一种超高温氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统

1.本发明涉及热能动力循环技术领域，具体涉及一种超高温氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统。


背景技术：

2.化石燃料燃烧排放的二氧化碳、氮氧化物等导致了严重的环境问题。为了缓解环境问题，全球能源结构正在向可再生能源转变，例如风能，太阳能等。聚光太阳能发电技术是一种快速发展的太阳能发电技术。在所有的太阳能发电技术中，塔式太阳能发电技术是一种具有大规模高效发电潜力的聚光太阳能发电技术。在当前的商用塔式系统中，吸热工质在565℃以下的温度驱动蒸汽朗肯循环，其汽轮机入口温度和循环热效率分别小于550℃和44％。近年来，超临界二氧化碳(sco2)布雷顿循环成为替代塔式系统中传统蒸汽朗肯循环的一种有前景的方法，有望在透平入口温度大于700℃时达到50％以上的循环热效率。但是，循环热效率仍被塔式系统最高运行温度限制在较低的范围内。
3.为了进一步提高塔式系统的竞争力，近年来，已有研究提出了一种运行温度可达1350℃以上的“新型超高温塔式系统概念”，有望将热电转换效率提高到60％以上。然而，在超高温塔式系统中，循环系统的运行温度将超过超临界二氧化碳布雷顿循环的最佳范围，导致其热效率将低于氦气布雷顿循环，同时超临界二氧化碳工质可能会与材料发生反应。因此氦气(he)布雷顿循环更适用于超高温塔式系统。然而，当氦气布雷顿循环集成到超高温塔式系统中时，氦气加热器两端的吸热工质吸热温差会被限制在几百摄氏度，不能满足超高温塔式系统所需求的1000℃左右的吸热工质吸热温差，这表示氦气布雷顿循环与塔式系统中的蓄热子系统的结合能力较差。鉴于此，需要设计一种能在超高温条件下具有较高的循环热效率且具有较高的吸热工质吸热温差的循环系统。


技术实现要素：

4.为了解决现有技术中的问题，本发明提供了一种超高温氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统，能够在超高温条件下达到较高循环热效率，同时达到较高的吸热工质吸热温差，实现了循环系统与超高温塔式太阳能系统的高效匹配。
5.为了实现以上目的，本发明所采用的技术方案为：包括氦气布雷顿循环和超临界二氧化碳布雷顿循环，氦气布雷顿循环作为顶循环，氦气布雷顿循环包括连接的he加热器和he透平，he加热器具有吸热工质侧和he侧，he加热器的吸热工质侧连接超高温塔式太阳能系统的太阳能吸热器，以太阳能吸热器出口的吸热工质作为热源将he工质最高加热到1300℃；超临界二氧化碳布雷顿循环作为底循环，超临界二氧化碳布雷顿循环包括sco2加热器，sco2加热器具有sco2侧和he侧，sco2加热器的he侧连接he透平，以he透平出口处的he工质作为热源将sco2工质最高加热到550℃～800℃。
6.进一步地，所述he加热器的he侧出口连接he透平的入口，he透平的出口连接sco2加热器的he侧入口，sco2加热器的he侧出口连接he回热器的低压侧入口，he回热器的低压
侧出口连接he预冷器的入口，he预冷器的出口连接第一he压缩机的入口，第一he压缩机的出口连接he中冷器的入口，he中冷器的出口连接第二he压缩机的入口，第二he压缩机的出口连接he回热器的高压侧入口，he回热器的高压侧出口连接he加热器的he侧入口。
7.进一步地，所述sco2加热器的sco2侧出口连接sco2透平的入口，sco2透平的出口连接sco2高温回热器的低压侧入口，sco2高温回热器的低压侧出口连接sco2低温回热器的低压侧入口，sco2低温回热器的低压侧出口分别连接sco2预冷器的入口和sco2再压缩机的入口，sco2预冷器的出口连接第一sco2主压缩机的入口，第一sco2主压缩机的出口连接sco2中冷器的入口，sco2中冷器的出口连接第二sco2主压缩机的入口，第二sco2主压缩机的出口连接sco2低温回热器的高压侧入口，sco2低温回热器的高压侧出口与sco2再压缩机出口汇合并连接sco2高温回热器的高压侧入口，sco2高温回热器的高压侧出口连接sco2加热器的sco2侧入口。
8.进一步地，所述he透平连接有he发电机。
9.进一步地，所述sco2透平连接有sco2发电机。
10.进一步地，所述he预冷器和he中冷器使he工质最低冷却到35℃。
11.进一步地，所述sco2预冷器和sco2中冷器使sco2工质最低冷却到35℃。
12.进一步地，所述氦气布雷顿循环低压为1.5mpa，高压在4.2mpa～9.0mpa的区间内，中压在2.2mpa～6.0mpa的区间内。
13.进一步地，所述超临界二氧化碳布雷顿循环高压在15mpa～30mpa的区间内；低压在7.4mpa～15mpa的区间内；分流比在0.3～1的区间内；压缩比之比在0～1的区间内。
14.进一步地，所述系统的最高热效率达到64.72％，最高吸热工质吸热温差达到1013.0℃，且可同时达到60.74％的热效率和899.7℃的吸热工质吸热温差。
15.与现有技术相比，本发明提供的氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统使氦气布雷顿循环在1300℃的透平入口温度下运行，通过调节氦气布雷顿循环的运行参数，可以使超临界二氧化碳布雷顿循环在550℃～800℃的透平入口温度下运行。可以保证两循环均在各自具有优势的温度下运行，实现能量的高效梯级利用，从而达到比单一的顶循环和底循环更高的循环热效率。通过加入超临界二氧化碳布雷顿循环，提升了he加热器两端的吸热工质吸热温差，从而提升了循环系统与蓄热子系统的结合能力。当超高温塔式系统对循环热效率与吸热工质吸热温差有特定要求时，可以通过调节氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统的运行参数，使循环系统的性能满足要求。
附图说明
16.图1是本发明的循环系统结构示意图；
17.图2是本发明的循环系统对应的t-s图；
18.图3是本发明的实施例1的多目标优化结果图；
19.图4是本发明的对比例1的系统结构示意图；
20.图5是本发明的实施例1和对比例1的多目标优化结果对比图；
21.图6是本发明的对比例2的系统结构示意图；
22.图7是本发明的实施例1和对比例2的多目标优化结果对比图；
23.其中，1-he加热器，2-he透平，3-sco2加热器，4-he回热器，5-he预冷器，6-第一he
压缩机，7-he中冷器，8-第二he压缩机，9-sco2透平，10-sco2高温回热器，11-sco2低温回热器，12-sco2预冷器，13-第一sco2主压缩机，14-sco2中冷器，15-第二sco2主压缩机，16-sco2再压缩机，17-he发电机，18-sco2发电机，19-蓄热子系统，20-太阳能吸热器，21-定日场。
具体实施方式
24.下面结合说明书附图和具体的实施例对本发明作进一步地解释说明，显然，所描述的实施例是本技术一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本技术中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本技术保护的范围。
25.本发明提供了一种超高温氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统，适用于超高温塔式太阳能系统，具体参见图1，超高温塔式太阳能系统包括定日场21、太阳能吸热器20、蓄热子系统19和循环系统，定日场21用于向太阳能吸热器20提供太阳能，蓄热子系统19连接太阳能吸热器20，循环系统包括氦气布雷顿循环和超临界二氧化碳布雷顿循环。
26.氦气布雷顿循环作为顶循环，其以太阳能吸热器20出口处的吸热工质作为热源，包括he加热器1、he透平2、he发电机17、sco2加热器3的he侧、第一he压缩机6、第二he压缩机8、he预冷器5、he中冷器7和he回热器4。通过he加热器1将he工质加热，使其在最高加热到1300℃的超高温条件下运行。
27.超临界二氧化碳布雷顿循环作为底循环，其以he透平2出口处的氦气作为热源，包括sco2加热器3的sco2侧、sco2透平9、sco2发电机18、第一sco2主压缩机13、第二sco2主压缩机15、sco2再压缩机16、sco2预冷器12、sco2中冷器14、sco2高温回热器10和sco2低温回热器11。通过sco2加热器3将sco2工质加热，使其在最高550℃～800℃的最佳运行温度区间内运行，并可以增大he加热器1两端的吸热工质吸热温差。
28.本发明的超高温氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统在超高温条件下提高了循环热效率，同时通过提高吸热工质的吸热温差，提升了其与蓄热子系统的结合能力，从而实现与超高温塔式太阳能热发电系统的高效匹配。
29.具体地，氦气布雷顿循环的he加热器1的he侧出口与he透平2入口相连，he透平2出口与sco2加热器3的he侧入口相连。sco2加热器3的he侧出口与he回热器4的低压侧入口相连，he回热器4的低压侧出口与he预冷器5的入口相连，he预冷器5的出口与第一he压缩机6的入口相连，第一he压缩机6的出口与he中冷器7的入口相连，he中冷器7的出口与第二he压缩机8的入口相连，第二he压缩机8的出口与he回热器4的高压侧入口相连，he回热器4的高压侧出口与he加热器1的he侧入口相连。
30.he加热器1具有he侧和吸热工质侧，并以太阳能吸热器20的出口的吸热工质为热源，用于将he工质加热到1300℃的最高温度；he透平2用于将he工质膨胀到1.5mpa从而产生轴功；he发电机17用于将he透平2的轴功转化为电能；he回热器4具有低压侧和高压侧，用于通过低压he工质来加热高压he工质；he预冷器5用于使低压he工质冷却到35℃的最低温度；第一he压缩机6用于将低压he工质压缩到中间压力；he中冷器7用于使中压he工质冷却到35℃的最低温度；第二he压缩机8用于将中压he工质进一步压缩到4.2mpa～9.0mpa的最高压力。
31.高温高压的he工质先在he透平2中膨胀做功，再进入sco2加热器3加热sco2，随后进
入he回热器4低压侧来加热高压侧的he工质，再被he预冷器5冷却，接着被第一he压缩机6压缩，再被he中冷器7冷却，继续被第二he压缩机8进一步压缩，最后进入he回热器4高压侧并被低压侧的he加热，再回到he加热器1进一步进行循环。he透平2带动he发电机17进行发电。
32.具体地，超临界二氧化碳布雷顿循环的sco2加热器3的sco2侧出口与sco2透平9的入口相连，sco2透平9的出口与sco2高温回热器10的低压侧入口相连，sco2高温回热器10的低压侧出口与sco2低温回热器11的低压侧入口相连，sco2低温回热器11的低压侧出口分别与sco2预冷器12的入口与sco2再压缩机16的入口相连，sco2预冷器12的出口与第一sco2主压缩机13的入口相连，第一sco2主压缩机13的出口与sco2中冷器14的入口相连，sco2中冷器14的出口与第二sco2主压缩机15的入口相连，第二sco2主压缩机15的出口与sco2低温回热器11的高压侧入口相连，sco2低温回热器11的高压侧出口与sco2再压缩机16的出口汇合，并与sco2高温回热器10的高压侧入口相连，sco2高温回热器10的高压侧出口与sco2加热器3的sco2侧入口相连。
33.sco2加热器3具有sco2侧和he侧，并以he透平2的出口的低压he工质为热源，用于将sco2工质加热到550℃～800℃的最高温度；sco2透平9用于使sco2工质膨胀到7.4mpa从而产生轴功；sco2发电机18用于将sco2透平的轴功转化为电能；sco2高温回热器10与sco2低温回热器11都具有低压侧和高压侧，用于通过低压sco2工质来加热高压sco2工质；sco2预冷器12用于使低压sco2工质冷却到35℃的最低温度；第一sco2主压缩机13用于将一部分低压sco2工质压缩到中间压力；sco2中冷器14用于使一部分中压sco2工质冷却到35℃的最低温度；第二sco2主压缩机15用于将一部分中压sco2工质进一步压缩到15mpa～30mpa的最高压力；sco2再压缩机16用于将一部分低压sco2工质直接压缩到15mpa～30mpa的最高压力。
34.高温高压sco2工质先在sco2透平9中膨胀做功，随后依次进入sco2高温回热器10与sco2低温回热器11的低压侧来加热高压侧的sco2，再被分流为两路：一路先被sco2预冷器12冷却，再被第一sco2主压缩机13压缩，接着被sco2中冷器14冷却，再被第二sco2主压缩机15进一步压缩，最后回到sco2低温回热器11的高压侧并被低压侧的sco2加热；另一路直接被sco2再压缩机16压缩；随后两路sco2工质合并进入sco2高温回热器10的高压侧并被低压侧的sco2工质加热，最后回到sco2加热器3进一步进行循环。sco2透平9带动sco2发电机18进行发电。
35.下面结合具体的实施例对本发明进行说明。
36.实施例1：
37.采用上述如图1所示的超高温氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统，he透平2入口温度为1300℃；he压缩机入口温度为35℃，即第一he压缩机6和第二he压缩机8的入口；he布雷顿循环低压为1.5mpa；sco2压缩机入口温度为35℃，即第一sco2主压缩机13和第二sco2主压缩机15的入口。
38.设定he布雷顿循环高压在4.2mpa～9.0mpa的区间内；he布雷顿循环中压在2.2mpa～6.0mpa的区间内；sco2布雷顿循环高压在15mpa～30mpa的区间内；sco2布雷顿循环低压在7.4mpa～15mpa的区间内；sco2布雷顿循环分流比在0.3～1的区间内；sco2布雷顿循环压缩比之比在0～1的区间内。
39.通过循环热力学模型和遗传算法获得了本实施例1中的氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统的温度与比熵图，如图2所示；以及热效率与吸热工质吸热温差的多目标
优化结果图，如图3所示。
40.由图2可见，氦气布雷顿循环由吸热工质的热量驱动，因此he工质通常具有更高的温度与比熵，循环净功较大；超临界二氧化碳布雷顿循环由he透平2的出口处的he工质的热量驱动，因此sco2工质通常具有更低的温度与比熵，循环净功较小；可实现对能量的梯级利用，同时可提升he加热器1两端的吸热工质吸热温差。
41.由图3可见，实施例1的热效率与吸热工质吸热温差呈现此消彼长的关系；其中氦气-超临界二氧化碳联合布雷顿循环系统最高可以达到64.72％的热效率，最高可以达到1013.0℃的吸热工质吸热温差，特别地，可同时达到60.74％的热效率与899.7℃的吸热工质吸热温差。
42.对比例1：
43.和实施例1相比，区别在于，去掉超临界二氧化碳布雷顿循环与sco2加热器3，仅保留氦气布雷顿循环，如图4所示；同时设定he布雷顿循环高压在4.2mpa～9.0mpa的区间内；he布雷顿循环中压在2.2mpa～6.0mpa的区间内。
44.按实施例1的方法，获得对比例1中的氦气布雷顿循环的热效率与吸热工质吸热温差的多目标优化结果图，并将其与实施例1的优化结果进行对比，如图5所示；由图5可见，在区域i中，对比例1的热效率最高可达到63.41％，比实施例1的最高热效率低1.31％；在区域ii中，对比例1的热效率可达到57.97-63.41％，其相应的吸热温差可达到539.2-775.4℃；在此区域内，实施例1的吸热温差可达到813.2-956.6℃，比对比例1的吸热温差高273.9-181.2℃；在区域ⅲ中，对比例1的吸热温差最高可达到775.4℃，比实施例1的最高吸热温差低237.6℃；
45.对比例2：
46.和实施例1相比，区别在于，去掉氦气布雷顿循环中的he中冷器7与第二he压缩机8，如图6所示；同时设定he布雷顿循环高压在4.2mpa～9.0mpa的区间内；sco2布雷顿循环高压在15mpa～30mpa的区间内；sco2布雷顿循环低压在7.4mpa～15mpa的区间内；sco2布雷顿循环分流比在0.3～1的区间内；sco2布雷顿循环压缩比之比在0～1的区间内。
47.按实施例1的方法，获得对比例2中的联合布雷顿循环的热效率与吸热工质吸热温差的多目标优化结果图，并将其与实施例1的优化结果进行对比，如图7所示；由图7可见，在区域i中，对比例2的热效率最高可达到63.09％，比实施例1的最高热效率低1.63％；在区域ii中，对比例1的吸热温差可达到748.6-995.1℃，其相应的热效率可达到49.76-62.61％；在此区域内，实施例1的吸热温差可达到55.93-64.72％，比对比例2的热效率高6.17％～2.11％；在区域ⅲ中，对比例2的吸热温差最高可达到995.1℃，比实施例1的最高吸热温差低17.9℃；
48.对比分析：
49.按实施例1的方法，获得的对比例1和对比例2热效率与吸热温差的优化结果参见下表：
50.实施例与对比例最优热效率最优吸热温差实施例164.72％1013.0℃对比例163.41％760.4℃对比例263.09％995.1℃
51.由表可见，对比例1和对比例2的最优热效率分别仅为63.41％和63.09％，二者分别比实施例1的最优热效率低1.31％和1.63％。对比例1和对比例2的最优吸热温差分别仅为760.4℃和995.1℃，二者分别比实施例1的吸热温差低262.6℃和17.9℃。可见，与对比例1和对比例2相比，实施例1可获得更高的热效率，可有效强化吸热工质吸热温差。特别是，可以看出实施例1可达到更大的性能范围。
52.本发明将氦气布雷顿循环与超临界二氧化碳布雷顿循环组合，可以保证两循环均在各自具有优势的温度下运行，实现了超高温下对能量的高效梯级利用，从而达到比单一的顶循环和底循环更高的循环热效率；同时提升了he加热器两端的吸热工质吸热温差，从而提升了循环系统与蓄热子系统的结合能力。
53.最后应说明的是：以上各实施例仅用以说明本发明的技术方案，而非对其限制；尽管参照前述实施例对本发明进行了详细的说明，本领域的普通技术人员应当理解：其依然可以对前述实施例所记载的技术方案进行修改，或者对其中部分或者全部技术特征进行等同替换；而这些修改或者替换，并不使相应技术方案的本质脱离本发明实施例技术方案的范围。