到了1.37。因此可得，無/有回熱壓縮機的機械效率對熱泵COP的影響均大于膨脹機。由圖4(c)可得，隨著機械效率從0.95提高到1.00，無回熱和有回熱系統(tǒng)RTE分別從44.79%、52.61%提高到52.93%、57.93%。這表明機械效率的變化對無回熱的儲能系統(tǒng)RTE的影響更大。
圖4 壓縮機/膨脹機機械效率ηm對熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響(a) 無回熱；(b) 有回熱；(c) 往返效率
2.2.5 冷源入口溫度
冷源入口溫度的變化會對冷源換熱器熱負荷Qc以及循環(huán)工質出口溫度有一定影響，會影響壓縮機/膨脹機的耗功/做功量，進而影響整個儲能系統(tǒng)的往返效率。圖5依次給出了無回熱和有回熱時冷源入口溫度的變化對熱泵COP和儲能系統(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。無回熱時，冷源入口溫度從17 ℃提高到67 ℃，循環(huán)工質的溫度也隨之升高，不再需要很大的壓比即可達到所需的溫度，壓縮機壓比從13.5降到了9.12。有回熱時，為了控制變量，保證壓縮機出口溫度不變，當冷源溫度從17 ℃提高到67 ℃，回熱器不再需要很高的熱負荷即可達到壓縮機入口所需的溫度，回熱器負荷從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 ℃，無回熱和有回熱系統(tǒng)RTE分別從52.18%、57.03%提高到56.73%、61.46%。這表明適當?shù)靥岣呃湓吹娜肟跍囟瓤梢蕴岣邿岜肅OP和儲能系統(tǒng)的RTE。
圖5 冷源入口溫度T1對熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響(a) 無回熱；(b) 有回熱；(c) 往返效率
2.2.6 壓縮機入口溫度
壓縮機入口溫度改變會導致壓縮機耗功變化，同時回熱器出口循環(huán)工質的溫度也會隨之變化，導致膨脹機做功和凈功發(fā)生改變，從而影響整個儲能系統(tǒng)的往返效率。圖6為有回熱時熱泵壓縮機入口溫度對熱泵COP和RTE的影響。由圖6可得，熱泵的COP和儲能系統(tǒng)的RTE隨著熱泵循環(huán)工質流量的增加而降低。當壓縮機入口溫度從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，儲能系統(tǒng)RTE從57.92%下降到了54.23%。由此可知，當熱泵壓縮機壓比一定時，在滿足制熱量的范圍內，適時地降低熱泵壓縮機入口溫度，可以提高熱泵COP和儲能系統(tǒng)的RTE。
圖6 壓縮機入口溫度T2對熱泵COP和儲能系統(tǒng)RTE的影響
2.2.7 循環(huán)工質流量
循環(huán)工質流量的變化會導致壓縮機/膨脹機的耗功/做功量的變化，進而影響整個儲能系統(tǒng)的往返效率。圖7為有回熱時熱泵循環(huán)工質流量對熱泵COP和RTE的影響。由圖7可得，當循環(huán)工質流量從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，儲能系統(tǒng)RTE從57.92%降低到55.59%。由此可知，在滿足制熱需求的同時，適當?shù)販p小熱泵的循環(huán)工質流量，可提高熱泵COP和儲能系統(tǒng)的RTE，甚至可以提高系統(tǒng)的經濟性。
圖7 循環(huán)工質流量m0對熱泵COP和系統(tǒng)RTE的影響
2.3 電加熱/熱泵儲能系統(tǒng)對比
圖8為鍋爐無負載時，汽輪機額定工況(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能系統(tǒng)的效率和同等工況下原燃煤電廠的效率對比。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100% THA時，電加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)效率分別可達到42.34%和61.46%；汽輪機75% THA時，電加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)效率分別為40.89%和59.31%；汽輪機30% THA時，電加熱熔鹽儲能系統(tǒng)和利用熱泵循環(huán)加熱熔鹽儲能系統(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能系統(tǒng)效率最高，其次是電加熱熔鹽卡諾電池儲能系統(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能系統(tǒng)在燃煤電廠改造成儲能電站方面有著極大的發(fā)展?jié)摿Α?
圖8 燃煤電廠(CFPP)、電加熱儲能系統(tǒng)(EH)、熱泵儲能系統(tǒng)(HP)效率對比
3 結論
本工作搭建了面向火電站改造的熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)，模擬了儲能系統(tǒng)的熱力學分析模型，探究了熱泵部件參數(shù)對熔鹽卡諾電池儲能系統(tǒng)的影響規(guī)律，并對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能系統(tǒng)的效率。本工作的主要結論如下：
（1）儲能系統(tǒng)電轉熱部分的熱泵循環(huán)工質采用氮氣時，熱泵制熱系數(shù)和儲能系統(tǒng)效率最高，分別為1.306和57.03%；采用氬氣時，熱泵制熱系數(shù)較高，回熱器熱負荷最低，分別為1.299和883.02 MW；而采用二氧化碳時，熱泵制熱系數(shù)和儲能系統(tǒng)效率最低，分別為1.296和56.90%。當氬氣循環(huán)工質流量為6800 kg/s，等熵效率為0.9，機械效率為1.0，冷源溫度為67 ℃時，熱泵制熱系數(shù)為1.41，儲能系統(tǒng)效率達到61.46%。
（2）提高等熵效率、機械效率和冷源入口溫度有助于增大熱泵制熱系數(shù)和儲能系統(tǒng)效率，而增加循環(huán)工質流量和壓縮機入口溫度則會降低熱泵制熱系數(shù)和儲能系統(tǒng)效率。其中，壓縮機/膨脹機的機械效率對系統(tǒng)的熱泵制熱系數(shù)和儲能系統(tǒng)效率影響最大，冷源入口溫度、熱源入口溫度和壓縮機/膨脹機的等熵效率的影響次之，循環(huán)工質流量、壓縮機入口溫度影響較小，在制熱量一定的前提下循環(huán)種類的影響最小。
（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能系統(tǒng)效率提高了45.07%。
符號說明
符號 —— 符號說明
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
H2P —— 電轉熱
h —— 焓值，kJ/kg
Hc —— 冷源換熱器
Hh —— 熱源換熱器
Hr —— 回熱器
HP —— 熱泵
HPT —— 高壓缸
Hj —— 第j級加熱器
IPT —— 中壓缸
LPT —— 低壓缸
m —— 質量流量，kg/s
MSEV —— 熔鹽蒸發(fā)器
P2H —— 熱轉電
PH —— 預熱器
Q —— 熱量，kW
RH —— 再熱器
RTE —— 往返效率，%
SH —— 過熱器
TES —— 儲熱
T —— 溫度，K
W —— 功，kW
W0 —— 凈功，kW
ηm —— 機械效率，%
ηl —— 等熵效率
—— 壓比
下角標
in —— 入口
out —— 出口
comp —— 壓縮
tur —— 膨脹
