不同摻混比下氣化多聯(lián)供系統(tǒng)多場景決策分析

閆志全， 顧新壯， 賈 騰

(1. 深圳中科欣揚生物科技有限公司， 廣東深圳 518118； 2. 上海交通大學 機械與動力工程學院， 上海 200240)

我國農村地區(qū)的農林生物質資源較為豐富，以北方地區(qū)為例，可利用的農田生物質資源為玉米和小麥秸稈等燃料，可利用的林業(yè)生物質資源為樹皮和木屑等燃料。農林生物質原料的利用和處理一方面可以降低其堆積成本和儲存壓力[1]，另一方面可以減少部分化石燃料的使用，進而降低CO2等溫室氣體的排放[2]。因此，開展農林生物質資源的研究可以助力于我國北方農村清潔取暖以及“碳中和”等政策的實施。

目前，國內外關于生物質原料利用方式的研究集中在氣化冷熱電聯(lián)供方面，該方式具有較高的能源利用率、CO2氣體減排率等優(yōu)勢。相關研究主要集中在系統(tǒng)設計研究、性能評估及運行優(yōu)化等方面。韋昊函等[3]設計并搭建了基于固定床氣化爐和斯特林機的熱電聯(lián)產系統(tǒng)，采用楊木塊作為單一生物質燃料開展實驗，結果表明系統(tǒng)最大發(fā)電功率和效率分別為44 kW和61%。賴凱等[4]提出了一種基于紅木屑原料的氣化多聯(lián)供系統(tǒng)，該系統(tǒng)的最大功率、制冷量和制熱量分別為12 kW、21.9 kW和2.5 kW，并對系統(tǒng)的能源經(jīng)濟性和碳排放特性進行了分析和評估。牛永紅等[5]開展了以松木屑為燃料的氣化系統(tǒng)性能優(yōu)化研究，當實驗溫度由700 ℃升高到900 ℃時，H2的體積分數(shù)增加了50%。綜上所述，多數(shù)氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)采用單一生物質原料，一方面考慮到不同的農林生物質原料的儲放周期一般為半年到一年[6]，北方農村地區(qū)仍存在著多種生物質原料摻混燃燒的生活方式；另一方面，不同類型的生物質原料成分和熱值有所差異，導致氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的功率、制冷量和制熱量不同[7]，因此有必要選取多種典型的農林生物質原料，進行不同摻混比下的氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)性能分析。

筆者比較和分析了玉米芯、麥秸和樹皮3種典型生物質原料摻混比對氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)性能的影響，并以多種性能評估指標作為參考，對不同應用場景下的生物質原料摻混比決策提出相應的建議，有助于拓展生物質原料的應用場景，提高其利用價值。

1 系統(tǒng)原理

我國北方農村地區(qū)的農作物主要以玉米和小麥等為主，同時考慮到對較為豐富的廢棄林業(yè)生物質燃料的再利用，選取玉米芯、麥秸和樹皮3種典型生物質原料進行研究。氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)示意圖如圖1所示。

圖1 氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)原理圖

3種生物質原料在不同的摻混比下經(jīng)過料斗和粉碎造粒機制備成形狀和尺寸相接近的顆粒燃料。顆粒燃料在自身水分和空氣中O2的共同作用下進行高溫氣化反應，并產生用于燃燒的合成氣以及排出氣化爐外的廢渣。合成氣經(jīng)過過濾器過濾掉部分雜質后再被送入內燃機燃燒，從而推動發(fā)電機產生電能，同時內燃機產生高溫煙氣和缸套水等副產品。

單級溴化鋰機組原理如圖2所示,其中1～9為各點序號。單級溴化鋰機組的另一側連接有冷卻水和冷凍水，冷卻水進出吸收器以冷卻溴化鋰溶液，泵將冷卻后的溴化鋰溶液經(jīng)過溶液換熱器送入發(fā)生器；內燃機出口的高溫煙氣進出發(fā)生器以加熱其內液體，加熱后產生濃溴化鋰溶液和水蒸氣，濃溴化鋰溶液通過溶液換熱器和節(jié)流閥返回吸收器，水蒸氣經(jīng)過冷凝器和節(jié)流閥冷凝為水，然后進入蒸發(fā)器完成蒸發(fā)制冷過程。

圖2 單級溴化鋰機組原理圖

高溫煙氣由溴化鋰發(fā)生器出口進入換熱器1加熱補充水后經(jīng)凈化再被排入空氣中。從內燃機出口的高溫缸套水經(jīng)過換熱器2，加熱補充水，從而制取另一部分生活熱水，并被收集在熱水箱中，再為日常生產及生活供熱。

2 系統(tǒng)模型

2.1 氣化爐

3種生物質原料的組分和熱值分析[8]見表1～表3，其中Qar,net為低位熱值。

表1 玉米芯的元素組分及熱值分析

表2 麥秸的元素組分及熱值分析

表3 樹皮的元素組分及熱值分析

式(1)為經(jīng)過粉碎造粒機制備的顆粒燃料在自身水分和空氣中O2的共同作用下發(fā)生氣化反應的化學方程式[9]。

CaHbOcNdSe+f(O2+3.76N2)+gH2O=

ns(φ1H2+φ2CO+φ3CO2+φ4H2O+φ5CH4+

φ6N2+φ7NO2+φ8SO2)+ncharCchar

(1)

式中：CaHbOcNdSe為生物質原料的分子式，可根據(jù)表1～表3中的數(shù)值進行計算；f為參與反應的空氣的摩爾數(shù)，mol/s；g為參與反應的水分的摩爾數(shù)，可根據(jù)表1～表3中的數(shù)值進行計算，mol/s；ns為生成的合成氣的摩爾數(shù)，mol/s；φ1～φ8分別為各氣體的體積分數(shù)，其中經(jīng)過凈化和環(huán)保處理后的合成氣中NO2和SO2的體積分數(shù)可以忽略不計，%；Cchar為氣化過程中產生的焦炭；nchar為焦炭的摩爾數(shù)，mol/s。

式(2)為氣化反應中反應物和生成物的能量守恒方程式[10]。

(2)

氣化反應過程中的反應物和生成物存在如下可逆反應[10]：

(3)

(4)

氣化過程中參與反應的O2摩爾數(shù)決定了合成氣中各氣體成分的體積分數(shù)。因此，采用當量比來描述參與反應的O2摩爾數(shù)與完全燃燒所需要O2的摩爾數(shù)之比[9]：

(5)

式中：Eer為當量比；a、b和c分別為式(1)中C、H、O元素的原子個數(shù)。

通常使用合成氣的低位熱值和冷煤氣效率來評估氣化爐的性能[11]：

Qsg=0.108φ1+0.126φ2+0.359φ5

(6)

(7)

式中：Qsg為合成氣的低位熱值，MJ/m3；ηCGE為冷煤氣效率，%；qV,sg為合成氣的體積流量，m3/s；qm,bio為單位生物質原料的消耗量，kg/h；Qbio為摻混后的生物質原料的低位熱值，可根據(jù)表1～表3中的數(shù)值計算得到，MJ/kg；Qair為進入氣化爐內的熱空氣的熱流量，MJ/s。

2.2 內燃機

內燃機通常以天然氣作為輸入能源，本研究以氣化爐產生的合成氣作為替代能源，以天然氣熱值為基準的不同合成氣熱值下內燃機的發(fā)電效率[12]為：

(8)

以天然氣熱值為基準的不同合成氣熱值下內燃機的煙氣溫度[12]為：

0.070 7×EICE+758.33)

(9)

式中：Teg為內燃機出口的煙氣溫度，K。

煙氣的主要成分為CO2、H2O、N2和O2等氣體，其摩爾數(shù)分別見式(10)～式(13)：

nCO2=ns×(φ2+φ3+φ5)

(10)

nH2O=ns×(φ1+φ4+2φ5)

(11)

nN2=ns×φ6+λ×3.76×nO2,R

(12)

nO2=λ×(λ-1)×nO2,R

(13)

式中：nCO2、nH2O、nN2和nO2分別為煙氣中CO2、H2O、N2和O2的摩爾數(shù)，mol/s；λ為空氣過量系數(shù)；nO2,R為合成氣完全燃燒時所需O2的摩爾數(shù)，mol/s。

(14)

式中：Ah、ah,j和bh為焓值的相關系數(shù)；下標j=1、2、3、4表示煙氣中CO2、H2O、N2和O24種成分。

不同合成氣熱值和功率下內燃機缸套水的余熱[12]為：

Qjw=(0.103+0.354×0.905EICE)qV,sgQsg

(15)

式中：Qjw為內燃機缸套水的余熱，kW。

2.3 溴化鋰機組

由圖2可知，低濃度LiBr溶液在發(fā)生器內被加熱后變成蒸汽和高濃度LiBr溶液，由質量平衡和能量平衡[14]可得：

qm,3=qm,4+qm,7

(16)

qm,3w3=qm,7w7

(17)

qm,3(1-w3)=qm,4(1-w4)+qm,7(1-w7)

(18)

qm,3h3-qm,4h4-qm,7h7+Qge=0

(19)

式中：qm為圖2中各點的質量流量，kg/s；w為各點的質量分數(shù)，%；h為各點的焓值，J/kg；Qge為發(fā)生器內的傳熱率，kW。

其余部件的能量平衡方程式[14]為：

Qe=qm,9(h10-h9)

(20)

Qc=qm,7(h7-h8)

(21)

Qa=qm,10h10+qm,6h6-qm,1h1

(22)

qm,1(h3-h2)=qm,4(h4-h5)

(23)

h2=h1+W

(24)

式中：Qe、Qc和Qa分別為蒸發(fā)器、冷凝器和吸收器的傳熱率，kW；W為泵的功率，W。

2.4 換熱器

由圖1可知，換熱器1和換熱器2的換熱量分別為：

cp,wqm,r(Tt-Tr)=ηhx1qm,eg(hegin-hegout)

(25)

cp,wqm,q(Tt-Tq)=ηhx2qm,jw(hjwin-hjwout)

(26)

式中：cp,w為補充水的比熱容，J/(kg·K)；qm,r為補充水質量流量，kg/s；qm,eg為煙氣質量流量，可由式(10)～式(13)及各氣體成分的摩爾質量計算得到，kg/s；ηhx1、ηhx2分別為換熱器1和換熱器2的換熱效率，%；qm,jw為缸套水質量流量，kg/s；hegin和hegout分別為換熱器1進出口煙氣的焓值，J/kg；hjwin和hjwout分別為換熱器2進出口缸套水的焓值，J/kg;Tq為換熱器2出口溫度，K；Tt為熱水箱進口溫度，K。

2.5 性能評估指標

表4分別描述了不同生物質原料的單價以及當量CO2氣體排放率[15-17]。

(27)

表4 3種生物質原料的單價及當量CO2氣體排放率

(28)

式中：ηpe、ηex分別為氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的能源效率和效率，%；QH和QC分別為系統(tǒng)的制熱量和制冷量，kW；T0、Th和Tc分別為環(huán)境溫度、熱水溫度和冷凍水溫度，K；β為生物質原料系數(shù)；wW和wA分別為摻混后的生物質原料中水分和灰分的質量分數(shù)，可由表1～表3中的數(shù)值計算得到，%；eW和eA分別為摻混后的生物質原料中水分和灰分的值，kJ/kg。

2.6 計算流程

不同摻混比下生物質原料氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的計算流程如圖3所示，其中COP為性能系數(shù)；摻混比B=qm,cc∶qm,ws∶qm,b，qm,cc、qm,ws和qm,b分別為玉米芯、麥秸和樹皮的消耗量；Cbio為運行成本。

圖3 不同生物質原料摻混比下氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)計算流程圖

采用Matlab軟件進行數(shù)值模擬分析。首先，需要輸入氣化爐進料的元素組分及熱值等參數(shù)，并設定內燃機、溴化鋰機組和換熱器等部件的設計參數(shù)。其次，選取B=5∶5∶5典型摻混比作為分析對象，以ηCGE最大為運行目標，以確定最佳的Eer值。為方便分析摻混比對系統(tǒng)性能的影響，選定麥秸(qm,ws=5 kg/h)為定量參考，然后以玉米芯與麥秸的消耗量之比Bcw=qm,cc∶qm,ws由1∶5增加到10∶5以及樹皮與麥秸的消耗量之比Bbw=qm,b∶qm,ws由1∶5增加到10∶5進行不同摻混比下合成氣熱值的正交化模擬，并根據(jù)最大合成氣熱值以及表4中生物質原料的最低運行成本和最小當量CO2氣體排放率等3種角度各選取3組典型摻混比進行系統(tǒng)的性能分析。最后，在系統(tǒng)綜合性能評估指標的基礎上，分析3種典型摻混比及對照組的優(yōu)缺點，并提出不同應用場景內下?lián)交毂鹊臎Q策建議。

3 結果與討論

3.1 誤差分析

在進行不同摻混比下生物質原料氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)模擬前，需對系統(tǒng)的部件進行誤差分析，圖4和圖5分別為氣化爐和溴化鋰機組模擬數(shù)據(jù)與文獻數(shù)據(jù)的誤差分析。

圖4 合成氣中各氣體體積分數(shù)的誤差分析

圖5 溴化鋰機組制冷量和COP的誤差分析

圖4中文獻[11]和模擬數(shù)據(jù)選取的生物質原料為餐余垃圾，設定的空氣當量比為0.26，合成氣中H2、CO、CO2、H2O和N2的體積分數(shù)模擬結果與文獻[11]的相對誤差分別為7.34%、9.74%、-4.7%、12.97%和-3.47%；其中，兩者的CH4體積分數(shù)均較低，分別為0.20%和0.33%。由圖5可知，隨著蒸發(fā)溫度的升高，溴化鋰機組制冷量和COP的誤差分別控制在10%和12%以內，COP誤差較大的原因為采用美國采暖，制冷與空調工程師學會(ASHRAE)與正交回歸法等方法計算溴化鋰水溶液平衡方程結果的準確度存在差異[19]。

3.2 不同摻混比下的氣化特性分析

為確保后續(xù)開展不同摻混比下氣化工況的穩(wěn)定性研究，即生物質原料的消耗量和空氣的進氣量需基本保持穩(wěn)定，在吹風機頻率保持一定時，對不同摻混比下的最佳空氣當量比進行近似確定。圖6中選取B=5∶5∶5摻混比的生物質原料作為氣化爐的進料，并分析了當量比對該摻混比的生物質原料合成氣體積分數(shù)、反應溫度和冷煤氣效率的影響。當量比由0.075增加到0.5時，由式(5)可知，參與反應的O2量也逐漸增加，促進了氣化爐的氣化反應，因此，反應溫度由754.8 K升高到1 308 K。由于空氣中的N2不參與反應，隨著當量比的增加，其體積分數(shù)由20.34%升高到52.03%。由式(6)可知，合成氣的熱值取決于CO、H2和CH4等氣體的體積分數(shù)；當量比由0.075增加到0.25時，O2的增加對氣化反應中合成氣熱值的增強效應大于N2體積分數(shù)上升對合成氣熱值的抑制效應，因此CO和H2的體積分數(shù)均緩慢升高，分別由13.96%、16.59%上升到20.1%、22.92%。此外，隨著當量比的增加，CO2和CH4體積分數(shù)逐漸降低，其中Eer=0.3時，CH4的體積分數(shù)接近為0%。隨著N2體積分數(shù)上升，合成氣熱值的總體趨勢降低，但是合成氣的體積流量會逐漸增加，由式(7)可知，冷煤氣效率存在一個極值，即Eer=0.325時，ηCGE的最大值為79.65%，將圖7中不同摻混比下氣化反應中的空氣當量比預設為0.325，進行進一步的分析和討論。

圖6 B=5∶5∶5摻混比下空氣當量比對氣化爐

圖7給出了Bcw由1∶5增加到10∶5以及Bbw由1∶5增加到10∶5不同摻混比下合成氣熱值的正交化模擬結果。隨著Bcw和Bbw的增加，Qsg的整體趨勢為降低，其中當B=1∶5∶1時，Qsg最大值為4.691 MJ/m3；當B=10∶5∶10時，Qsg最小值為3.679 MJ/m3。

圖7 不同摻混比下合成氣熱值的正交化模擬結果

以圖8為例，分析了當Bbw=1∶5、Eer=0.325時，Qsg隨著Bcw由1∶5增加到10∶5而逐漸降低的原因。由表1和表2可知，隨著Bcw的增加，摻混后的生物質原料中H與C元素的摩爾數(shù)之比由1.394上升至1.433，O與C元素的摩爾數(shù)之比由0.573上升至0.648，由式(5)可知，其參與反應的O2量逐漸減少，與圖8中N2體積分數(shù)由44%降低到39.95%的趨勢相吻合。

圖8 Bcw摻混比對合成氣體積分數(shù)的影響

此外，在Bbw=1∶5，Eer=0.325時，CH4和H2的體積分數(shù)分別接近0%和17.12%，所以CO的體積分數(shù)決定了Qsg值的大小。由于玉米芯的水分質量分數(shù)(7.04%)大于麥秸的水分質量分數(shù)(3%)，所以Bcw的增加促進了反應中H2O摩爾數(shù)的上升，式(4)中的反應向右移動，使得CO的體積分數(shù)緩慢下降而CO2和H2O的體積分數(shù)均緩慢上升，Qsg值由4.691 MJ/m3下降到4.2 MJ/m3。

除了在圖6中選取B=5∶5∶5的摻混比作為對照組外，在本節(jié)中選取B=1∶5∶1以獲得最大的合成氣熱值。此外，由表4可知，分別選取摻混比B=10∶5∶1以獲得最低的運行成本，以及B=1∶5∶10以獲得最低的當量CO2氣體排放率。以下對上述4種典型摻混比進行分析和討論。

3.3 4種摻混比下內燃機與氣化爐聯(lián)合運行分析

圖9給出了功率對4種摻混比下生物質原料消耗量的影響。隨著功率的增加，4種生物質原料的消耗量均增加，同時由于式(8)中發(fā)電效率隨著功率的增加而增加，4種生物質原料消耗量增加的速率均降低。在功率為15 kW時，4種摻混比下生物質原料消耗量最大值為B=10∶5∶1時的23.2 kg/h，最小值為B=1∶5∶10時的20.1 kg/h，其原因為B=10∶5∶1時玉米芯所占比例最高，且其低位熱值最低，僅為15.05 MJ/kg。此外，由于B=1∶5∶1時合成氣的熱值較高且B=5∶5∶5時生物質原料的熱值較高，二者的消耗量較為接近，分別為21.06 kg/h和21.51 kg/h。

圖9 4種摻混比下功率對生物質原料消耗量的影響

圖10給出了4種摻混比下功率對內燃機煙氣余熱和缸套水余熱的影響。煙氣余熱和缸套水余熱均隨著功率的增加而升高，同樣由于內燃機發(fā)電效率的增加，余熱的增速均逐漸降低。其中當功率由1 kW增加到15 kW時，B=1∶5∶10時的煙氣余熱最大，其煙氣余熱值由6.37 kW增加到15.94 kW，而B=1∶5∶1時的煙氣余熱最小，其煙氣余熱值由5.74 kW增加到14.37 kW。以B=1∶5∶1為例，該摻混比下的煙氣余熱最小的主要原因為其自身水分含量、H/C和O/C元素的原子數(shù)比值等因素使得煙氣質量流量在4種摻混比中最少。同樣，B=1∶5∶10時的缸套水余熱最大，當功率由1 kW增加到15 kW時，其缸套水余熱值由10.44 kW增加至17.6 kW，而B=10∶5∶1時的缸套水余熱最小，當功率由1 kW增加到15 kW時，其缸套水余熱值由9.9 kW增加到16.67 kW。以B=10∶5∶1為例，該摻混比下的缸套水余熱最小的主要原因為其進入內燃機中的合成氣熱值最低。

圖10 4種摻混比下功率對煙氣余熱和缸套水余熱的影響

3.4 摻混比對性能評估指標的影響

圖11給出了4種混摻比下功率對制冷量和制熱量的影響。不同摻混比下制冷量的變化趨勢與圖10中煙氣余熱的變化趨勢保持一致，其原因為較高的煙氣余熱有利于提高溴化鋰機組的COP和制冷量。其中當功率由1 kW增加到15 kW時，B=1∶5∶10時的制冷量最高，其制冷量由2.2 kW增加到6 kW，而B=1∶5∶1時的制冷最低，其制冷量由2.2 kW增加到5.48 kW。4種摻混比下的制熱量則相差不大，原因為大部分缸套水余熱重新返回到內燃機中被再利用，導致僅小部分缸套水余熱用于供熱。以B=1∶5∶10為例，當功率由1 kW增加到15 kW時，其制熱量由1.09 kW增加到1.86 kW。

圖11 4種摻混比下功率對制冷量和制熱量的影響

圖12給出了功率為15 kW時摻混比對合成氣熱值、生物質原料消耗量、運行成本、能源效率和效率5種性能評估指標的影響。B=1∶5∶1時的優(yōu)勢為合成氣熱值高達4.691 MJ/m3，同時在相同的功率下具備較少的生物質原料消耗量和最低的運行成本，分別為21.06 kg/h和18.8 元/h，可應用于對生物質原料價格較為敏感的場景。B=10∶5∶1時的優(yōu)勢為運行成本較低，其運行成本值為18.85 元/h，可適用于玉米芯等物料豐富同時對價格較為敏感的場景。B=1∶5∶10時的優(yōu)勢為生物質原料消耗量、能源效率和效率等指標均為最優(yōu)，分別為20.1 kg/h、22.24%和15.44%，但其運行成本高達19.72 元/h，適用于對能源效率要求高，且對價格不敏感的場景。對照組B=5∶5∶5時的5項指標均較為均衡，其合成氣熱值、能源效率和效率等指標較優(yōu)，分別為4.277 MJ/m3、21.63%和14.9%。

圖12 功率為15 kW時摻混比對性能評估指標的影響

4 結 論

(1) 在B=5∶5∶5的摻混比下氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)最佳Eer值為0.325，對應的冷煤氣效率為79.65%。

(2) 4種摻混比中B=1∶5∶1時的合成氣熱值最高，其值為4.691 MJ/m3；B=1∶5∶10時的生物質原料消耗量最低，其值為20.1 kg/h。

(3)B=1∶5∶10時的煙氣余熱和缸套水余熱最大，分別為15.94 kW和17.6 kW，同時其制冷量也最高，其值為6 kW。

(4) 對于價格敏感的場景，推薦的摻混比為B=1∶5∶1，其運行成本低至18.8 元/h；對于能源效率要求高且對價格不敏感的場景，推薦的摻混比為B=1∶5∶10，其能源效率和效率分別高達22.24%和15.44%。