肖 罡 張 斌 李時春 嚴惠軍 楊欽文

1.湖南科技大學機電工程學院,湘潭,411201

2.湖南科技大學難加工材料高效精密加工湖南省重點實驗室,湘潭,411201

3.湖南大學機械與運載工程學院,長沙,410082

0 引言

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

供熱有效性與重整器性能息息相關,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之間的有效換熱面積,二是減少載熱介質的熱量流失。管式重整器常采用套管式結構,催化床由催化劑顆粒填充形成,以高溫氣體為熱源補熱,因高熱阻和有效換熱面積小易形成溫度錐形“冷點”[6],導致會降低催化床催化效率[7]?？紤]增大有效換熱面積,尤永康[8]設計了內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、反應性能上都有很明顯的提高;GURAU等[9]設計了由催化劑管束填充組成的催化床,外圍采用四個圓弧燃燒通道供熱的重整器單體,在設計工況下可以產生滿足200 W高溫燃料電池操作的氫氣。同時考慮減少環(huán)境熱量流失,WU等[10]在多管環(huán)形薄膜重整器中采用內管回流方式,將提純后的產物氣體進行燃燒,以實現(xiàn)持續(xù)制氫的熱量供給,重整器啟動后不需要外部熱量輸入,但氣體燃燒極易在內部形成局部高溫區(qū)[11];NEHE等[12]提出使用電加熱棒實現(xiàn)內部加熱,與外部加熱相比,內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)熱體結構多樣等優(yōu)點,在化工反應器中具有較好的應用前景[13]。張家盛等[14]采用電磁加熱毫米級鐵絲作為內熱源,在微型管式重整器實驗中發(fā)現(xiàn),此方式具有較好的快速升溫啟動性能。采用電加熱棒以及鐵絲等圓柱型發(fā)熱體實現(xiàn)內部加熱,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計理念,結合管式結構與感應加熱方法,采用仿真與實驗相結合的研究手段,提出一種新型管式重整器結構,利用增壓發(fā)熱片重合度及其角度控制反應氣壓降,并通過系統(tǒng)性能仿真模型和正交試驗,分析關鍵參數(shù)對能量轉換以及重整轉化的影響,通過人工神經(jīng)網(wǎng)絡構建系統(tǒng)性能預測模型,使用遺傳算法(genetic algorithm,GA)進行系統(tǒng)多目標優(yōu)化,實現(xiàn)系統(tǒng)結構和運行參數(shù)的協(xié)同設計,并確定出具有較高能量轉換水平的重整器設計參數(shù)。

1 重整器結構設計

提高重整器有效供熱量的主要目標是能夠充分發(fā)揮催化床催化性能,實現(xiàn)在更少熱量輸入條件下產出更多重整氫氣。隨著流通阻礙壓力的增大,反應氣被壓縮濃度增大,同時在重整器中滯留時間變長,更長反應時間和更大反應物濃度有利于反應正向進行[15],反應原料轉化更充分,在流體壓降控制設計思路下,所提出的一種感應加熱重整器結構如圖1所示,重整器整體呈圓柱型,從內到外依次為增壓發(fā)熱體、催化床、隔熱外壁、感應線圈。重整器系統(tǒng)通過感應線圈形成電磁場,在電磁場環(huán)境下增壓發(fā)熱體產生渦流發(fā)熱,為甲醇水蒸氣在催化床中制氫吸熱反應補熱,增壓發(fā)熱片與導流片配合控制反應氣壓降,參考文獻[6,10,14]確定重整器尺寸量級,其具體設計參數(shù)如表1所示。

表1 重整器系統(tǒng)設計參數(shù)

圖1 重整器結構示意圖

增壓發(fā)熱片與導流片均勻分布于催化床段,兩種片高度相等,彼此平行交錯布置,在構造上形成嚙合狀。感應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,調節(jié)電流值以維持重整器操作溫度,實現(xiàn)熱量平衡。

2 實驗平臺搭建

甲醇水蒸氣重整制氫反應的順利進行需要一定的熱量激活,供熱有效性對重整器系統(tǒng)制氫性能至關重要。本文搭建的實驗平臺如圖2所示,實驗平臺通過直流電源提供電能,采用ZVS轉換器實現(xiàn)DC/AC轉換以形成交變電流,感應線圈產生交變電磁場加熱重整器。為了真實還原重整器中反應氣體的加熱過程,同時規(guī)避潛在的爆炸等安全風險,本文采用與甲醇水蒸氣在流動性方面性能相似且化學性質穩(wěn)定的氬氣作為實驗替代氣體,以完成重整器的實驗測試。依據(jù)表1中設計參數(shù)制作重整器試樣,重整器內填充商業(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所示的有增壓結構)和普通圓柱型發(fā)熱體(圖3b所示的無增壓結構)為催化床供熱,當電源恒定功率為25 W時,通過調節(jié)閥調節(jié)氣體入口流速,測量重整器出口氣體溫度和速度,并與相同參數(shù)下的仿真結果進行對比分析。關鍵實驗器材信息如表2所示。

表2 關鍵實驗器材

圖2 實驗平臺

(a)有增壓結構

3 重整器運行系統(tǒng)仿真環(huán)境搭建

考慮到重整器結構具有圓柱形軸對稱性,在COMSOL Multiphysics 5.6中采用二維軸對稱方式進行運行系統(tǒng)模型1∶1搭建,仿真模型的搭建耦合了濃物質傳遞、流體傳熱、自由和多孔介質流動、磁場以及化學接口,仿真模型的網(wǎng)格劃分結果如圖4所示。其中依據(jù)文獻[14],設定催化床的熱導率為0.454 W/(m·K),孔隙率為35%,參考文獻[9]設定入口水醇比為1。在線圈中通入20 kHz電流,以探針溫度Theat為目標溫度建立反饋,調節(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

感應加熱重整器系統(tǒng)關聯(lián)因素非常復雜,仿真時涉及反應系統(tǒng)中的物質組分分布、氣體流動、熱量平衡以及反應動力學的耦合計算,其控制方程如下。

物質傳遞:

(1)

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

連續(xù)性方程:

(2)

式中,u、v、w為氣體在3個方向上的流速;ρ為氣體的密度。

動量守恒:

(3)

式中,p為氣體壓力;μ為混合氣體的黏度;S為反應氣體的氣流修正項。

熱量平衡:

(4)

Qrea=QSR+QMD+QWGS=-rSRHSR-

rMDHMD-rWGSHWGS

Qheat=EI

式中,cp為反應區(qū)的氣體熱容,J/(kg·K);keq為反應區(qū)的等效熱導率,W/(m·K),此處假設keq等于混合氣體的熱導率;Qrea為甲醇重整制氫反應的吸放熱量,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)反應的能量;r為反應速率;H為反應焓;Qheat為線圈提供的產熱;E為增壓發(fā)熱體感應電動勢的有效值;I為感應電流。

甲醇水蒸氣重整制氫的反應機理十分復雜,目前尚未形成統(tǒng)一的定論,本文反應動力學采用文獻[16]中的三速率模型,具體反應式分別為

(5)

(6)

(7)

為評價重整器系統(tǒng)的性能,定義如下參數(shù):

甲醇轉化率

(8)

增壓發(fā)熱片重合度

(9)

氫氣估算功率

PH2=λH2Rp

(10)

電氫能轉換比

(11)

流動能量損耗

Ppa=ΔpvinA

(12)

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

甲醇轉化率XCH4O用以評價反應原料消耗程度,電氫能轉換比λ用以評價電能至氫能的轉換水平,流動能量損耗Ppa用重整氣克服壓降所做功表示。在初始設計參數(shù)(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s)下,網(wǎng)格數(shù)量對甲醇轉化率和氫氣產率的影響如表3所示,由表可知當網(wǎng)格數(shù)量達到1萬以上時,參數(shù)無顯著改變,網(wǎng)格質量滿足要求。

表3 網(wǎng)格無關性驗證

4 重整器運行性能預測模型構建

人工神經(jīng)網(wǎng)絡建模廣泛應用于工程問題,其中,單隱含層反向傳播(back propagation,BP)神經(jīng)網(wǎng)絡理論上可以擬合任意非線性函數(shù),且在實際應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,建立重整器系統(tǒng)性能的預測模型。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,以電氫能轉換比λ、轉化前后溫差Tdif、流動能量損耗Ppa為輸出層,其建模結構如圖5所示。

圖5 人工神經(jīng)網(wǎng)絡建模結構

在保證反應氣正常流通的條件下,經(jīng)過仿真測試,設定增壓發(fā)熱片角度α上下界分別為75°和105°,構建BP神經(jīng)網(wǎng)絡模型輸入數(shù)據(jù)集如表4所示,以正交試驗的420組數(shù)據(jù)進行性能預測模型的構建(其中重合度通過改變增壓發(fā)熱片高度實現(xiàn)),為了保證模型訓練的隨機性以及驗證、預測能力,基于MATLAB神經(jīng)網(wǎng)絡工具箱,數(shù)據(jù)集隨機分配比例設定為訓練集80%、驗證集10%、測試集10%。

表4 訓練、驗證以及測試的模型輸入數(shù)據(jù)集

根據(jù)經(jīng)驗公式可得

(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,學習函數(shù)、訓練函數(shù)及誤差訓練函數(shù)均使用缺省時的默認函數(shù),反復訓練,直到神經(jīng)網(wǎng)絡模型滿足精度要求。

5 結果與討論

5.1 實驗測試結果分析

兩種發(fā)熱體結構下,重整器入口流速與出口溫度的關系如圖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(有增壓結構)補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(無增壓結構),增壓發(fā)熱體結構增強了重整器對氣體的供熱效果,有利于氣體在重整器內熱量的吸收。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,氣體在重整器內的加熱時間更長,溫度更高,同時增壓發(fā)熱片減小了發(fā)熱體與線圈之間的距離,感應產熱效率更高,重整器供熱效果更好。

圖6 入口流速與出口溫度關系

重整器入口流速與出口速度的關系如圖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(無增壓結構),增壓發(fā)熱體結構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)熱體結構重整器內的壓力更大,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,氣體分子快速擴散,分子動能和內能更大,表現(xiàn)出了稍高的出口流速。

圖7 入口流速與出口流速關系

對比實驗和仿真結果可知,實驗和仿真具有相同的變化趨勢,且整體誤差小于10%,誤差主要來源于測量誤差、重整器試樣制作誤差、因模型忽略了催化劑在電磁場作用下的產熱以及其他誤差,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)熱體增長了氣體流通路徑,增大了流通阻力、換熱面積,延長了氣體流通時間,整體供熱效果增強。不僅如此,通過對比實驗測試與仿真結果可知,兩者數(shù)據(jù)吻合度較高,說明本文構建的重整器系統(tǒng)仿真模型具有較高的準確性,可用于重整器系統(tǒng)性能預測及參數(shù)優(yōu)化研究。

5.2 系統(tǒng)參數(shù)對服役性能的影響分析

依據(jù)初始設計參數(shù)(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s)進行仿真分析,重整器系統(tǒng)反應的仿真結果如圖8所示。反應氣在重整器內流動形成壓降,壓力分布如圖8a所示,重整器內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,在它們對氣流的共同擾動作用下,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,氣體壓力逐漸降低。增壓發(fā)熱片的設計使得反應氣流通路徑增長,由常規(guī)直流式變?yōu)榍€式,增加了流通阻礙并延長了反應時間,更長的反應接觸時間有助于提高甲醇轉化率[19],但同時流通阻礙加劇,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對溫度敏感,是一個強吸熱反應,重整器內的溫度分布如圖8b所示,在感應線圈產生的磁場影響下,增壓發(fā)熱體表面形成渦流,與自身電阻作用產生焦耳熱。作為重整器中唯一的產熱熱源,增壓發(fā)熱體整體呈相對高溫狀態(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)熱體軸向上的產熱密度可認為近似相等,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。隨著重整反應持續(xù)進行,反應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。在徑向上,增壓發(fā)熱片端部離線圈距離最小,在趨膚效應作用下,端部的磁場強度以及產熱密度最大,同時增壓發(fā)熱片端部與催化床換熱充分,在換熱和產熱熱量累積的協(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,同時在出口端擾動換熱與產熱的聯(lián)合作用下,最高溫度位置和溫度值偏離了探點設置。

在催化床中,甲醇水蒸氣進行重整反應產生大量氫氣,氫氣濃度分布如圖8c所示。反應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鍵更易解離,氣體分子更加活躍,在催化劑作用下,反應速率更快,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的不斷進行,生成物氫氣逐漸累積,氫氣濃度整體在軸向上呈上升趨勢。

綜上所述,在徑向上,催化床內反應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、反應速率以及氫氣濃度均呈下降趨勢,在軸向上,反應物吸熱量逐漸減少,催化床溫度呈先下降后上升的變化規(guī)律,與文獻[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)熱體將電磁場能轉換為熱能,可以為催化床中重整制氫反應提供充足的熱量,滿足反應所需的發(fā)生條件。

5.3 重整器系統(tǒng)服役性能預測分析

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

(a)電氫能轉換比訓練情況 (b)電氫能轉換比驗證情況 (c)電氫能轉換比測試情況

綜上所述,所建立的關于重整器電氫能轉換比λ、轉化前后溫差Tdif、流動能量損耗Ppa的預測模型精度符合使用要求,可用于優(yōu)化重整器能量轉換水平。

5.4 重整器系統(tǒng)參數(shù)協(xié)同優(yōu)化設計

5.4.1優(yōu)化目標設定

為獲得較優(yōu)的重整器性能,基于重整器系統(tǒng)性能預測模型對入口流速vin、增壓發(fā)熱片重合度ζ、增壓發(fā)熱片角度α等設計變量進行優(yōu)化。重整器首要目標是將甲醇水蒸氣轉化為氫氣[21],在能量關系中,電能轉換為氫能的轉換水平最為重要,重整器應具有足夠大的電氫能轉換比。其次重整器應具備足夠小的轉化前后溫差,以減少產物熱量流失以及冷卻成本。此外增壓發(fā)熱片使反應氣具有更長反應時間,同時也帶來了更多的流動能量損耗。依據(jù)重要性排序法[22],將三目標排序為電氫能轉換比、轉化前后溫差、流動能量損耗。將電氫能轉換比、轉化前后溫差、流動能量損耗進行歸一化處理,通過權重法[23]分別賦予權重-0.5,0.3,0.2,以電氫能轉換比盡可能大、轉化前后溫差和流動能量損耗盡可能小為優(yōu)化目標,所建立的目標函數(shù)如下:

Y=-0.5Yλ+0.3YTdif+0.2YPpa

(14)

其中,Y為最終構建的綜合性單目標函數(shù),Yλ、YTdif、YPpa分別為重整器電氫能轉換比λ、轉化前后溫差Tdif、流動能量損耗Ppa優(yōu)化目標歸一化處理后的目標值。使用GA算法對目標函數(shù)進行尋優(yōu),迭代過程如圖10所示,迭代步數(shù)達到70以上時目標函數(shù)收斂,優(yōu)化計算得到設計變量取值,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)化結果及服役性能分析

由設計變量優(yōu)化結果(ζ=0.45,α=75°,vin=1.1 m/s)可以看出,與初始設計變量(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。電氫能轉換水平(目標1)由氫能與電能比值確定,在增壓發(fā)熱片增壓和更長流通路徑影響下,反應氣與催化床接觸反應時間增加,同時隨著重合度的增大,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滿足入口段吸熱需求,在共同作用下,重整器的氫能轉換產出增加。同時隨著重合度的增大,增壓發(fā)熱體與感應線圈的距離減小,線圈電能轉換為增壓發(fā)熱體熱量的效率更高,在相同重整轉換產氫的需求下,所需要的線圈電能更少,在產出氫能和電熱能轉換效率提高的協(xié)同作用下,甲醇轉化率、氫氣產率以及電氫能轉換比(目標1)增大,電氫能轉換水平提高。然而在更好的重整轉化制氫效果下,絕大部分原料在更短距離內完成重整制氫轉化,隨著反應氣在重整通道中持續(xù)流通,反應氣重整轉化后被持續(xù)加熱,重整器出口端的產物氣體溫度更高,為減小轉化前后溫差(目標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,反應氣流通的空間減小,在高甲醇水蒸氣供給流速下,重整器內的流動能量損耗也隨著增加,為減小流動能量損耗(目標3),需要適中的供給流速。在三優(yōu)化目標折中權衡下,經(jīng)GA算法全局尋優(yōu),得出適合的設計變量優(yōu)化結果。

為驗證優(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)進行對比分析,定義增長率為

(15)

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

圖11 甲醇轉換率、電氫能轉換比、氫氣產率的提升情況

優(yōu)化后重整器內溫度、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),有利于實際運行中對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),說明反應速率在徑向上更加均勻,在優(yōu)化重合度下反應氣在重整器中的流通空間減小,同時在優(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進行的主要熱源之一,優(yōu)化后因甲醇水蒸氣供給流速增大,線圈功率和轉換后氫氣估算電功率也顯著增大,為綜合評估重整器系統(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,重整器內加熱和換熱效果更好,氫氣產出更多,電氫能轉換水平提高,但反應氣轉化前后溫差、壓降也會顯著增大,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構和運行參數(shù)下,相比于優(yōu)化前(ζ=0,α=90°,vin=0.8 m/s),優(yōu)化后的甲醇轉化率增大22.79%,電氫能轉換比增大34.2%,凈功率增大超過1倍,可實現(xiàn)滿足約736 W的氫氣產出和約460 W的凈功率,相比于無增壓發(fā)熱體結構,優(yōu)化后的電氫能轉換比增大64.17%。

6 結論

本文采用管式結構和感應加熱方法,結合甲醇水蒸氣供給反應時的流體壓降特征及控制理念,設計了一種新型重整器,采用仿真和實驗結合方式,分析了重整器增壓結構和運行參數(shù)的影響規(guī)律,通過性能預測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環(huán)境、提高效率,主要結論如下:

(1)針對兩種發(fā)熱體重整器的加熱實驗結果表明,相較于無增壓發(fā)熱體,重整器內采用增壓發(fā)熱體結構,可有效增強氣體的補熱效果,通過合理的結構參數(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,為反應物提供合理的催化反應溫度梯度環(huán)境以及反應時間,提高重整器制氫性能。

(2)重整器內增壓發(fā)熱體呈相對高溫狀態(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,電氫能轉換比、甲醇轉化率以及氫氣產率顯著增大,同時反應氣轉化前后的溫差及其流動能量損耗增大。

(3)設置電氫能轉換比最大、轉化前后溫差和流動能量損耗最小為系統(tǒng)服役性能綜合優(yōu)化目標,采用反向傳播(BP)神經(jīng)網(wǎng)絡和遺傳算法(GA)進行尋優(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460 W,相較于優(yōu)化前的甲醇轉化率提高了22.79%,相較于無增壓發(fā)熱體結構裝置,優(yōu)化后電氫能轉換比提高了64.17%。