計及AA-CAES與PTC集成的綜合能源系統運行優化與性能分析

吳 迪, 劉 奧, 龔弟鑫, 馬帆帆, 馬 立, 韓中合, 劉樹華

(1. 華北電力大學 能源動力與機械工程學院, 河北保定 071003;2. 華北電力大學 河北省低碳高效發電技術重點實驗室, 河北保定 071003;3. 國家電投集團電站運營技術(北京)有限公司, 北京 102209)

近年來,隨著世界化石能源匱乏和生態環境惡化的日漸加劇,加速化石能源為主體的能源結構向可再生能源轉型是解決當前能源環境問題的關鍵[1]。綜合能源系統(integrated energy system,IES)可以實現多能互補與能源梯級利用,是一種結構多元、運行靈活、可控性強的多能源系統[2]。在IES中加入可再生能源,可降低天然氣的使用與污染物排放,進一步促進節能減排降耗[3]。但由于可再生能源具有間歇性與波動性的特點,高比例的滲透也對系統的安全穩定運行帶來挑戰。儲能設備作為IES的核心設備組成部分,在消納可再生能源、削峰填谷、提高系統穩定性等方面起到重要作用[4-5]。

壓縮空氣儲能技術(CAES)屬于一種大規模儲能技術,具有成本低、容量大和污染少等優勢[6]。與傳統CAES相比,先進絕熱壓縮空氣儲能系統(AA-CAES)將壓縮過程中的熱量轉移到釋能階段循環使用,在節能減排和降低成本等方面更具有應用前景[7]。Jiang等[8]以AA-CAES為基礎設計了多聯產系統,放電時,膨脹機的空氣被熱工作介質加熱,用戶回水進一步回收熱工作介質的余熱,將其儲存回冷罐,并對含AA-CAES的多聯產系統展開了經濟性分析。尹斌鑫等[9]建立了含AA-CAES以及其他輔助設備的IES全生命周期模型,驗證了AA-CAES可有效降低IES的運行成本。Bu等[10]提出了一種包含AA-CAES、太陽能輔熱設備和有機朗肯循環(organic Rankine cycle,ORC)的AA-CAES-SAH-ORC系統,基于能效性與熱力學性能對系統展開研究。Li等[11]建立了基于混合整數線性規劃的AA-CAES熱電聯產調度模型,并證明了AA-CAES能在電熱能源系統中減少棄風并降低成本。然而,通常已有研究中AA-CAES與IES耦合不夠充分,未能深入挖掘AA-CAES系統的冷、熱、電多能流特性,或對耦合后的系統性能分析不夠全面,且很少有研究者對AA-CAES和IES系統中其他供能設備耦合后進行協同優化并深入分析。

可再生能源形式多樣,其中太陽能因其普遍性與環保性等優勢受到國內外學者的廣泛關注[12-13]。已有研究將太陽能集熱器收集的熱量作為動力源,對系統集成設計與優化展開研究。Freeman等[14]提出了基于ORC的小型太陽能熱電聯產系統,并對槽式太陽能集熱器(parabolic trough solar collector,PTC)與真空管集熱器的性能進行了對比,結果表明與真空管集熱器相比,PTC效率更高。李猛[15]提出了一種含PTC的分布式供能系統,PTC在吸收太陽能輻射后將熱量傳遞給燃氣輪機燃燒室內的空氣,顯著提升了系統的性能。Chen等[16]提出了一種包含PTC、吸收式熱泵(absorption heat pump,AHP)和吸收式制冷機的IES,從其熱力學、經濟性和環保性等方面展開分析,并研究了PTC工作溫度和直接法向輻照度對IES性能的影響。Bedakhanian等[17]構建了一種由PTC、ORC、吸收式制冷機等設備組成的多能源系統,對系統的能效性與效率展開研究。然而,上述文獻中所提及的系統較為簡單,而IES中含有多種能源設備,系統結構與耦合機理較為復雜,引入太陽能會使系統協調優化難度上升,且很少有學者對耦合太陽能的IES系統展開深入研究。

綜上所述,筆者提出了一種包含PTC與AA-CAES集成的IES-PTC-CAES系統優化運行策略。對PTC與AA-CAES吸收太陽能、儲能與釋能等過程以及其他設備進行了分析,并建立了相應的熱力學模型。進而以經濟性、環保性和能效性為優化目標,選擇IES-PTC-CAES系統運行的重要設備參數作為優化變量,選擇并行式遺傳算法作為優化算法,基于分時電價構建了協同優化策略。最終,以北京某地區商業建筑為應用場景,對所構建的系統進行仿真優化,得出最優運行策略,并與參考系統進行了對比,驗證了系統的有效性。

1 系統概述

考慮到AA-CAES儲能技術規模較大,布置n套IES系統與AA-CAES系統耦合,設定n為5。

1.1 參考系統

參考系統結構如圖1所示。在參考系統中,AA-CAES利用內燃機(internal combustion engine,ICE)產生的高溫煙氣,在釋能時通過換熱器將空氣加熱,用戶回水流經缸套水換熱器回收AA-CAES儲能側壓縮空氣的熱量,之后與釋能側放熱中溫煙氣按比例分配為2股,分別進入ORC與AHP中。在參考系統中,優先由ICE、ORC和AA-CAES為用戶提供電負荷,AA-CAES吸收系統盈余發電量。若此時電負荷缺口仍然存在,則由市政電網補充。用戶的冷負荷由AHP與電制冷機滿足。熱負荷由缸套水換熱器、AA-CAES儲能側換熱器以及尾部換熱器協同提供,若此時仍存在熱負荷缺口,則由燃氣鍋爐填補。

圖1 參考系統結構圖Fig.1 The structure diagram of the reference system

1.2 IES-PTC-CAES系統

本節所構建的IES-PTC-CAES系統結構如圖2所示。IES-PTC-CAES系統將PTC與AA-CAES系統進行耦合。在該系統中,PTC布置在AA-CAES的釋能側,其內部導熱油通過吸收太陽能來提高自身溫度。在AA-CAES釋能時,低溫壓縮空氣吸收導熱油的熱量以提高自身溫度,進而使得AA-CAES的做功能力大幅提高。ORC和AHP通過吸收ICE啟動后的高溫煙氣進行發電與制冷,二者排出的余煙進入尾部換熱器與AA-CAES儲能側流出的中溫水進行熱交換。

圖2 IES-PTC-CAES系統結構圖Fig.2 The structure diagram of IES-PTC-CAES system

在電熱冷供應方面,系統調節ICE和ORC發電,AA-CAES儲存冗余發電量。用電負荷優先由AA-CAES提供,不足部分通過向市政電網買電補足。AHP和電制冷機協同滿足用冷需求,冷量缺口由燃氣鍋爐提供熱量進入AHP補足。用熱負荷最終由尾部換熱器流出的高溫水提供,蓄熱水箱系統為后備熱源,熱量缺口由燃氣鍋爐供給。

2 系統設備熱力學模型

2.1 內燃機

ICE作為IES的主要設備,其性能參數部分負荷率ηPLR的設置尤為關鍵。ηPLR的計算公式為

(1)

式中:EICE和GICE分別為ICE的實際發電量與額定容量,kW。

2.2 有機朗肯循環系統

選擇R113作為ORC中的有機工質,ORC放電量EORC計算公式為

EORC=qm,R113(h1-h2)

(2)

式中:qm,R113為工質的質量流量,kg/s;h1和h2為有機工質R113流入、流出透平時的比焓,kJ/kg。

2.3 壓縮空氣儲能

在AA-CAES建模過程中,根據下列假設對模型進行一定簡化:(1) 在運行過程中,空氣被視為理想氣體,其比熱容不變;(2) 空氣的熱容量與蓄熱介質的熱容量相等;(3) 不考慮過程中流體的動量變化與重力勢能的變化;(4) 壓縮機與膨脹機的工作過程是絕熱的。

2.3.1 儲能階段

儲能時,壓縮空氣過程視為不可逆絕熱多變過程。壓縮機出口空氣溫度Tco,out計算公式為

(3)

式中:Tco,in為壓縮機的進口溫度,K;κ為絕熱多變指數;βc為壓縮機的壓比;ηc為壓縮機的等熵效率。

壓縮mkg空氣的壓縮功Wco通過下式計算

(4)

式中:cp,a為空氣的比定壓熱容,J/(kg·K)。

此外,換熱器的效能ε為

(5)

式中:cp為對應流體的比定壓熱容,J/(kg·K);下標c和h表示冷熱兩側流體;qm為換熱器中流體的質量流量,kg/s;下標c和h表示冷、熱兩側流體;Tin、Tout分別為換熱器進、出口流體溫度,K。

換熱器的壓力損失系數σ的計算公式為

(6)

各級換熱器出口流體溫度T1,out的統一計算公式為

T1,out=(1-ε)T1,in+εT2,in

(7)

式中:T1,in和T2,in分別為換熱器兩側不同流體的入口溫度。

2.3.2 釋能階段

膨脹機出口空氣溫度Te,out計算公式為

(8)

式中:Te,in為膨脹機進口空氣溫度,K;βe為膨脹機的膨脹比;ηtur為膨脹機的等熵效率。

空氣在膨脹機中所做功We的計算公式為

(9)

2.3.3 儲氣室

在儲能過程中,儲氣室與外界沒有物質與能量交換,儲氣室內壓比β與溫度T隨時間的變化情況為

(10)

(11)

式中:Tin為儲氣室的進口空氣溫度,K;hc為氣體與儲氣室壁面的對流傳熱系數,W/(m2·K);Ac為儲氣室內表面積,m2;Tw為儲氣室內壁溫度,K;t為時間,s;qm,c為儲氣室進口空氣質量流量,kg/s;p0為大氣壓力,Pa;V為儲氣室容積,m3;cv為空氣的比定容熱容,J/(kg·K);Rg為氣體常數,J/(kg·K)。

在釋能過程中,儲氣室內壓比與溫度隨時間變化的關系式為

(12)

(13)

式中:qm,e為儲氣室出口空氣質量流量,kg/s。

在儲能與釋能的間隔過程中,儲氣室內壓比與溫度隨時間變化的關系式為

(14)

(15)

2.3.4 節流閥

hval,in=hval,out

(16)

式中:hval,in和hval,out分別為節流閥進出口處氣體比焓,kJ/kg。

2.4 槽式太陽能集熱器

PTC集熱量(HPTC,kW)及其所受有效太陽輻射強度(Reff,kW/m2)計算公式分別為

HPTC=APTCReff

(17)

Reff=Rb,ncosσ

(18)

(19)

式中:APTC為PTC的集熱面積,m2;Rb,n為太陽法向直射輻射強度, kW/m2;σ為入射角,(°);δ為赤緯角,(°);γ為太陽時角,(°)。

赤緯角δ和太陽時角γ的計算公式為

(20)

γ=0.25×(αAST-720)

(21)

αAST=αLST+αET-4(βSL-βLL)

(22)

αET=9.87sin 2ω-7.53cosω-1.5sinω

(23)

(24)

式中:N為每年1月1日至計算時的天數;αAST為太陽時,min;αLST為當地標準時,min;βSL為當地標準時區所在地的經度,選取北京時間經度,東經120°;βLL為當地經度,(°);αET為地球繞太陽公轉時運動和轉速變化導致的時差,min。

PTC有效集熱量HPTC,eff的計算公式為

HPTC,eff=HPTC×ηPTC=cp,oil×qm,oil×(Toil,out-Toil,in)

(25)

式中:cp,oil為PTC導熱油的比定壓熱容,kJ/(kg·K);qm,oil為導熱油質量流量,kg/s;Toil,out和Toil,in分別為導熱油在PTC中的出口和進口溫度,K;ηPTC為PTC集熱效率。

ηPTC計算式[18]為

(26)

式中:a為PTC的截距效率,選取0.762;b和c均為熱損系數,分別取值0.212 5和0.001 672;T0為環境溫度,K。

2.5 蓄熱水箱

蓄熱水箱運行模型如下:

(27)

Htank,in(t)≤Hin,max

(28)

Htank,out(t)≤Hout,max

(29)

式中:Htank(t)為蓄熱水箱在t時刻內儲存的熱量,kW;φin、φout分別為蓄熱、釋熱功率系數;Htank,in(t)、Htank,out(t)分別為蓄熱水箱在t時刻內的存入、輸出熱量,kW;Hin,max、Hout,max分別為蓄熱水箱最大蓄、放熱功率,kW。

2.6 缸套水換熱器

用戶回水所需熱源由缸套水換熱器提供,其計算公式為

Hj,out=Hj,in×ηj

(30)

式中:Hj,out、Hj,in分別為出、入缸套水換熱器的熱量,kW;ηj為缸套水換熱器的換熱效率,取0.8。

2.7 尾部換熱器

尾部換熱器提供熱量Hex,out的計算公式為

Hex,out=Hex,in×ηex

(31)

式中:Hex,in為煙氣釋放給尾部換熱器的余熱,kW;ηex為尾部換熱器的換熱效率,取0.8。

2.8 吸收式熱泵

AHP制冷量CAHP計算公式為

CAHP=HAHP×ηCOP,AHP

(32)

式中:HAHP為AHP消耗的熱量,kW;ηCOP,AHP為AHP的性能系數,取0.7。

2.9 電制冷機

電制冷機制冷量CEC計算公式為

CEC=EEC×ηCOP,EC

(33)

式中:EEC為電制冷機消耗電量,kW;ηCOP,EC為電制冷機的性能系數,取4。

2.10 燃氣鍋爐

用戶所需補充負荷由燃氣鍋爐提供,其放熱量HGB計算公式為

HGB=NGB×ηGB

(34)

式中:NGB為燃氣鍋爐天然氣消耗量,kW;ηGB為燃氣鍋爐換熱效率。

燃氣鍋爐提供熱量用于補充用戶所需熱負荷與冷負荷,故還需滿足下式

HGB=HGB,h+HGB,c

(35)

式中:HGB,h、HGB,c分別為燃氣鍋爐為用戶提供的熱量和冷量,kW。

3 系統優化方案

3.1 優化目標

系統的優化目標為各典型日的運行維護成本(fOMC,元)、二氧化碳排放量(fCDE,kg)和一次能源消耗量(fPEC,kW·h)。

3.1.1 運行維護成本

fOMC=Cope+Cgas+Cgrid

(36)

(37)

(38)

Ngas(t)=NICE(t)+NGB(t)

(39)

(40)

Ebuy,all(t)=Ebuy(t)+Ebuy,store(t)

(41)

式中:Cope、Cgrid和Cgas分別為檢修維護、電網購電和天然氣購買成本,元;t表示第t時刻,h;下標i表示不同設備;P為設備出力,kW·h;z為設備數量;cope、cgas和cgrid分別為設備單位容量成本、天然氣價格和購電價格,天然氣價格取值為0.22元/(kW·h);Ngas為系統消耗天然氣總量,包括ICE的耗氣量NICE和燃氣鍋爐的耗氣量NGB,kW·h;Ebuy,all為系統的購電總量,包括為補充電負荷缺口所需的購電量Ebuy和谷時電價期AA-CAES的儲電量Ebuy,store,kW·h。

3.1.2 二氧化碳排放量

fCDE代表系統對環境的影響情況,其值越低,代表系統越環保。其計算公式為

(42)

式中:λgas、λgrid分別為天然氣和電網的二氧化碳排放因子,分別取值為0.22 kg/(kW·h)和1.01 kg/(kW·h)。

3.1.3 一次能源消耗量

fPEC用于衡量系統一次能源消耗程度,其值越小,代表系統越節能。其計算式為

(43)

式中:μplant為發電廠發電效率,取值為0.4;μtrans為電網的電能輸配效率,取值為0.92。

3.2 評價指標

將典型日的目標函數年化得到系統年化運維成本(fOMC,year)、年化一次能源消耗量(fPEC,year)和年化二氧化碳排放量(fCDE,year):

(44)

(45)

(46)

式中:j表示第j個典型日;d為全年中典型日對應的天數。

系統的一次能源消耗量(renergy)與效率(rexergy)[19]具體計算式為

(47)

(48)

XE=3 600Eload

(49)

XH=XQ,out-XQ,in

(50)

(51)

(52)

XC=XC,out-XC,in

(53)

(54)

(55)

Xgas=0.95×QHHV×Ngas

(56)

XPTC=0.917 1×Rb,n×APTC

(57)

式中:Eload、Hload和Cload分別為用戶的電、熱和冷負荷,kW·h;XE、XH和XC分別為系統的電量、熱量和冷量,kJ;Xgas為系統消耗天然氣的,kJ/(kg·K);下標hw與cw表示熱水與冷卻水;XQ,out、XQ,in分別為流出與流入系統的熱量;XC,out、XC,in分別為流出與流入系統的冷量;Tout、Tin分別為供水與回水溫度,K;cw為水的比熱容,kJ/(kg·K);qm,w為水的質量流量,kg/s;XPTC為PTC的,kJ;QHHV為天然氣的高位熱值,kJ/m3。

3.3 約束條件

系統能量約束方程如式(58)～式(60)所示。

EICE(t)+EORC(t)+Edisch(t)+Ebuy(t)≥Eload(t)+EEC(t)+Ech(t)

(58)

Hex(t)+HGB(t)+Htank,out(t)≥Hload(t)+HAHP(t)

(59)

CAHP(t)+CEC(t)≥Cload(t)

(60)

式中:Edisch、Ech分別為AA-CAES系統的放電量、儲電量,kW·h;Hex為換熱器(缸套水換熱器、儲能側換熱器和尾部換熱器)產熱量,kW·h。

3.4 協同優化策略

采用Matlab軟件中成熟的遺傳算法(GA)工具箱,為避免優化過程出現早熟現象,引入自適應的交叉與突變過程來避免陷入局部最優解。選定ICE部分負荷率ηPLR、流入ORC煙氣占比rORC、低溫煙氣溫度Ts,L、電制冷占比rEC、電價低谷儲電量Ebuy,store和PTC出口導熱油溫度Toil,out作為系統的優化變量。其中,ηPLR變化會顯著影響ICE發電效率,進而影響系統能源利用率。系統依據負荷需求實時調整rORC和Ts,L,,以實現冷、熱、電能的靈活輸出,同時rEC變化會顯著影響AHP與電制冷機的制冷量,進而影響系統的電能消耗量與能效性。Ebuy,store作為谷電價時系統的購電存儲量,對系統運行與經濟性同樣產生影響。此外,雖然較高的Toil,out會提高AA-CAES放電量,但溫差較大會導致蓄熱過程不可逆損失增加,有必要對其進行優化。其中,rORC、rEC計算公式為

(61)

(62)

式中:qV,s、qV,ORC、qV,AHP分別為內燃機排煙、流入ORC和AHP的煙氣體積流量,m3/s。

為降低優化維度、提升求解速度,基于分時電價對重要運行參數進行優化。系統不同時段的優化變量組合見表1。

表1 系統不同時段的優化變量組合Tab.1 The optimization variable combination of IES-PTC-CAES system in different periods

4 算例分析

4.1 研究對象及參數設置

4.1.1 研究對象

以北京地區某棟商業建筑作為應用場景,該建筑層數為8層,每層面積為1 500 m2,擬研究數量為20棟,使用DeST軟件對該建筑進行模擬,得到其全年逐時冷、熱、電負荷等數據。進而通過K-means算法從樣本提取出能夠代表該建筑典型負荷信息的10個典型日,典型日負荷信息見圖3。

圖3 典型日逐時負荷Fig.3 Hourly load in typical days

4.1.2 參數設置

AA-CAES參數、IES-PTC-CAES系統內設備經濟參數如表2與表3所示。

表2 AA-CAES以及PTC技術參數Tab.2 The technical parameter of the AA-CAES

表3 設備經濟參數Tab.3 The economic parameter of the equipment

4.2 系統運行結果分析

4.2.1 系統性能對比分析

在3種不同優化目標下,兩系統的性能對比分析結果見圖4。圖4(a)所示是以經濟性為優化目標時兩系統優化結果的對比。與參考系統相比,IES-PTC-CAES系統運行成本降低約14.61萬元, CO2排放量降低約123 440.82 kg。圖4(b)所示是以環保性為優化目標時兩系統優化結果的對比,在所選典型日中兩系統具有相近的變化趨勢。IES-PTC-CAES系統一次能源消耗量4 047 700.72 kW·h,其中不可再生能源消耗量為3 475 633.96 kW·h,雖然在典型日內一次能源消耗總量仍然大于參考系統,但對比參考系統,可再生能源消耗量降低約8.91%。圖4(c)為兩系統在各典型日下其能效目標性能對比分析結果。在能效潛力方面,IES-PTC-CAES系統低于參考系統,其fPEC在每個典型日平均增幅為24 412.89 kW·h,其原因是系統太陽能利用效率不足,導致系統的fPEC增加。但相較于參考系統,所構建系統在減碳與降低成本方面具有明顯成效,在每個典型日降低二氧化碳排放約8.38%,節約系統運行成本3.26%左右。

(a) 經濟目標

4.2.2 系統年化性能對比分析

圖5給出了兩系統在不同目標下的年化性能對比。圖5(a)是以經濟性為目標兩系統的年化性能分析結果,相比參考系統,fOMC,year降低近519萬元,降幅為10.79%,fCDE,year減少約4 790 701.23 kg,降幅為5.63%,fPEC,year增加約9 454 812.72 kW·h,增幅約32.45%。這是由于PTC的集成,太陽能的利用提升了系統的經濟與環保效益,這表明IES-PTC-CAES系統大規模實際應用的潛力得到提升。圖5(b)和圖5(c)分別為以環保性和能效性為目標時兩系統的年化性能對比情況。以環保性為目標時,系統的fOMC,year降低了5.17%,fCDE,year降低了4.92%,而fPEC,year增加了14.03%。以能效性為目標時,系統的fCDE,year和fOMC,year降幅分別達到4.15%和9.75%,而fPEC,year增幅約7.48%。

(a) 經濟目標

由于煙氣余熱在系統中被ORC和AHP梯級利用,提高了系統發電量和制冷量,在一定程度上緩解了電負荷與冷負荷壓力,降低了成本。盡管一次能源消耗量有所增加,但在經濟性和環保性方面仍具有明顯優勢。

4.2.3 系統用能分析

通過對各典型日情況下系統購電與購氣量分析,得出不同目標下系統的用能情況,結果如圖6所示。

由圖6(a)可知,環保目標下系統的購電量最少,經濟目標下購電量最多。這是由于電價低谷時期系統主動購電儲存在AA-CAES中,提高了系統的經濟效益。由圖6(b)可知,經濟目標下購氣量最低,為11 789.84 m3,與能效目標和環保目標下相比,其天然氣購買量平均值分別降低1 519.9 m3和3 612.4 m3。相反,環保目標下購氣量最多,因為在環保目標下,為了降低碳排放量,系統更傾向于依靠自身發電去滿足用能需求,因此減少了電能的購買而增加了天然氣使用量。

(a) 電能購買量

4.2.4 系統能源價格敏感性分析

市場供需變化和能源價格波動將導致系統的經濟性發生變化,故需對系統經濟性與能源價格展開敏感性分析。

選取夏冬季典型日對系統進行能源價格敏感性分析,結果如圖7所示。由圖7可知,無論夏季冬季,系統的運行成本均隨著電價和天然氣價格系數增大而增加。圖7(a)顯示夏季時電價和天然氣價格系數每提升10%,系統運行成本平均增加10 514.67元和2 130.52元。圖7(b)顯示冬季時電價波動對系統成本影響更為顯著,電價和天然氣價格系數每提升10%,系統運行成本平均增幅為6 343.49元和3 939.56元。

(a) 夏季

綜上所述,無論夏季或冬季,電價波動是系統運行成本變化的主要因素。但天然氣價格波動在冬夏兩季時對系統運行成本有不同影響。在夏季時,冷負荷需求更為龐大,此時系統需通過電制冷機提供大量的冷負荷,故此時天然氣價格對運行成本影響較小。在冬季時,用戶熱負荷需求更高,系統需調用燃氣鍋爐消耗較多天然氣來填補熱需求缺口,此時天然氣價格對運行成本影響更為明顯。

此外,對于能源購買成本而言,冬季購買成本遠小于夏季,其主要原因是對于模擬得出的用戶負荷而言,其在冬季時的采暖需求遠不及夏季時的供冷需求。綜上,對于所構建的系統以及建筑場景而言,無論夏季或冬季,電價是系統運行成本的最大限制因素。在不同季節,天然氣價格對系統運行成本的影響程度不一,與夏季相比,冬季時天然氣價格波動會更明顯地影響系統運行成本。

4.2.5 系統熱力學分析

本節分析了在典型日2情況下IES-PTC-CAES系統熱力學性能與部分重要運行參數的影響關系。

圖8(a)給出了ηPLR變化對系統熱力學性能的影響。由圖8(a)可知,升高ηPLR,系統的發電量、產熱產冷量、renergy和rexergy也隨之提高。PTC的引入使得儲能系統在釋能放電過程中可獲得更多熱量,系統中能量變化具有明顯的線性趨勢。

圖8 不同運行參數對系統運行性能的影響Fig.8 The influence of different operating parameters on the system performance

圖8(b)給出了rORC對系統熱力學性能的影響,由圖8(b)可知,隨著rORC的提高,系統的發電量、renergy和rexergy緩慢上升,系統的產熱量基本不變。這是由于rORC提高,ORC將吸收更多煙氣熱量,故系統發電量隨之提高,而進入AHP的煙氣量減少,使得制冷量降低。在典型日2場景中不需要冷負荷,故AHP制冷量存在浪費,更多能量被用于發電,故系統renergy和rexergy緩慢升高,產熱量基本不變。

圖8(c)給出了Ts,L變化對系統熱力學性能的影響。由圖8(c)可知,系統的產熱量隨著Ts,L的升高而增加,而制冷量和發電量緩慢降低,系統的renergy和rexergy受Ts,L影響變化不明顯。由于Ts,L升高,系統調節尾部換熱器,使其換熱量增大,進入ORC和AHP的煙氣量降低,故發電量和制冷量緩慢降低,系統產熱量迅速升高。由于煙氣余熱不影響系統中AA-CAES系統放電過程,且此部分電量在系統發電量中占比較大,故Ts,L只對系統的產熱量有明顯作用。

5 結論

(1) 與參考系統相比,新系統在經濟與環保目標下的運行成本與CO2排放量分別降低了14.61萬元和6 194.38 kg。但由于太陽能有效利用率較低,導致系統一次能源消耗量較大,故其能效性較差,但環保性與經濟性具有明顯優勢。

(2) 由于PTC與AA-CAES的耦合,增強了IES-PTC-CAES系統自身的發電能力,在環保目標下,系統購電量最少,在經濟目標下,系統購氣量最低。

(3) 對于所構建的系統與模擬的應用場景而言,不同季節下的系統運行成本對天然氣價格波動敏感性表現出不同趨勢,相比夏季,冬季時運行成本對天然氣價格波動更敏感。對于電價而言,不論是冬季還是夏季,系統都較為敏感。

(4) 升高ηPLR,系統的發電量、產熱產冷量、renergy和rexergy也隨之提高。隨著rORC的提高,系統的發電量、renergy和rexergy緩慢上升,系統的產熱量基本不變。隨著Ts,L的升高,系統的產熱量增加,而制冷量和發電量緩慢降低,系統的renergy和rexergy受Ts,L影響不明顯。