席光,姚爾人,仲理科,鄒瀚森

(西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,710049,西安)

為解決全球日益嚴(yán)峻的能源與環(huán)境問(wèn)題,大力發(fā)展可再生能源已成為世界各國(guó)的共識(shí),然而可再生能源固有的波動(dòng)性和隨機(jī)性的資源特性,引發(fā)了嚴(yán)峻的可再生能源消納難題[1]。

壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)具有儲(chǔ)能容量大、運(yùn)行壽命長(zhǎng)、環(huán)境污染小等特點(diǎn)[2],因此將壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)應(yīng)用于可再生能源系統(tǒng)中,不僅可解決可再生能源的并網(wǎng)問(wèn)題,提升電網(wǎng)運(yùn)行安全性,而且能夠提升可再生能源的能量利用率[3]。

壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)根據(jù)儲(chǔ)能類型可分為傳統(tǒng)補(bǔ)燃?jí)嚎s空氣儲(chǔ)能技術(shù)、先進(jìn)絕熱壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)和等溫壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)。但現(xiàn)有壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)在壓縮熱的存儲(chǔ)和利用方面,均存在損失大的技術(shù)瓶頸[4]:傳統(tǒng)補(bǔ)燃?jí)嚎s空氣儲(chǔ)能技術(shù)直接將壓縮熱排放到大氣環(huán)境中;先進(jìn)絕熱壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)雖利用蓄熱器儲(chǔ)存壓縮熱,但由于在換熱過(guò)程中存在不可避免的換熱溫差,降低了壓縮熱的能量品位;等溫壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)雖然可將壓縮熱全部用于膨脹過(guò)程,但該技術(shù)復(fù)雜性高,高效存儲(chǔ)難度大。此外,眾多學(xué)者也開(kāi)展了新型壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)的設(shè)計(jì)工作,Guo等提出了超臨界壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)[5],Yao等提出了抽水壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)[6],Wang等提出了水下壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)[7],Soltani等提出了分別耦合有機(jī)朗肯循環(huán)和Kalina循環(huán)的壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)[8],但現(xiàn)有壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)的壓縮熱在運(yùn)行過(guò)程中能量品位不斷降低,即使在等溫壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)中的壓縮熱能量品位也僅是理論上不發(fā)生改變,這一技術(shù)瓶頸降低了壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)的能量效率和儲(chǔ)能密度。

為解決上述問(wèn)題,本文提出了一種壓縮空氣與熱化學(xué)耦合儲(chǔ)能的冷熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng),該系統(tǒng)通過(guò)集成儲(chǔ)能與多能互補(bǔ)技術(shù),不僅提升了壓縮熱的能量品位,保證系統(tǒng)具備較強(qiáng)的發(fā)電能力,而且實(shí)現(xiàn)了能量的存儲(chǔ)與高效梯級(jí)利用。通過(guò)分析該系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下的熱力性能,進(jìn)一步研究了各關(guān)鍵參數(shù)對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律,進(jìn)而揭示了系統(tǒng)性能的優(yōu)化方向,研究結(jié)果可為推進(jìn)該系統(tǒng)的應(yīng)用進(jìn)程提供理論依據(jù)。

1 系統(tǒng)描述

圖1為壓縮空氣與熱化學(xué)耦合儲(chǔ)能的冷熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)原理圖。其工作過(guò)程如下:在儲(chǔ)能過(guò)程中,該系統(tǒng)利用可再生能源發(fā)電或富余電能驅(qū)動(dòng)壓縮機(jī),將空氣壓縮并儲(chǔ)存于儲(chǔ)氣罐中,產(chǎn)生的壓縮熱首先用于驅(qū)動(dòng)反應(yīng)器內(nèi)的甲醇吸熱型裂解反應(yīng),然后進(jìn)入蒸發(fā)器將液態(tài)甲醇?xì)饣癁闅鈶B(tài)甲醇,剩余部分熱量用于驅(qū)動(dòng)氨水吸收式制冷循環(huán)供冷和向用戶供熱;反應(yīng)器內(nèi)生成的合成氣燃料(CO和H2)進(jìn)入回?zé)崞黝A(yù)熱高壓液體甲醇,經(jīng)氣液分離器分離出未反應(yīng)的液體甲醇后進(jìn)入合成氣儲(chǔ)罐中儲(chǔ)存,該過(guò)程實(shí)現(xiàn)了中低溫壓縮熱能到高品位化學(xué)能的轉(zhuǎn)化。在釋能過(guò)程中,儲(chǔ)存的合成氣與空氣經(jīng)節(jié)流閥節(jié)流降壓后在燃燒室中混合燃燒,形成的高溫高壓煙氣驅(qū)動(dòng)燃?xì)馔钙桨l(fā)電,燃?xì)馔钙降母邷嘏艢馐紫扔糜隍?qū)動(dòng)蒸汽朗肯循環(huán)進(jìn)一步輸出電能,之后用于驅(qū)動(dòng)制冷循環(huán)輸出冷量,而蒸汽朗肯循環(huán)中冷凝器的冷凝熱量用于對(duì)外輸出熱量,該系統(tǒng)在儲(chǔ)能和釋能過(guò)程均可實(shí)現(xiàn)能量的高效梯級(jí)利用。

圖1 壓縮空氣與熱化學(xué)耦合儲(chǔ)能的冷熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)圖

2 系統(tǒng)性能分析

為簡(jiǎn)化各設(shè)備單元的數(shù)學(xué)模型,本文作出以下假設(shè):系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)運(yùn)行;壓氣機(jī)、透平及泵的運(yùn)行過(guò)程均為等熵過(guò)程;儲(chǔ)氣罐和合成氣儲(chǔ)罐采用等溫模型;忽略管道中的壓降損失及熱量損失。

(1)壓氣機(jī)。壓氣機(jī)出口工質(zhì)的溫度TAC,out為

(1)

(2)

(2)透平機(jī)。透平機(jī)出口工質(zhì)的溫度TT,out為

(3)

(4)

(3)反應(yīng)器。甲醇作為一種清潔燃料,在反應(yīng)器中吸收壓縮熱發(fā)生的裂解反應(yīng)方程式為

CH3OH?CO+2H2,

ΔH298K=90.1kJ/mol

(5)

在甲醇的裂解反應(yīng)過(guò)程中,甲醇裂解反應(yīng)速率RD受甲醇裂解反應(yīng)動(dòng)力學(xué)特性影響[9],RD公式為

(6)

式中:kD為反應(yīng)速率常數(shù);KD,eq為反應(yīng)平衡常數(shù);K*為吸附常數(shù);P為反應(yīng)物壓力;CT為總位點(diǎn)濃度。式中(2)和(2a)代表化學(xué)反應(yīng)某個(gè)子過(guò)程。

(7)

式中:Am,i為第i個(gè)反應(yīng)微元內(nèi)催化劑的比表面積;ρcat,i為第i個(gè)反應(yīng)微元內(nèi)催化劑的床層密度;Vcat,i為第i個(gè)反應(yīng)微元內(nèi)催化劑的體積。

(8)

空氣與甲醇之間的高效傳熱是實(shí)現(xiàn)甲醇高效裂解的關(guān)鍵,其中空氣側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)由Gnielinski公式[11]得出

(9)

式中:Reair為空氣雷諾數(shù);Prair為空氣普朗特?cái)?shù);λair為空氣導(dǎo)熱系數(shù);deq,air為空氣流道當(dāng)量直徑;f為阻力系數(shù),由下式計(jì)算[12]

f=(1.82lgReair-1.64)-2

(10)

反應(yīng)物側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)如下[13]

htreact=

(11)

式中:Recat為催化劑雷諾數(shù);dcat為催化劑直徑;λreact為反應(yīng)物導(dǎo)熱系數(shù);dtub,id為反應(yīng)管內(nèi)徑。

(4)燃燒室。燃燒室內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)方程式為

(12)

燃燒室內(nèi)的質(zhì)量守恒方程為

(13)

能量守恒方程為

(14)

式中:ηCC為燃燒室效率。

(5)換熱器。換熱器的熱力學(xué)模型可根據(jù)換熱器內(nèi)的熱流體放熱量等于冷流體的吸熱量建立。

(15)

(16)

(17)

(18)

(7)評(píng)價(jià)指標(biāo)。系統(tǒng)能量效率為系統(tǒng)的總輸出能量與總輸入能量之比

(19)

式中:∑WT為包括燃?xì)馔钙胶驼羝钙降耐钙娇傒敵龉?WAC為壓氣機(jī)功耗;∑WP為泵的總功耗;∑Qheating和∑Qcooling分別為系統(tǒng)的總輸出熱量和冷量;QCH3OH為消耗甲醇的能量。

(20)

式中:∑Eheating、∑Ecooling和ECH3OH分別為熱量、冷量和消耗甲醇的化學(xué)。

系統(tǒng)相對(duì)節(jié)能率可比較聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)與常規(guī)分產(chǎn)系統(tǒng)消耗能量的差別

(21)

式中:Qfuel,CCHP為聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)消耗的總能量;Qfuel,con為各分產(chǎn)系統(tǒng)所消耗的總能量,計(jì)算公式為

(22)

式中:火電廠平均供電效率ηgrid為0.33;鍋爐熱效率ηboiler為0.9;電壓縮式制冷機(jī)組的制冷系數(shù)ηCOP為3.2[14]。

3 結(jié)果分析

3.1 模擬結(jié)果

系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下的主要運(yùn)行參數(shù)如表1所示,系統(tǒng)的熱力學(xué)性能模擬結(jié)果如表2所示。由表2可知,系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下的能量效率、效率和相對(duì)節(jié)能率分別為87.14%、40.73%和48.53%。系統(tǒng)中各設(shè)備的損失結(jié)果如圖2所示,系統(tǒng)的總損失為831.30 kW,由于燃燒過(guò)程中的氧化還原反應(yīng)產(chǎn)生較大的不可逆損失,因此燃燒室的損失最大,占總損失的48.94%;合成氣儲(chǔ)罐產(chǎn)生較大損失的原因?yàn)?部分未發(fā)生反應(yīng)的甲醇蒸氣在合成氣儲(chǔ)罐中冷凝為液體甲醇,占據(jù)15.87%的損失。

圖2 系統(tǒng)損失及損失率

表1 系統(tǒng)主要運(yùn)行參數(shù)值[15-20]

表2 系統(tǒng)熱力性能

3.2 敏感性分析

3.2.1 反應(yīng)器性能隨甲醇入口溫度的變化 在熱源溫度為320.79 ℃的工況條件下,反應(yīng)器內(nèi)沿程溫度分布如圖3所示,其中橫坐標(biāo)反應(yīng)器沿程位置指反應(yīng)器當(dāng)前位置距反應(yīng)器入口的距離。隨著甲醇進(jìn)口溫度升高,甲醇裂解反應(yīng)程度更徹底,因此甲醇裂解率逐漸升高;當(dāng)甲醇進(jìn)口溫度達(dá)到200 ℃時(shí),甲醇在反應(yīng)器入口局部區(qū)域迅速裂解,且裂解速率隨甲醇進(jìn)口溫度升高而提高,這是因?yàn)榧状荚诜磻?yīng)器入口區(qū)域的溫度已能夠滿足正向裂解反應(yīng)的進(jìn)行,且反應(yīng)器內(nèi)生成物的濃度極低;當(dāng)甲醇進(jìn)口溫度低于200 ℃時(shí),甲醇需在反應(yīng)器入口區(qū)域首先與空氣換熱以達(dá)到催化劑活性溫度,進(jìn)而促使甲醇裂解反應(yīng)的發(fā)生。在甲醇進(jìn)口溫度一定的條件下,甲醇裂解速率沿管長(zhǎng)方向逐漸升高。反應(yīng)物在反應(yīng)器出口處溫度均在259.12～259.23 ℃,這是因?yàn)榧状歼M(jìn)口溫度僅影響反應(yīng)器入口局部區(qū)域的溫度場(chǎng),而對(duì)反應(yīng)器內(nèi)整體溫度分布影響較小。

(a)反應(yīng)物入口溫度160 ℃,甲醇裂解率76.55%

3.2.2 反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)壓力對(duì)系統(tǒng)性能的影響 圖4為系統(tǒng)性能隨反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)壓力的變化。由圖可知,隨著反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)壓力的升高,甲醇的裂解率逐漸降低,因此在系統(tǒng)釋能過(guò)程中進(jìn)入燃燒室參與燃燒反應(yīng)的合成氣量逐漸降低,導(dǎo)致系統(tǒng)的電量和熱量輸出均逐漸降低,但是由于儲(chǔ)能過(guò)程中甲醇裂解消耗的壓縮熱減少,即更多的壓縮熱用于驅(qū)動(dòng)制冷循環(huán)對(duì)外輸出冷量,因此系統(tǒng)的冷量輸出逐漸升高。系統(tǒng)的總輸出能量與總輸入能量變化幅度基本一致,因此反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)壓力的變化對(duì)系統(tǒng)的能量效率、效率和相對(duì)節(jié)能率影響較小。

圖4 系統(tǒng)性能隨反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)壓力的變化

3.2.3 空燃比對(duì)系統(tǒng)性能的影響 圖5為系統(tǒng)性能隨空燃比的變化。由圖5可以看出,隨著空燃比的升高,電量和熱量輸出降低,而冷量輸出升高;甲醇裂解率逐漸升高,能量效率呈先升高后降低趨勢(shì),而系統(tǒng)的效率和相對(duì)節(jié)能率均小幅降低。這是因?yàn)樵诳諝饬髁亢愣ǖ臈l件下,隨著空燃比的升高,進(jìn)入反應(yīng)器中的甲醇摩爾流量逐漸降低,而壓縮過(guò)程產(chǎn)生的壓縮熱量不變,因此甲醇的裂解率逐漸升高。當(dāng)空燃比小于30時(shí),由甲醇裂解產(chǎn)生的合成氣摩爾流量變化較小,因此系統(tǒng)的輸出電量和熱量變化較小;當(dāng)空燃比大于30時(shí),合成氣的摩爾流量大幅降低,導(dǎo)致系統(tǒng)的電量和熱量輸出大幅降低。由于甲醇裂解反應(yīng)消耗的壓縮熱逐漸降低,因此供給制冷循環(huán)的熱源能量增加,系統(tǒng)的冷量輸出逐漸升高。

圖5 系統(tǒng)性能隨空燃比的變化

3.2.4 壓氣機(jī)壓比對(duì)系統(tǒng)性能的影響 圖6為系統(tǒng)性能隨壓氣機(jī)壓比的變化。由圖可知,提升壓氣機(jī)壓比可以提升系統(tǒng)的三類能量輸出,其中熱量輸出提升最明顯,電量輸出其次,冷量輸出僅提升8.18 kW;甲醇裂解率和系統(tǒng)能量效率逐漸升高,而系統(tǒng)效率僅升高1.37%,系統(tǒng)相對(duì)節(jié)能率降低0.38%,因此可以忽略壓氣機(jī)壓比對(duì)系統(tǒng)效率和相對(duì)節(jié)能率的影響。這是因?yàn)殡S著壓氣機(jī)壓比的升高,壓縮過(guò)程產(chǎn)生的壓縮熱逐漸增多,可為甲醇裂解過(guò)程提供更多的反應(yīng)熱,促進(jìn)甲醇裂解反應(yīng)生成更多的合成氣,但由于系統(tǒng)總輸入能量與總輸出能量的提升幅度接近,因此系統(tǒng)的各項(xiàng)性能指標(biāo)隨壓氣機(jī)壓比的升高僅小幅變化。

圖6 系統(tǒng)性能隨壓氣機(jī)壓比的變化

3.2.5 壓氣機(jī)等熵效率對(duì)系統(tǒng)性能的影響 圖7為系統(tǒng)性能隨壓氣機(jī)等熵效率的變化。從圖中可以看出,隨著壓氣機(jī)等熵效率的升高,除系統(tǒng)能量效率和效率呈先升高后降低趨勢(shì)以及相對(duì)節(jié)能率小幅升高0.77%外,其余性能指標(biāo)均逐漸降低。這是因?yàn)閮?chǔ)能過(guò)程中壓氣機(jī)產(chǎn)生的壓縮熱和消耗的電量均隨壓氣機(jī)等熵效率的升高而降低,導(dǎo)致甲醇裂解率逐漸降低,進(jìn)而降低了系統(tǒng)的各項(xiàng)能量輸出;當(dāng)壓氣機(jī)等熵效率小于75%時(shí),系統(tǒng)總輸入能量、的降低幅度大于系統(tǒng)總輸出能量、的降低幅度,當(dāng)壓氣機(jī)等熵效率大于75%時(shí),系統(tǒng)總輸入能量、降低幅度小于系統(tǒng)總輸出能量、的降低幅度,因此系統(tǒng)的能量效率和效率呈先升高后降低的趨勢(shì)。

圖7 系統(tǒng)性能隨壓氣機(jī)等熵效率的變化

3.2.6 燃?xì)馔钙脚蛎洷葘?duì)系統(tǒng)性能的影響 圖8為系統(tǒng)性能隨燃?xì)馔钙脚蛎洷鹊淖兓Ｓ蓤D8可以看出,系統(tǒng)的電量輸出逐漸升高,而熱量輸出逐漸降低,這是因?yàn)樵谌細(xì)馔钙饺肟跓煔鉁囟群统隹趬毫σ欢ǖ臈l件下,燃?xì)馔钙桨l(fā)電量隨著膨脹比的升高而升高,且由于燃?xì)馔钙匠隹跓煔鉁囟冉档?導(dǎo)致系統(tǒng)的總熱量輸出降低。由于甲醇裂解率與釋能過(guò)程無(wú)關(guān),甲醇裂解率保持不變,而系統(tǒng)的電量輸出提升幅度與熱量輸出降低幅度基本一致,因此系統(tǒng)的能量效率基本不變,但由于電能的能量品位遠(yuǎn)高于熱能的能量品位,因此系統(tǒng)的效率顯著升高。

圖8 系統(tǒng)性能隨燃?xì)馔钙脚蛎洷鹊淖兓?/p>

4 結(jié) 論

本文針對(duì)壓縮空氣與熱化學(xué)耦合儲(chǔ)能的冷熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)進(jìn)行了理論研究,研究了不同關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)參數(shù)對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律,主要結(jié)論如下:

(1)設(shè)計(jì)工況下,系統(tǒng)可提供425.69 kW電量、420.15 kW熱量和113.82 kW冷量輸出,系統(tǒng)能量效率、效率和相對(duì)節(jié)能率分別為87.14%、40.73%和48.53%;

(2)提升反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)溫度,降低反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)壓力可提升甲醇裂解率,其中反應(yīng)器入口甲醇溫度從160 ℃提升至260 ℃時(shí),可促使甲醇裂解率由76.55%提高至78.12%;

(3)提升壓氣機(jī)壓比,降低壓氣機(jī)等熵效率和空燃比,可提升甲醇裂解率,進(jìn)而提升系統(tǒng)的電量輸出;提升燃?xì)馔钙脚蛎洷瓤娠@著提升系統(tǒng)的電量輸出及效率。