林俊光，顧新壯，董益華，趙申軼，馬 聰，代彥軍

（1.浙江省低品位能源利用國際聯(lián)合實驗室，浙江 杭州 311100；2.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司，浙江 杭州 311100；3.上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院，上海 200240；4.浙江浙能嘉華發(fā)電有限公司，浙江 杭州 311100）

在未來5年，我國化石能源的需求占比將逐年下降，對再生能源的需求將進一步增加[1-2]。城市生物質(zhì)原料也是重要的可再生能源。采用分布式處理方式有利于減少輸運成本，緩解交通壓力并且具有顯著減排效果，是分布式能源利用的重要方向。分布式能源具有經(jīng)濟、能源效率高等顯著特點。2020年杭州市對合成氣、天然氣等氣體燃料需求約40 億m3，并積極鼓勵大型公用建筑、商業(yè)設(shè)施發(fā)展樓宇型燃氣分布式系統(tǒng)[3]。

以往冷熱電聯(lián)供的研究主要以天然氣作為單一燃料，例如王小伍等[4]介紹了以天然氣為原料的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)在工業(yè)中的實際應(yīng)用，任洪波等[5]以“電熱互動”模式評估了天然氣分布式熱電聯(lián)動系統(tǒng)對環(huán)境效益性能。而氣化爐可以將粗處理后的生物質(zhì)原料處理為合成氣，進一步降低了對環(huán)境的污染和化石能源的消耗。冷熱電聯(lián)供耦合氣化爐系統(tǒng)節(jié)能減排效果顯著，具有較高的經(jīng)濟效益和推廣價值。本文以合成氣作為燃料，研究了生物質(zhì)原料分布式氣化冷熱電聯(lián)供耦合氣化爐系統(tǒng)的工作原理，以及發(fā)電、制冷和采暖等理論性能指標(biāo)，對于分布式生物質(zhì)能源處理具有一定的參考意義和價值。

1 生物質(zhì)原料氣化多聯(lián)供系統(tǒng)

生物質(zhì)原料氣化冷熱電聯(lián)供耦合氣化爐系統(tǒng)由氣化爐子系統(tǒng)、內(nèi)燃機子系統(tǒng)和溴化鋰機組子系統(tǒng)組成。原理如圖1所示。

圖1 冷熱電聯(lián)供耦合氣化爐系統(tǒng)原理Fig.1 Schematic diagram of the combined cooling heating and power system coupled with gasifier

在氣化爐子系統(tǒng)和內(nèi)燃機子系統(tǒng)中，連接料斗的制粒機將原料制成顆粒燃料，通過轉(zhuǎn)子流量計記錄其流量后進入氣化爐內(nèi)；顆粒燃料與送風(fēng)機吹入的空氣發(fā)生熱解氣化反應(yīng)最后生成合成氣和爐渣，爐渣被排出氣化爐，合成氣通過過濾器后進入內(nèi)燃機進行燃燒；內(nèi)燃機燃燒過程中產(chǎn)生缸套水和高溫?zé)煔猓l(fā)電機與內(nèi)燃機相連并產(chǎn)生電能。

內(nèi)燃機產(chǎn)生的高溫?zé)煔膺M入溴化鋰機組后通過換熱器1 加熱補充水換熱制取一部分熱水，同時內(nèi)燃機產(chǎn)生的缸套水通過換熱器2 加熱補充水制取另一部分熱水，2 部分熱水均儲存在熱水箱內(nèi)。溴化鋰機組由發(fā)生器、吸收器、蒸發(fā)器和冷凝器等部件組成，內(nèi)燃機產(chǎn)生的煙氣余熱作為熱源，驅(qū)動溴化鋰機組來制取冷量。

2 模型建立

2.1 氣化爐模型

建立氣化爐模型，基于熱平衡和化學(xué)平衡模型，做出以下假設(shè)：

1）原料中的N、S 元素含量較少，計算時可以忽略不計；

2）爐內(nèi)反應(yīng)達到熱平衡和化學(xué)平衡；

3）送風(fēng)機送入空氣中的氧氣全部參與反應(yīng)，其余成分不參與反應(yīng)。

生物質(zhì)原料熱解氣化過程的方程式和能量守恒方程式分別為[6-7]：

式中：a—e分別表示生物質(zhì)原料分子中各元素的原子個數(shù)；f和g分別表示空氣和水分的摩爾量，mol/s；h—p分別表示合成氣中各成分的摩爾量，mol/s；C為氣化過程中生成的焦炭；nchar為生成的焦炭量，mol/s；為生物質(zhì)（biomass）、H2O、O2、N2、i的生成熱，J/mol；Hvap為水汽化潛熱，J/mol；cp為各物質(zhì)的比熱容，J/(mol?K)；Tr為反應(yīng)溫度，K。

元素平衡方程式為：

氣化過程的當(dāng)量比EER的定義為

反應(yīng)物與生成物的可逆反應(yīng)及其平衡常數(shù)分別為[8]：

氣化爐生成合成氣的低位熱值為

式中：QLHV,sg為低位熱值，kJ/m3；φ(H2)、φ(CO)和φ(CH4)分別為H2、CO 和CH4的體積分數(shù)。

生物質(zhì)原料成分分析及低位熱值見表1[9]。

表1 生物質(zhì)原料的成分分析及低位熱值Tab.1 Elemental analysis and lower heating value of the biomass feedstock

2.2 內(nèi)燃機模型

以氣化爐中合成氣作為燃料，建立內(nèi)燃機數(shù)學(xué)模型[10]。

內(nèi)燃機的發(fā)電效率ηe為式中：Nel為內(nèi)燃機實際發(fā)電量，kW；為內(nèi)燃機額定發(fā)電量，kW；QLHV,ng為天然氣熱值，kJ/m3。

內(nèi)燃機的煙氣溫度為

式中ts為煙氣溫度，℃。

合成氣的燃燒方程式如式(14)所示。為確保燃料充分燃燒，取氧氣過量系數(shù)為1.15。

煙氣的焓值與CO2、H2O、N2及過量O2等成分的相關(guān)系數(shù)和煙氣溫度有關(guān)，其計算公式為[11-12]

式中，Ah、ah,i和bh分別為煙氣各成分的相關(guān)系數(shù)。

缸套水的余熱為

式中：mjw為缸套水流量，kg/s；cp,jw為缸套水的比熱容，J/(mol?K)；Tjwin和Tjwout分別為缸套水進出口溫度，K。

2.3 溴化鋰模型

溴化鋰機組參考Keith 等人所建立的煙氣雙效溴化鋰模型，各部件的能量平衡方程式分別為[13]：

式中：Qlc、Qlg、Qe、Qhg、Qhc和Qa分別為低壓冷凝器、低壓發(fā)生器、蒸發(fā)器、高壓發(fā)生器、高壓冷凝器、吸收器的傳熱量，kW；mlc、me、mhc和ma分別為低壓冷凝器、蒸發(fā)器、高壓冷凝器、吸收器的質(zhì)量流量，kg/s；Tlcin、Tlcout、Tein、Teout、Thcin、Thcout、Tain、Taout分別為各部件的進出口溫度，K；m4為低壓發(fā)生器流向溶液換熱器1 的流量，m/s；m7為低壓發(fā)生器流向低壓冷凝器的流量，m/s；m13為溶液換熱器2 流向高壓發(fā)生器的流量，m/s；m14為高壓發(fā)生器流向溶液換熱器2 的流量，m/s；m16為溶液換熱器2 流向低壓發(fā)生器的流量，m/s；m17為高壓發(fā)生器流向高壓冷凝器的流量，m/s；m20為低壓發(fā)生器流向溶液換熱器1 的流量，m/s；h4、h7、h13、h14、h16、h17和h20分別為各狀態(tài)點對應(yīng)的焓值，kJ/kg。

2.4 換熱器模型

高溫?zé)煔夂透滋姿謩e通過換熱器1 和換熱器2 與補充水進行換熱。

換熱器1 的能量平衡式為

式中：cp為水的比熱容；hexin和hexout分別為煙氣進出換熱器1 的焓值，kJ/kg；ηhx1為換熱效率，取0.85[14]。

換熱器2 的能量平衡式為

式中：hjwin和hjwout分別為缸套水進出換熱器2 的焓值，kJ/kg，可通過式(15)進行計算；ηhx2為換熱效率，取0.85[14]。

2.5 系統(tǒng)性能指標(biāo)

本文從能耗性、環(huán)保性和經(jīng)濟性等3 個角度對系統(tǒng)進行運行性能評估，分別以一次能源利用率、運行成本降低率和CO2氣體減排率等3 個性能指標(biāo)進行具體分析。

一次能源利用率PPER的定義為

式中：E、Qhe和Qlc分別為發(fā)電量、換熱器制熱量和溴化鋰機組制冷量；mbio和QLHV,bio分別為生物質(zhì)原料的消耗量和低熱值。

運行成本降低率OOCR的定義為[15]

式中：Cbio和CE分別為生物質(zhì)原料的價格和電價；Ehe和Elc分別為相同制熱量和制熱量所消耗的電量。

CO2氣體減排率CCER的定義為[16]

式中，CCE,bio和CCE,E分別為生物質(zhì)原料和電量的CO2當(dāng)量率。

3 結(jié)果與討論

對生物質(zhì)原料分布式氣化冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)進行仿真計算。首先對氣化爐模型進行仿真模擬，得到合成氣組分、反應(yīng)溫度和低熱值等參數(shù)；然后在內(nèi)燃機、氣化爐模型和單級溴化鋰模型聯(lián)合運行中以“額定發(fā)電量”為目標(biāo)，討論對生物質(zhì)原料消耗量、制熱量和制冷量的影響，以及分析一次能源節(jié)約率、CO2減排率和費用節(jié)約率等系統(tǒng)性能指標(biāo)的變化。

3.1 誤差分析

氣化爐模型的運行參數(shù)與參考文獻[8]設(shè)置為一致：生物質(zhì)原料設(shè)為木塊，氣化溫度為800 ℃，水分為20%。圖2 對5 種合成氣成分體積分數(shù)進行了比較，其中H2、CO 和CO2等體積分數(shù)都較為接近，且除H2外，其余氣體體積分數(shù)均低于文獻值，原因在于本文的氣化爐模型考慮了焦炭的生成量。此外CH4成分和文獻值的誤差值大，原因在于文獻和模型中的CH4體積分數(shù)值很低，雖然模擬數(shù)據(jù)氣體成分的體積分數(shù)差值較小卻仍引起較大的誤差。

圖2 氣化爐合成氣含量誤差分析Fig.2 Error analysis of syngas content in the gasifier

在內(nèi)燃機和氣化爐模型聯(lián)合運行過程中，參考文獻[6]的生物質(zhì)原料設(shè)為紅木，內(nèi)燃機發(fā)電量、生物質(zhì)原料成分分析和氣化當(dāng)量比等參數(shù)與參考文獻[6]設(shè)置相同。圖3 為內(nèi)燃機和氣化爐聯(lián)合運行誤差分析。由圖3 可見，模擬數(shù)據(jù)與參考文獻[6]數(shù)據(jù)的誤差在10%以內(nèi)。由于本研究考慮了焦炭等生成量，因此低位熱值稍低于參考文獻[6]中的數(shù)值，同時為達到相同的發(fā)電量，本研究的生物質(zhì)消耗量稍高于參考文獻[6]中的數(shù)值。

圖3 內(nèi)燃機和氣化爐聯(lián)合運行誤差分析Fig.3 The error analysis results of combined operation of internal combustion engine and gasifier

3.2 空氣當(dāng)量比對合成氣和反應(yīng)溫度的影響

空氣當(dāng)量比EER對低位熱值和反應(yīng)溫度的影響如圖4所示。

圖4 EER 對低位熱值和反應(yīng)溫度的影響Fig.4 Effects of air equivalent ratio EER on lower heating value and reaction temperature

由圖4 可見：隨著EER的增加，反應(yīng)中O2體積分數(shù)也隨之增加，促進了氧化反應(yīng)，因此反應(yīng)溫度Tr由732 K 升至1 204 K；當(dāng)EER逐漸增加時，合成氣中N2體積分數(shù)逐步增加，H2和CO 等可燃氣體體積分數(shù)先增加后逐步降低，合成氣的低位熱值由8.26 MJ/m3下降到3.12 MJ/m3；由于氣化劑中的N2不參與反應(yīng)，且N2是合成氣中體積分數(shù)最高的氣體，因此隨著EER的增加，N2占合成氣的比例也不斷增加，并且在EER=0.45 時，其體積分數(shù)超過了50%；合成氣中CH4的體積分數(shù)逐漸下降。這一方面是由于式(7)所示反應(yīng)為吸熱反應(yīng)，隨著反應(yīng)溫度Tr的升高，平衡常數(shù)K1降低，使得化學(xué)反應(yīng)左移；另一方面N2體積分數(shù)增加也使得CH4的體積分數(shù)逐漸下降，在EER=0.4 時其體積分數(shù)降至0 左右。

3.3 發(fā)電量對制冷量和制熱量的影響

合成氣在內(nèi)燃機中燃燒產(chǎn)生電量的同時，并生成高溫?zé)煔夂透滋姿瓤衫玫挠酂?。相對于余熱而言電能為高品位能源，因此本文以“額定發(fā)電量”為運行目標(biāo)，分析發(fā)電量對生物質(zhì)原料消耗量、制熱量和制冷量的影響。

發(fā)電量對余熱和發(fā)電效率的影響如圖5所示。

圖5 發(fā)電量對余熱和發(fā)電效率的影響Fig.5 Effects of power generation on waste heat and generating efficiency

由圖5 可見，由于式(12)中的合成氣低位熱值遠低于天然氣低位熱值，內(nèi)燃機發(fā)電量為2 kW 時發(fā)電效率僅為6%，隨著發(fā)電量增加至12 kW 時，發(fā)電效率也增加至17.6%。內(nèi)燃機較低的發(fā)電效率導(dǎo)致缸套水余熱和煙氣余熱均大于發(fā)電量，兩者的余熱量分別由11.4 kW/7.3 kW 升至16.6 kW/14.2 kW。此外，作為驅(qū)動溴化鋰機組的熱源，煙氣在經(jīng)過溴化鋰機組和換熱器1 后，部分熱量排入環(huán)境中，隨著發(fā)電量逐漸增加，溴化鋰機組的制冷量和壓縮機功耗均有增加，其制熱能效比（cCOP）值由1.233 升至1.267。

電量對熱量和生物質(zhì)原料消耗量的影響如圖6所示。

圖6 發(fā)電量對熱量和生物質(zhì)原料消耗量的影響Fig.6 Effects of power generation on heating capacity,cooling capacity and biomass feedstock consumption

由圖6 可見，由于內(nèi)燃機的發(fā)電量和余熱均增加，生物質(zhì)的消耗量由7.51 kg/h 增至15.6 kg/h，但是系統(tǒng)的制冷量大于制熱量，分別由5.24、1.8 kW升至11.7、2.73 kW。制冷量高于制熱量的原因為大部分缸套水熱量返回到內(nèi)燃機中，同時大部分煙氣熱量可以被溴化鋰機組利用以制取冷量。

3.4 發(fā)電量對系統(tǒng)性能指標(biāo)的影響

圖7 表示內(nèi)燃機發(fā)電量對系統(tǒng)3 個運行指標(biāo)的影響。由圖7 可見，隨著發(fā)電量的增加，一次能源利用率、運行成本降低率和CO2氣體減排率分別從15.5%、23.7%、68.7%升至24.3%、51.5%、80.1%。因此，建議系統(tǒng)內(nèi)燃機以12 kW 的發(fā)電負荷運行，可達到良好的能源經(jīng)濟性和環(huán)保性。

圖7 制冷量與制熱量對發(fā)電量的影響Fig.7 Effects of cooling capacity and heating capacity on power generation

圖8 為發(fā)電量為12 kW 時系統(tǒng)能源效率分析。由圖8 可見，氣化過程的冷煤氣效率為77%，但是由于合成氣的低位熱值較低，導(dǎo)致內(nèi)燃機的氣化效率較低，內(nèi)燃機中能量多儲存在缸套水和煙氣中，但是88%的缸套水熱量重新返回到內(nèi)燃機中，34%的煙氣余熱被排放到環(huán)境中，后期可考慮通過提高合成氣低位熱值以提高內(nèi)燃機發(fā)電效率，同時提高雙效溴化鋰機組cCOP和換熱器換熱效率均有助于提升系統(tǒng)的一次能源利用率。

圖8 系統(tǒng)能源效率分析Fig.8 Energy efficiency analysis diagram of the system

4 結(jié)論

1）本文基于熱平衡和化學(xué)平衡的原理對氣化爐模型、內(nèi)燃機模型和溴化鋰模型進行了聯(lián)合運行仿真計算，氣化爐空氣當(dāng)量比從0.1 增至0.5 時，反應(yīng)溫度從732 K 升至1 204 K，合成氣的低位熱值QLHV從8.26 MJ/m3降至3.12 MJ/m3。

2）當(dāng)內(nèi)燃機發(fā)電量從增加2 kW 增至12 kW 時，生物質(zhì)原料的消耗量由7.5 kg/h 增至15.6 kg/h，制冷量和制熱量分別由5.24、1.8 kW 升至11.7、2.73 kW。

3）隨著內(nèi)燃機發(fā)電量的增加，系統(tǒng)的一次能源利用率、運行成本降低率和CO2氣體減排率分別從15.5%、23.7%、68.7%升至24.3%、51.5%、80.1%。