郭占偉 陳亞平 吳嘉峰 張 治

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京 210096)

卡林納循環(huán)與氨水朗肯循環(huán)組合系統(tǒng)的熱電聯(lián)供性能

郭占偉 陳亞平 吳嘉峰 張 治

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,南京 210096)

根據(jù)卡林納循環(huán)發(fā)電效率高及氨水朗肯循環(huán)蒸發(fā)過程和冷凝過程都有較大溫度變化的特點(diǎn),提出了一種在非供暖季利用卡林納循環(huán)發(fā)電而在供暖季利用氨水朗肯循環(huán)排熱加熱供暖水的卡林納循環(huán)與氨水朗肯循環(huán)(AWKRC)組合系統(tǒng)．AWKRC組合系統(tǒng)在卡林納循環(huán)基礎(chǔ)上通過閥門切換實(shí)現(xiàn)循環(huán)流程轉(zhuǎn)換．研究分析了AWKRC組合系統(tǒng)在非供暖季的發(fā)電性能和供暖季的熱電聯(lián)供性能,分析了氨水朗肯循環(huán)工作濃度對循環(huán)效率的影響．在給定計(jì)算條件下,非供暖季卡林納循環(huán)的熱效率和動(dòng)力回收效率分別為20.9%和17.4%;而在供暖季氨水朗肯循環(huán)的熱效率和動(dòng)力回收效率分別為17.0%和13.0%,且其綜合回收效率可達(dá)19.2%．

氨水;朗肯循環(huán);卡林納循環(huán);采暖季;組合系統(tǒng)

我國工業(yè)領(lǐng)域的能源消耗約占全國能源消耗總量的70%[1],隨之而來的是產(chǎn)生大量的工業(yè)余熱．目前利用工業(yè)余熱發(fā)電主要采用朗肯循環(huán)[2-3].傳統(tǒng)的以水蒸氣為工質(zhì)的朗肯循環(huán)由于水在低溫狀態(tài)下蒸汽壓低、比容大等局限性在余熱動(dòng)力回收領(lǐng)域受到了限制．低沸點(diǎn)的有機(jī)工質(zhì)朗肯循環(huán)[4]有效改善了純水的弊端．Saleh 等[5]和Hung 等[6]對有機(jī)朗肯循環(huán)的工質(zhì)選擇進(jìn)行了研究，但有機(jī)朗肯循環(huán)也存在有機(jī)工質(zhì)對臭氧層的破壞作用以及價(jià)格昂貴等缺陷．價(jià)格低廉的氨水混合工質(zhì)由于在蒸發(fā)器中的變溫蒸發(fā)能與顯熱熱源有較好的匹配,因而減小了傳熱過程中的不可逆損失,提高了循環(huán)效率．1984年Kalina[7]開創(chuàng)性地提出了以氨水溶液為循環(huán)工質(zhì)的卡林納循環(huán),與氨水朗肯循環(huán)相比,其采用吸收式冷凝器替代冷凝器,因而使工質(zhì)在保持吸熱過程溫差較大的同時(shí)具有較小的排熱過程溫差,使循環(huán)熱效率較高．Marston[8]、Nag等[9]、Barhoumi等[10]先后對卡林納循環(huán)及其循環(huán)參數(shù)進(jìn)行了相關(guān)研究．馬思駿等[11]對比了以氨水為工質(zhì)的朗肯循環(huán)和卡林納循環(huán)的熱力性能,得出卡林納循環(huán)比氨水朗肯循環(huán)熱效率高出了3.3%的結(jié)論．陳亞平[12-13]對卡林納循環(huán)進(jìn)行了改進(jìn)．陳世玉等[14]、Hua等[15-16]分別對基于卡林納循環(huán)的二壓力和三壓力以及熱電冷聯(lián)供的改進(jìn)型氨水動(dòng)力循環(huán)進(jìn)行了深入的研究．

本文基于北方地區(qū)冬季集中供熱采暖的需求,利用氨水朗肯循環(huán)具有大溫差排熱的特性，生產(chǎn)中溫?zé)崴糜诓膳?而在其他季節(jié)則發(fā)揮卡林納循環(huán)發(fā)電熱效率高的特點(diǎn)，提出了卡林納循環(huán)與氨水朗肯循環(huán)(AWKRC)組合系統(tǒng)．AWKRC組合系統(tǒng)是在卡林納循環(huán)的基礎(chǔ)上通過閥門的切換使系統(tǒng)在冬季改變?yōu)榘彼士涎h(huán)，以熱電聯(lián)供方式運(yùn)行．同時(shí)本文還分析了AWKRC組合系統(tǒng)在冬季和其他季節(jié)時(shí)的運(yùn)行特性．

1 AWKRC組合系統(tǒng)

AWKRC組合系統(tǒng)既保證了余熱動(dòng)力回收系統(tǒng)在非采暖季節(jié)按卡林納循環(huán)高效發(fā)電運(yùn)行的優(yōu)勢,又可以在采暖季節(jié)實(shí)現(xiàn)熱電聯(lián)供,用一套設(shè)備實(shí)現(xiàn)2種循環(huán)方式．在非采暖季節(jié)的運(yùn)行流程如圖1(a)所示:低壓吸收器A1出口基本溶液(點(diǎn)1,濃度為xb)經(jīng)過低壓泵P1升壓為中壓(點(diǎn)2),然后分流成2股流體,通過閥門V3控制分流比,其中大部分流體(點(diǎn)3)經(jīng)回?zé)崞鱎被透平乏汽加熱為兩相狀態(tài)(點(diǎn)4),然后進(jìn)入分離器S中．稀溶液(點(diǎn)4′)在預(yù)熱器PH中冷卻后(點(diǎn)5)經(jīng)節(jié)流閥V2，節(jié)流后(點(diǎn)7)的稀溶液噴淋在低壓吸收器A1的管束上;富氨溶液(點(diǎn)4″)進(jìn)入中壓吸收器A2,被另一股基本溶液(點(diǎn)8)吸收,形成濃度為xw的工作溶液(點(diǎn)10)．工作溶液經(jīng)過高壓泵P2加壓至蒸發(fā)壓力(即高壓)，進(jìn)入預(yù)熱器PH被稀溶液加熱至蒸發(fā)器E進(jìn)口狀態(tài)(點(diǎn)12),然后在蒸發(fā)器中被余熱熱源加熱至過熱狀態(tài)(點(diǎn)15),點(diǎn)13和點(diǎn)14分別為工質(zhì)蒸發(fā)過程的泡點(diǎn)和露點(diǎn);氨水過熱蒸汽在透平中膨脹做功,透平乏汽(點(diǎn)16)在回?zé)崞髦欣鋮s后(點(diǎn)17)進(jìn)入低壓吸收器A1被稀溶液(點(diǎn)7)吸收,形成基本溶液(點(diǎn)1),完成一個(gè)循環(huán)．為了方便計(jì)算,假設(shè)點(diǎn)9和點(diǎn)18分別為中壓和低壓吸收器內(nèi)2股溶液未吸收之前的混合狀態(tài)點(diǎn)．

供暖季運(yùn)行時(shí)系統(tǒng)循環(huán)流程如圖1(b)所示:氨水朗肯循環(huán)的運(yùn)行參數(shù)在卡林納循環(huán)對應(yīng)的高壓和中壓之間,所以不必使用低壓泵．低壓吸收器A1此時(shí)為冷凝器,其出口溶液(點(diǎn)1)經(jīng)過高壓泵P2加壓到蒸發(fā)壓力(點(diǎn)11),被透平乏汽在回?zé)崞鱎中預(yù)熱,預(yù)熱后的氨水溶液(點(diǎn)12)在蒸發(fā)器E中被余熱源加熱至過熱狀態(tài)(點(diǎn)15),然后進(jìn)入透平T中膨脹做功,透平乏汽在回?zé)崞鱎中冷卻后(點(diǎn)17)進(jìn)入冷凝器,凝結(jié)為液體(點(diǎn)1),完成一個(gè)循環(huán),所釋放的熱量被冷卻水帶走．與卡林納循環(huán)相比,透平乏汽的壓力和溫度較高,即使經(jīng)過回?zé)崞麽尫乓徊糠譄崃坑糜陬A(yù)熱進(jìn)入蒸發(fā)器的溶液,回?zé)崞鞒隹谌芤?點(diǎn)17)的溫度仍然較高,可以使冷凝器中的冷卻水溫度升高到集中采暖要求的70 ℃，供暖水的回水(40 ℃)進(jìn)入冷卻塔進(jìn)一步降溫至25 ℃后,再由泵送入冷凝器A1．

(a) 非采暖季卡林納循環(huán)模式

(b) 采暖季氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行模式

2 循環(huán)的性能分析

2.1 組合熱電循環(huán)計(jì)算模型

當(dāng)系統(tǒng)分別運(yùn)行2個(gè)循環(huán)時(shí),各個(gè)設(shè)備的進(jìn)出口參數(shù)見圖1．

熱源流量為Gh,余熱熱源在蒸發(fā)器中的放熱量為

Qh=Ghcp，h(th1-th4)=G(t15-t12)

(1)

式中,G為透平工質(zhì)流量;th1,th4分別為熱源進(jìn)出口溫度；cp,h為熱煙氣的比熱．單位工質(zhì)的吸熱量為

qe=h15-h12

(2)

透平等熵效率為ηT,單位工質(zhì)作功為

wT=(h15-h16s)ηT=h15-h16

(3)

式中,h16s為等熵過程的焓值．回?zé)崞髦械臒崃科胶鉃?/p>

h16-h17=(h4-h3)G3/G

(4)

由于低壓吸收器A1在2個(gè)循環(huán)中的作用不一樣,當(dāng)系統(tǒng)按卡林納循環(huán)運(yùn)行時(shí),A1為低壓吸收器,此時(shí)低壓吸收器中單位工質(zhì)放出的熱量為

qc1=f(h18-h1)=[h17+(f-1)h7]-fh1

(5)

式中,f為系統(tǒng)循環(huán)倍率，即低壓吸收器溶液出口流量與中壓吸收器溶液出口流量之比.中壓吸收器中單位工質(zhì)放出的熱量為

qc2=h9-h10

(6)

當(dāng)系統(tǒng)按朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí),A1作為冷凝器,此時(shí)單位工質(zhì)放熱量為

qc=h17-h1

(7)

2.2 循環(huán)系統(tǒng)性能評價(jià)準(zhǔn)則

循環(huán)熱效率為輸出凈功率Wnet與蒸發(fā)器吸收熱量Qh的比值,即

ηth=Wnet/Qh=(WT-Wp)/Qh

(8)

式中，WT為透平輸出的功；WP為系統(tǒng)中工質(zhì)泵消耗的功.

當(dāng)系統(tǒng)按朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí),系統(tǒng)不僅向外輸出機(jī)械能從而產(chǎn)生電能,而且在冷凝器中獲得符合采暖條件的熱水,供暖后的回水再進(jìn)入冷卻塔放熱．供暖熱量Qht與冷卻塔釋放熱量Qct分別為

Qht=Gccp，c(tc2-tc3)

(9)

Qct=Gccp，c(tc3-tc1)

(10)

式中,供暖、回水溫度tc2,tc3分別取為70和40 ℃；冷卻水進(jìn)口溫度tc1取為25 ℃．

定義評價(jià)指標(biāo)供暖回收率為供暖熱量Qht與蒸發(fā)器吸熱量的比值,即

ηht=Qht/Qh

(11)

對于余熱動(dòng)力回收系統(tǒng),循環(huán)熱效率的高低并不是發(fā)電能力的唯一決定因素,熱源排熱溫度也是一個(gè)重要指標(biāo).因此，引入余熱最大可能釋熱量Q0和余熱回收率ηwh,即

Q0=Ghcp，h(th1-th0)

(12)

ηwh=Qh/Q0=(th1-th4)/(th1-th0)

(13)

式中,th0為余熱最低利用溫度.由于煙氣熱源出口溫度低于120 ℃時(shí),會造成換熱設(shè)備的低溫腐蝕,所以本文的余熱最低利用溫度取th0=120 ℃．余熱回收率越接近1,說明熱源出口溫度越接近余熱最低利用溫度,系統(tǒng)從熱源吸收的熱量就越多．

定義動(dòng)力回收效率η0為熱效率ηth與余熱回收率ηwh的乘積．動(dòng)力回收效率是余熱動(dòng)力回收系統(tǒng)的綜合評價(jià)指標(biāo),可以反映從給定熱源中獲取的動(dòng)力或發(fā)電量的多少,即

η0=Wnet/Q0=ηthηwh

(14)

對于熱電聯(lián)合生產(chǎn),考慮到熱能與電能品位的差異，因而采用熱泵的平均熱力系數(shù)COPhp(取點(diǎn)5)來評價(jià)這種能量的差別.定義綜合回收效率為

ηcom=(Wnet+Qht/COPhp)/Q0

(15)

3 系統(tǒng)運(yùn)行優(yōu)化

因?yàn)锳WKRC組合系統(tǒng)在冬季采暖季節(jié)時(shí)所運(yùn)行的朗肯循環(huán)是在卡林納循環(huán)的基礎(chǔ)上通過閥門切換實(shí)現(xiàn)的,所以在對系統(tǒng)進(jìn)行分析時(shí)應(yīng)首先對卡林納循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行分析．

系統(tǒng)的冷熱源溫度和各換熱設(shè)備參數(shù)如表1所示.采用工程計(jì)算軟件EES對循環(huán)各個(gè)狀態(tài)點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算．

表1 循環(huán)初始假設(shè)條件

在初始條件確定后,取循環(huán)倍率f=3.5,在不同的工作濃度條件下,基本濃度xb在0.28～0.35之間變化,考慮到工作濃度對透平進(jìn)口壓力的影響,工作濃度不宜過大．綜合考慮采用工作濃度在0.48～0.55范圍內(nèi),因?yàn)樵诠ぷ鳚舛纫欢ǖ臈l件下,基本濃度的選擇不僅要考慮系統(tǒng)的性能優(yōu)劣,而且還要滿足：① 透平背壓大于大氣壓，以保證系統(tǒng)的運(yùn)行穩(wěn)定；② 回?zé)崞鞯淖钚《瞬顫M足初始值,否則循環(huán)的解吸過程不能實(shí)現(xiàn)．假定工作濃度xw=0.5,透平背壓P16與回?zé)崞髯钚《瞬瞀16-4隨基本濃度的變化如圖2所示．在其他條件確定不變時(shí),基本濃度越低則透平背壓越低， 因而透平作功

圖2 透平背壓和回?zé)崞鞫瞬顚緷舛鹊南拗?xw=0.5)

越多,熱效率越高;另一方面基本濃度過低，將不滿足回?zé)崞鱾鳠岫瞬畹囊螅蓤D2可見,在工作濃度一定的條件下,透平背壓和回?zé)崞鞫瞬顚緷舛却嬖谥萍s關(guān)系,即基本濃度存在滿足系統(tǒng)正常運(yùn)行的最小值，即效率的最佳值．

圖3為最高效率與工作濃度相對應(yīng)的最小或最佳基本濃度的變化關(guān)系．評價(jià)余熱動(dòng)力回收系統(tǒng)優(yōu)劣的指標(biāo)主要有循環(huán)熱效率、余熱回收率和動(dòng)力回收效率,圖3(a)～(c)分別顯示了在工作濃度為0.48,0.50,0.52時(shí),循環(huán)熱效率ηth、余熱回收率ηwh和動(dòng)力回收效率η0隨基本濃度xb的變化規(guī)律．可見,在工作濃度一定的條件下,循環(huán)熱效率隨基本濃度的增加而降低;余熱回收率隨基本濃度的增加而有所升高;由于動(dòng)力回收效率是循環(huán)熱效率與余熱回收率的乘積,循環(huán)熱效率隨基本濃度的變化比余熱回收率隨基本濃度的變化要?jiǎng)×?所以動(dòng)力回收效率也隨基本濃度的增加而降低．對應(yīng)于某個(gè)工作濃度,動(dòng)力回收效率隨著基本濃度的減小而升高,圖3(c)中各曲線的左端點(diǎn)即為最佳值點(diǎn)．圖3(d) 顯示了工作濃度xw和基本濃度xb的最佳匹配關(guān)系．

(a) 循環(huán)熱效率

(b) 余熱回收率

(c) 動(dòng)力回收效率

(d) 基本濃度與工作濃度的最佳匹配關(guān)系

從上面分析可知,當(dāng)循環(huán)倍率f=3.5和工作濃度xw=0.5時(shí),對應(yīng)的循環(huán)基本溶液濃度xb=0.315,在此條件下假設(shè)透平流量為單位流量1 kg/s,計(jì)算可得卡林納循環(huán)各狀態(tài)點(diǎn)的參數(shù),見表2．

表2 卡林納循環(huán)各個(gè)狀態(tài)點(diǎn)狀態(tài)參數(shù)

由表2可見，透平排汽約為84℃,對冷卻水的排熱從50℃左右開始．在北方的采暖季節(jié),系統(tǒng)按氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行．考慮到在卡林納循環(huán)向朗肯循環(huán)轉(zhuǎn)換的過程中,朗肯循環(huán)的運(yùn)行系統(tǒng)基本是在卡林納循環(huán)的工作溶液的流程中．所以朗肯循環(huán)的工作溶液濃度可以近似取為卡林納循環(huán)的工作溶液濃度xw．

在初始條件確定的情況下,氨水朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí)的循環(huán)熱效率ηth、余熱回收率ηwh和動(dòng)力回收效率η0隨工作溶液濃度xw的變化規(guī)律如圖4所示．由圖4可以看出,氨水朗肯循環(huán)的熱效率隨工作濃度的增加而稍有下降;而余熱回收率隨工作濃度的增加而有所升高;動(dòng)力回收效率則隨工作濃度的增加而略有上升．這是因?yàn)樵诠ぷ鳚舛葹?.48～0.55范圍內(nèi),濃度升高則蒸發(fā)過程的溫升就稍有增加,導(dǎo)致工質(zhì)在蒸發(fā)器中與熱源的匹配度有所改善,降低了熱源排放溫度,使余熱回收率上升.雖然熱效率略有下降,但是動(dòng)力回收效率則有所上升．總體來說,工作濃度對提高氨水朗肯循環(huán)性能的影響并不大．

表3顯示了在其他冷熱源條件相同下,氨水朗肯循環(huán)的工作濃度xw=0.5時(shí)各點(diǎn)的狀態(tài)參數(shù)．

圖4 氨水朗肯循環(huán)的熱效率、余熱回收率和動(dòng)力 回收效率隨工作濃度的變化關(guān)系

表3 氨水朗肯循環(huán)各狀態(tài)點(diǎn)的參數(shù)(xw=0.5)

由表3可見,在氨水朗肯循環(huán)中透平排汽經(jīng)回?zé)崞鞣艧岷蟮臏囟热匀贿_(dá)111℃,所以可以用于生產(chǎn)供暖熱水．冷卻水在冷凝器A1中吸收的熱量按溫度高低分成2段來釋放,一段用于采暖,另一段在冷卻塔中靠空氣冷卻．定義采暖回收率為供暖回收熱量占蒸發(fā)器吸熱量的比值．取供暖水的供、回水溫度分別為70和40℃,冷凝器冷卻水進(jìn)口溫度為25℃,上述2個(gè)不同循環(huán)流程主要性能參數(shù)對比如表4所示．

從上面的分析中可以看出,當(dāng)AWKRC組合系統(tǒng)在冬季供暖季節(jié)按照朗肯循環(huán)運(yùn)行時(shí),在冷熱源溫度相同且工作濃度與卡林納循環(huán)的工作濃度相同的條件下,透平進(jìn)口溫度和壓力相同,但是由于卡林納循環(huán)的透平背壓取決于冷源溫度和基本濃度,而朗肯循環(huán)的透平背壓取決于冷源溫度和工作濃度,故朗肯循環(huán)的透平背壓較高,其作功能力低于卡林納循環(huán)，從表4中可以看出，卡列的循環(huán)的熱效率和動(dòng)力回收效率分別達(dá)到20.9%和17.4%．相對于卡林納循環(huán),朗肯循環(huán)在循環(huán)熱效率、余熱回收率和動(dòng)力回收效率分別降低了18.7%,8.0%和25.3%,但是朗肯循環(huán)可以獲得約55.3%的供暖回收率,其綜合回收效率為19.2%,高于卡林納循環(huán)．

表4 卡林納循環(huán)與氨水朗肯循環(huán)性能對比

為了更好地說明卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)的特性,圖5(a)和(b)分別給出了卡林納循環(huán)和氨水朗肯循環(huán)中的蒸發(fā)器E和吸收器A1中的傳熱曲線．圖中，Q/Q0為在蒸發(fā)器或是冷凝器中的換熱量與余熱源最大可能釋熱量的比值．由圖5可以看出,由于工作溶液預(yù)熱過程的熱側(cè)流體溫度不同,卡林納循環(huán)在蒸發(fā)器中的起點(diǎn)溫度較低,因而余熱源的排放溫度較低,在吸收過程中的起點(diǎn)溫度也比較低,與冷卻水的傳熱不可逆損失亦比較小;在氨水朗肯循環(huán)中冷凝器的工質(zhì)進(jìn)口側(cè)溫度遠(yuǎn)高于卡林納循環(huán)的數(shù)值,從而可將冷卻水加熱到供暖所需的溫度．

(a) 卡林納循環(huán)

(b) 氨水朗肯循環(huán)

4 結(jié)論

1) 介紹了一種卡林納循環(huán)與氨水朗肯循環(huán)組合系統(tǒng),該系統(tǒng)不僅可以在非供暖季利用卡林納循環(huán)熱效率高的特點(diǎn)發(fā)電,又可以在供暖季節(jié)實(shí)現(xiàn)熱電聯(lián)供,滿足供暖需求．

2) 卡林納循環(huán)的工作濃度和基本濃度之差越大,效率越高,但受回?zé)崞鱾鳠釛l件限制,濃度之差不能過大,兩者存在最佳匹配關(guān)系．

3) 當(dāng)系統(tǒng)從卡林納循環(huán)轉(zhuǎn)變?yōu)榘彼士涎h(huán)時(shí),氨水朗肯循環(huán)的工作濃度與卡林納循環(huán)的工作濃度基本相同．氨水朗肯循環(huán)的動(dòng)力回收效率隨工作濃度的增加略有上升．

4) 在相同冷熱源溫度條件下,采用AWKRC組合系統(tǒng)時(shí),在供暖季節(jié)運(yùn)行氨水朗肯循環(huán)的熱效率和動(dòng)力回收效率可分別比卡林納循環(huán)降低了18.7%和25.3%,但是氨水朗肯循環(huán)還有55.3% 的供暖回收率,其綜合回收效率為19.2%,高于卡林納循環(huán)的17.4%．

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Properties of integrated system of Kalina cycle and ammonia-water Rankine cycle for power/heating cogeneration

Guo Zhanwei Chen Yaping Wu Jiafeng Zhang Zhi

(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China)(Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Based on the high efficiency of Kalina cycle in power generation and the greater temperature variation in both evaporation and condensation of ammonia-water Rankine cycle, an integrated system of Kalina cycle and ammonia-water Rankine cycle (AWKRC) is introduced to adopt Kalina cycle for power generation in non-heating seasons and Rankine cycle for power/heating cogeneration in heating season. The cycle loop is realized by converting a set of values on the bases of the Kalina cycle. The performances of power generation in non-heating seasons and that of power and heating cogeneration in heating season of the AWKRC are studied and analyzed, and the influence of the concentration of the work solution of the ammonia-water Rankine cycle on the efficiency is analyzed. Under the given calculation conditions, the thermal efficiency and the power recovery efficiency of the Kalina cycle in the non-heating seasons are 20.9% and 17.4%, respectively. Meanwhile, these efficiencies of the ammonia-water Rankine cycle in the heating season are 17.0% and 13.0%, respectively, and the comprehensive recovery efficiency is 19.2%.

ammonia-water; Rankine cycle; Kalina cycle; heating season; integrated system

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.02.018

2014-10-16. 作者簡介: 郭占偉(1990—),男,碩士生;陳亞平(聯(lián)系人),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師, ypgchen@sina.com.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51206022，51276035)．

郭占偉，陳亞平，吳嘉峰,等.卡林納循環(huán)與氨水朗肯循環(huán)組合系統(tǒng)的熱電聯(lián)供性能[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2015,45(2):295-300.

10.3969/j.issn.1001-0505.2015.02.018

TK224

A

1001-0505(2015)02-0295-06