鹽梯度太陽池Kalina 循環發電系統性能研究

張學林， 張 通， 薛小代， 司 楊， 劉 鋒， 梅生偉

（1.清華大學 電機系 電力系統及發電設備控制和仿真國家重點實驗室， 北京 100084； 2.青海大學 啟迪新能源學院， 青海 西寧 810016）

0 引言

廣泛地開發、 利用可再生能源能夠有效解決當前社會經濟發展所面臨的能源短缺和生態惡化問題[1]。 太陽能作為一種取之不盡、用之不竭的可再生能源， 其利用方式成為國內外學者們的研究熱點[2]，[3]。鹽梯度太陽池是一種重要的太陽能利用系統，其底層鹽水密度大、粘性高、濃度分布穩定。由于太陽池底層鹽水中的熱對流會受到鹽水密度和粘性的影響， 導致透射到太陽池底層的太陽輻射能不斷被高濃度鹽水聚納并轉化成熱能， 使得底層鹽水逐漸升溫[4]，因此，太陽池能夠連續收集和存儲太陽能，成為低溫熱源。太陽池中存儲的熱量可廣泛地用于供暖、發電等領域。與其他太陽能利用方式相比，太陽池具有成本低、經濟性好的優勢。由于在大規模、長周期存儲太陽能方面具有極大的潛力，因此，太陽池被譽為最具應用前景的光熱技術。

匈牙利科學家Kalescsinsky 在1902 年首先發現了天然湖溫度具有上低下高的太陽池現象。1959 年，Bloch 在死海南岸建造了第一個鹽梯度太陽池，面積為625 m2。 1979 年和1981 年，先后建成2 座發電功率分別為150，5 000 kW 的太陽池發電站[5]。 此后，各國學者們先后提出了多種太陽池設計方案，并在太陽池影響因素、熱量提取、實驗測量、經濟分析等方面進行了大量研究[6]~[9]。

以氨水混合物作為工質的Kalina 循環是利用中低溫熱源發電的典型循環系統之一。 氨水混合物具有變蒸發溫度的特點， 能夠在蒸發器中實現工質溫度和熱源溫度的良好匹配， 從而提高低溫熱源發電系統的熱效率[10]。 Kalina 循環可視為一種改進的朗肯循環， 其在中低溫熱源發電系統中的應用效果優于朗肯循環，適用于工業余熱、地熱能、 太陽能及其他中低溫熱源的發電。 孟潔以Kalina 循環驅動熱源的溫度為變量進行研究，分析結果表明，隨著熱源溫度逐漸升高，循環熱效率呈現出先增大后減小的變化趨勢[11]。 劉煜森對采用Kalina 循環的海洋溫差發電系統進行研究，研究結果表明，冷凝器、蒸發器和透平是該系統中火用損失較大的3 個部件，該系統的最佳運行壓力、最佳氨水濃度分別為0.82 MPa，91%[12]。 汪菲對用于煙氣余熱回收的Kalina 循環進行了熱經濟性分析，認為Kalina 循環的熱經濟性優于ORC 循環[13]。

目前，還沒有學者對太陽池驅動的Kalina 循環發電系統進行研究。 本文采用Aspen Hysys 軟件對太陽池Kalina（Solar Pond Kalina，SPK）循環發電系統（以下簡稱為SPK 系統）進行數值模擬，以分析氨水濃度、 運行壓力和提熱溫度對該系統發電量、熱效率和火用效率的影響，并對典型運行條件下，SPK 系統的熱力性能進行了分析。

1 鹽梯度太陽池Kalina 循環發電系統

SPK 系統的結構如圖1 所示。

圖1 SPK 系統的結構圖Fig.1 Schematic diagram of SPK system

由圖1 可知，SPK 系統中的太陽池由上對流層（UCZ）、非對流層（NCZ）和下對流層（LCZ）組成。 其中，下對流層為高溫熱源，上對流層為低溫熱源。SPK 系統主要由太陽池、透平、蒸發器、預熱器、回熱器、冷凝器、分離器、吸收器、節流閥和工質泵組成。SPK 系統的工作流程：①低溫的基本濃度氨水溶液經工質泵增壓后成為高壓氨水溶液，隨后進入回熱器被透平排出的乏汽加熱， 加熱后的高壓氨水溶液進入預熱器被分離器排出的低濃度氨水溶液進一步加熱； ②預熱器流出的氨水溶液進入蒸發器內， 被太陽池下對流層的高溫鹽水繼續加熱，生成氣液混合物，隨后進入氣液分離器分離成高濃度氨蒸汽和低濃度氨水溶液； ③高濃度氨蒸汽進入透平內膨脹做功發電， 做功后產生的乏汽流入回熱器放熱后， 生成低溫乏汽并流入吸收器，低濃度氨水溶液經預熱器換熱后，再流入節流閥， 生成與上述低溫乏汽相同壓力的低濃度氨水溶液； ④低濃度氨水溶液和低溫乏汽在吸收器內混合后，流入冷凝器，被太陽池上對流層的低溫水冷卻， 重新生成基本濃度的氨水溶液并流入工質泵，進入下一個循環。

2 分析模型

本文采用Aspen Hysys 軟件建立SPK 系統的仿真模型，并選擇經典的P-R 方程作為流體的物性參數包， 工質的物性參數取自Aspen Hysys 自帶的物性參數數據庫。為了對仿真模型進行簡化，本文提出了以下假設： ①太陽池接收到的太陽輻射量恒定， 太陽池內各層鹽水的溫度也恒定；②SPK 系統在穩定工況下運行， 該系統中各狀態點的物性參數保持不變； ③各換熱器均為逆流式換熱器， 換熱工質流經各換熱器后的壓力損失均為入口壓力的1%，各換熱器的最小換熱溫差均為5℃；④忽略高溫、低溫熱源工質循環過程中消耗的動力。 熱效率η 和火用效率ηex是評價SPK 系統熱力性能的重要指標，二者的計算式分別為

式中：Wnet為SPK 系統的凈發電功率，kW；Q 和Ex分別為高溫熱源向蒸發器輸出的熱功率和火用，kW。

SPK 系統凈發電功率Wnet的計算式為

式中：Wtur為透平的發電功率，kW；Wpump為工質泵的功耗，kW。

太陽池下對流層向換熱器輸出的熱功率Q和火用Ex的計算式分別為

式中：mLCZ為太陽池下對流層流入蒸發器的高溫鹽水的流量，kg/s；hⅠ，hⅡ分別為蒸發器進、出口處高溫鹽水的焓值，kJ/kg；exⅠ和exⅡ分別為蒸發器進、出口處高溫鹽水的火用，kJ/kg。

3 結果分析

3.1 基本參數

表1 為SPK 系統的各項參數。

表1 SPK 系統的各項參數Table 1 Basic parameters of the SPK model

根據文獻[14]的太陽池全年運行數據可知，太陽池下對流層中鹽水的最高溫度為90 ℃，冬季太陽池下對流層中鹽水的溫度長期保持在70 ℃以上，太陽池上對流層中鹽水的溫度一般低于20℃，因此，本文設定太陽池下對流層的提熱溫度為70~90 ℃。 此外，設定透平出口處乏汽的干度大于97%。

在Kalina 循環中，透平的最大運行壓力（SPK系統運行壓力）、氨水混合物的濃度（氨水濃度），以及透平進氣溫度是影響SPK 系統熱力性能的主要因素， 透平進氣溫度主要由太陽池下對流層提熱溫度決定的，因此，本文主要分析運行壓力、氨水濃度和提熱溫度與SPK 系統熱力性能的相關性。

本文的氨水濃度主要指氨水混合物的基本濃度。 令mpump，mtur分別為工質泵、透平進口處氨水混合物的流量；γvap為蒸發器出口處氨水混合物的氣相分數；TⅡ為太陽池下對流層的回水溫度。

3.2 氨水濃度對系統熱力性能的影響

圖2 為當提熱溫度為90 ℃，運行壓力為1.75 MPa 時，mpump，mtur，γvap和TⅡ隨氨水濃度的變化情況。

圖2 當提熱溫度為90 ℃、運行壓力為1.75 MPa 時，mpump，mtur，γvap 和TⅡ隨氨水濃度的變化情況Fig.2 Effect of ammonia concentration on mpump，mtur，γvap and TⅡwith extraction temperature at 90 ℃and operating pressure of 1.75 MPa

/℃

由圖2 可知， 隨著氨水濃度逐漸升高，mpump逐漸減小，γvap逐漸升高， 導致mtur逐漸增大。 此外，隨著氨水濃度逐漸升高，TⅡ逐漸降低，這說明隨著氨水濃度逐漸升高， 太陽池下對流層中高溫鹽水在蒸發器中的換熱功率逐漸增加。

圖3 當提熱溫度為90 ℃、運行壓力為1.75 MPa 時，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex 隨氨水濃度的變化情況Fig.3 Effect of ammonia concentration on Wtur，Wpump，Wnet，η and η ex with extraction temperature at 90 ℃and operatingpressure of 1.75 MPa

圖3 為當提熱溫度為90 ℃，運行壓力為1.75 MPa 時，透平的發電功率Wtur、發電量Wpump，以及SPK 系統的凈發電功率Wnet、 熱效率η 和火用效率ηex隨氨水濃度的變化情況。SPK 系統中透平的發電量Wtur主要是由透平入口處的工質流量、溫度，以及運行壓力決定的。工質泵功耗主要由工質流量和運行壓力決定的。在提熱溫度和工作壓力一定的情況下，Wpump主要由mtur決定的。 由圖3 可知，由于mtur會隨著氨水濃度的增大而增大，因此，Wtur也會隨著氨水濃度的升高而增大。由圖3 還可看出，隨著氨水濃度逐漸增大，mpump逐漸減小， 導致Wpump也逐漸減小。由于Wpump遠小于Wtur， 因此，SPK 系統凈發電功率Wnet的變化趨勢和Wtur相同。此外，雖然Wnet會隨著氨水濃度的增大而增大， 但太陽池下對流層的高溫鹽水在蒸發器中的換熱量也相應增加，導致SPK 系統的熱效率η 和火用效率ηex隨著氨水濃度的增大而降低。

3.3 運行壓力對系統熱力性能的影響

圖4 為當提熱溫度為90 ℃和氨水濃度為85%時，mtur，mpump，γvap和TⅡ隨運行壓力的變化情況。

圖4 當提熱溫度為90 ℃、氨水濃度為85%時，mtur，mpump，γvap 和TⅡ隨運行壓力的變化情況Fig.4 Effect of operating pressure on mtur，mpump，γvap and TⅡwith extraction temperature at 90 ℃and ammoniaconcentration of 85%

由圖4 可知， 隨著運行壓力逐漸升高，mpump和γvap均逐漸減小，導致mtur也逐漸減小。此外，隨著運行壓力逐漸升高，TⅡ逐漸升高， 這說明隨著運行壓力逐漸升高， 太陽池下對流層的高溫鹽水在蒸發器中的換熱功率Q 逐漸減小。

圖5 當提熱溫度為90 ℃、氨水濃度為85%時，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex 隨運行壓力的變化情況Fig.5 Effect of operating pressure on Wtur，Wpump，Wnet，η and ηex with extraction temperature at 90 ℃and ammonia concentration of 85%

圖5 為當提熱溫度為90 ℃和氨水濃度為85%時，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex隨 運 行 壓 力 的 變化情況。在提熱溫度一定的情況下，Wpump主要由入口工質的流量和運行壓力決定的。由圖5 可知，隨著運行壓力逐漸升高，mtur逐漸減小， 導致Wtur呈現出先增大后減小的變化趨勢。由圖5 還可看出，隨運行壓力逐漸升高，Wpump略有增加。 這是由于隨運行壓力逐漸升高，mpump逐漸減小， 但工質泵出口壓力逐漸升高， 因此，Wpump仍然略有增加。 此外，由于工質泵功耗較小，因此，Wnet的變化趨勢與Wtur相同， 均隨著運行壓力的升高呈現出先增大后減小的變化趨勢， 且存在一個最佳的運行壓力（1.75 MPa），使得Wnet達到最大值。由于太陽池下對流層的高溫鹽水在蒸發器中的換熱功率Q隨著運行壓力的升高而減小， 因此，η，ηex均隨著運行壓力的升高而增大， 但二者的增大幅度逐漸減小。

3.4 提熱溫度對系統熱力性能影響

圖6 為當運行壓力為1.75 MPa 和氨水濃度為85%時，mtur，mpump，γvap和TⅡ隨提熱溫度的變化情況。

由圖6 可知， 隨著提熱溫度逐漸升高，mpump，γvap均逐漸增大， 導致mtur也逐漸增大。 此外，隨著提熱溫度逐漸升高，TⅡ基本穩定，這說明隨著提熱溫度逐漸升高，太陽池下對流層的高溫鹽水在蒸發器中的換熱功率Q 逐漸增加。

圖6 當運行壓力為1.75 Mpa、氨水濃度為85%時，mtur，mpump，γvap 和TⅡ隨提熱溫度的變化情況Fig.6 Effect of extraction temperature on mtur、mpump、γvap and TⅡwith operating pressure of 1.75 MPa and ammoniaconcentration of 85%

圖7 為當運行壓力為1.75 MPa 和氨水濃度為85%時，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex隨提熱溫度的變化情況。

圖7 當運行壓力為1.75 MPa、氨水濃度為85%時，Wtur，Wpump，Wnet，η 和ηex 隨提熱溫度的變化情況Fig.7 Effect of extraction temperature on Wtur，Wpump，Wnet，η and ηex with operating pressure of 1.75 MPa and ammoniaconcentration of 85%

在運行壓力一定的情況下，Wpump主要由其入口處工質的溫度和流量決定的。由圖7 可知，隨著提熱溫度逐漸升高， 透平進口處工質的溫度和流量均逐漸增加，導致Wtur快速增大。由圖7 還可看出， 雖然Wpump也會隨著提熱溫度的升高而增大，但由于Wpump較小， 因此，Wnet也會隨著提熱溫度的升高而快速增大。此外，雖然太陽池下對流層的高溫鹽水在蒸發器中的換熱功率Q 隨提熱溫度的升高而增大，但由于Wnet迅速增加，因此，η 和ηex均隨著提熱溫度的升高而增大。

3.5 典型算例分析

當氨水濃度為85%， 運行壓力為1.75 MPa，提熱溫度為90 ℃（典型工況）時，SPK 系統的各項參數如表2 所示。

表2 典型工況下SPK 系統的各項參數Table 2 Calculation results under typical operating conditions

圖8 為SPK 系統中各換熱器內基本濃度氨水溫度和下對流層鹽水溫度隨換熱功率的變化情況。

圖8 SPK 系統中各換熱器內基本濃度氨水溫度和下對流層鹽水溫度隨換熱功率的變化情況Fig.8 Effect of heat transfer efficiency on basic ammoniawater solution temperature and LCZ water temperature

由圖8 可知，SPK 系統中蒸發器和冷凝器的換熱功率較大，回熱器和預熱器的換熱功率較小。根據上文可知， 氨水的蒸發溫度和冷凝溫度均隨著氨水濃度的變化而變化， 因此， 相比于朗肯循環，Kalina 循環中的冷熱流體曲線在蒸發器（基本濃度氨水溫度曲線和下對流層鹽水溫度曲線）和冷凝器（基本濃度氨水溫度曲線和上對流層鹽水溫度曲線）中匹配得較好，有利于提升SPK 系統的熱效率和火用效率。

圖9 為SPK 系統中各換熱器和透平等設備的火用損失比例。 圖中：X1~X6分別為透平、蒸發器、預熱器、冷凝器、回熱器及其他的火用損失比例。

圖9 SPK 系統中各換熱器和透平等設備的損失比例Fig.9 Exergy destruction ratio of each component in SPK

由于各換熱設備存在固有的換熱溫差，因此，各換熱設備的換熱過程為不可逆的熵增過程，這將發生火用損失現象。 由圖9 可知， 蒸發器和冷凝器火用損失比例均較大，分別為41.79%和28.1%，這是由于蒸發器和冷凝器的換熱功率遠大于預熱器和回熱器， 并且蒸發器和冷凝器中氨水混合物均發生了相變（圖8）。此外，透平作為SPK 系統主要的功能轉換部件，也存在固有的機械損失，加之其入口和出口處工質的焓差較大，導致其火用損失也較大，其火用損失比例為17.78%。由圖9 還可看出，SPK 系統中其他部件的火用損失比例均較小。

4 結論

本文采用Aspen Hysys 軟件建立了鹽梯度太陽池Kalina 循環發電系統的數值模型，并根據模擬結果對該系統的熱力性能及其主要影響因素，以及該系統中各設備的火用損失進行了分析。 分析結論如下。

①在提熱溫度和運行壓力一定的情況下，隨著氨水濃度逐漸升高，SPK 系統的發電功率逐漸增大，熱效率和火用效率逐漸減小。

②在提熱溫度和氨水濃度一定的情況下，存在最佳的運行壓力（1.75 MPa），使得SPK 系統輸出最大的發電功率，熱效率和火用效率則隨著運行壓力的升高而增大。

③蒸發器、冷凝器和透平是SPK 系統中火用損失較大的3 個部件，火用損失比例分別為41.79%，28.1%和17.78%。

④在氨水濃度為85%、 運行壓力為1.75 MPa、 提熱溫度為90 ℃的條件下，SPK 系統的熱效率和火用效率分別為7.93%和57.59%。