管線鋼儲氣過程熱力變化及其對壓縮空氣儲能特性的影響

呂修業, 蔣 俊, 郝 寧, 劉傳亮

(1.中電投新疆能源化工集團隴西新能源有限責任公司,甘肅定西 743000;2.上海發電設備成套設計研究院有限責任公司,上海 200240)

隨著全球能源結構加快調整,風能和太陽能的利用實現飛速發展,但由于風、光等新能源發電的間歇性和不確定性,導致新能源并網消納困難,電力系統迫切需要大規模儲能技術來解決可再生能源接入問題。壓縮空氣儲能(CAES)技術具有儲能容量大、 儲能周期長、系統效率高、運行壽命長和安全性高等優點[1-3],對解決電能的大規模工程化存儲難題,推動可再生能源的蓬勃發展具有重大意義[4]。

儲氣庫作為壓縮空氣儲能系統的重要組成部分,其選型和設計直接關系到整個系統的效率和運行經濟性[5-6]。目前應用較多的分為地下儲氣和地面儲氣裝置:地下儲氣裝置受地理條件制約限制了使用范圍;而地面儲氣裝置布置靈活,不受地理條件限制,其中管線鋼儲氣采用直徑較小的壓力管道用于儲氣,便于集成管網形成規模,安裝布置更加靈活,目前在貴州10 MW先進壓縮空氣儲能示范項目中得到應用[7]。

在儲氣過程中,儲氣庫中的氣體工質溫度和壓力不斷發生變化,氣體工質的熱力變化情況對儲氣庫的優化設計、壓氣機的設計選型具有重要的影響?；诖?國內外學者對儲氣過程中的熱力變化開展了越來越多的研究工作。王國華等[8]采用數值模擬的方法,研究了壓縮空氣鹽穴儲氣庫的熱力特性;郭祚剛等[9]在與外界絕熱、等溫工況下對高壓儲罐進行了分析。高建強等[10]采用Fluent數值模擬方法, 研究了地上鋼制儲氣罐充氣儲能過程中工質溫度、壓力等熱力學特性的變化。江晨等[11]對壓力容器的充氣和放氣特性進行了研究。孫曉霞等[12]對壓縮空氣儲能系統不同運行模式特性進行了研究。郭歡等[13]對壓縮空氣儲能系統進行了變工況特性研究。Jafarizadeh等[14]對Huntorf壓縮空氣儲能電站的性能進行了評估分析。

目前,國內外針對長距離管線鋼儲氣過程熱力變化的分析還鮮有報道。筆者以地面管線鋼儲氣庫為研究對象,研究不同長度、換熱條件下的管線鋼內部工質壓力、溫度的變化規律;同時與壓縮空氣儲能系統的壓縮機做功過程相耦合,計算壓縮機的輸出功率和末級排氣溫度。研究方法和計算結果可為壓縮空氣儲氣庫的容積設計、壓縮機的設備選型提供參考。

1 儲氣過程熱力分析

1.1 理論分析

研究對象為多組并聯的管線鋼儲氣庫,其中單組管線鋼的長度為3 024 m,由24根長度為126 m的管道相互串聯組成,單組管線鋼結構配置見圖1。

圖1 單組管線鋼示意圖

通過分析管線鋼儲氣庫的儲氣過程,儲氣工質的熱力變化因素主要來源于:

(1) 氣體被壓縮進入管線鋼產生的熱量導致的溫升效應。

(2) 壓縮空氣與管線鋼內壁面的換熱導致管線鋼的溫升。

(3) 管線鋼外壁與外界大氣的傳熱,包括對流換熱和輻射換熱。

鑒于單組管線鋼的長度達到3 024 m,壓縮空氣與管線鋼、管線鋼與大氣環境的換熱情況復雜,直接采用Fluent仿真模擬使得耗費資源巨大且時間較長,為了節約計算資源、驗證機理方程且同時保證計算精度,筆者的研究分為以下幾個步驟開展:

步驟1,僅考慮實際空氣被壓縮儲氣過程的溫升效應,不考慮管線鋼的溫度變化,計算進入管線鋼過程中的壓縮空氣的質量平均溫度和壓力的變化趨勢,分別采用推導微分方程求解和Fluent模擬仿真的方法進行驗證對比,支撐后續推導并求解考慮管線鋼溫升及其對外換熱的微分方程。

步驟2,在步驟1的基礎上,考慮壓縮空氣與管線鋼的換熱、管線鋼與大氣環境的換熱,假設管線鋼與內部工質等溫,推導微分方程并進行數值求解。

步驟3,在步驟2的基礎上,與儲氣過程中的壓縮機做功相耦合,得到考慮了管線鋼動態熱力邊界下的壓縮機輸出功率、壓縮機最終出口溫度和儲氣庫儲氣量等壓縮空氣儲能系統的關鍵參數。

1.2 不考慮壓縮空氣與管線鋼換熱情況

1.2.1 理論計算

暫不考慮壓縮空氣與管線鋼換熱的情況,僅分析壓縮空氣的溫升[9],推導出理論計算的微分方程如下:

0=dUair-hinqm,indt

(1)

式中:Uair為空氣內能,J;hin為進氣焓,J/kg;qm,in為進氣質量流量,kg/s;t為時間,s。

數值計算流程如圖2所示,迭代計算考慮了實際氣體的內能、焓值、密度等隨壓力、溫度的變化過程,更加貼近實際氣體的被壓縮過程。

圖2 數值計算流程圖

不考慮壓縮空氣與管線鋼換熱情況,分別計算15 m、126 m和3 024 m管線鋼的熱力狀態,結果見表1。從表1可以看出,不同長度的管線鋼在達到最高壓力10.8 MPa時,平均溫度均相同,為346.8 K,且充氣時間與管線鋼的長度成正比。

表1 充氣過程熱力分析結果(不考慮管線鋼換熱)

1.2.2 Fluent仿真計算

為了驗證式(1)的準確性,也為后續推導考慮管線鋼溫升及其對外換熱情況提供支撐,采用Fluent對15m長的管線鋼開展流體仿真計算。

Fluent中的設置如下:采用暫態計算,二維軸對稱模型,啟動能量方程,選用k-epsilon模型,打開viscous heating、compressibility effects,工質采用Nist 的real-gas-air,入口邊界選用質量流量邊界(9.6 kg/s),進氣溫度為298.15 K(25 ℃),求解器選擇simplec,壁面絕熱無滑移,內部壓力為5.7 MPa(即靜壓,本文中若無特殊說明,壓力均為靜壓),內部初始溫度為298.15 K,不考慮氣流與管線鋼的換熱,時間步長選擇為0.01 s。

當壓力達到10.8 MPa(設定最大壓力)時,充氣時間為93.65 s,管道內流體最高溫度為359.7 K,質量平均溫度為346.80 K。計算得到的溫度分布云圖如圖3所示(即靜溫,本文中若無特殊說明,溫度均為靜溫)?？梢钥闯?該工況下的氣體最高溫度在管線鋼底部,且在入口壁面附近空氣溫度略有升高。

圖3 溫度分布云圖

針對15 m長的管線鋼,在不考慮壓縮空氣與管線鋼換熱的情況下,采用數值方法求解式(1),得到了壓縮空氣的質量平均溫度和壓力,并與Fluent仿真計算結果進行對比,結果如圖4和圖5所示。從圖4和圖5可以看出,針對式(1)進行數值計算的精度較高,從而驗證了數值計算方法在計算壓縮空氣被壓縮儲氣過程中的溫升效應的可行性。

圖4 質量平均溫度對比結果

圖5 壓力對比結果

1.3 考慮管線鋼與壓縮空氣和環境換熱情況

在式(1)基礎上,考慮了管線鋼的溫升以及管線鋼與大氣環境的換熱,假設管線鋼與壓縮空氣的溫度相同(充氣過程中很快達到熱平衡),管線鋼與大氣環境的換熱采用綜合傳熱系數來表征,計算方程如式(2)所示。

d(Uair+cgxgmgxgT)=hinqm,indt+h1A2(T-Ta)dt

(2)

式中:cgxg為管線鋼比熱容,J/(kg·K);mgxg為管線鋼質量,kg;T為壓縮空氣與管線鋼溫度,K;h1為管線鋼與環境的綜合傳熱系數,W/(m2·K);A2為管線鋼外表面積,m2;Ta為環境溫度,K,本計算中取Ta=288.15 K。當不考慮管線鋼與環境換熱時,h1=0 W/(m2·K)。

壓縮機的出口設計質量流量為39.2 kg/s,根據管線鋼與環境的換熱情況,計算工況與綜合傳熱系數的對應關系見表2。

表2 計算工況與綜合傳熱系數的對應關系

計算得到3 024 m長的管線鋼在不同傳熱工況下壓縮空氣的溫度、壓力隨充氣時間的變化曲線如圖6、圖7所示。從圖6、圖7可以看出,隨著綜合傳熱系數的增加,充氣結束(達到設定壓力10.8 MPa)時的工質質量平均溫度逐漸降低,充氣時間逐漸增加。當綜合傳熱系數為0 W/(m2·K)、1 W/(m2·K)、5 W/(m2·K)和25 W/(m2·K)時,充氣結束時的質量平均溫度分別為 315.39 K、311.65 K、301.52 K和291.35 K。

圖6 壓縮空氣溫度隨充氣時間的變化

圖7 壓縮空氣壓力隨充氣時間的變化

充氣結束后管線鋼靜置4 h過程中,進一步分析管內壓力及溫度的變化情況,結果如圖8和圖9所示?？梢钥闯?經過靜置后,在換熱工況下,壓縮空氣的溫度和壓力均略有下降,降低幅度與傳熱系數直接有關。

圖8 壓縮空氣溫度隨靜置時間的變化

圖9 壓縮空氣壓力隨靜置時間的變化

綜上所述,僅考慮實際空氣在被壓縮過程中的溫度升高現象,針對15 m管線鋼,分別采用微分方程數值求解和Fluent模擬仿真計算,對比結果顯示:基于式(1)求解管線鋼絕熱儲氣的熱力過程的數值計算方法具有較高的精度。

當考慮管線鋼的溫升時,在管線鋼不同換熱工況下,計算了3 024 m管線鋼在充氣達到最高壓力(10.8 MPa)時的工質質量平均溫度和可充氣時間,隨著綜合傳熱系數的增加,充氣結束時的工質質量平均溫度逐漸降低,而可充氣時間逐漸增加。

對儲氣庫在儲氣過程的熱力計算,可為后續儲能過程的壓縮機做功分析提供儲氣庫的動態熱力邊界。

2 壓縮空氣儲能系統儲氣階段性能分析

2.1 系統建模與分析

在考慮管線鋼儲氣過程熱力變化后,分析其對壓縮空氣儲能過程中壓縮機做功的影響。首先,建立壓縮空氣儲能系統在儲能階段的性能分析模型。在壓縮空氣儲能過程中,絕熱情況下壓縮機的輸出功率計算公式[15]為

(3)

式中:Pc為壓縮機的輸出功率;κ為空氣的絕熱指數;Rg為理想氣體常數;qm,c為壓縮機的空氣質量流量,kg/s;Tc,in、Tc,out分別為壓縮機入口和出口空氣溫度,K。

(4)

式中:βc為壓縮機壓比;ηc為壓縮機絕熱效率,此處選為0.833。

儲氣階段的系統圖如圖10所示,系統采用4段壓縮、中間冷卻,壓比相同,壓縮空氣質量流量為39.2 kg/s。壓縮空氣入口溫度為15 ℃,壓縮機第四段排氣后冷卻到25 ℃。換熱器的上、下端差均為10 K,換熱器冷側入口溫度為15 ℃。計算中不考慮壓縮機出口到氣庫入口的壓力損失。

圖10 儲氣階段系統圖

2.2 不同儲氣工況下的儲能過程熱力計算

充氣質量流量保持39.2 kg/s時,壓縮機組耗功、第四段出口溫度隨充氣時間的變化曲線如圖11和圖12所示。由圖11、圖12可知,由于充氣過程中,儲氣庫壓力不斷升高,壓縮機的壓比不斷提高,導致壓縮機的輸出功率與第四段排氣溫度均不斷升高。

不同傳熱工況下,在儲能階段,壓縮機的輸出功率以及儲氣庫的儲氣量見表3。由表3可知,儲氣庫的實際儲氣量與換熱條件直接相關,管線鋼對外傳熱系數越高,儲氣量越大,壓縮機輸出功率也越大,該情況在進行管線鋼、壓縮機設計選型時要特別關注。4個工況下對應的儲氣量分別為244.64 t、252.60 t、275.77 t和301.35 t。

表3 不同傳熱工況下的儲能參數

3 結論

(1) 對實際空氣被絕熱壓縮進入管線鋼的溫升的微分方程進行數值求解,并采用Fluent仿真模擬進行驗證,結果顯示采用式(1)數值求解得到的壓縮空氣的質量平均溫度、壓力與Fluent仿真結果基本相同,具有較高的精度。

(2) 在考慮空氣與管線鋼同步溫升、以及管線鋼與大氣換熱的工況下,計算得到了3024 m管線鋼的壓縮空氣的質量平均溫度、壓力的變化規律:當綜合傳熱系數為0 W/(m2·K)、1 W/(m2·K)、5 W/(m2·K)和25 W/(m2·K)時,充氣結束時的質量平均溫度分別為315.39 K、311.65 K、301.52 K和291.35 K,計算結果可以給儲氣庫及其保溫層的設計選型提供技術支撐。

(3) 計入管線鋼的儲氣熱力過程后,與壓縮機做功過程相耦合,得到壓縮機總耗功、第四段出口溫度和儲氣量的變化情況,可為壓縮機設計選型提供重要的邊界條件。