基于沼液余熱回收的沼氣工程系統(tǒng)凈產(chǎn)能特性

王淑霞，阮應(yīng)君，周偉國，吳家正

（同濟大學(xué)機械與能源工程學(xué)院，上海 201804）

0 引 言

沼氣發(fā)酵不僅能產(chǎn)生可再生能源（沼氣），還可以為農(nóng)業(yè)生產(chǎn)提供豐富的有機肥料（沼渣液）[1]。其原料來源廣泛，涉及農(nóng)業(yè)、工業(yè)、食品、生物燃料等各個行業(yè)[2]。中國沼氣工程的發(fā)展主要在農(nóng)村，目的是實現(xiàn)大規(guī)模畜禽糞污的處理和資源化。截止2015年底，由中央和地方財政支持建設(shè)的各類沼氣工程達110 975處。其中，以畜禽糞污為原料的占99.6%，中小型沼氣工程占93.6%[3]。然而，中國中小型沼氣工程整體運行不佳，多數(shù)虧損，長期可持續(xù)運營能力較低，存在許多閑置現(xiàn)象。原因之一是缺乏合理有效的加熱措施。

在歐洲，大多數(shù)沼氣工程規(guī)模較大，運行溫度為37～39 ℃，有機物含量高，產(chǎn)生的沼氣經(jīng)熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)發(fā)電后，余熱可用于厭氧反應(yīng)的加熱保溫。然而，在中國，由于熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的投資較高，中小型沼氣工程用戶難以接受，致使沼氣工程大多運行在外界環(huán)境溫度下，或冬季采用沼氣鍋爐、燃煤鍋爐等加熱保溫（料溫在20 ℃左右），夏季則主要依賴外界環(huán)境（料溫最高可達30 ℃）[4]。環(huán)境溫度下，高緯度地區(qū)的沼氣工程僅在氣溫較高的月份產(chǎn)氣（約9個月），到冬季，則幾乎不產(chǎn)氣[5]。由于中國中小型沼氣工程的沼氣利用主要為炊事和供熱，因此，夏季用戶對沼氣的需求明顯降低，進料有機物濃度也隨之降低?？梢?，中國沼氣工程經(jīng)常運行在中溫發(fā)酵的低溫階段，且進料有機物濃度較低，不利于有機廢棄物的處理，有礙產(chǎn)業(yè)長期、穩(wěn)定、可持續(xù)的發(fā)展。

發(fā)酵溫度是影響沼氣發(fā)酵的重要因素之一。雖然沼氣發(fā)酵可在10～60 ℃范圍內(nèi)運行[4]，但當(dāng)溫度低于20 ℃時，從系統(tǒng)啟動到穩(wěn)定產(chǎn)氣需要的時間較長（3～4個月），因此，沼氣工程通常采用中溫（35 ℃）或高溫（55 ℃）發(fā)酵。中溫發(fā)酵可維持微生物活動及產(chǎn)氣的穩(wěn)定，被認為是最優(yōu)發(fā)酵溫度[4]。高溫發(fā)酵雖產(chǎn)氣量高，可有效殺死寄生蟲和病原菌[6]，但能耗也較高。從能量節(jié)約的角度，Chae等[7]建議：在確定經(jīng)濟發(fā)酵溫度時應(yīng)考慮凈產(chǎn)能。目前，國內(nèi)外有關(guān)沼氣工程凈產(chǎn)能的研究對象主要涉及2個方面：

一為沼氣工程聯(lián)合農(nóng)業(yè)、工業(yè)等相關(guān)產(chǎn)業(yè)生產(chǎn)鏈。沼氣發(fā)酵主要作為廢棄物處理技術(shù)，是產(chǎn)業(yè)生產(chǎn)鏈的有機組成部分。研究重點是分析整個生產(chǎn)鏈的能量輸入與產(chǎn)出，突出沼氣工程對整個生產(chǎn)鏈凈產(chǎn)能的影響或貢獻[8-11]。

二為獨立的沼氣工程系統(tǒng)。研究主要致力于提高系統(tǒng)的沼氣產(chǎn)量[12]，如采用混合原料代替單一原料[13-14]，對原料進行預(yù)處理[15-17]，采用高溫發(fā)酵代替中溫發(fā)酵[18]等。

顯然，對聯(lián)合系統(tǒng)的研究有利于沼氣工程的實際應(yīng)用，對獨立系統(tǒng)的研究有利于沼氣工程系統(tǒng)設(shè)計、運行參數(shù)的優(yōu)化以及性能的提高。然而，針對沼氣工程獨立系統(tǒng)凈產(chǎn)能的研究仍然較少。林聰?shù)仍趯η叭斯ぷ骺偨Y(jié)的基礎(chǔ)上指出發(fā)酵溫度為 25 ℃時系統(tǒng)凈產(chǎn)能最大[19]。Bohn等[20]研究了以作物殘渣為原料的沼氣工程的能量平衡，對比了15和30 ℃發(fā)酵溫度下系統(tǒng)的凈產(chǎn)能，認為30 ℃時系統(tǒng)凈產(chǎn)能最大。Guo等[4]在試驗基礎(chǔ)上，通過多元線性回歸預(yù)測了系統(tǒng)取得最大凈產(chǎn)能時的發(fā)酵溫度，約為26 ℃。此外，為保證系統(tǒng)的高效運行，不同進料濃度對發(fā)酵溫度要求不同，高濃度更適合較高的發(fā)酵溫度，低濃度則對應(yīng)較低的發(fā)酵溫度[21-22]?？梢?，目前對獨立沼氣工程系統(tǒng)凈產(chǎn)能的研究主要為：在中溫發(fā)酵及其低溫段，系統(tǒng)取得最大凈產(chǎn)能時所對應(yīng)的發(fā)酵溫度。缺乏考慮中溫、高溫內(nèi)在的統(tǒng)一、深入的系統(tǒng)凈產(chǎn)能及其特性的研究。

此外，研究表明，采用沼液余熱回收技術(shù)，不僅可以減少能量浪費，還有利于提高沼氣凈產(chǎn)氣率[6]。因此，本文基于沼液余熱利用的沼氣工程為研究對象，考慮發(fā)酵溫度、進料VS濃度的變化，研究不同配置條件下系統(tǒng)的凈產(chǎn)能特性，探討滿足基準(zhǔn)指標(biāo)時，所需系統(tǒng)發(fā)酵條件的變化規(guī)律，以及系統(tǒng)取得最大凈產(chǎn)能時，發(fā)酵溫度等相關(guān)參數(shù)的變化規(guī)律，為中國中小型沼氣工程經(jīng)濟運行參數(shù)的確定提供參考。

1 基于沼液余熱回收的沼氣工程系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)示意圖

圖 1為基于沼液余熱回收的沼氣工程系統(tǒng)示意圖。該系統(tǒng)主要包括 2個基本單元，即沼氣鍋爐加熱保溫基礎(chǔ)單元和沼液余熱回收單元。兩者共同作用，可使系統(tǒng)在2種模式下運行。

圖1 沼氣工程系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of proposed anaerobic digestion system

模式 1為采用沼氣鍋爐加熱保溫的沼氣工程系統(tǒng)，即沼氣鍋爐加熱保溫基礎(chǔ)單元，主要由厭氧反應(yīng)器、沼氣鍋爐及其輔助設(shè)施構(gòu)成。發(fā)酵原料經(jīng)進料直供泵泵入反應(yīng)器，通過微生物的活動實現(xiàn)有機物的分解、轉(zhuǎn)化與產(chǎn)氣，發(fā)酵后的沼液、沼渣分別從反應(yīng)器的上、下出口排出，消毒處理后用作農(nóng)田肥料或達標(biāo)排放。沼氣鍋爐以系統(tǒng)產(chǎn)生的沼氣為燃料加熱系統(tǒng)循環(huán)水，吸熱升溫后的循環(huán)水經(jīng)反應(yīng)器內(nèi)的加熱盤管將熱量傳遞給料液，以維持反應(yīng)器內(nèi)穩(wěn)定的發(fā)酵溫度。

模式2是在模式1的基礎(chǔ)上添加了沼液余熱回收單元，即在上清液排出管道和進料管道之間增設(shè)換熱器，用于回收沼液的余熱，預(yù)熱進料原料，減少沼液直接排放造成的能源浪費，有利于提高系統(tǒng)性能。

1.2 厭氧反應(yīng)器

本研究采用圓柱形地上連續(xù)攪拌釜反應(yīng)器（continuous stirred-tank reactor，CSTR），結(jié)構(gòu)示意圖見圖2，相關(guān)材料參數(shù)見表1。該反應(yīng)器設(shè)計料液液面高度為5.2 m，有效容積約200 m3，日進料量為10 m3/d。底部基礎(chǔ)由厚度為 500 mm的 C30鋼筋混凝土底板和100 mm的C15素混凝土墊層構(gòu)成。主體由厚度為3 mm的搪瓷鋼板拼接成的內(nèi)徑為6.88 m，高度為6 m的圓柱形罐體。最外層為0.5 mm的彩鋼板保護層。搪瓷鋼板和保護層之間為50 mm的聚苯板（聚苯乙烯泡沫板）保溫層。蓋板結(jié)構(gòu)與主體側(cè)壁相同。

圖2 反應(yīng)器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of reactor

表1 反應(yīng)器相關(guān)材料參數(shù)Table 1 Material parameters of studied digester

1.3 系統(tǒng)配置

模式1和模式2的主要區(qū)別在于模式2采用了沼液余熱回收技術(shù)，除此之外，2種模式下的系統(tǒng)發(fā)酵條件配置一致，即發(fā)酵溫度變化范圍為20～60 ℃；進料VS質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化范圍為4%～10%；水力停留時間均為20 d。詳細配置見表2。

2 能量平衡模型

模式 1下，系統(tǒng)產(chǎn)能扣除用于維持穩(wěn)定的厭氧發(fā)酵溫度所消耗的能量即得凈產(chǎn)能。其能量平衡可由式（1）表示：

式中 EM1,Biogas為模式1下系統(tǒng)產(chǎn)能，kJ/a；EM1,Con為模式1下維持穩(wěn)定的發(fā)酵溫度所消耗的能量，kJ/a； EM1,Net為模式1下系統(tǒng)凈產(chǎn)能，kJ/a。

其中 EM1,Con主要取決于厭氧發(fā)酵總熱負荷。該負荷主要由 2部分組成：一是將進料升溫至工作溫度所需的熱量，二是補償反應(yīng)器維護結(jié)構(gòu)散失的熱量。由式（2）表示：

式中 EM1,AD為模式1下厭氧反應(yīng)總熱負荷，kJ/a； EM1,In為模式1下進料熱負荷，kJ/a；EM1,Dig為模式1下反應(yīng)器圍護結(jié)構(gòu)熱負荷，kJ/a，具體計算見 3.3節(jié)；η為沼氣鍋爐的熱效率，取80%[26]。

模式 2下，沼液余熱被回收用于預(yù)熱進料，相當(dāng)于降低了系統(tǒng)的總熱負荷，則式（2）可由式（3）代替：

式中 EM2,Con為模式 2下維持穩(wěn)定發(fā)酵所消耗的能量，kJ/a； EM2,In為模式2下進料熱負荷，kJ/a； EM2,HE為模式2下沼液余熱回收量，kJ/a，詳情見3.4節(jié)； EM2,Dig為模式2下反應(yīng)器熱負荷，kJ/a。

2.1 甲烷產(chǎn)量

本研究以豬糞污為發(fā)酵原料。為研究不同有機物進料濃度對沼氣發(fā)酵系統(tǒng)產(chǎn)能特性的影響，需要以詳細的不同發(fā)酵溫度不同進料濃度下豬糞污產(chǎn)氣率特性為基礎(chǔ)。林聰?shù)萚19]總結(jié)別人研究成果得出豬糞尿產(chǎn)氣特性為：在20～60 ℃的發(fā)酵溫度范圍內(nèi)，存在35、55 ℃ 2個產(chǎn)氣極值點，且40 ℃左右對中溫或高溫發(fā)酵來說均屬于效率較低的范圍。但并未考慮不同進料濃度對產(chǎn)氣率的影響。Hashimoto提供的豬糞污甲烷產(chǎn)率考慮了有機物含量的影響，即式（4）[27]：

式中νγ為甲烷體積產(chǎn)率，m3/(m3·d)；B0為原料經(jīng)充分發(fā)酵得到的甲烷總產(chǎn)量，取0.48 m3/ kg[28]；VS為揮發(fā)性固體含量，kg/m3；HRT為水力停留時間，d；K為無量綱動力參數(shù)，由式（5）計算[28]；mμ為微生物的日最大生長比速，由式（6）計算[28]；

式中ST 為發(fā)酵溫度，取值范圍為20～60 ℃。

但由式（4）估算的甲烷產(chǎn)率隨發(fā)酵溫度的增大而增大，林聰?shù)萚19]的結(jié)果存在一定的偏差。若假設(shè)林聰?shù)萚19]的甲烷產(chǎn)率不受進料濃度的影響，筆者對比分析了這 2種估算情形下不同配置（發(fā)酵溫度20～60 ℃，進料VS 4%～10%下沼氣發(fā)酵系統(tǒng)的甲烷相對產(chǎn)率（某發(fā)酵溫度下系統(tǒng)產(chǎn)氣量與35 ℃下系統(tǒng)產(chǎn)氣量的比值）。結(jié)果顯示：式（4）的相對產(chǎn)氣率均大于實際相對產(chǎn)氣量，但大部分都控制在 10%左右，且在低溫低濃度段、高溫高濃度段與林聰?shù)萚19]總結(jié)的產(chǎn)氣特性基本吻合。因此，為了較為準(zhǔn)確地表征進料濃度對系統(tǒng)產(chǎn)能特性的影響，本文采用式（4）對甲烷產(chǎn)量進行估算。

則發(fā)酵系統(tǒng)年總沼氣產(chǎn)能為：

式中 L HVCH4為甲烷低熱值，取35 900 kJ/m3[29]。

2.2 進料熱負荷

參考Perrigault等的相關(guān)研究[30]，本文假設(shè)發(fā)酵原料每天每小時等量泵入反應(yīng)器，且每次進料過程均立即完成。則進料熱負荷InE （kJ/a）為

式中EIn,t為t時刻進料熱負荷，kJ/h；ρIn為進料密度，kg/m3；VIn,Day為日體積進料量，m3/d； CIn為進料比熱容，kJ/(kg·℃)；Ts,t為t時刻發(fā)酵溫度，℃。由式（9）計算；TIn,t為進料溫度，℃，由室外環(huán)境溫度確定，當(dāng)環(huán)境溫度高于 0時，假設(shè)進料溫度等于環(huán)境溫度，否則，進料溫度為0。

式中InVS為揮發(fā)性固體質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

2.3 反應(yīng)器熱負荷

反應(yīng)器熱負荷即經(jīng)反應(yīng)器維護結(jié)構(gòu)散失的熱量，主要包括反應(yīng)器頂部、側(cè)壁和底部的散熱 3部分。為簡化模型，作如下假設(shè)：

1）忽略厭氧反應(yīng)過程中微生物的反應(yīng)熱；

2）因物料濃度較小，其物性參數(shù)認為與水的相同；

3）進料原料除溫度外，其特性與料液相同；

4）料液溫度均勻分布；

5）物料進出口的熱損失忽略不計；

6）土壤溫度不受反應(yīng)器內(nèi)料液溫度的影響。

2.3.1 反應(yīng)器頂部散熱

反應(yīng)器頂部散熱通過料液與頂部內(nèi)表面的對流換熱，頂面的導(dǎo)熱以及外表面與周圍環(huán)境的對流換熱實現(xiàn)。當(dāng)環(huán)境溫度大于料液溫度時，散熱量RE （kJ/a）為0 kJ，反之，通過方程組式（10）計算[24]：

式中 ER,t為 t時刻頂部散熱量，kJ/h； hAmb-R4,t為頂部外表面與外界環(huán)境的對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)，分2種情況計算：有風(fēng)時，通過相關(guān)大平壁換熱系數(shù)計算[24,30]；無風(fēng)時，根據(jù)自然對流條件下的努謝爾特數(shù)和雷諾數(shù)計算[31]； h 為頂部內(nèi)表面與料液的對流換熱系數(shù)，

S-R1,t W/(m2·K)，參照無風(fēng)時外表面和外界環(huán)境的傳熱計算；AR為頂部面積，m2； TAmb,t為外界環(huán)境溫度，℃； TR1,t，TR4,t分別為頂部內(nèi)、外表面的溫度，℃； TR2,t， TR3,t分別為頂部搪瓷鋼板和聚苯板、聚苯板和彩鋼板的接觸面溫度，℃；δES、δPS、δCS分別為搪瓷鋼板、聚苯板、彩鋼板的厚度，m；λES、λPS、λCS分別為搪瓷鋼板、聚苯板、彩鋼板的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

2.3.2 反應(yīng)器壁面散熱

反應(yīng)器側(cè)壁的散熱通過料液與側(cè)壁內(nèi)表面的對流換熱，壁面的導(dǎo)熱以及外表面與周圍環(huán)境的對流換熱實現(xiàn)。當(dāng)環(huán)境溫度大于料液溫度時，散熱量 EW（kJ/a）為0 kJ，反之，通過方程組式（11）計算[24]：

式中 EW,t為t時刻側(cè)壁散熱量，kJ/h； hAmb-W4,t為側(cè)壁外表面與周圍環(huán)境的對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)，分2種情況計算：有風(fēng)時，通過流體橫掠單管相關(guān)公式計算；無風(fēng)時，通過自然對流條件下的努謝爾特數(shù)和雷諾數(shù)計算[31]；為側(cè)壁內(nèi)表面與料液的對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)，參照無風(fēng)時外表面與周圍環(huán)境的傳熱計算；dW1、 dW4分別為反應(yīng)器內(nèi)、外徑，m； dW2、 dW3（下標(biāo)數(shù)字由式(11)中m確定）分別為搪瓷鋼板和聚苯板、聚苯板和彩鋼板的接觸面直徑，m；H為反應(yīng)器高度，m；TW1,t，TW4,t分別為側(cè)壁內(nèi)、外表面的溫度，℃；TW2,t、TW3,t（下標(biāo)數(shù)字由式(11)中m確定）分別為側(cè)壁面搪瓷鋼板和聚苯板、聚苯板和彩鋼板的接觸面溫度，℃。

2.3.3 反應(yīng)器底部散熱

反應(yīng)器底部的散熱通過料液與底部內(nèi)表面的對流換熱，以及底面的導(dǎo)熱實現(xiàn)。當(dāng)土壤溫度大于內(nèi)表面溫度時，散熱量 EF為0，反之，通過方程組式（12）計算[24]：

式中 EF,t為 t時刻底部散熱量，kJ/h； hS-F1,t為料液與底部內(nèi)表面的對流換熱系數(shù)，W/(m2·K)，參照自然對流條件下的努謝爾特數(shù)和雷諾數(shù)計算[31]；AF為底板面積，m2；TF3,t為0.6 m深的土壤溫度，℃，受環(huán)境溫度影響，參照Chow等研究結(jié)果計算[32]；TF1,t為底部內(nèi)表面的溫度，℃；TF2,t為 C30鋼筋混凝土和 C15素混凝土接觸面的溫度，℃。

2.4 沼液余熱回收量

沼液余熱回收量EHE（kJ/a）主要取決于換熱器的效率，由式（13）計算。

式中φ為換熱器的相對效率，詳見式（14）。

式中HET 為換熱器出口處的料液溫度，℃；φ取50%[33]。

2.5 評價指標(biāo)

本研究以能效比和凈產(chǎn)能為指標(biāo)，綜合評價沼氣工程系統(tǒng)的凈產(chǎn)能特性。

1）能效比

參照地源熱泵系統(tǒng)性能系數(shù)——能效比，定義沼氣發(fā)酵系統(tǒng)的能效比，即系統(tǒng)總沼氣產(chǎn)能與總能耗的比值，可用于評價沼氣發(fā)酵系統(tǒng)能量的相對產(chǎn)出特性，由式（15）表示：

式中EER為系統(tǒng)能效比，無量綱；ConE 為維持穩(wěn)定厭氧反應(yīng)的年總能耗，kJ/a。

2）凈產(chǎn)能

由式（1）可知，系統(tǒng)凈產(chǎn)能的計算如下：

式中NetE 為系統(tǒng)凈產(chǎn)能，kJ/a。

該凈產(chǎn)能雖為絕對量，但在沼氣工程的實際使用中，系統(tǒng)可提供凈產(chǎn)能的多少及其穩(wěn)定性直接影響著用戶側(cè)使用的滿意度。因此，本文將其作為能效比的輔助性評價指標(biāo)，以便用戶更直觀地了解沼氣發(fā)酵系統(tǒng)的實際能量的投入與產(chǎn)出特性。

根據(jù)能量平衡模型以及 Meteonorm軟件數(shù)據(jù)庫提供的相關(guān)氣象數(shù)據(jù)（環(huán)境溫度和風(fēng)速），采用 MATLAB數(shù)學(xué)軟件對中國浙江嘉興市以豬糞污為原料的200 m3沼氣發(fā)酵系統(tǒng)全年實時負荷進行模擬，并對系統(tǒng)負荷特性及產(chǎn)能特性進行了分析與評價。

3 結(jié)果與分析

3.1 系統(tǒng)負荷特性

3.1.1 系統(tǒng)實時熱負荷

圖3為進料VS為6%時不同發(fā)酵溫度下系統(tǒng)的實時熱負荷。從圖中可以看出，系統(tǒng)實時負荷的變化隨外界環(huán)境呈明顯的季節(jié)性，冬季高，夏季低。此外，隨發(fā)酵溫度的增大，負荷逐漸增大。負荷大于0，說明系統(tǒng)需額外能量輸入來維持發(fā)酵溫度的穩(wěn)定。負荷小于0，說明系統(tǒng)無需額外加熱措施即外界環(huán)境可使系統(tǒng)達到某特定發(fā)酵溫度。因此，通過統(tǒng)計負荷小于 0的點可以估算環(huán)境溫度下反應(yīng)器料液溫度的變化范圍。從圖 3可知，夏季反應(yīng)器的發(fā)酵溫度可達30 ℃，但維持時間明顯較短，說明反應(yīng)器料液溫度受環(huán)境溫度限制。

圖3 不同發(fā)酵溫度下系統(tǒng)實時負荷曲線Fig.3 Hourly heat load profiles at different digestion temperatures

3.1.2 常溫下料液溫度分布

根據(jù)3.1.1節(jié)的分析可估算常溫下反應(yīng)器全年料液溫度的分布，詳見表 3。以 25～30 ℃為例：發(fā)酵溫度為25 ℃時，實時負荷小于0的點約1 683個，即常溫下，全年料液溫度達25 ℃的時間約為1 683 h。同理，達30 ℃的時間約278 h。則兩者之差即為系統(tǒng)全年可維持在25～30 ℃的時間，約1 405 h，相當(dāng)于59 d。

表3 常溫下料液溫度分布Table 3 Slurry temperature distribution at ambient conditions

從表3可知，一年當(dāng)中，系統(tǒng)料液溫度約有7個月（215 d）低于20 ℃，僅5個月可正常產(chǎn)氣，溫度范圍為20～35 ℃，其中，中溫發(fā)酵（35 ℃）僅維持2 h。該結(jié)果與湯云川等[5]的調(diào)研結(jié)果不一致，原因主要在于研究中對系統(tǒng)最低發(fā)酵溫度的設(shè)定不同：本研究中根據(jù)Guo等[4]的研究將其設(shè)定為 20 ℃，若同樣設(shè)定為 10 ℃，則系統(tǒng)正常產(chǎn)氣時間即與湯云川等[5]的研究結(jié)果一致，約 9個月。

根據(jù)料液溫度分布以及原料產(chǎn)氣率可估算常溫下進料VS為6%時的甲烷產(chǎn)量，約25 437.10 m3。若系統(tǒng)發(fā)酵溫度全年穩(wěn)定在35 ℃，其甲烷產(chǎn)量約88 463.43 m3。則兩者比值即為常溫下沼氣發(fā)酵系統(tǒng)相對產(chǎn)氣因子，約0.36。顯然，常溫下，由于系統(tǒng)經(jīng)常運行在中溫發(fā)酵的低溫階段，且發(fā)酵溫度不穩(wěn)定，嚴(yán)重影響了產(chǎn)氣量。長此以往，將影響中小型沼氣工程的實際應(yīng)用和發(fā)展。因此，采取經(jīng)濟可行的加熱措施保證反應(yīng)器穩(wěn)定的工作溫度顯得尤為重要。

3.1.3 負荷組成及其變化

進料濃度通過影響料液比熱容影響系統(tǒng)熱負荷（見式（9））。本文在研究過程中對進料VS為6%～10%的系統(tǒng)負荷進行了對比分析。結(jié)果表明，進料濃度每增加2個百分點，負荷變化約0.01%，因此，進料濃度對系統(tǒng)負荷的影響可以忽略不計，僅以6%進料濃度為例，分析不同發(fā)酵溫度下系統(tǒng)負荷組成及其變化（圖 4）。從圖中可以看出，系統(tǒng)熱負荷隨發(fā)酵溫度的增大逐漸增大，20 ℃時最小，60 ℃時最大，后者約為前者的8倍。此外，在系統(tǒng)總熱負荷中，進料負荷是關(guān)鍵，占比約 69%。與花鏡等[6]的研究結(jié)果（約90%）相比，該值明顯偏小。原因在于研究規(guī)模、日進料量以及保溫材料及其厚度的不同。因此，在保證沼氣工程穩(wěn)定的發(fā)酵溫度時，需特別關(guān)注進料負荷。

3.1.4 實時進料與分批進料負荷對比

當(dāng)取外界環(huán)境平均溫度為進料溫度時，針對進料總熱負荷的計算結(jié)果與式（8）的一致。但針對實際工程中在一天內(nèi)分批進料的情況肯定存在一定差異。假設(shè)一天當(dāng)中分6個時刻分批等量進料，時間分別為08:00，10:00，12:00，14:00，16:00，18:00，進料即時完成。本節(jié)計算了分時分批進料年總熱負荷并與式（8）的估算結(jié)果進行對比分析。結(jié)果表明：由于分時分批進料一般發(fā)生在白天，進料溫度較高，其熱負荷稍小于實時進料熱負荷，最大誤差約 14%，且隨著發(fā)酵溫度的增大逐漸減小，高溫發(fā)酵段均保持在5%以內(nèi)。

圖4 系統(tǒng)年總熱負荷組成及其變化Fig.4 Component and variation of total heat loads at different temperatures

3.2 系統(tǒng)產(chǎn)能特性

3.2.1 能效比

1）不同系統(tǒng)配置下的能效比

圖 5表示了不同配置下系統(tǒng)能效比的變化情況。模式 1下，能效比隨進料濃度的增大呈增大趨勢，增幅因發(fā)酵溫度而不同。當(dāng)VS為4%時，能效比最小。增至VS為6%的過程中，能效比大幅增長，且低溫增量大，高溫增量小。當(dāng)進一步增至VS為8%時，能效比增量整體有所降低，20 ℃時最小，其他溫度下，基本一致。當(dāng) VS從 8%向 10%變化時，能效比增量隨發(fā)酵溫度的變化與4%～8%的明顯不同。以40 ℃為界，當(dāng)溫度小于40 ℃時，能效比隨進料濃度的增大而減小，且隨發(fā)酵溫度的增大降幅明顯減小。當(dāng)溫度大于40 ℃時，能效比隨進料濃度、發(fā)酵溫度的增大而小幅增大。

隨著發(fā)酵溫度的增大，能效比均呈下降趨勢，其變化緩急又因進料濃度而稍有不同。VS為4%～8%時，能效比變化程度基本一致，隨發(fā)酵溫度增大先大幅下降，后趨于平緩，能效比降幅最大為12.8，由15.8降至3.0。VS為10%時，能效比的變化分2個階段：當(dāng)溫度小于40℃時，能效比在VS為4%、8%分別對應(yīng)的能效比間呈均勻下降趨勢；當(dāng)溫度大于40 ℃時，能效比繼續(xù)平穩(wěn)下降，但稍高于VS為 8%時對應(yīng)的能效比。

圖5 不同配置下系統(tǒng)能效比變化Fig.5 Variation of energy efficiency ratios at different configurations

此外，因沼液余熱的回收利用，當(dāng)進料濃度和發(fā)酵溫度均相同時，模式2下的能效比均優(yōu)于模式1下的對應(yīng)值，但隨發(fā)酵溫度的增大，能效比降幅也進一步增大，最大為19.7。原因主要在于系統(tǒng)熱需求及沼液余熱回收，如圖6所示，圖6a為模式1下系統(tǒng)各部分能量比例的變化（以VS6%為例），圖6b為模式2下系統(tǒng)能量比例的變化。從圖6a可知，20 ℃下系統(tǒng)能耗相當(dāng)?shù)?，約為60 ℃條件下的1/8，隨著發(fā)酵溫度的增大，增加的能耗將由小幅增長的系統(tǒng)產(chǎn)能來補償。圖6b顯示，當(dāng)采用沼液余熱回收技術(shù)后，相當(dāng)于減少了系統(tǒng)能耗，雖然促進了能效比的普遍增大，但隨發(fā)酵溫度的變化，能效比的變化范圍將進一步被擴大。

圖6 不同模式下系統(tǒng)各部分的能量比例（VS為6%）Fig.6 Energy proportions under different operaion modes with VS is 6%

2）基準(zhǔn)能效比下系統(tǒng)的配置規(guī)律

由于缺乏統(tǒng)一的比較標(biāo)準(zhǔn)，且通常情況下，沼氣工程進料VS約為6%～10%[34]，因此，本節(jié)以模式1下發(fā)酵溫度為35 ℃、進料VS為6%（見表2系統(tǒng)配置M1-2-4）時系統(tǒng)的能效比（本文計算值為6.4）為基準(zhǔn)能效比，以便研究同一基準(zhǔn)值下沼氣工程發(fā)酵條件所遵循的規(guī)律。

研究表明：存在與進料濃度一一對應(yīng)的最大發(fā)酵溫度，使系統(tǒng)能效比達到該基準(zhǔn)值。以進料VS為6%為例：發(fā)酵溫度大于35 ℃，能效比降低；發(fā)酵溫度小于35 ℃，能效比增大。即進料VS為6%時，若保證能效比達到基準(zhǔn)值，則系統(tǒng)發(fā)酵溫度最大不能超過35 ℃。同理，進料VS為4%、8%和10%對應(yīng)的最大發(fā)酵溫度分別為28.9、39.6和39.5 ℃（采用插值法計算）。

采用沼液余熱回收技術(shù)后，系統(tǒng)能效比有所改善，與最大發(fā)酵溫度也隨之改變，VS為 4%～10%下分別為36.5、46.4、54.6和58 ℃?？梢?，沼液余熱回收利用使得實現(xiàn)基準(zhǔn)能效比的發(fā)酵條件更寬松。

3.2.2 凈產(chǎn)能

1）不同配置下的凈產(chǎn)能

圖 7為不同配置下系統(tǒng)凈產(chǎn)能的變化情況。從圖 7可看出，模式 1下，隨著進料濃度的增大，凈產(chǎn)能總體上呈增大趨勢。VS為4%時，凈產(chǎn)能最小。增至 VS為6%時，凈產(chǎn)能整體大幅增長。當(dāng)進一步增至8%時，20 ℃時凈產(chǎn)能幾乎不增長，20～35 ℃時，增幅明顯，35～60℃，繼續(xù)小幅增長。當(dāng)進料濃度繼續(xù)增至VS為10%時，凈產(chǎn)能增量隨發(fā)酵溫度的變化與VS為4%～8%的明顯不同。當(dāng)發(fā)酵溫度小于40 ℃時，凈產(chǎn)能不增反降，降幅隨著溫度增大而減小。當(dāng)發(fā)酵溫度大于40 ℃時，凈產(chǎn)能隨溫度的增大小幅增大。

圖7 不同配置下系統(tǒng)凈產(chǎn)能變化Fig.7 Variation of annual net energy productions at different configurations

隨著發(fā)酵溫度的增大，凈產(chǎn)能隨進料濃度不同呈現(xiàn)不同的變化趨勢。VS為4%～8%時，凈產(chǎn)能隨發(fā)酵溫度的增大均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，且增大趨勢隨濃度的增大而增大，減小趨勢隨濃度的增大而趨于平緩。因此，凈產(chǎn)能在變化過程中存在最大值，且VS為4%、6%、8%進料濃度下凈產(chǎn)能最大值對應(yīng)的發(fā)酵溫度分別為30、35和45 ℃。當(dāng)進料VS為10%時，凈產(chǎn)能隨發(fā)酵溫度的增大而增大，其最大值對應(yīng)的發(fā)酵溫度為60 ℃?？梢?，系統(tǒng)最大凈產(chǎn)能受進料濃度和發(fā)酵溫度的共同制約。

在模式2下，VS為4%～10%下的凈產(chǎn)能均有不同程度的提高。VS為4%～8%時，凈產(chǎn)能在高溫段的下降趨勢均趨于平緩，VS為10%時，增大趨勢得到加強。與此同時，系統(tǒng)取得最大凈產(chǎn)能時的發(fā)酵溫度也發(fā)生了相應(yīng)變化，分別為30、40、50和60 ℃?？梢姡?dāng)系統(tǒng)條件發(fā)生改變時，需對沼氣工程的系統(tǒng)性能進行重新評估，以確保系統(tǒng)的最優(yōu)運行。

值得注意的是，在討論系統(tǒng)的產(chǎn)能特性時，進料VS為10%下的能效比、凈產(chǎn)能與VS為4%～8%下的相比呈現(xiàn)出明顯的不同。原因主要在于甲烷產(chǎn)率計算公式。該公式是在VS為3%～7%條件下得出的，因此，在該范圍內(nèi)，本文結(jié)論可以較為準(zhǔn)確地反映進料濃度對系統(tǒng)凈產(chǎn)能特性的影響。但在以后的研究中，有必要深入探究進料濃度、發(fā)酵溫度等影響因子連續(xù)變化時系統(tǒng)的產(chǎn)氣特性。

2）凈產(chǎn)能與常溫下系統(tǒng)產(chǎn)能

模式1、模式2下，系統(tǒng)年凈產(chǎn)能與常溫下產(chǎn)能的比值隨發(fā)酵溫度、進料濃度的變化具有較強的規(guī)律性，且在25 ℃時出現(xiàn)了數(shù)值上的相對統(tǒng)一，如圖8所示。當(dāng)發(fā)酵溫度小于25 ℃時，在同一模式下，凈產(chǎn)能與常溫下產(chǎn)能的比值隨進料濃度的增大逐漸小幅下降。當(dāng)溫度大于25 ℃時，該比值隨進料濃度的增大大幅增大。這一變化趨勢進一步補充了 Guo等的研究[21-22]，即在沼氣發(fā)酵過程中，低濃度與較低的發(fā)酵溫度相適應(yīng)，高濃度搭配較高發(fā)酵溫度效果更優(yōu)。與此同時，該變化趨勢暗含了采取加熱措施維持穩(wěn)定發(fā)酵的重要性。

圖8 不同配置下系統(tǒng)凈產(chǎn)能與對應(yīng)條件常溫下產(chǎn)能的比值變化Fig.8 Ratios of annual net energy production at certain configurations to that at ambient conditions

此外，模式1和模式2下，VS為4%～10%下的最大年凈產(chǎn)能與常溫下系統(tǒng)產(chǎn)能的比值分別為 2.18，2.37，2.66，3.28和2.33，2.53，2.89，3.66。以VS為6%為例，隨著發(fā)酵溫度在20～60℃之間變化，模式1下系統(tǒng)最大年凈產(chǎn)能與常溫下系統(tǒng)產(chǎn)能的比值為 2.37，說明采取加熱保溫措施可使系統(tǒng)較常溫下多輸出1.37倍的能量。當(dāng)進一步實施沼液余熱回收后，該比值增大至2.53，即系統(tǒng)較常溫下能多輸出1.53倍的能量?？梢?，采取加熱保溫、節(jié)能措施以及合理的系統(tǒng)配置有利于更多產(chǎn)能的輸出。

3）最大凈產(chǎn)能下系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)或指標(biāo)分析

采用沼液余熱回收前后，VS為4%～10%進料濃度下系統(tǒng)最大凈產(chǎn)能的增長率分別為 7.0%，6.8%，8.5%和11.5%，系統(tǒng)能效比的增幅分別為51.8%，23.5%，33.3%，53.1%，見表 4。此外，當(dāng)發(fā)酵條件相同時，如進料 VS為4%，發(fā)酵溫度30 ℃，沼液余熱回收前、后，系統(tǒng)能效比分別為5.88，8.92，即當(dāng)系統(tǒng)產(chǎn)能相同時，余熱回收前系統(tǒng)能耗為產(chǎn)能的0.17倍，回收后為0.11倍。進一步印證了上述分析：采用沼液余熱回收技術(shù)有利于減少系統(tǒng)能耗。

表4 系統(tǒng)取得最大凈產(chǎn)能時的相關(guān)參數(shù)或指標(biāo)Table 4 Related indicators at situation with maximum net energy production

當(dāng)能效比相同或差別不大時，如模式1下，進料VS為4%、發(fā)酵溫度為30 ℃，以及模式2下，進料VS為10%、發(fā)酵溫度為60 ℃，其能效比分別為5.88和6.15。顯然，前者系統(tǒng)能耗明顯小于后者，且能效比相近，則后者需比前者產(chǎn)出更多能量，即消耗更多的有機物?？梢姡邷匕l(fā)酵有利于畜禽有機廢棄物的處理。

4 結(jié) 論

本文針對以豬糞尿為原料的小型沼氣工程系統(tǒng)研究了不同進料濃度、不同發(fā)酵溫度、不同運行模式下系統(tǒng)的凈產(chǎn)能特性。結(jié)論如下：

1）針對基準(zhǔn)指標(biāo)，進料濃度與發(fā)酵溫度都存在一定的對應(yīng)關(guān)系，且隨系統(tǒng)運行模式的不同而不同。為達到基準(zhǔn)能效比，沼氣鍋爐加熱模式下，進料VS為4%～10%所需最大發(fā)酵溫度分別為 28.9，35，39.6，39.5 ℃；采用沼液余熱回收后，最大發(fā)酵溫度有所增大，分別為36.5，46.4，54.6，58 ℃。當(dāng)系統(tǒng)取得最大凈產(chǎn)能時，上述 2種模式下，不同濃度對應(yīng)的發(fā)酵溫度分別為：30，35，45，60 和 35，40，50，60 ℃。

2）采取一定的加熱保溫、節(jié)能措施以及發(fā)酵條件的合理配置有利于提高沼氣發(fā)酵系統(tǒng)的凈產(chǎn)能。以進料VS為6%的系統(tǒng)為例，常溫下系統(tǒng)年沼氣產(chǎn)能僅為中溫發(fā)酵（35 ℃）產(chǎn)能的0.36倍。采用沼氣鍋爐加熱保溫后，最大凈產(chǎn)能約為常溫產(chǎn)能的2.37倍。進一步對沼液余熱回收，該值增大至2.53倍。在本文研究范圍內(nèi)，同一進料濃度下，沼液余熱回收前后系統(tǒng)最大凈產(chǎn)能的增幅最大為11.5%，對應(yīng)的能效比增幅為53.1%。

因此，需綜合考慮能效比、凈產(chǎn)能、發(fā)酵溫度、進料濃度、加熱保溫及相關(guān)節(jié)能措施等確定沼氣工程系統(tǒng)的最優(yōu)運行模式。此外，為確保最優(yōu)參數(shù)的準(zhǔn)確性，有必要詳細研究進料濃度、發(fā)酵溫度等影響因子連續(xù)變化時的產(chǎn)氣特性。

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