耦合超临界二氧化碳循环的压缩空气储能冷热电联供系统特性研究

冉 鹏， 张 森， 王亚瑟， 李 政, 赵广辉

(1．华北电力大学 能源动力与机械工程学院，河北保定 071003；2．华北电力大学 河北省低碳高效发电技术重点实验室，河北保定 071003；3．清华大学 能源与动力工程系，北京 100084；4.中山嘉明电力有限公司，广东中山 528400)

相比于非绝热压缩空气储能(D-CAES)，绝热压缩空气储能(A-CAES)无碳排放且系统效率高[1]。为避免单级压缩因增压比过高而影响容积效率及气体终温过高[2]，进而导致润滑油变质及更高的材质要求与制造成本[3-4]，压缩空气储能系统的压气机常采用多级压缩级间冷却的形式。A-CAES采用储热装置回收压缩过程产生的压缩热，其储存于储热装置中的蓄热介质温度一般低于各级压气机排气温度。综上所述，A-CAES难以与高温储热耦合，且储热装置的增加会导致其结构复杂、系统投资及维护成本增加。目前A-CAES尚处于工程示范阶段[5-6]。而D-CAES相比于A-CAES具有储能容量大、单机功率高、结构简单、成本较低、运行灵活性高等优点，当前大规模商业运行的压缩空气储能电站大多为D-CAES类型[7-8]。

D-CAES由于未对压缩热进行回收，且需要消耗额外燃料用来加热压缩空气，导致其系统效率相对较低。同时D-CAES在释能过程中会向外界排放高温烟气，美国McIntosh压缩空气储能电站通过回热器回收烟气余热并加热压缩空气，其燃料消耗量可降低25%，系统效率可提升12%[8]。随着余热回收技术的发展，将D-CAES与余热回收底循环进行耦合以提升整体系统效率，受到了越来越多的关注。Zhao等[9]提出了一种D-CAES耦合Kalina循环的能量系统，研究表明，耦合系统的效率相较于单独的D-CAES系统提升了4%。Meng等[3]采用有机朗肯循环(ORC)对D-CAES的烟气余热进行回收，研究了5种不同有机工质对余热回收性能的影响，整体系统的循环效率相较于单独的D-CAES系统分别提升了3.32%～3.95%。Razmi等[10]利用ORC将D-CAES烟气中的余热转化为电能，然后利用这部分电能来驱动吸收-压缩式制冷循环，整体系统的循环效率相较于单独的D-CAES提升了13.15%。

目前，超临界二氧化碳(SCO2)循环由于其优异的性能，广泛应用于核反应堆[11]、太阳能光热电站[12]及船舶内燃机[13]等领域的余热回收。与其他余热回收技术相比，SCO2循环具有循环效率高[14]、结构紧凑[15]、成本低[16]等优势，而且SCO2循环可匹配的热源温度较广(200～800 ℃)[17]，其作为余热回收底循环可以很好地适应顶循环的工况变化。因此，采用SCO2循环对D-CAES的高温烟气余热进行回收是一种潜在可行的方式。

SCO2循环具有多种布置形式，其中SCO2简单回热式循环与SCO2基础循环相比，系统效率较高，而与SCO2再压缩循环等相比结构较为简单[13]，因此本文选择SCO2简单回热式循环作为D-CAES余热回收底循环。

为对D-CAES的烟气余热进行充分利用，并满足用户侧的多种能源需求，笔者提出了一种耦合SCO2简单回热式循环的压缩空气储能冷热电联供系统(SCO2CAESCHP)，以循环效率、效率、度电成本及度电综合环境效应指数为性能指标，对该冷热电三联供系统与传统D-CAES系统进行了综合对比分析。同时，研究了系统相关参数对性能指标的影响，最后以性能指标为目标函数、系统相关参数为决策变量，对该冷热电三联供系统进行了多目标优化。

1 系统概述

SCO2CAESCHP系统如图1所示，其主要部件包括：压气机(C1、C2和C3)、级间换热器(HEX1和HEX2)、级后换热器(HEX3)、制冷换热器(HEX4)、空气预热器(HEX5)、储气洞穴、节流阀、燃烧室(CB1和CB2)、高压燃气透平(HP)及低压燃气透平(LP)、CO2压缩机(SC)、CO2透平(SP)、加热器(Heater)、回热器(Recu)及冷却器(Cooler)。该系统按照供能类型的不同可划分为CAES供电子系统、SCO2循环供电子系统、供冷子系统、供热子系统。

图1 SCO2CAESCHP系统示意图Fig.1 Schematic diagram of SCO2CAESCHP system

SCO2CAESCHP的运行过程如下：在储能阶段，来自外部的电能驱动压气机压缩空气，空气经多级压缩、冷却后被存储至储气洞穴。在释能阶段，空气由储气洞穴流出并进入节流阀进行节流，在此过程中，由于膨胀和节流效应，空气温度会降低，因此布置制冷换热器来回收这部分空气冷量，并将冷量供给冷用户。空气随后继续进入空气预热器及燃烧室进行加热及燃烧，生成的高温高压烟气驱动高、低压燃气透平发电。低压燃气透平排出的高温烟气首先用于驱动SCO2循环发电，然后流入空气预热器加热压缩空气，最后排至外部环境。SCO2循环供电子系统排出的余热品位较低(85 ℃左右)，适合给家庭或商业楼宇供热。

2 系统建模

2.1 D-CAES系统部件热力学模型

为了便于系统性能分析，本文提出如下假设：(1) 将空气近似作为理想气体处理；(2) 忽略空气流经管道时产生的压力及热量损失。

2.1.1 压气机

本文中的3级压气机采取等压比分配的运行方式[18]，压气机在实际条件下的出口空气比焓hc,out为：

(1)

压气机功率Pc为：

Pc=qm,c(hc,out-hc,in)

(2)

式中：qm,c为压气机空气质量流量，kg/s。

2.1.2 换热器

D-CAES系统中的换热器为逆流换热器，假设冷、热流体的热容率相等，则冷、热流体的进出温度[7]分别为：

Tcold,out=Tcold,in+ε(Thot,in-Tcold,in)

(3)

Thot,out=Thot,in-ε(Thot,in-Tcold,in)

(4)

式中：ε为换热器效能；Tcold,in、Thot,in分别为冷、热流体的进口温度，℃；Tcold,out、Thot,out分别为冷、热流体的出口温度，℃。

流体流经换热器所产生的压损Δp[19]为：

(5)

式中：pin为换热器流体进口压力，MPa。

2.1.3 燃烧室

在设定燃烧室出口温度情况下，燃烧室进口燃料质量流量为：

(6)

式中：qm,air为燃烧室进口空气质量流量，kg/s；hair为燃烧室进口空气比焓，kJ/kg；qm,fuel为燃烧室进口燃料质量流量，kg/s；hfuel为燃烧室进口燃料比焓，kJ/kg；hgas为燃烧室出口烟气比焓，kJ/kg；QLHV为燃料低位发热量，kJ/kg；ηb为燃烧室效率。

2.1.4 储气洞穴

由于地下盐穴具有技术成熟、储气压力高、体积大及造价低等优点[5]，因此选取地下盐穴作为储气洞穴。储气洞穴内部空气温度、压力随时间的变化规律为：

(7)

(8)

式中：m为储气洞穴内存储的空气质量，kg；T为储气洞穴内空气的温度，℃；p为储气洞穴内空气的压力，kPa；qm,in、qm,out分别为储气洞穴的充气、放气质量流量，kg/s；V为储气洞穴容积，m3；A为储气洞穴内部换热面积，m2；Tin为储气洞穴进口空气温度，℃；Twall为储气洞穴壁面温度，℃；U为储气洞穴壁面与内部空气之间的对流传热系数，kW/(m2·K)；cp、cv分别为空气的比定压、比定容热容，kJ/(kg·K)；Rg为气体常数，取0.287 kJ/(kg·K);t为时间，s。

定义有效换热系数Ueff[18]为：

(9)

2.1.5 燃气透平

燃气透平在实际条件下的出口烟气比焓ht,out为：

(10)

燃气透平功率Pt为：

Pt=qm,gas(ht,in-ht,out)

(11)

式中：qm,gas为燃气透平烟气质量流量，kg/s。

2.2 SCO2循环系统部件热力学模型

为了便于系统性能分析，对SCO2循环系统作如下假设：(1) 忽略CO2流经管道时产生的压力及热量损失；(2) CO2流经换热器时所产生的压损为0.1 MPa。

2.2.1 CO2压缩机

CO2压缩机实际条件下的出口比焓hs,c,out为：

(12)

CO2压缩机功率Ps,c为：

Ps,c=qm,CO2(hs,c,out-hs,c,in)

(13)

式中：qm,CO2为CO2循环质量流量，kg/s。

2.2.2 CO2透平

CO2透平实际条件下的出口比焓hs,t,out为：

(14)

CO2透平功率Ps,t为：

Ps,t=qm,CO2(hs,t,in-hs,t,out)

(15)

2.2.3 换热器

本文对加热器、回热器及冷却器进行建模，其能量守恒方程分别为：

qm,gas(h15-h16)=qm,CO2(h18-h23)

(16)

qm,CO2(h19-h20)=qm,CO2(h23-h22)

(17)

qm,CO2(h20-h21)=qm,w(h24-h25)

(18)

式中：qm,w为冷却器冷却水质量流量，kg/s;h为比焓，kJ/kg,其下标数值对应图1中相应位置。

2.3 系统评价模型

试验组将纳米碳注射肿瘤局部，其扩散迅速，染黑肿瘤区域引流的淋巴结，标明前哨淋巴结位置，有效减少冰冻切片次数，还可指导术中淋巴结清扫范围，同时有助于区分甲状旁腺与黑染的淋巴结，降低甲状旁腺误伤率。

(19)

(20)

式中：s为工质的比熵，kJ/(kg·K)；下标i表示工质状态,0表示工质的基准状态，本文中的基准状态取环境状态。

(21)

(22)

系统年度总成本CATC[3]为：

CATC=CAC+CO&M+Cfuel

(23)

式中：CAC为年度资金成本，美元；CO&M为年度运维成本，美元；Cfuel为年度燃料成本，美元。

年度资金成本CAC[3]为：

CAC=CTIC×α

(24)

式中：CTIC为初始总投资，美元；α为资金回收系数。

系统初始总投资CTIC[3]为：

(25)

式中：Zi为第i个系统部件的购买成本，美元。系统各部件的投资成本方程如表1[21-23]所示。

表1 系统各部件投资成本方程Tab.1 Investment cost equation for each component of the system

资金回收系数α[3]为：

(26)

式中：j为资金折现率；n为系统预估使用寿命，a。

年度运维成本CO&M[3]为：

CO&M=βCTIC

(27)

式中：β为系统部件运维成本比，%。

年度燃料成本Cfuel为：

(28)

其中,

(29)

(30)

式中：ECAES,c为D-CAES系统3级压气机消耗的总电能，MJ；Pc1、Pc2、Pc3分别为D-CAES系统3级压气机的功率，MW；coff-peak为低谷电价，美元/(kW·h)；mNG为D-CAES系统2级燃烧室消耗的天然气总量，kg；cNG为天然气价格，美元/kg；qm,NG1、qm,NG2分别为D-CAES系统2级燃烧室天然气进口质量流量，kg/s；φ为系统容量系数，表示一年内系统工作天数的比例；tch、tdis分别为系统储能时间和释能时间，s。

2.3.3 环境影响模型

系统燃烧天然气所排放的某项污染物总量mPROD,i[24]为：

(31)

式中：κi为污染物i的排放系数，g/(kW·h)，具体如表2[24]所示。

表2 天然气排放系数Tab.2 Emission factors of natural gas

系统造成的温室效应潜能值θGRE[24]为：

(32)

式中：δGRE,i为污染物i的温室效应潜能指数。

系统造成的酸化效应潜能值θACE[24]为：

(33)

式中：δACE,i为污染物i的酸化效应潜能指数。

系统造成的PM2.5效应潜能值θPAM[24]为：

(34)

式中：δPAM,i为污染物i的PM2.5效应潜能指数。各项污染物的污染潜能指数如表3[24]所示。

表3 污染物污染潜能指数Tab.3 Pollution potential index of pollutants

2.3.4 系统性能评价指标

循环效率ηRTE为：

(35)

其中,

(36)

(37)

(38)

(39)

式中：ECAES,t为D-CAES系统高、低压燃气透平总输出电能，MJ；Pht、Plt分别为D-CAES系统高、低压燃气透平功率，MW；Es,net为SCO2循环系统净输出电能，MJ；Eheating为冷却器输出热能，MJ；Pheating为冷却器供热功率，MW；Ecooling为制冷换热器输出冷能，MJ；Pcooling为制冷换热器供冷功率，MW。

(40)

式中：Ex,heating为冷却器输出的热量，MJ；Ex,cooling为制冷换热器输出的冷量，MJ。

度电成本可定义为系统每生产1 kW·h电能所需成本[3]，可表示为：

(41)

度电综合环境效应指数可定义为系统每生产1 kW·h电能对环境造成的综合潜在影响，可表示为：

(42)

式中：ω1为温室效应权重系数；ω2为酸化效应权重系数；ω3为PM2.5污染效应权重系数。本文中ω1=ω2=ω3=1/3[24]。

3 结果与分析

3.1 系统综合性能对比分析

SCO2CAESCHP系统的主要设计参数[25-26]和热力性能相关计算结果如表4和表5所示，并将其与图2所示的传统D-CAES系统进行了对比。SCO2CAESCHP系统的循环效率及效率分别为58.68%和49.62%，相较于D-CAES系统，分别提升了12.89%和5.37%。相比于图2所示系统，SCO2CAESCHP系统的燃烧室1进口天然气质量流量增加了0.42 kg/s，这主要是因为D-CAES系统中，低压燃气透平排出的高温烟气直接通入空气预热器，因此可以将压缩空气预热至更高温度，在高压燃气透平进口温度相等的情况下，D-CAES系统的燃烧室1所消耗的天然气量更少。然而，SCO2CAESCHP系统由于增设了SCO2循环系统来对D-CAES系统排放的烟气余热进行回收利用，并增加了制冷换热器来对节流后空气冷量进行回收，因此相比于图2所示系统，SCO2CAESCHP系统的净输出电能增加了18.29 MW，另外还可分别向冷、热用户输出5.85 MW的冷量及33.22 MW的热量。因此，SCO2CAESCHP系统的循环效率和效率均有明显地提升。

表4 系统基本设计参数Tab.4 Basic design parameters of the system

表5 系统热力性能计算结果Tab.5 Calculation results for the system thermal performance

图2 传统D-CAES系统示意图Fig.2 Schematic diagram of traditional D-CAES system

SCO2CAESCHP系统各部件的损占比分布如图3所示，2级燃烧室的损占比最高，占系统总损的48.87%，这主要是因为燃烧室进出口工质之间存在较大温差，且燃烧过程具有强烈的不可逆性；压缩级组的级间换热器及级后换热器的损占比次之，占系统总损的21.55%，这是因为在D-CAES系统中，燃料可提供足够热量来加热压缩空气，因此不需要增加储热装置来对压缩热进行回收，由此而造成了损；储气洞穴损占总损的11.41%，这主要是因为在充放气过程中，压缩空气与洞穴壁面之间存在流动、对流散热损失。D-CAES系统部件损之和占总损的96.77%，而SCO2循环系统部件损之和仅占总损的3.23%。在SCO2循环系统中，透平损占比最高，为1.49%；相较于透平，压缩机损占比较低，仅为0.35%，这主要是因为压缩机入口工质状态接近CO2临界点，CO2黏度较低，而且几乎为不可压缩流体，压缩过程不可逆损失较少。

图3 SCO2CAESCHP系统各部件损占比分布图Fig.3 Distribution diagram of exergy destruction of each component of SCO2CAESCHP system

表6为SCO2CAESCHP系统经济性分析所需相关参数[3,27-29]。进行经济性计算时，相关价格按汇率1美元=6.7元人民币折算。经济性计算结果见表7，相比于D-CAES系统，SCO2CAESCHP系统的年度总成本较高，主要有2个原因：(1) SCO2CAESCHP系统增设了SCO2循环系统，其系统初始总投资由于购入相应部件而增加，从而导致年度资金成本及年度运维成本也相应增加；(2) 由前文分析可知，SCO2CAESCHP系统的天然气消耗量要大于D-CAES系统，因此其年度燃料成本也相应较高。但是，SCO2CAESCHP系统年度总发电量也高于D-CAES系统。综合来看，相比于D-CAES系统，SCO2CAESCHP系统的度电成本降低了0.32美分/(kW·h)，经济性有所提升。

表6 系统经济性计算所需参数Tab.6 Parameters required for the calculation of economic performance of the system

表7 经济性计算结果Tab.7 Calculation results of economic performance

表8为SCO2CAESCHP系统整个运行周期内的各污染物排放量，并将其与D-CAES系统进行了对比。由前文分析可知，SCO2CAESCHP系统的天然气消耗量大于D-CAES系统，因此其各项污染物排放量均较高。另外，本文除计算了度电综合环境效应指数外，还依据表8中数据计算了系统碳排放系数，其可定义为系统每生产1 kW·h电能所排放的CO2量。度电综合环境效应指数及碳排放系数的计算结果如图4所示，相比于D-CAES系统，SCO2CAESCHP系统的度电综合环境效应指数及碳排放系数分别降低了2.50及7.50 g/(kW·h)，环境性能有所提升。

表8 系统各项污染物排放量Tab.8 Emissions of each pollutant of the system 单位：g

图4 系统环境性计算结果Fig.4 Calculation results of economic performance of the system

3.2 参数分析

3.2.1 储气洞穴最大储气压力对系统性能的影响

储气洞穴最高储气压力对SCO2CAESCHP系统性能指标的影响如图5和图6所示。随着储气洞穴最大储气压力的升高，系统循环效率、效率、度电成本均有所降低，而度电综合环境效应指数则几乎保持不变。这主要是因为：从输入能量来看，在最小储气压力不变的情况下，最大储气压力越大，储气洞穴内储存的空气总质量越多，若充放气流量维持不变，则系统储、释能时间均增加，故压气机消耗的电能总量增加；最大储气压力对2级燃烧室的进口天然气流量无影响，因此随着释能时间的增加，2级燃烧室消耗的燃料总量增加。从输出能量来看，最大储气压力越大，制冷换热器的供冷功率越高，这是因为节流阀前后压差增加，从而导致节流阀出口温度降低，因此其供冷功率升高，且随着释能时间增加，制冷换热器的总冷能输出增加；最大储气压力增加导致释能时间增加，故系统总输出电、热能也增加。综上所述，系统的输入能量和输出能量均增加，但输出能量的增加幅度要小于输入能量，因此循环效率及效率均下降。2级燃烧室天然气消耗总量的增加会导致系统年度燃料成本及污染物排放量增加，而系统的总输出电能增加更多，因此在上述两方面因素的综合影响下，系统度电成本呈下降趋势，但下降速度逐渐减缓，而度电综合环境效应指数则几乎保持不变。

图5 储气洞穴最大储气压力对循环效率及效率的影响Fig.5 Effect of the maximum storage pressure of the cavern on cycle efficiency and exergy efficiency

图6 储气洞穴最大储气压力对度电成本及度电综合环境效应指数的影响Fig.6 Effect of the maximum storage pressure of the cavern on levelized cost of electricity and index of levelized comprehensive environmental effect

3.2.2 低压燃气透平入口压力对系统性能的影响

低压燃气透平入口压力对SCO2CAESCHP系统性能指标的影响如图7和图8所示。随着低压燃气透平入口压力的增加，系统循环效率、效率均先升高后降低，而度电成本先减小后增加，度电综合环境效应指数呈下降趋势。这主要是因为：在高、低压燃气透平总膨胀比不变的情况下，随着低压燃气透平入口压力的增加，高压燃气透平膨胀比降低，而低压燃气透平膨胀比升高，高、低压燃气透平入口温度均可通过调节燃烧室入口天然气流量来维持恒定，因此高压燃气透平出口温度升高、功率降低，而低压燃气透平出口温度降低、功率升高，高、低压燃气透平总功率则先升高后下降。由于低压燃气透平出口温度降低，对于SCO2循环系统而言，相当于外部热源温度降低，因此SCO2循环系统净输电功率、热功率均降低。由于高压燃气透平出口温度升高，则需要降低燃烧室2的入口天然气流量以维持低压燃气透平入口温度不变；而低压燃气透平出口温度的降低也导致空气预热器入口烟气温度及燃烧室1入口空气温度随之降低，故需要增加燃烧室1的入口天然气流量以维持高压燃气透平入口温度不变，而2级燃烧室消耗天然气总量则主要受燃烧室2的影响呈下降趋势。综上所述，受各部分不同变化趋势的影响，系统循环效率及效率均先升高后下降；2级燃烧室天然气消耗总量的减少会导致系统年度燃料成本及污染物排放量降低，而系统的总输出电能主要受高、低压燃气透平输出电能影响呈先增加后减小的趋势，在上述两方面因素的综合影响下，度电成本先减小后增加，而度电综合环境效应指数呈下降趋势。

图7 低压燃气透平入口压力对循环效率及效率的影响Fig.7 Effect of low pressure gas turbine inlet pressure on cycle efficiency and exergy efficiency

图8 低压燃气透平入口压力对度电成本及度电综合环境效应指数的影响Fig.8 Effect of low pressure gas turbine inlet pressure on the levelized cost of electricity and index of levelized comprehensive environmental effect

3.2.3 SCO2循环系统最高压力对系统性能的影响

SCO2循环系统最高压力对SCO2CAESCHP系统性能指标的影响如图9和图10所示。由图9和图10可知，随着SCO2循环系统最高压力的升高，系统循环效率、效率及度电综合环境效应指数均上升，而度电成本下降。这主要是因为：在SCO2循环系统中，在最低压力不变的情况下，随着最高压力的升高，CO2透平膨胀比及CO2压缩机压比均增加，因此CO2透平及CO2压缩机功率均升高，但CO2压缩机功率的升高程度低于CO2透平，因此SCO2循环系统的净输出电功率还是呈上升趋势。由前文中所建立的SCO2循环系统热力学模型推导可知，随着最高压力的升高，加热器出口烟气温度即空气预热器入口烟气温度降低，则燃烧室1入口空气温度也随之降低，需要增加燃烧室1入口天然气流量以维持高压燃气透平入口温度不变，因此2级燃烧室天然气消耗总量受燃烧室1的影响而增加。综上所述，系统循环效率、效率主要受SCO2循环系统净输出电能增加的影响而升高；2级燃烧室天然气消耗总量的增加会导致系统年度燃料成本及污染物排放量增加，度电成本主要受SCO2循环系统净输出电能增加的影响而降低，而度电综合环境效应指数主要受天然消耗总量增加的影响而升高。

图9 SCO2循环系统最高压力对循环效率及效率的影响Fig.9 Effect of the maximum pressure of SCO2 circulating system on cycle efficiency and exergy efficiency

图10 SCO2循环系统最高压力对度电成本及度电综合环境效应指数的影响Fig.10 Effect of the maximum pressure of SCO2 circulating system on levelized cost of electricity and index of levelized comprehensive environmental effect

3.3 多目标优化

采用改进非支配排序遗传算法(NSGA-II)，分别将系统循环效率、效率、度电成本及度电综合环境效应指数进行三三组合，构建2个多目标函数组合，选择参数分析中的3个系统参数及低压燃气透平入口温度、回热器冷端端差及系统容量系数作为决策变量，对系统展开多目标优化。表9和表10分别为遗传算法优化参数设置和决策变量的约束范围。

表9 遗传算法优化参数设置Tab.9 Parameter settings for genetic algorithm optimization

表10 决策变量约束范围Tab.10 Constraint ranges of decision variables

图11和图12分别为组合①和组合②的Pareto最优前沿解集。笔者采取优劣解距离法作为评价方法，根据有限个Pareto解与理想Pareto解之间的接近程度对其进行排序，将解的优劣表征为空间中的距离，距离理想Pareto解越近的Pareto解性能越好。

由图11可知，A点处所对应的位置为组合①的理想Pareto最优解，在此点可以同时使循环效率、效率及度电成本取得最优值，则Pareto最优前沿解集中距离A点最近的B点为组合①的Pareto最优解。通过观察Parteo图也可以得出，随着循环效率和效率的不断增加，度电成本总体呈上升趋势，上升趋势较为缓慢，但当超过B点后，度电成本的增加速度大幅提升，说明若继续提升系统循环效率和效率，将会使系统经济性能快速下降。B点所对应的系统最优循环效率、效率及度电成本分别为61.90%、52.77%和6.36美分/(kW·h)。

同理，由图12可知，C点处所对应的位置为组合②的理想Pareto最优解，则Pareto最优前沿解集中距离C点最近的D点为组合②的Pareto最优解。C点所对应的系统最优效率、度电成本及度电综合环境效应指数分别为52.71%、6.35美分/(kW·h)及84.53。

图11 组合①的Pareto最优前沿解集Fig.11 Pareto optimal frontier solution set for combination ①

图12 组合②的Pareto最优前沿解集Fig.12 Pareto optimal frontier solution set for combination ②

4 结 论

(1) 相较于传统的D-CAES系统，SCO2CAESCHP系统的循环效率、效率、度电成本及度电综合环境效应指数均有所改善。