耦合甲醇重整制氫的新型冷熱電聯供系統(tǒng)4E分析

葛 藝 宋鑫華 朱萬超 韓吉田

(1山東大學能源與動力工程學院, 濟南 250061)(2青島西海岸新區(qū)市政公用事業(yè)發(fā)展中心, 青島 266400)

冷熱電聯供(CCHP)系統(tǒng)依據“能量梯級利用”的原則,可同時向用戶提供冷、熱、電或其他產品,可有效提高系統(tǒng)的一次能源利用率和減少環(huán)境污染[1-2].作為冷熱電聯供系統(tǒng)的原動機之一,內燃機(ICE)因其成熟的技術、良好的變工況性能和啟停靈活等特點被廣泛應用在中小規(guī)模冷熱電聯供系統(tǒng)中.內燃機余熱包括2部分,一部分是溫度在300～600 ℃的尾氣中溫排煙余熱,另一部分是溫度在80～120 ℃的低溫缸套水余熱[3].吸收式制冷機是一類常用的內燃機尾氣余熱回收設備[4-7],可有效提高系統(tǒng)的能效.然而驅動吸收式制冷機的煙氣溫度只需在100～200 ℃即可,而高于200 ℃的高品位發(fā)動機余熱沒有被有效利用,從而導致較大的不可逆損失,因此充分利用發(fā)動機的該部分高品位余熱是提高其能效的重要方法之一[8].

基于正逆循環(huán)耦合的功冷聯供系統(tǒng)是一種解決大溫差傳熱不可逆損失的有效方式.Sui等[9]提出了一種高效回收內燃機余熱的分布式供能系統(tǒng),利用朗肯循環(huán)/吸收式制冷的功冷聯供系統(tǒng)回收煙氣的余熱,并通過第二類熱泵回收缸套水的余熱,該系統(tǒng)的一次能源節(jié)約率相比于直接通過吸收式制冷機和余熱鍋爐依次回收內燃機余熱的系統(tǒng)提高了3.9%.殷紀強等[10]在Goswami循環(huán)的基礎上,提出了一種利用低溫余熱驅動的氨吸收式動力/噴射式制冷聯合循環(huán),有效提高了系統(tǒng)的制冷量,系統(tǒng)效率達到了19.05%.然而,目前的功冷聯供系統(tǒng)存在設備體積和占地面積較大等不足,且需要額外增加儲能設備來調節(jié)輸出.目前另一種余熱利用方式是將煙氣的熱能轉化為化學能,其中滿足該溫度范圍的主要有甲醇裂解制氫和甲醇重整制氫等方法,可將煙氣的高溫余熱轉化為可清潔利用的有效載體——氫氣[11].Hong等[12]和方娟等[13]通過太陽熱驅動甲醇裂解反應生成合成氣,進入燃氣輪機(GT)燃燒后煙氣余熱被熱回收裝置回收,可高效利用中溫太陽熱能和甲醇的化學能.Wang等[14]利用槽式太陽能的熱量驅動甲醇重整反應生產氫氣,并與磷酸燃料電池、吸收式制冷機耦合,通過冬夏兩季的性能計算證實可有效應用再生能源和提升系統(tǒng)的能效.此外,為了提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性,劉泰秀等[15]將太陽能熱化學與化學回熱過程相聯合,將生成氣送入內燃機發(fā)電,提出了將太陽能熱化學與化學回熱聯合的冷熱電系統(tǒng),明顯提高了低輻射太陽能的有效利用和冷熱電系統(tǒng)的年發(fā)電效率.

為了有效梯級利用內燃機余熱,本文提出一種新型冷熱電聯供系統(tǒng),該新系統(tǒng)通過甲醇重整反應和溴化鋰吸收式制冷機依次回收內燃機煙氣余熱,產生的氫氣可根據用戶負荷變化被儲存或送入質子交換膜燃料電池(PEMFC)發(fā)電,該過程中產生的熱量也被梯級回收供熱.通過包括系統(tǒng)能效、效率、經濟和環(huán)境的4E性能指標對系統(tǒng)進行綜合性能評價,可為新型冷熱電聯供系統(tǒng)的優(yōu)化設計和運行管理提供參考.

1 系統(tǒng)描述

本文提出的新型冷熱電聯供系統(tǒng)如圖1所示.其中，數字(1～21)和字母(a～n、im、i2、h2、cin和cout)代表系統(tǒng)中的節(jié)點.系統(tǒng)主要包括內燃機子系統(tǒng)、甲醇重整子系統(tǒng)、PEMFC子系統(tǒng)和單效吸收式制冷機.內燃機出口的排氣首先進入反應器驅動甲醇重整反應,出口處的煙氣再進入吸收式制冷機(ACH)的發(fā)生器驅動制冷.甲醇和水混合溶液首先在換熱器1中被內燃機缸套水加熱,然后進入預熱器中被生成的重整氣預熱,之后進入反應器發(fā)生甲醇重整反應,生成的重整氣(包括CO2、H2、CO及未反應的甲醇和水)經過預熱器換熱后送入氣液分離器,氣體從f口排出,經變壓吸附裝置(PSA)處理后獲得純氫氣體,送入儲氫罐儲存,儲氫罐的氫氣可以送入PEMFC與被空氣壓縮機(AC)壓縮后的空氣反應發(fā)電,并放出熱量.另一方面,被煙氣驅動的單效溴化鋰吸收式制冷機通過冷媒水帶出冷量,其中一部分冷媒水提供冷量給氣液分離器.冷卻水依次經過吸收器和冷凝器吸收熱量,然后進入換熱器3和換熱器2回收PEMFC和內燃機缸套水熱量.經過梯級回收的冷卻水達到地暖供暖溫度供給用戶熱負荷,供暖后冷卻水的回水溫度設定為35 ℃[16].

圖1 新型冷熱電聯供系統(tǒng)

2 系統(tǒng)建模與評價

2.1 系統(tǒng)模型假設

為了便于建立聯供系統(tǒng)的數學模型做以下假設[17-18]:① 系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài),化學反應處于平衡狀態(tài),忽略動能和勢能變化,且忽略管道及部件的壓力損失;② 空氣視為理想氣體,由體積分數79%的N2和21%的O2組成,天然氣的組分為摩爾分數91.46%的CH4、4%的C2H4、4.45%的C2H6和0.09%的N2;③ 忽略系統(tǒng)與外部環(huán)境間的換熱損失及各換熱設備間的換熱損失;④ 燃料電池內部工作溫度和壓力相同;⑤ 工作溫度和壓力分別為298.15 K和101.325 kPa.

2.2 各組件模型

2.2.1 內燃機模型

以天然氣為燃料,內燃機的輸出功率和效率分別為

(1)

(2)

內燃機的回收熱包括煙氣和缸套水余熱,其計算公式為

Qexh=mexh(hexh,in-hexh,out)

(3)

Qjw=ηjwQng

(4)

式中,Qexh和Qjw為通過煙氣和缸套水回收的熱量;mexh為煙氣質量流量;hexh,in和hexh,out為煙氣在某部件進口與出口的焓值;ηjw為缸套水熱回收效率[20].

2.2.2 甲醇重整子系統(tǒng)

甲醇-水溶液在反應器中發(fā)生甲醇水蒸氣重整反應制出重整氣,主要包括如下反應[21]:

CH3OH+H2O→3H2+CO2ΔH=49.5 kJ/mol

(5)

CH3OH→2H2+CO ΔH=90.7 kJ/mol

(6)

CO+H2O→H2+CO2ΔH=-41.2 kJ/mol

(7)

式中，式(5)為主反應；式(6)和(7)為副反應,其中副反應會產生CO；ΔH為反應焓.為了模擬該化學反應,通過Aspen Plus軟件建立了一個基于最小吉布斯自由能原理的吉布斯反應器模型(RGibbs反應器模塊)[22].在模擬中，設定RGibbs反應器的重整反應溫度和壓力, 在該條件下甲醇與水在反應器中發(fā)生重整反應而生成重整氣,以反應在達到平衡狀態(tài)時吉布斯自由能最小為原則計算平衡參數.

2.2.3 PEMFC子系統(tǒng)

將甲醇重整反應子系統(tǒng)制出的氫氣送到PEMFC的陽極作為燃料,氫氣在陽極催化劑的作用下氧化成H+,同時失去2個電子,生成的H+通過質子交換膜到達陰極,電子通過外電路向負載輸出電能后到達陰極;過量空氣被送入陰極,在陰極催化劑的作用下，O2與到達陰極的H+和電子結合發(fā)生電化學反應生成水,并產生熱量.其中，未反應的H2從陽極通道排出,空氣中未反應的O2、N2和反應生成的水從陰極排出.

燃料電池中發(fā)生的電化學反應如下:

陽極 H2→2H++2e+

燃料電池的實際輸出電壓Vfc等于理想可逆電壓減去各種不可逆損失[18, 23]，即

Vfc=Enerst-ηact-ηohm-ηconc

(8)

式中,Enerst為燃料電池的能斯特電壓;ηact為活化極化過電壓;ηohm為歐姆過電壓;ηconc為濃差極化過電壓.

PEMFC的輸出功率為

Pfc=NcellAcellVfci

(9)

式中,Ncell為PEMFC堆中的電池數量;Acell為單電池的反應面積;i為電流密度.

PEMFC的能量平衡式如下,為了維持工作溫度Tst,反應中產生的熱量主要由出口的氣體和冷卻水帶走;其中通過冷卻水部分回收的熱量可以被該系統(tǒng)利用[23]，即

mstcp,stTst=Qtot+Qin-Qout-Pfc-Qcw,fc

(10)

式中,mst、cp,st分別為電堆質量和比熱容;Qtot為燃料電池的總熱量;Qin和Qout分別為PEMFC進、出口氣體的熱量;Qcw,fc為PEMFC冷卻水的換熱量.

2.2.4 吸收式制冷機

選用單效溴化鋰吸收式制冷機,以內燃機煙氣為驅動熱源,假設冷凝器和蒸發(fā)器的出口均為飽和狀態(tài).吸收式制冷機的模型建立在質量平衡和能量平衡的基礎上:

∑min=∑mout

(11)

∑minxin=∑moutxout

(12)

Qhx+∑minhin=∑mouthout

(13)

式中,min和mout為溴化鋰制冷機中各部件的輸入量和輸出量;xin和xout為各部件進、出口的溴化鋰質量分數;Qhx為各換熱器的換熱量;hin和hout分別為溴化鋰制冷機各部件進、出口的焓值.

2.3 4E評價指標

2.3.1 能效分析

系統(tǒng)凈發(fā)電量為

Pnet=Pice+Pfc-PAC-Ppsa

(14)

式中,PAC、Ppsa分別表示空氣壓縮機和PSA消耗功率.

根據供暖規(guī)范,系統(tǒng)提供地暖,供熱量為

Qh=m18cp,cw(T18-308.15)

(15)

式中,m18、T18分別為節(jié)點18的質量流量和溫度;cp,cw為冷卻水的定壓比熱容.

系統(tǒng)凈制冷量為

Qe,net=Qe-Qsep

(16)

式中,Qe為通過蒸發(fā)器獲得的冷量;Qsep為提供給氣液分離器的冷量.

該冷熱電聯供系統(tǒng)的能效為

(17)

式中,mng、mmeth、Qng,LHV和Qmeth,LHV分別為天然氣和甲醇燃料的質量流量和低位熱值.

∑Ex,in+∑Ex,Q=∑Ex,out+P+I

(18)

式中,Ex,in和Ex,out表示各流體進、出口流;Ex,Q為某部件吸收的熱量;P為輸出功率；I為該設備損.

(19)

(20)

式中,Isys為系統(tǒng)的總損;Iq為系統(tǒng)中部件q的損,下標q代表系統(tǒng)中不同部件.

(21)

式中,Ex,in,sys為系統(tǒng)輸入的總(包括物理和化學).

表1 系統(tǒng)中各部件平衡方程

表1 系統(tǒng)中各部件平衡方程

部件方程部件方程內燃機Ex,ng+Ex,air+Ex,21=Ex,1+Ex,19+Pice+Iice儲氫罐Ex,g=Ex,h+Istor換熱器1Ex,19+Ex,a=Ex,20+Ex,b+IHX1空氣壓縮機Ex,i+PAC=Ex,im+IAC換熱器2Ex,17+Ex,20=Ex,21+Ex,18+IHX2換熱器4Ex,im=Ex,i2+Ex,q4+IHX4預熱器Ex,b+Ex,d=Ex,c+Ex,e+Ipreh換熱器5Ex,h+Ex,q5=Ex,h2+IHX5反應器Ex,1+Ex,c=Ex,2+Ex,d+IreacPEMFCEx,h2+Ex,i2+Ex,k=Ex,j+Pfc+Ifc氣液分離器Ex,e+Ex,1=Ex,m+Ex,n+Ex,f+Isep換熱器3Ex,j+Ex,16=Ex,k+Ex,17+IHX3PSAEx,f+Ppsa=Ex,g+Ipsa吸收器Ex,8+Ex,13+Ex,14=Ex,9+Ex,15+Iabsor發(fā)生器Ex,2+Ex,5=Ex,3+Ex,4+Ex,10+Igen蒸發(fā)器Ex,12+Ex,cin=Ex,cout+Ex,13+Ieva冷凝器Ex,10+Ex,15=Ex,16+Ex,11+Icon溶液熱交換器Ex,4+Ex,7=Ex,5+Ex,6+Ishx節(jié)流閥1Ex,6=Ex,8+Ivalve1節(jié)流閥2Ex,11=Ex,12+Ivalve2溶液泵Ex,9=Ex,7+Ipump

2.3.3 環(huán)境分析

根據該系統(tǒng)的生成產物以及處理后的排氣分析,系統(tǒng)排氣可以看作只包括CO2和H2O,忽略NOX和CO對環(huán)境的影響,并且將環(huán)境影響通過環(huán)境成本來評價.因此系統(tǒng)只考慮CO2排放對環(huán)境的影響,即計算CO2排放的懲罰成本,系統(tǒng)的環(huán)境成本可表示為

Cenv=3 600cCO2mCO2

(22)

式中,cCO2為單位CO2懲罰成本,為0.131 4元/kg[17,24];mCO2為CO2質量流量.

2.3.4 經濟分析

聯供系統(tǒng)的總成本包括

Ctot=Cinv+Cfuel+Cenv

(23)

式中,Cinv、Cfuel分別為投資成本、燃料成本.

系統(tǒng)的投資成本包括設備的成本以及運行維護費用,各設備的成本通過調查研究列于表2.其中，Zice、ZACH、ZAC、ZHX、Zsep、Zsrm、Zstor和Zfc分別為內燃機、吸收式制冷機、空氣壓縮機、換熱器、氣液分離器、甲醇重整裝置、儲氫罐和燃料電池的費用;AHX和Asep分別為換熱器和氣液分離器面積;MH2,out為甲醇重整裝置的日產氫質量;ir為利率,6%;l為運行周期,20 a.

表2 系統(tǒng)中各設備成本[17,25-29]

其中某設備的單位時間投資成本為

(24)

式中,Zq為設備q的成本;Φ為設備維護運行系數,取0.06;N為系統(tǒng)年運行小時數,為7 000;CRF為資本回收系數,計算公式為

(25)

燃料的單位時間運行費用計算如下:

Cfuel=3 600(cngmng+cmethmmeth)

(26)

式中,cng和cmeth分別為天然氣和甲醇的單位流量成本.

3 結果分析與討論

3.1 模型驗證

為了驗證系統(tǒng)中模型的準確性,將內燃機模型的模擬結果與文獻[25]的數據對比列于表3中,PEMFC的模型與文獻[30]數據比較并繪于圖2,溴化鋰吸收式制冷機的模型數據與文獻[31]比較列于表4.由表3、表4和圖2可以看出,所建立的系統(tǒng)數學模型的準確性較好,可以滿足分析冷熱電聯供系統(tǒng)性能的要求.

表3 內燃機模型驗證結果

圖2 PEMFC的伏安特性曲線

表4 溴化鋰吸收式制冷機模型驗證結果

3.2 設計工況分析

系統(tǒng)通過MATLAB和Aspen Plus軟件進行建模和模擬.系統(tǒng)模型的求解過程為:首先通過求解內燃機模型確定煙氣排煙溫度和流量后,通過分析煙氣驅動甲醇重整反應和溴化鋰吸收式制冷機得到的參數來調節(jié)和確定甲醇和水的流量,從而確定系統(tǒng)的運行狀態(tài).表5給出了系統(tǒng)輸入參數,表6為系統(tǒng)在設計工況下的輸出參數,表7為聯供系統(tǒng)中關鍵節(jié)點的溫度、壓力和流量.可以看出，系統(tǒng)在設計工況下冷、熱、電負荷分別為47.40、235.57和228.89 kW,產氫量為0.425 7 mol/s.聯供系統(tǒng)的總能效為80.21%,比單純內燃機發(fā)電相的效率增長了42.15%.聯供系統(tǒng)的效率為41.71%,而在相同輸入參數條件下,以不帶有甲醇重整制氫子系統(tǒng)的內燃機-溴化鋰吸收式制冷機冷熱電聯供系統(tǒng)作為參比系統(tǒng),其效率為40.51%,新聯供系統(tǒng)的效率相比于參比系統(tǒng)提高了1.2%.因此,增加甲醇重整制氫子系統(tǒng)可以提高整個聯供系統(tǒng)的效率,而且通過系統(tǒng)的優(yōu)化可進一步提高系統(tǒng)的效率.聯供系統(tǒng)的總成本為439.43元/h,其中環(huán)境成本僅為13.95元/h,為總成本的3.2%,表明了聯供系統(tǒng)的環(huán)境友好性.

表5 系統(tǒng)輸入參數

表6 系統(tǒng)輸出參數

表7 系統(tǒng)中關鍵節(jié)點狀態(tài)參數

圖3 系統(tǒng)關鍵設備的損率

3.3 變參數分析

利用所建立的模型研究了系統(tǒng)參數變化對其性能的影響.下面分別分析天然氣流率、重整反應溫度、甲醇與冷卻水流率和PEMFC的運行壓力5個關鍵參數的變化對系統(tǒng)性能的影響.

3.3.1 天然氣流率

圖4給出了天然氣流率對系統(tǒng)性能的影響.從圖4(a)可以看出,隨著天然氣流率的增加,聯供系統(tǒng)總能效、效率和性能系數(COP)均有所上升,在圖4(b)中凈輸出功率、供熱量和制冷量均增大,聯供系統(tǒng)的總成本也增加.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

這是由于隨著天然氣流率的增加,輸入天然氣的能量也增加,內燃機的發(fā)電量和煙氣流量均增大,但甲醇重整制氫工藝吸收的熱量不變,產氫量保持不變, PEMFC的發(fā)電量和散熱量從而保持不變,總輸出功率增加.反應器出口煙氣的溫度升高,即驅動發(fā)生器的煙氣進口溫度升高,制冷量和冷卻水從吸收器和冷凝器中吸收的熱量因而增加,系統(tǒng)總制冷量和供熱量增加,因此系統(tǒng)總輸出能量增加,內燃機的設計發(fā)電效率和吸收式制冷機的COP也隨著內燃機額定輸出功率的增加而增大,從而提高了系統(tǒng)的總能效.對于效率來說,隨著天然氣流率的增加系統(tǒng)的總輸入也增加,而系統(tǒng)中包括反應器、PEMFC在內的多數設備損率都降低,導致系統(tǒng)總損占輸入的比例降低,因此系統(tǒng)效率提高了.但隨著內燃機發(fā)電量和吸收式制冷機制冷量的增加,設備的初投資費用和燃料費用、環(huán)境懲罰費用都增加,從而導致系統(tǒng)的總成本提高.

3.3.2 重整反應溫度

圖5給出了反應器內重整反應溫度對系統(tǒng)性能的影響.從圖5(a)可以看出,系統(tǒng)總能效隨著反應溫度的升高而降低,COP略有下降,而效率增加.圖5(b)表示隨著反應溫度的升高,凈制冷量、供暖量、凈輸出功率均下降,系統(tǒng)的總成本略有降低;甲醇水蒸氣重整反應受到影響而產氫量nH2減少.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

這主要是因為反應過程中吸收的熱量增加,反應器出口的煙氣溫度降低,驅動吸收式制冷機產生的制冷量減少,冷卻水獲得的熱量同時減少.對于甲醇重整和PEMFC子系統(tǒng)來說,氣液分離過程需要更多的冷量,而PSA和空氣壓縮機需要的功減少,同時PEMFC的發(fā)電量和散熱量減少,最終系統(tǒng)凈制冷量、供暖量和凈輸出功均減少,系統(tǒng)總能效和COP下降;效率受損影響,除預熱器、換熱器2和PSA外,其他設備的損均降低,總損也隨之降低,從而提高了效率.由于產氫量減少,系統(tǒng)在甲醇重整裝置和PEMFC上的投資均降低,因此系統(tǒng)總成本略有降低.

3.3.3 甲醇流率

圖6給出了甲醇流率對系統(tǒng)性能的影響.從圖6(a)可以看出,系統(tǒng)的總能效和COP隨著甲醇流率的增加而降低,效率隨著甲醇流率的增加而增加.從圖6(b)可得,隨著甲醇流率的增加,凈輸出功率、供熱量和產氫量均增加,凈制冷量降低,系統(tǒng)總成本增加.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

由于增加甲醇流率需要回收更多煙氣熱量來驅動甲醇重整反應,導致煙氣出口溫度降低,從而導致制冷子系統(tǒng)的COP下降和制冷量減少.在甲醇重整和PEMFC子系統(tǒng)中,產生了更多的氫氣,進入PEMFC后發(fā)電量和熱量增加,提高了系統(tǒng)凈功率輸出和供熱量.然而輸出總能增多,輸入能量也增多,最終系統(tǒng)的總能效下降.通過計算,反應器、PEMFC等關鍵部件的損增加,總損增加,但其增長趨勢小于輸入的增長,導致系統(tǒng)效率提高.同時甲醇重整裝置和PEMFC等主要設備投資費用增加,聯供系統(tǒng)的總成本也升高.

3.3.4 冷卻水流率

圖7給出了冷卻水流率對系統(tǒng)性能的影響.從圖7(a)可以看出,系統(tǒng)總能效和效率隨著冷卻水流率的增加而下降,COP略有提高.圖7(b)中供熱量減少,制冷量增加,凈輸出功率不變,系統(tǒng)的總成本幾乎維持不變.通過增大冷卻水流率,提高了COP,制冷量增加,供熱量受流率和溫差的同時影響而減少,因此系統(tǒng)總能效下降.換熱器的換熱溫差受冷卻水流率影響,損增加,系統(tǒng)總損增加,致使效率略有下降.但冷卻水流率的變化沒有影響內燃機和甲醇重整和PEMFC子系統(tǒng)的運行,因此凈輸出功率不變,同時系統(tǒng)中各設備投資及運行費用未受影響,系統(tǒng)總成本幾乎不變.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

3.3.5 PEMFC工作壓力

圖8給出了PEMFC工作壓力對系統(tǒng)性能的影響.從圖8(a)可以看出,隨著PEMFC工作壓力的升高,系統(tǒng)總能效下降、效率上升和COP保持不變.在圖8(b)中,供熱量和凈輸出功率減小,制冷量不變,系統(tǒng)總成本增加.這是由于PEMFC受工作壓力影響,發(fā)電量增加而散熱量減少,同時施加在空壓機的功率增加,系統(tǒng)總供熱量和凈輸出功減少,輸出總能減少,系統(tǒng)總能效降低.PEMFC的電化學反應受工作壓力影響,損隨工作壓力的升高而減小,從而總損減少,系統(tǒng)效率升高;PEMFC及相應設備的規(guī)模受影響,投資增加,系統(tǒng)總成本提高.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

4 結論

1)本文提出的耦合甲醇重整制氫的冷熱電聯供系統(tǒng)在設計工況下可產生47.40、235.57、228.89 kW的冷、熱、電負荷和0.425 7 mol/s的氫氣,系統(tǒng)的總能效為80.21%,與單一內燃機相比,系統(tǒng)的總能效提高了41.25%.

3)增加天然氣流率或減少冷卻水流率可同時提高系統(tǒng)的能效和效率,提高重整反應溫度、甲醇流率和PEMFC的工作壓力可提高系統(tǒng)的效率,但會降低系統(tǒng)能效.應根據用戶需求合理賦予目標權重,從而確定合適的工作條件.

4)在設計工況下聯供系統(tǒng)的總成本為439.43元/h,其中環(huán)境成本僅為13.95元/h,為總成本的3.2%,表明了聯供系統(tǒng)的環(huán)境友好性;提高重整反應溫度、降低天然氣與甲醇流率和PEMFC工作壓力可減少系統(tǒng)總成本,而冷卻水流率變化對系統(tǒng)成本幾乎沒有影響.