賈俊曦，唐銳鋒

哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001

聯(lián)合冷熱電(combined cooling heating and power，CCHP)系統(tǒng)是一種減少能源消耗及降低碳排放的有效能量利用方式[1]。這種系統(tǒng)已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于居民區(qū)、大學(xué)、機(jī)場、醫(yī)院等場所。其能量來源的靈活性使其可以將可再生能源與能源轉(zhuǎn)化和儲(chǔ)存技術(shù)聯(lián)合起來。

基于可再生能源中生物質(zhì)能轉(zhuǎn)化與利用的發(fā)電、制冷及余熱利用的CCHP 系統(tǒng)已經(jīng)被廣泛提出和研究[2]。這些研究關(guān)注于不同生物質(zhì)轉(zhuǎn)化方式下的CCHP 系統(tǒng)。目前生物質(zhì)轉(zhuǎn)化方式主要有燃燒、氣化、熱解、生物化學(xué)和化工過程轉(zhuǎn)化，其中氣化的方式可以處理低品位的生物質(zhì)，與直接燃燒方式相比，生物質(zhì)氣化技術(shù)在發(fā)電方面擴(kuò)大了燃料的使用范圍。實(shí)現(xiàn)生物質(zhì)氣化的設(shè)備包括固定床氣化爐（上吸式和下吸式）及流化床氣化爐。與上吸式和流化床氣化爐相比，下吸式氣化爐可以產(chǎn)生更高品質(zhì)的燃?xì)?，而且維護(hù)費(fèi)用更低[3]。生物質(zhì)氣化發(fā)電可以采用蒸汽輪機(jī)、有機(jī)朗肯循環(huán)、內(nèi)燃機(jī)、微型燃?xì)廨啓C(jī)和燃料電池等裝置[4]。盡管微型燃?xì)廨啓C(jī)、燃料電池的發(fā)電方式電效率更高，但是內(nèi)燃機(jī)發(fā)電方式由于其投資少、技術(shù)成熟，在30~1 000 kW 的小型生物質(zhì)氣化發(fā)電系統(tǒng)中得到了廣泛應(yīng)用[5]。發(fā)電效率的高低對(duì)于內(nèi)燃機(jī)當(dāng)然重要，但是對(duì)于CCHP 系統(tǒng)而言，有效的余熱利用也很重要，因?yàn)檫@可以提高燃料的整體利用水平[6?7]。本文以生物質(zhì)氣化氣為燃料，以四沖程內(nèi)燃機(jī)為發(fā)電裝置，余熱回收采用吸收式冷制和熱水換熱器來收集能量，設(shè)計(jì)了內(nèi)燃機(jī)–吸收式CCHP 系統(tǒng)，并對(duì)其進(jìn)行了熱力學(xué)和經(jīng)濟(jì)性分析。

1 內(nèi)燃機(jī)–吸收式制冷CCHP 系統(tǒng)

本文研究的CCHP 系統(tǒng)如圖1 所示，圖1 中數(shù)字代表工質(zhì)流動(dòng)節(jié)點(diǎn)及節(jié)點(diǎn)。該系統(tǒng)由生物質(zhì)氣化爐及凈化單元、內(nèi)燃機(jī)、吸收式制冷單元及熱水桶組成。生物質(zhì)在氣化爐中進(jìn)行空氣氣化，生成的氣體經(jīng)凈化單元處理進(jìn)入儲(chǔ)氣桶供內(nèi)燃機(jī)使用。氣體進(jìn)入內(nèi)燃機(jī)燃燒做功后，其尾氣仍具有較高溫度，此余熱可將環(huán)境溫度下的給水加熱，熱水進(jìn)入水桶，一部分對(duì)外提供熱水，另一部分作為吸收式制冷單元的高溫?zé)嵩?，為制冷系統(tǒng)提供熱量，由制冷單元的蒸發(fā)器對(duì)外提供所需要的制冷量。

2 各部件數(shù)學(xué)模型

為了研究CCHP 系統(tǒng)的整體性能，分別建立了下吸式氣化爐、四沖程內(nèi)燃機(jī)、吸收式制冷的數(shù)學(xué)模型。

2.1 下吸式氣化爐

沿著燃料流動(dòng)的方向?qū)饣癄t分為熱解–氧化區(qū)和還原區(qū)。根據(jù)質(zhì)量守恒、能量守恒和化學(xué)反應(yīng)原理可建立守恒方程[8]。

在熱解–氧化區(qū)，生物質(zhì)經(jīng)過干燥和空氣氣化后生成合成氣：

此區(qū)域考慮的化學(xué)反應(yīng)為碳反應(yīng)C+2H2?CH4和置換反應(yīng)CO+H2O ?CO2+H2。

還原區(qū)的化學(xué)反應(yīng)為碳的還原反應(yīng)C+CO2?2CO、C+H2O ?CO+H2、C+2H2?CH4及已生成的甲烷的重整反應(yīng)CH4+H2O ?3H2+CO。

由化學(xué)反應(yīng)引起的控制體內(nèi)6 種氣體成分的質(zhì)量平衡為

控制體內(nèi)的能量守恒方程為

式中：hi為氣體成分i的焓值，J/mol；Cp,C為焦炭的比定壓熱容，J/(kg·K)；Cp,ash為灰分的比定壓熱容，J/(kg·K)；mash為灰的質(zhì)量；T為第k個(gè)控制體的溫度；T0為環(huán)境溫度。

由質(zhì)量守恒和能量守恒方程可以得出氣化爐內(nèi)氣體溫度和氣體成分[10]。

2.2 四沖程內(nèi)燃機(jī)

為建立內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)角與氣缸內(nèi)壓力溫度的關(guān)系，根據(jù)曲軸半徑R、連桿長度L、氣缸孔徑B及與氣缸體積V的關(guān)系得出[11?12]：

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程和質(zhì)量守恒方程可得缸內(nèi)壓力P與轉(zhuǎn)角θ的關(guān)系：

生物質(zhì)氣化后生成的合成氣噴入氣缸內(nèi)燃燒，生成高溫高壓氣體推動(dòng)活塞做功，同時(shí)部分熱量通過氣缸壁以對(duì)流換熱的方式散失到環(huán)境中：

聯(lián)立求解式(1)~(3)可得出內(nèi)燃機(jī)缸內(nèi)參數(shù)隨轉(zhuǎn)角變化的數(shù)值。

內(nèi)燃機(jī)整體的能量守恒方程為

式中：Qcomb為燃料放熱量，Qexhaust為內(nèi)燃機(jī)排氣熱量，PICE為內(nèi)燃機(jī)做功，Qloss為不可回收熱損失。

2.3 單效溴化鋰–水吸收式制冷

本文采用單效溴化鋰–水吸收式制冷來回收余熱。其主要部件包括發(fā)生器、蒸發(fā)器、冷凝器、吸收器及溶液換熱器，如圖1 所示。吸收劑是溴化鋰，制冷劑是水。根據(jù)能量守恒和質(zhì)量守恒，可以列出各個(gè)部件的方程[13]。

發(fā)生器的質(zhì)量守恒方程為

能量守恒方程為

蒸發(fā)器的質(zhì)量守恒方程為

能量守恒方程為

吸收式制冷效能系數(shù)(coefficient of performance，COP)COP為制冷量Qe與吸熱量Qg的比值：

2.4 系統(tǒng)性能模型

系統(tǒng)的冷負(fù)荷Qcooling為蒸發(fā)器傳熱量Qe：

系統(tǒng)的熱負(fù)荷Qheating為提供的熱水的熱量，給水的入口溫度為25 ℃，出口水溫為60 ℃：

CCHP 系統(tǒng)的電效率 ηel為

式中：PICE為內(nèi)燃機(jī)功率；m˙biomass為生物質(zhì)燃料流量，kg/s；Hlow,bio為生物質(zhì)低位發(fā)熱量，J/kg。

整體效率ηCCHP為

對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)性分析時(shí)，凈現(xiàn)值（net present value，NPV）VNP為

式中：C0為初投資，r為利率，Ck為年收入，n為服務(wù)年限。

當(dāng)凈現(xiàn)值為零時(shí)，對(duì)應(yīng)的時(shí)間為投資回收期。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 數(shù)學(xué)模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，將本文各部件的計(jì)算結(jié)果和其他實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，如表1 所示，模型計(jì)算和對(duì)比文獻(xiàn)吻合良好，可以用來進(jìn)行系統(tǒng)分析。

表1 數(shù)學(xué)模型的驗(yàn)證

3.2 熱力學(xué)結(jié)果及分析

表2給出了計(jì)算時(shí)的工作參數(shù)和設(shè)計(jì)參數(shù)。

表2 計(jì)算設(shè)定參數(shù)

圖2給出了轉(zhuǎn)速對(duì)內(nèi)燃機(jī)功率、冷卻水系統(tǒng)、尾氣及不可回收部分比例的影響。增加轉(zhuǎn)速減少了完成熱力循環(huán)需要的時(shí)間，使燃?xì)庀驓飧妆趥鳠岬臅r(shí)間減少，因此內(nèi)燃機(jī)冷卻系統(tǒng)的比例下降；同時(shí)增加轉(zhuǎn)速使輸出功率份額和尾氣份額增加。在高轉(zhuǎn)速區(qū)域，由于活塞與氣缸壁的摩擦增加，燃料中轉(zhuǎn)化為輸出功的份額減少，不可回收損失增加?？傮w而言，內(nèi)燃機(jī)熱效率可達(dá)到37%。

圖2 轉(zhuǎn)速對(duì)內(nèi)燃機(jī)能量分配的影響

圖3給出了轉(zhuǎn)速對(duì)系統(tǒng)冷熱電輸出的影響，圖4 給出了轉(zhuǎn)速對(duì)系統(tǒng)電效率和整體效率的影響。提高轉(zhuǎn)速相當(dāng)于增加了燃料流量，冷熱電輸出都得到提高，在轉(zhuǎn)速為4 000 r/min 時(shí)，整體電效率最高，為21%。由于采用了余熱利用系統(tǒng)，盡管內(nèi)燃機(jī)的冷卻系統(tǒng)和尾氣排放份額變化趨勢不同，但總體的冷熱電效率為47%~48%。

圖3 轉(zhuǎn)速對(duì)CCHP 輸出的影響

壓縮比的提高可以增大內(nèi)燃機(jī)熱效率。本文對(duì)轉(zhuǎn)速為4 000 r/min，壓縮比在8~12 變動(dòng)時(shí)的內(nèi)燃機(jī)性能進(jìn)行了計(jì)算。圖5 給出了壓縮比對(duì)內(nèi)燃機(jī)內(nèi)能量分配的影響，圖6 給出了壓縮比對(duì)系統(tǒng)效率的影響。壓縮比從8 提高到12 后，內(nèi)燃機(jī)熱效率從35.97%提高到37.51%，CCHP 系統(tǒng)電效率提高1%，達(dá)到22%，整體的冷熱電效率幾乎不變。

圖6 壓縮比對(duì)CCHP 效率的影響

表3給出了制冷單元中的吸收器(a)，冷凝器(c)，蒸發(fā)器(e)，發(fā)生器(g)，溶液換熱器(she)的傳熱率數(shù)值，N=4 000 r/min，壓縮比為10。計(jì)算結(jié)果表明，當(dāng)Tg=85 ℃并且Ta=35 ℃時(shí)，單效吸收式制冷的COP 為77.17%。

表3 制冷單元計(jì)算結(jié)果

圖7給出了發(fā)生器和吸收器工作溫度溫度對(duì)COP 的影響。當(dāng)Tg=90 ℃ 并且Ta=30 ℃時(shí)，最大制冷量可達(dá)251 kW，COP 可達(dá)81.13%，CCHP 效率從47.77%提高到48.36%。當(dāng)Tg降低到80 ℃并且Ta升高到40 ℃，COP 急劇降低到51%。同時(shí)，當(dāng)發(fā)生器溫度較低時(shí)，COP 隨著吸收器工作溫度升高而降低的程度更劇烈。Ta同樣從30 ℃升高到40 ℃，COP 在Tg=90 ℃時(shí)僅降低6%，而在Tg=80 ℃降低了28%。

圖7 發(fā)生器和吸收器工作溫度對(duì)制冷量的影響

3.3 經(jīng)濟(jì)性分析

在熱力學(xué)分析基礎(chǔ)之上，采用NPV 方法對(duì)CCHP 系統(tǒng)進(jìn)行經(jīng)濟(jì)性分析，每千瓦參數(shù)設(shè)定如表4[5]。

表4 經(jīng)濟(jì)性分析參數(shù)設(shè)定

圖8給出了經(jīng)濟(jì)性分析的關(guān)鍵指標(biāo)投資回收期與轉(zhuǎn)速的關(guān)系。轉(zhuǎn)速增加或者負(fù)荷增大后，系統(tǒng)輸出功率增大，整體收入增加，轉(zhuǎn)速大于3 000 r/min后，投資回收期小于5 a；轉(zhuǎn)速大于4 000 r/min后，投資回收期的減小程度較小，介于2~3 a。

圖8 轉(zhuǎn)速對(duì)CCHP 投資回收期的影響

4 結(jié)論

本文對(duì)一個(gè)基于生物質(zhì)氣化的內(nèi)燃機(jī)-吸收式制冷CCHP 系統(tǒng)進(jìn)行了熱力學(xué)和經(jīng)濟(jì)性研究，分析了一些參數(shù)對(duì)整體性能的影響。主要結(jié)論如下：

1)內(nèi)燃機(jī)轉(zhuǎn)速增大提高了其輸出功率和熱效率，冷卻系統(tǒng)所占燃料份額下降，尾氣所占份額提高，最終導(dǎo)致CCHP 系統(tǒng)電效率提升2%，整體冷熱電效率為47%左右。

2)增大內(nèi)燃機(jī)的壓縮比使其熱效率提高1%左右，CCHP 系統(tǒng)電效率增大1%，整體冷熱電效率幾乎不變。

3)提高吸收式制冷發(fā)生器工作溫度或降低蒸發(fā)器溫度可以提高制冷量和COP，本文中，當(dāng)其溫度高于85 ℃時(shí)，COP 大于0.77。

4)整體而言，本文的內(nèi)燃機(jī)熱效率可達(dá)37%，CCHP 電效率為22%，冷熱電效率可達(dá)48%，投資回收期為3~4 a。

影響整體電效率的原因可能在于生物質(zhì)氣化后的高溫燃?xì)庠谇鍧嵑屠鋮s過程中損失能量較多，限于篇幅本文沒有討論。下一步研究可在此環(huán)節(jié)加裝換熱器或其他熱機(jī)來獲取熱量或做功，提高整體系統(tǒng)的電效率、總效率及經(jīng)濟(jì)性。