基于流體壓降控制的感應(yīng)加熱甲醇重整裝置設(shè)計(jì)及其服役性能優(yōu)化

肖 罡 張 斌 李時(shí)春 嚴(yán)惠軍 楊欽文

1.湖南科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,湘潭,411201

2.湖南科技大學(xué)難加工材料高效精密加工湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湘潭,411201

3.湖南大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院,長(zhǎng)沙,410082

0 引言

氫能是可實(shí)現(xiàn)零污染、零排放的綠色能源[1]。管式重整器是實(shí)現(xiàn)甲醇制氫的高效裝置之一,已得到廣泛的應(yīng)用[2]。甲醇水蒸氣在重整器中吸收熱量,實(shí)現(xiàn)催化制氫(methanol-steam-reforming,MSR)反應(yīng),具有重整溫度低(200～300 ℃)、工藝操作簡(jiǎn)單、氫氣含量高以及CO含量低等優(yōu)點(diǎn)[3],這對(duì)獲得高純度氫氣、減少產(chǎn)物再處理成本很重要。近年來,采用管式重整器制氫,在移動(dòng)電源、船舶等小型化可移動(dòng)應(yīng)用場(chǎng)景展現(xiàn)了廣闊的發(fā)展前景[4-5],備受人們關(guān)注。

供熱有效性與重整器性能息息相關(guān),提高催化床供熱有效性主要有兩方面措施,一是增大與載熱介質(zhì)之間的有效換熱面積,二是減少載熱介質(zhì)的熱量流失。管式重整器常采用套管式結(jié)構(gòu),催化床由催化劑顆粒填充形成,以高溫氣體為熱源補(bǔ)熱,因高熱阻和有效換熱面積小易形成溫度錐形“冷點(diǎn)”[6],導(dǎo)致會(huì)降低催化床催化效率[7]。考慮增大有效換熱面積,尤永康[8]設(shè)計(jì)了內(nèi)外兩加熱通道的雙套管重整器,與單套管重整器相比,雙套管重整器在傳熱性能、反應(yīng)性能上都有很明顯的提高;GURAU等[9]設(shè)計(jì)了由催化劑管束填充組成的催化床,外圍采用四個(gè)圓弧燃燒通道供熱的重整器單體,在設(shè)計(jì)工況下可以產(chǎn)生滿足200 W高溫燃料電池操作的氫氣。同時(shí)考慮減少環(huán)境熱量流失,WU等[10]在多管環(huán)形薄膜重整器中采用內(nèi)管回流方式,將提純后的產(chǎn)物氣體進(jìn)行燃燒,以實(shí)現(xiàn)持續(xù)制氫的熱量供給,重整器啟動(dòng)后不需要外部熱量輸入,但氣體燃燒極易在內(nèi)部形成局部高溫區(qū)[11];NEHE等[12]提出使用電加熱棒實(shí)現(xiàn)內(nèi)部加熱,與外部加熱相比,內(nèi)部加熱降低了重整器的整體溫度梯度,在相同加熱溫度下,內(nèi)加熱式重整可減少環(huán)境熱量散失,提高能量利用率以及甲醇轉(zhuǎn)化率。電磁加熱相比于加熱棒電阻加熱具有加熱迅速、能效高、發(fā)熱體結(jié)構(gòu)多樣等優(yōu)點(diǎn),在化工反應(yīng)器中具有較好的應(yīng)用前景[13]。張家盛等[14]采用電磁加熱毫米級(jí)鐵絲作為內(nèi)熱源,在微型管式重整器實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn),此方式具有較好的快速升溫啟動(dòng)性能。采用電加熱棒以及鐵絲等圓柱型發(fā)熱體實(shí)現(xiàn)內(nèi)部加熱,雖然可減少熱量環(huán)境流失,但在徑向上發(fā)熱體與催化床有效換熱面積小,催化床補(bǔ)熱不足,整體催化性能發(fā)揮仍不佳,供熱能效水平仍有待提高。

針對(duì)管式重整器有效供熱量不足的問題,本文基于流體壓降控制設(shè)計(jì)理念,結(jié)合管式結(jié)構(gòu)與感應(yīng)加熱方法,采用仿真與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的研究手段,提出一種新型管式重整器結(jié)構(gòu),利用增壓發(fā)熱片重合度及其角度控制反應(yīng)氣壓降,并通過系統(tǒng)性能仿真模型和正交試驗(yàn),分析關(guān)鍵參數(shù)對(duì)能量轉(zhuǎn)換以及重整轉(zhuǎn)化的影響,通過人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建系統(tǒng)性能預(yù)測(cè)模型,使用遺傳算法(genetic algorithm,GA)進(jìn)行系統(tǒng)多目標(biāo)優(yōu)化,實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)的協(xié)同設(shè)計(jì),并確定出具有較高能量轉(zhuǎn)換水平的重整器設(shè)計(jì)參數(shù)。

1 重整器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

提高重整器有效供熱量的主要目標(biāo)是能夠充分發(fā)揮催化床催化性能,實(shí)現(xiàn)在更少熱量輸入條件下產(chǎn)出更多重整氫氣。隨著流通阻礙壓力的增大,反應(yīng)氣被壓縮濃度增大,同時(shí)在重整器中滯留時(shí)間變長(zhǎng),更長(zhǎng)反應(yīng)時(shí)間和更大反應(yīng)物濃度有利于反應(yīng)正向進(jìn)行[15],反應(yīng)原料轉(zhuǎn)化更充分,在流體壓降控制設(shè)計(jì)思路下,所提出的一種感應(yīng)加熱重整器結(jié)構(gòu)如圖1所示,重整器整體呈圓柱型,從內(nèi)到外依次為增壓發(fā)熱體、催化床、隔熱外壁、感應(yīng)線圈。重整器系統(tǒng)通過感應(yīng)線圈形成電磁場(chǎng),在電磁場(chǎng)環(huán)境下增壓發(fā)熱體產(chǎn)生渦流發(fā)熱,為甲醇水蒸氣在催化床中制氫吸熱反應(yīng)補(bǔ)熱,增壓發(fā)熱片與導(dǎo)流片配合控制反應(yīng)氣壓降,參考文獻(xiàn)[6,10,14]確定重整器尺寸量級(jí),其具體設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 重整器系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 重整器結(jié)構(gòu)示意圖

增壓發(fā)熱片與導(dǎo)流片均勻分布于催化床段,兩種片高度相等,彼此平行交錯(cuò)布置,在構(gòu)造上形成嚙合狀。感應(yīng)線圈均勻纏繞于催化床段隔熱外壁外部,在線圈中通入一定頻率電流,以探針溫度Theat建立溫度反饋,調(diào)節(jié)電流值以維持重整器操作溫度,實(shí)現(xiàn)熱量平衡。

2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)搭建

甲醇水蒸氣重整制氫反應(yīng)的順利進(jìn)行需要一定的熱量激活,供熱有效性對(duì)重整器系統(tǒng)制氫性能至關(guān)重要。本文搭建的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖2所示,實(shí)驗(yàn)平臺(tái)通過直流電源提供電能,采用ZVS轉(zhuǎn)換器實(shí)現(xiàn)DC/AC轉(zhuǎn)換以形成交變電流,感應(yīng)線圈產(chǎn)生交變電磁場(chǎng)加熱重整器。為了真實(shí)還原重整器中反應(yīng)氣體的加熱過程,同時(shí)規(guī)避潛在的爆炸等安全風(fēng)險(xiǎn),本文采用與甲醇水蒸氣在流動(dòng)性方面性能相似且化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定的氬氣作為實(shí)驗(yàn)替代氣體,以完成重整器的實(shí)驗(yàn)測(cè)試。依據(jù)表1中設(shè)計(jì)參數(shù)制作重整器試樣,重整器內(nèi)填充商業(yè)銅系催化劑,主要成分為CuO-ZnO-Al2O3,分別采用增壓發(fā)熱體(圖3a所示的有增壓結(jié)構(gòu))和普通圓柱型發(fā)熱體(圖3b所示的無增壓結(jié)構(gòu))為催化床供熱,當(dāng)電源恒定功率為25 W時(shí),通過調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)氣體入口流速,測(cè)量重整器出口氣體溫度和速度,并與相同參數(shù)下的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。關(guān)鍵實(shí)驗(yàn)器材信息如表2所示。

表2 關(guān)鍵實(shí)驗(yàn)器材

圖2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

(a)有增壓結(jié)構(gòu)

3 重整器運(yùn)行系統(tǒng)仿真環(huán)境搭建

考慮到重整器結(jié)構(gòu)具有圓柱形軸對(duì)稱性,在COMSOL Multiphysics 5.6中采用二維軸對(duì)稱方式進(jìn)行運(yùn)行系統(tǒng)模型1∶1搭建,仿真模型的搭建耦合了濃物質(zhì)傳遞、流體傳熱、自由和多孔介質(zhì)流動(dòng)、磁場(chǎng)以及化學(xué)接口,仿真模型的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。其中依據(jù)文獻(xiàn)[14],設(shè)定催化床的熱導(dǎo)率為0.454 W/(m·K),孔隙率為35%,參考文獻(xiàn)[9]設(shè)定入口水醇比為1。在線圈中通入20 kHz電流,以探針溫度Theat為目標(biāo)溫度建立反饋,調(diào)節(jié)電流值為重整器系統(tǒng)提供所需熱量。

圖4 重整器系統(tǒng)仿真模型網(wǎng)格劃分

感應(yīng)加熱重整器系統(tǒng)關(guān)聯(lián)因素非常復(fù)雜,仿真時(shí)涉及反應(yīng)系統(tǒng)中的物質(zhì)組分分布、氣體流動(dòng)、熱量平衡以及反應(yīng)動(dòng)力學(xué)的耦合計(jì)算,其控制方程如下。

物質(zhì)傳遞:

(1)

式中,Dwz為擴(kuò)散系數(shù),m2/s;cwz為物質(zhì)濃度,mol/m3;u為速度矢量,m/s;εp為重整器催化床的孔隙率;Rwz為物質(zhì)的反應(yīng)速率,mol/(m3·s);nwz為物質(zhì)的摩爾分?jǐn)?shù)(其中,物質(zhì)包括:CH3OH、H2O、CO2、H2以及CO等反應(yīng)系統(tǒng)物質(zhì))。

連續(xù)性方程:

(2)

式中,u、v、w為氣體在3個(gè)方向上的流速;ρ為氣體的密度。

動(dòng)量守恒:

(3)

式中,p為氣體壓力;μ為混合氣體的黏度;S為反應(yīng)氣體的氣流修正項(xiàng)。

熱量平衡:

(4)

Qrea=QSR+QMD+QWGS=-rSRHSR-

rMDHMD-rWGSHWGS

Qheat=EI

式中,cp為反應(yīng)區(qū)的氣體熱容,J/(kg·K);keq為反應(yīng)區(qū)的等效熱導(dǎo)率,W/(m·K),此處假設(shè)keq等于混合氣體的熱導(dǎo)率;Qrea為甲醇重整制氫反應(yīng)的吸放熱量,QSR、QMD、QWGS分別為蒸汽重整(steam reforming,SR)、甲醇分解(methanol decomposition,MD)以及水汽置換(water-gas shift,WGS)反應(yīng)的能量;r為反應(yīng)速率;H為反應(yīng)焓;Qheat為線圈提供的產(chǎn)熱;E為增壓發(fā)熱體感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)的有效值;I為感應(yīng)電流。

甲醇水蒸氣重整制氫的反應(yīng)機(jī)理十分復(fù)雜,目前尚未形成統(tǒng)一的定論,本文反應(yīng)動(dòng)力學(xué)采用文獻(xiàn)[16]中的三速率模型,具體反應(yīng)式分別為

(5)

(6)

(7)

為評(píng)價(jià)重整器系統(tǒng)的性能,定義如下參數(shù):

甲醇轉(zhuǎn)化率

(8)

增壓發(fā)熱片重合度

(9)

氫氣估算功率

PH2=λH2Rp

(10)

電氫能轉(zhuǎn)換比

(11)

流動(dòng)能量損耗

Ppa=ΔpvinA

(12)

式中,nin為進(jìn)口甲醇摩爾量;nout為出口甲醇摩爾量;λH2為氫氣產(chǎn)率,g/min;Rp為估算比例,由參考文獻(xiàn)[12,17]估算確定(當(dāng)氫氣產(chǎn)量約為375 sccm(cm3/min)時(shí),其發(fā)電功率約為67 W);Pcoil為線圈提供的電功率;Δp為重整器進(jìn)出口壓差;A為重整器進(jìn)出口面積。

甲醇轉(zhuǎn)化率XCH4O用以評(píng)價(jià)反應(yīng)原料消耗程度,電氫能轉(zhuǎn)換比λ用以評(píng)價(jià)電能至氫能的轉(zhuǎn)換水平,流動(dòng)能量損耗Ppa用重整氣克服壓降所做功表示。在初始設(shè)計(jì)參數(shù)(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s)下,網(wǎng)格數(shù)量對(duì)甲醇轉(zhuǎn)化率和氫氣產(chǎn)率的影響如表3所示,由表可知當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到1萬以上時(shí),參數(shù)無顯著改變,網(wǎng)格質(zhì)量滿足要求。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

4 重整器運(yùn)行性能預(yù)測(cè)模型構(gòu)建

人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模廣泛應(yīng)用于工程問題,其中,單隱含層反向傳播(back propagation,BP)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)理論上可以擬合任意非線性函數(shù),且在實(shí)際應(yīng)用中可以滿足工程的精度需求[18],本文采用單隱含層BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò),建立重整器系統(tǒng)性能的預(yù)測(cè)模型。分別以入口流速vin、增壓發(fā)熱片重合度ζ、增壓發(fā)熱片角度α為輸入層,以電氫能轉(zhuǎn)換比λ、轉(zhuǎn)化前后溫差Tdif、流動(dòng)能量損耗Ppa為輸出層,其建模結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模結(jié)構(gòu)

在保證反應(yīng)氣正常流通的條件下,經(jīng)過仿真測(cè)試,設(shè)定增壓發(fā)熱片角度α上下界分別為75°和105°,構(gòu)建BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型輸入數(shù)據(jù)集如表4所示,以正交試驗(yàn)的420組數(shù)據(jù)進(jìn)行性能預(yù)測(cè)模型的構(gòu)建(其中重合度通過改變?cè)鰤喊l(fā)熱片高度實(shí)現(xiàn)),為了保證模型訓(xùn)練的隨機(jī)性以及驗(yàn)證、預(yù)測(cè)能力,基于MATLAB神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)工具箱,數(shù)據(jù)集隨機(jī)分配比例設(shè)定為訓(xùn)練集80%、驗(yàn)證集10%、測(cè)試集10%。

表4 訓(xùn)練、驗(yàn)證以及測(cè)試的模型輸入數(shù)據(jù)集

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式可得

(13)

式中,n為隱含層神經(jīng)元數(shù);ni為輸入神經(jīng)元數(shù);no為輸出神經(jīng)元數(shù);b為1～10之間的常數(shù)。

本文選擇隱含層神經(jīng)元數(shù)量為3,學(xué)習(xí)函數(shù)、訓(xùn)練函數(shù)及誤差訓(xùn)練函數(shù)均使用缺省時(shí)的默認(rèn)函數(shù),反復(fù)訓(xùn)練,直到神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型滿足精度要求。

5 結(jié)果與討論

5.1 實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果分析

兩種發(fā)熱體結(jié)構(gòu)下,重整器入口流速與出口溫度的關(guān)系如圖6所示,由圖可知,隨著入口流速的增大,重整器出口氣體溫度降低,在相同的電源供給下,采用增壓發(fā)熱體(有增壓結(jié)構(gòu))補(bǔ)熱的重整器出口氣體溫度更高,這表明相比于普通圓柱型發(fā)熱體(無增壓結(jié)構(gòu)),增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu)增強(qiáng)了重整器對(duì)氣體的供熱效果,有利于氣體在重整器內(nèi)熱量的吸收。增壓發(fā)熱體增大了氣體流通阻力以及換熱面積,改變了氣體流通路徑,由圓柱型直流式變?yōu)榍€式,氣體在重整器內(nèi)的加熱時(shí)間更長(zhǎng),溫度更高,同時(shí)增壓發(fā)熱片減小了發(fā)熱體與線圈之間的距離,感應(yīng)產(chǎn)熱效率更高,重整器供熱效果更好。

圖6 入口流速與出口溫度關(guān)系

重整器入口流速與出口速度的關(guān)系如圖7所示,由圖可知,隨著入口流速的增大,重整器出口速度也增大,且出口速度大于入口流速,在相同的入口流速下,相比于圓柱型發(fā)熱體(無增壓結(jié)構(gòu)),增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu)重整器的出口速度更大,這主要由增壓發(fā)熱體增壓效果和有效供熱量增加引起。增壓發(fā)熱體增大了氣體在催化床段流通的阻力,在相同的入口流速下,增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu)重整器內(nèi)的壓力更大,氣體被壓縮,濃度增大,流通速度減小,在靠近催化床出口端,氣體泄壓且溫度升高,氣體分子快速擴(kuò)散,分子動(dòng)能和內(nèi)能更大,表現(xiàn)出了稍高的出口流速。

圖7 入口流速與出口流速關(guān)系

對(duì)比實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果可知,實(shí)驗(yàn)和仿真具有相同的變化趨勢(shì),且整體誤差小于10%,誤差主要來源于測(cè)量誤差、重整器試樣制作誤差、因模型忽略了催化劑在電磁場(chǎng)作用下的產(chǎn)熱以及其他誤差,整體誤差影響較小。

綜上所述,相較于普通圓柱型發(fā)熱體,增壓發(fā)熱體增長(zhǎng)了氣體流通路徑,增大了流通阻力、換熱面積,延長(zhǎng)了氣體流通時(shí)間,整體供熱效果增強(qiáng)。不僅如此,通過對(duì)比實(shí)驗(yàn)測(cè)試與仿真結(jié)果可知,兩者數(shù)據(jù)吻合度較高,說明本文構(gòu)建的重整器系統(tǒng)仿真模型具有較高的準(zhǔn)確性,可用于重整器系統(tǒng)性能預(yù)測(cè)及參數(shù)優(yōu)化研究。

5.2 系統(tǒng)參數(shù)對(duì)服役性能的影響分析

依據(jù)初始設(shè)計(jì)參數(shù)(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s)進(jìn)行仿真分析,重整器系統(tǒng)反應(yīng)的仿真結(jié)果如圖8所示。反應(yīng)氣在重整器內(nèi)流動(dòng)形成壓降,壓力分布如圖8a所示,重整器內(nèi)的壓力分布主要受催化劑顆粒填充和增壓發(fā)熱片布置影響,在它們對(duì)氣流的共同擾動(dòng)作用下,氣體總量在徑向上的壓力分布近似均勻,不存在明顯的壓力輪廓,在軸向上隨著氣體持續(xù)流動(dòng),氣體壓力逐漸降低。增壓發(fā)熱片的設(shè)計(jì)使得反應(yīng)氣流通路徑增長(zhǎng),由常規(guī)直流式變?yōu)榍€式,增加了流通阻礙并延長(zhǎng)了反應(yīng)時(shí)間,更長(zhǎng)的反應(yīng)接觸時(shí)間有助于提高甲醇轉(zhuǎn)化率[19],但同時(shí)流通阻礙加劇,這將增加甲醇水蒸氣原料輸送的功耗。

(a)壓力分布 (b)溫度分布 (c)氫氣濃度分布

甲醇水蒸氣重整制氫反應(yīng)對(duì)溫度敏感,是一個(gè)強(qiáng)吸熱反應(yīng),重整器內(nèi)的溫度分布如圖8b所示,在感應(yīng)線圈產(chǎn)生的磁場(chǎng)影響下,增壓發(fā)熱體表面形成渦流,與自身電阻作用產(chǎn)生焦耳熱。作為重整器中唯一的產(chǎn)熱熱源,增壓發(fā)熱體整體呈相對(duì)高溫狀態(tài),徑向上隨著離增壓發(fā)熱體距離的增大,催化床溫度逐漸降低,在軸向上,催化床平均溫度呈先下降后上升的分布規(guī)律。線圈均勻纏繞在重整器上,增壓發(fā)熱體軸向上的產(chǎn)熱密度可認(rèn)為近似相等,即為催化床提供的熱量在軸向上近似相等,重整反應(yīng)吸熱主要發(fā)生在催化床靠近入口段,因此催化床在軸向上的溫度分布不再均勻。隨著重整反應(yīng)持續(xù)進(jìn)行,反應(yīng)物在軸向上逐漸減少,吸熱量也逐漸減少,增壓發(fā)熱體的溫度在軸向上整體呈上升趨勢(shì)。在徑向上,增壓發(fā)熱片端部離線圈距離最小,在趨膚效應(yīng)作用下,端部的磁場(chǎng)強(qiáng)度以及產(chǎn)熱密度最大,同時(shí)增壓發(fā)熱片端部與催化床換熱充分,在換熱和產(chǎn)熱熱量累積的協(xié)同作用下,增壓發(fā)熱體最高溫度的位置處于中心軸線上,同時(shí)在出口端擾動(dòng)換熱與產(chǎn)熱的聯(lián)合作用下,最高溫度位置和溫度值偏離了探點(diǎn)設(shè)置。

在催化床中,甲醇水蒸氣進(jìn)行重整反應(yīng)產(chǎn)生大量氫氣,氫氣濃度分布如圖8c所示。反應(yīng)速率隨溫度的升高而增大[20],在靠近增壓發(fā)熱體的高溫區(qū),甲醇水蒸氣的分子化學(xué)鍵更易解離,氣體分子更加活躍,在催化劑作用下,反應(yīng)速率更快,氫氣濃度更大,因而徑向上隨著離增壓發(fā)熱體距離的增大,氫氣濃度呈梯度下降分布。軸向上隨著重整反應(yīng)的不斷進(jìn)行,生成物氫氣逐漸累積,氫氣濃度整體在軸向上呈上升趨勢(shì)。

綜上所述,在徑向上,催化床內(nèi)反應(yīng)氣總體壓力分布近似均勻,隨著離增壓發(fā)熱體距離的增大,溫度、反應(yīng)速率以及氫氣濃度均呈下降趨勢(shì),在軸向上,反應(yīng)物吸熱量逐漸減少,催化床溫度呈先下降后上升的變化規(guī)律,與文獻(xiàn)[12,14]中圓柱型發(fā)熱體相比,增壓發(fā)熱體顯著增大了加熱面積以及有效換熱面積。通過增壓發(fā)熱體將電磁場(chǎng)能轉(zhuǎn)換為熱能,可以為催化床中重整制氫反應(yīng)提供充足的熱量,滿足反應(yīng)所需的發(fā)生條件。

5.3 重整器系統(tǒng)服役性能預(yù)測(cè)分析

為確保性能預(yù)測(cè)模型的準(zhǔn)確性,對(duì)模型輸入數(shù)據(jù)集分組(如性能預(yù)測(cè)模型構(gòu)建部分),經(jīng)訓(xùn)練集336組數(shù)據(jù)(80%)訓(xùn)練,以驗(yàn)證集42組數(shù)據(jù)(10%)驗(yàn)證和測(cè)試集42組數(shù)據(jù)(10%)測(cè)試,結(jié)果如圖9所示。電氫能轉(zhuǎn)換比的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比結(jié)果如圖9a～圖9c所示,由于甲醇水蒸氣原料的輸入,電氫能轉(zhuǎn)換比大于1,分布于1.8～3范圍內(nèi),電氫能轉(zhuǎn)換比表征電能轉(zhuǎn)換為氫能的轉(zhuǎn)換水平,由圖可知,其訓(xùn)練、驗(yàn)證、測(cè)試的回歸值分別為0.996 21、0.996 38、0.994 85,電氫能轉(zhuǎn)換比性能預(yù)測(cè)具有足夠的精度。轉(zhuǎn)化前后溫差的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比結(jié)果如圖9d～圖9f所示,在重整器中,反應(yīng)氣同時(shí)進(jìn)行重整反應(yīng)轉(zhuǎn)化吸熱和升溫吸熱,在出口處產(chǎn)物溫度升高需要吸收反應(yīng)額外的熱量,使得線圈能量中用以反應(yīng)的能量轉(zhuǎn)換比降低,同時(shí)出口處形成高溫尾氣,由圖可知,其訓(xùn)練、驗(yàn)證、測(cè)試的回歸值分別為0.998 81、0.998 55、0.998 99,轉(zhuǎn)化前后溫差性能預(yù)測(cè)具有很好的精度。流動(dòng)能量損耗的實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比結(jié)果如圖9g～圖9i所示,重整器的單體尺寸較小,其流動(dòng)能量損耗較小,但當(dāng)適用于高功耗場(chǎng)景將單體集成使用時(shí),其形成的流動(dòng)能量損耗不可忽略,由圖可知,其訓(xùn)練、驗(yàn)證、測(cè)試的回歸值分別為0.9944、0.993 94、0.993 48,流動(dòng)能量損耗預(yù)測(cè)模型的精度符合使用要求。

(a)電氫能轉(zhuǎn)換比訓(xùn)練情況 (b)電氫能轉(zhuǎn)換比驗(yàn)證情況 (c)電氫能轉(zhuǎn)換比測(cè)試情況

綜上所述,所建立的關(guān)于重整器電氫能轉(zhuǎn)換比λ、轉(zhuǎn)化前后溫差Tdif、流動(dòng)能量損耗Ppa的預(yù)測(cè)模型精度符合使用要求,可用于優(yōu)化重整器能量轉(zhuǎn)換水平。

5.4 重整器系統(tǒng)參數(shù)協(xié)同優(yōu)化設(shè)計(jì)

5.4.1優(yōu)化目標(biāo)設(shè)定

為獲得較優(yōu)的重整器性能,基于重整器系統(tǒng)性能預(yù)測(cè)模型對(duì)入口流速vin、增壓發(fā)熱片重合度ζ、增壓發(fā)熱片角度α等設(shè)計(jì)變量進(jìn)行優(yōu)化。重整器首要目標(biāo)是將甲醇水蒸氣轉(zhuǎn)化為氫氣[21],在能量關(guān)系中,電能轉(zhuǎn)換為氫能的轉(zhuǎn)換水平最為重要,重整器應(yīng)具有足夠大的電氫能轉(zhuǎn)換比。其次重整器應(yīng)具備足夠小的轉(zhuǎn)化前后溫差,以減少產(chǎn)物熱量流失以及冷卻成本。此外增壓發(fā)熱片使反應(yīng)氣具有更長(zhǎng)反應(yīng)時(shí)間,同時(shí)也帶來了更多的流動(dòng)能量損耗。依據(jù)重要性排序法[22],將三目標(biāo)排序?yàn)殡姎淠苻D(zhuǎn)換比、轉(zhuǎn)化前后溫差、流動(dòng)能量損耗。將電氫能轉(zhuǎn)換比、轉(zhuǎn)化前后溫差、流動(dòng)能量損耗進(jìn)行歸一化處理,通過權(quán)重法[23]分別賦予權(quán)重-0.5,0.3,0.2,以電氫能轉(zhuǎn)換比盡可能大、轉(zhuǎn)化前后溫差和流動(dòng)能量損耗盡可能小為優(yōu)化目標(biāo),所建立的目標(biāo)函數(shù)如下:

Y=-0.5Yλ+0.3YTdif+0.2YPpa

(14)

其中,Y為最終構(gòu)建的綜合性單目標(biāo)函數(shù),Yλ、YTdif、YPpa分別為重整器電氫能轉(zhuǎn)換比λ、轉(zhuǎn)化前后溫差Tdif、流動(dòng)能量損耗Ppa優(yōu)化目標(biāo)歸一化處理后的目標(biāo)值。使用GA算法對(duì)目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行尋優(yōu),迭代過程如圖10所示,迭代步數(shù)達(dá)到70以上時(shí)目標(biāo)函數(shù)收斂,優(yōu)化計(jì)算得到設(shè)計(jì)變量取值,具體為增壓發(fā)熱片重合度ζ=0.467,增壓發(fā)熱片角度α=75°,入口流速vin=1.084 m/s,取增壓發(fā)熱片重合度ζ=0.45,增壓發(fā)熱片角度α=75°,入口流速vin=1.1 m/s。

圖10 優(yōu)化迭代過程

5.4.2優(yōu)化結(jié)果及服役性能分析

由設(shè)計(jì)變量?jī)?yōu)化結(jié)果(ζ=0.45,α=75°,vin=1.1 m/s)可以看出,與初始設(shè)計(jì)變量(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s)相比,重合度ζ和甲醇水蒸氣供給流速vin均有增大,增壓發(fā)熱片角度α減小至銳角,朝向入口端布置。電氫能轉(zhuǎn)換水平(目標(biāo)1)由氫能與電能比值確定,在增壓發(fā)熱片增壓和更長(zhǎng)流通路徑影響下,反應(yīng)氣與催化床接觸反應(yīng)時(shí)間增加,同時(shí)隨著重合度的增大,增壓發(fā)熱片的加熱面積和換熱面積增大,進(jìn)而使得重整器在徑向上的有效換熱量增加,除此以外,增壓發(fā)熱片角度為75°,呈銳角,朝向催化床入口端,由上文分析得出,絕大部分重整吸熱發(fā)生于軸向上靠近入口端,以及徑向上接近增壓發(fā)熱體的高溫區(qū),增壓發(fā)熱片朝向入口端可及時(shí)滿足入口段吸熱需求,在共同作用下,重整器的氫能轉(zhuǎn)換產(chǎn)出增加。同時(shí)隨著重合度的增大,增壓發(fā)熱體與感應(yīng)線圈的距離減小,線圈電能轉(zhuǎn)換為增壓發(fā)熱體熱量的效率更高,在相同重整轉(zhuǎn)換產(chǎn)氫的需求下,所需要的線圈電能更少,在產(chǎn)出氫能和電熱能轉(zhuǎn)換效率提高的協(xié)同作用下,甲醇轉(zhuǎn)化率、氫氣產(chǎn)率以及電氫能轉(zhuǎn)換比(目標(biāo)1)增大,電氫能轉(zhuǎn)換水平提高。然而在更好的重整轉(zhuǎn)化制氫效果下,絕大部分原料在更短距離內(nèi)完成重整制氫轉(zhuǎn)化,隨著反應(yīng)氣在重整通道中持續(xù)流通,反應(yīng)氣重整轉(zhuǎn)化后被持續(xù)加熱,重整器出口端的產(chǎn)物氣體溫度更高,為減小轉(zhuǎn)化前后溫差(目標(biāo)2),需要更高的甲醇水蒸氣供給流速。隨著重合度的增大以及增壓發(fā)熱片角度的減小,反應(yīng)氣流通的空間減小,在高甲醇水蒸氣供給流速下,重整器內(nèi)的流動(dòng)能量損耗也隨著增加,為減小流動(dòng)能量損耗(目標(biāo)3),需要適中的供給流速。在三優(yōu)化目標(biāo)折中權(quán)衡下,經(jīng)GA算法全局尋優(yōu),得出適合的設(shè)計(jì)變量?jī)?yōu)化結(jié)果。

為驗(yàn)證優(yōu)化效果,將優(yōu)化前(表1)和優(yōu)化后的重整器性能表征參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析,定義增長(zhǎng)率為

(15)

其中,βex為優(yōu)化前參量,βre為優(yōu)化后參量,β包括甲醇轉(zhuǎn)化率XCH4O、電氫能轉(zhuǎn)換比λ、氫氣產(chǎn)率λH2,并在相同運(yùn)行工況下與無增壓結(jié)構(gòu)重整器的電氫能轉(zhuǎn)換水平進(jìn)行了比較,如圖11所示,甲醇轉(zhuǎn)化率在優(yōu)化后得到了顯著的提高,這表明結(jié)構(gòu)優(yōu)化后系統(tǒng)的換熱效果得到了增強(qiáng),有效抑制了甲醇轉(zhuǎn)化率的下降趨勢(shì)(因供給流速增大導(dǎo)致)。同時(shí)電氫能轉(zhuǎn)換比增幅超過30%以及氫氣產(chǎn)率增幅超過90%,與相同工況下的無增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu)重整器相比,優(yōu)化后電氫能轉(zhuǎn)換比提高超過60%(圖11中ηλrise0為優(yōu)化后重整器相對(duì)于無增壓結(jié)構(gòu)重整器電氫能轉(zhuǎn)換比的增長(zhǎng)率,λ0、λex、λre分別為無增壓結(jié)構(gòu)重整器、有增壓結(jié)構(gòu)重整器優(yōu)化前以及有增壓結(jié)構(gòu)重整器優(yōu)化后的電氫能轉(zhuǎn)換比)。

圖11 甲醇轉(zhuǎn)換率、電氫能轉(zhuǎn)換比、氫氣產(chǎn)率的提升情況

優(yōu)化后重整器內(nèi)溫度、氫氣濃度、壓力分布如圖12所示,與優(yōu)化前相比(圖8),重整器催化床溫度在徑向上分布更加均勻,全局溫度差更小,且溫度最大值及其位置更加接近于探針位置(圖12a),有利于實(shí)際運(yùn)行中對(duì)溫度的精確反饋控制(如熱電偶),氫氣濃度在徑向上分布的云圖輪廓更加模糊(圖12b),說明反應(yīng)速率在徑向上更加均勻,在優(yōu)化重合度下反應(yīng)氣在重整器中的流通空間減小,同時(shí)在優(yōu)化增壓發(fā)熱片角度下,兩片嚙合處的空間減小,重整器內(nèi)形成了更大的壓降(圖12c),由于重整器的單體尺寸較小,其流動(dòng)能量損耗仍處于較低水平(圖9g)。

(a)溫度分布 (b)氫氣濃度分布 (c)壓力分布

線圈電能是重整器中反應(yīng)進(jìn)行的主要熱源之一,優(yōu)化后因甲醇水蒸氣供給流速增大,線圈功率和轉(zhuǎn)換后氫氣估算電功率也顯著增大,為綜合評(píng)估重整器系統(tǒng)的供能能力,定義凈功率為

Pnet=PH2-Pcoil-PPa

(16)

重整器優(yōu)化前后的功率值如圖13所示,由圖可知,優(yōu)化后的的凈功率增大了1倍以上,可滿足約460 W的供電需求。

圖13 優(yōu)化前后的線圈功率、氫氣功率、凈功率

綜上所述,隨著增壓發(fā)熱片重合度的增大,以及角度減小呈銳角,朝向入口端布置,重整器內(nèi)加熱和換熱效果更好,氫氣產(chǎn)出更多,電氫能轉(zhuǎn)換水平提高,但反應(yīng)氣轉(zhuǎn)化前后溫差、壓降也會(huì)顯著增大,優(yōu)化后重整器催化床的溫度分布、氫氣濃度分布更加均勻,壓降增大,在協(xié)同優(yōu)化后的重整器增壓結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)下,相比于優(yōu)化前(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s),優(yōu)化后的甲醇轉(zhuǎn)化率增大22.79%,電氫能轉(zhuǎn)換比增大34.2%,凈功率增大超過1倍,可實(shí)現(xiàn)滿足約736 W的氫氣產(chǎn)出和約460 W的凈功率,相比于無增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu),優(yōu)化后的電氫能轉(zhuǎn)換比增大64.17%。

6 結(jié)論

本文采用管式結(jié)構(gòu)和感應(yīng)加熱方法,結(jié)合甲醇水蒸氣供給反應(yīng)時(shí)的流體壓降特征及控制理念,設(shè)計(jì)了一種新型重整器,采用仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)合方式,分析了重整器增壓結(jié)構(gòu)和運(yùn)行參數(shù)的影響規(guī)律,通過性能預(yù)測(cè)模型和遺傳算法完成了系統(tǒng)協(xié)同優(yōu)化,以改善重整制氫反應(yīng)環(huán)境、提高效率,主要結(jié)論如下:

(1)針對(duì)兩種發(fā)熱體重整器的加熱實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,相較于無增壓發(fā)熱體,重整器內(nèi)采用增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu),可有效增強(qiáng)氣體的補(bǔ)熱效果,通過合理的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化,可有效控制甲醇水蒸氣的流體壓降、增大重整器換熱面積,為反應(yīng)物提供合理的催化反應(yīng)溫度梯度環(huán)境以及反應(yīng)時(shí)間,提高重整器制氫性能。

(2)重整器內(nèi)增壓發(fā)熱體呈相對(duì)高溫狀態(tài),隨著增壓發(fā)熱片重合度的增大,以及角度朝向入口端布置,呈銳角逐漸減小,電氫能轉(zhuǎn)換比、甲醇轉(zhuǎn)化率以及氫氣產(chǎn)率顯著增大,同時(shí)反應(yīng)氣轉(zhuǎn)化前后的溫差及其流動(dòng)能量損耗增大。

(3)設(shè)置電氫能轉(zhuǎn)換比最大、轉(zhuǎn)化前后溫差和流動(dòng)能量損耗最小為系統(tǒng)服役性能綜合優(yōu)化目標(biāo),采用反向傳播(BP)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和遺傳算法(GA)進(jìn)行尋優(yōu),得到增壓發(fā)熱片重合度為0.45、角度為75°且朝向入口端、甲醇水蒸氣供給流速為1.1 m/s。優(yōu)化后重整器凈功率可達(dá)460 W,相較于優(yōu)化前的甲醇轉(zhuǎn)化率提高了22.79%,相較于無增壓發(fā)熱體結(jié)構(gòu)裝置,優(yōu)化后電氫能轉(zhuǎn)換比提高了64.17%。