葛 藝 宋鑫華 朱萬超 韓吉田

(1山東大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 濟(jì)南 250061)(2青島西海岸新區(qū)市政公用事業(yè)發(fā)展中心, 青島 266400)

冷熱電聯(lián)供(CCHP)系統(tǒng)依據(jù)“能量梯級利用”的原則,可同時(shí)向用戶提供冷、熱、電或其他產(chǎn)品,可有效提高系統(tǒng)的一次能源利用率和減少環(huán)境污染[1-2].作為冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的原動(dòng)機(jī)之一,內(nèi)燃機(jī)(ICE)因其成熟的技術(shù)、良好的變工況性能和啟停靈活等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用在中小規(guī)模冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)中.內(nèi)燃機(jī)余熱包括2部分,一部分是溫度在300～600 ℃的尾氣中溫排煙余熱,另一部分是溫度在80～120 ℃的低溫缸套水余熱[3].吸收式制冷機(jī)是一類常用的內(nèi)燃機(jī)尾氣余熱回收設(shè)備[4-7],可有效提高系統(tǒng)的能效.然而驅(qū)動(dòng)吸收式制冷機(jī)的煙氣溫度只需在100～200 ℃即可,而高于200 ℃的高品位發(fā)動(dòng)機(jī)余熱沒有被有效利用,從而導(dǎo)致較大的不可逆損失,因此充分利用發(fā)動(dòng)機(jī)的該部分高品位余熱是提高其能效的重要方法之一[8].

基于正逆循環(huán)耦合的功冷聯(lián)供系統(tǒng)是一種解決大溫差傳熱不可逆損失的有效方式.Sui等[9]提出了一種高效回收內(nèi)燃機(jī)余熱的分布式供能系統(tǒng),利用朗肯循環(huán)/吸收式制冷的功冷聯(lián)供系統(tǒng)回收煙氣的余熱,并通過第二類熱泵回收缸套水的余熱,該系統(tǒng)的一次能源節(jié)約率相比于直接通過吸收式制冷機(jī)和余熱鍋爐依次回收內(nèi)燃機(jī)余熱的系統(tǒng)提高了3.9%.殷紀(jì)強(qiáng)等[10]在Goswami循環(huán)的基礎(chǔ)上,提出了一種利用低溫余熱驅(qū)動(dòng)的氨吸收式動(dòng)力/噴射式制冷聯(lián)合循環(huán),有效提高了系統(tǒng)的制冷量,系統(tǒng)效率達(dá)到了19.05%.然而,目前的功冷聯(lián)供系統(tǒng)存在設(shè)備體積和占地面積較大等不足,且需要額外增加儲(chǔ)能設(shè)備來調(diào)節(jié)輸出.目前另一種余熱利用方式是將煙氣的熱能轉(zhuǎn)化為化學(xué)能,其中滿足該溫度范圍的主要有甲醇裂解制氫和甲醇重整制氫等方法,可將煙氣的高溫余熱轉(zhuǎn)化為可清潔利用的有效載體——?dú)錃鈁11].Hong等[12]和方娟等[13]通過太陽熱驅(qū)動(dòng)甲醇裂解反應(yīng)生成合成氣,進(jìn)入燃?xì)廨啓C(jī)(GT)燃燒后煙氣余熱被熱回收裝置回收,可高效利用中溫太陽熱能和甲醇的化學(xué)能.Wang等[14]利用槽式太陽能的熱量驅(qū)動(dòng)甲醇重整反應(yīng)生產(chǎn)氫氣,并與磷酸燃料電池、吸收式制冷機(jī)耦合,通過冬夏兩季的性能計(jì)算證實(shí)可有效應(yīng)用再生能源和提升系統(tǒng)的能效.此外,為了提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性,劉泰秀等[15]將太陽能熱化學(xué)與化學(xué)回?zé)徇^程相聯(lián)合,將生成氣送入內(nèi)燃機(jī)發(fā)電,提出了將太陽能熱化學(xué)與化學(xué)回?zé)崧?lián)合的冷熱電系統(tǒng),明顯提高了低輻射太陽能的有效利用和冷熱電系統(tǒng)的年發(fā)電效率.

為了有效梯級利用內(nèi)燃機(jī)余熱,本文提出一種新型冷熱電聯(lián)供系統(tǒng),該新系統(tǒng)通過甲醇重整反應(yīng)和溴化鋰吸收式制冷機(jī)依次回收內(nèi)燃機(jī)煙氣余熱,產(chǎn)生的氫氣可根據(jù)用戶負(fù)荷變化被儲(chǔ)存或送入質(zhì)子交換膜燃料電池(PEMFC)發(fā)電,該過程中產(chǎn)生的熱量也被梯級回收供熱.通過包括系統(tǒng)能效、效率、經(jīng)濟(jì)和環(huán)境的4E性能指標(biāo)對系統(tǒng)進(jìn)行綜合性能評價(jià),可為新型冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和運(yùn)行管理提供參考.

1 系統(tǒng)描述

本文提出的新型冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)如圖1所示.其中，數(shù)字(1～21)和字母(a～n、im、i2、h2、cin和cout)代表系統(tǒng)中的節(jié)點(diǎn).系統(tǒng)主要包括內(nèi)燃機(jī)子系統(tǒng)、甲醇重整子系統(tǒng)、PEMFC子系統(tǒng)和單效吸收式制冷機(jī).內(nèi)燃機(jī)出口的排氣首先進(jìn)入反應(yīng)器驅(qū)動(dòng)甲醇重整反應(yīng),出口處的煙氣再進(jìn)入吸收式制冷機(jī)(ACH)的發(fā)生器驅(qū)動(dòng)制冷.甲醇和水混合溶液首先在換熱器1中被內(nèi)燃機(jī)缸套水加熱,然后進(jìn)入預(yù)熱器中被生成的重整氣預(yù)熱,之后進(jìn)入反應(yīng)器發(fā)生甲醇重整反應(yīng),生成的重整氣(包括CO2、H2、CO及未反應(yīng)的甲醇和水)經(jīng)過預(yù)熱器換熱后送入氣液分離器,氣體從f口排出,經(jīng)變壓吸附裝置(PSA)處理后獲得純氫氣體,送入儲(chǔ)氫罐儲(chǔ)存,儲(chǔ)氫罐的氫氣可以送入PEMFC與被空氣壓縮機(jī)(AC)壓縮后的空氣反應(yīng)發(fā)電,并放出熱量.另一方面,被煙氣驅(qū)動(dòng)的單效溴化鋰吸收式制冷機(jī)通過冷媒水帶出冷量,其中一部分冷媒水提供冷量給氣液分離器.冷卻水依次經(jīng)過吸收器和冷凝器吸收熱量,然后進(jìn)入換熱器3和換熱器2回收PEMFC和內(nèi)燃機(jī)缸套水熱量.經(jīng)過梯級回收的冷卻水達(dá)到地暖供暖溫度供給用戶熱負(fù)荷,供暖后冷卻水的回水溫度設(shè)定為35 ℃[16].

圖1 新型冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)

2 系統(tǒng)建模與評價(jià)

2.1 系統(tǒng)模型假設(shè)

為了便于建立聯(lián)供系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型做以下假設(shè)[17-18]:① 系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài),化學(xué)反應(yīng)處于平衡狀態(tài),忽略動(dòng)能和勢能變化,且忽略管道及部件的壓力損失;② 空氣視為理想氣體,由體積分?jǐn)?shù)79%的N2和21%的O2組成,天然氣的組分為摩爾分?jǐn)?shù)91.46%的CH4、4%的C2H4、4.45%的C2H6和0.09%的N2;③ 忽略系統(tǒng)與外部環(huán)境間的換熱損失及各換熱設(shè)備間的換熱損失;④ 燃料電池內(nèi)部工作溫度和壓力相同;⑤ 工作溫度和壓力分別為298.15 K和101.325 kPa.

2.2 各組件模型

2.2.1 內(nèi)燃機(jī)模型

以天然氣為燃料,內(nèi)燃機(jī)的輸出功率和效率分別為

(1)

(2)

內(nèi)燃機(jī)的回收熱包括煙氣和缸套水余熱,其計(jì)算公式為

Qexh=mexh(hexh,in-hexh,out)

(3)

Qjw=ηjwQng

(4)

式中,Qexh和Qjw為通過煙氣和缸套水回收的熱量;mexh為煙氣質(zhì)量流量;hexh,in和hexh,out為煙氣在某部件進(jìn)口與出口的焓值;ηjw為缸套水熱回收效率[20].

2.2.2 甲醇重整子系統(tǒng)

甲醇-水溶液在反應(yīng)器中發(fā)生甲醇水蒸氣重整反應(yīng)制出重整氣,主要包括如下反應(yīng)[21]:

CH3OH+H2O→3H2+CO2ΔH=49.5 kJ/mol

(5)

CH3OH→2H2+CO ΔH=90.7 kJ/mol

(6)

CO+H2O→H2+CO2ΔH=-41.2 kJ/mol

(7)

式中，式(5)為主反應(yīng)；式(6)和(7)為副反應(yīng),其中副反應(yīng)會(huì)產(chǎn)生CO；ΔH為反應(yīng)焓.為了模擬該化學(xué)反應(yīng),通過Aspen Plus軟件建立了一個(gè)基于最小吉布斯自由能原理的吉布斯反應(yīng)器模型(RGibbs反應(yīng)器模塊)[22].在模擬中，設(shè)定RGibbs反應(yīng)器的重整反應(yīng)溫度和壓力, 在該條件下甲醇與水在反應(yīng)器中發(fā)生重整反應(yīng)而生成重整氣,以反應(yīng)在達(dá)到平衡狀態(tài)時(shí)吉布斯自由能最小為原則計(jì)算平衡參數(shù).

2.2.3 PEMFC子系統(tǒng)

將甲醇重整反應(yīng)子系統(tǒng)制出的氫氣送到PEMFC的陽極作為燃料,氫氣在陽極催化劑的作用下氧化成H+,同時(shí)失去2個(gè)電子,生成的H+通過質(zhì)子交換膜到達(dá)陰極,電子通過外電路向負(fù)載輸出電能后到達(dá)陰極;過量空氣被送入陰極,在陰極催化劑的作用下，O2與到達(dá)陰極的H+和電子結(jié)合發(fā)生電化學(xué)反應(yīng)生成水,并產(chǎn)生熱量.其中，未反應(yīng)的H2從陽極通道排出,空氣中未反應(yīng)的O2、N2和反應(yīng)生成的水從陰極排出.

燃料電池中發(fā)生的電化學(xué)反應(yīng)如下:

陽極 H2→2H++2e+

燃料電池的實(shí)際輸出電壓Vfc等于理想可逆電壓減去各種不可逆損失[18, 23]，即

Vfc=Enerst-ηact-ηohm-ηconc

(8)

式中,Enerst為燃料電池的能斯特電壓;ηact為活化極化過電壓;ηohm為歐姆過電壓;ηconc為濃差極化過電壓.

PEMFC的輸出功率為

Pfc=NcellAcellVfci

(9)

式中,Ncell為PEMFC堆中的電池?cái)?shù)量;Acell為單電池的反應(yīng)面積;i為電流密度.

PEMFC的能量平衡式如下,為了維持工作溫度Tst,反應(yīng)中產(chǎn)生的熱量主要由出口的氣體和冷卻水帶走;其中通過冷卻水部分回收的熱量可以被該系統(tǒng)利用[23]，即

mstcp,stTst=Qtot+Qin-Qout-Pfc-Qcw,fc

(10)

式中,mst、cp,st分別為電堆質(zhì)量和比熱容;Qtot為燃料電池的總熱量;Qin和Qout分別為PEMFC進(jìn)、出口氣體的熱量;Qcw,fc為PEMFC冷卻水的換熱量.

2.2.4 吸收式制冷機(jī)

選用單效溴化鋰吸收式制冷機(jī),以內(nèi)燃機(jī)煙氣為驅(qū)動(dòng)熱源,假設(shè)冷凝器和蒸發(fā)器的出口均為飽和狀態(tài).吸收式制冷機(jī)的模型建立在質(zhì)量平衡和能量平衡的基礎(chǔ)上:

∑min=∑mout

(11)

∑minxin=∑moutxout

(12)

Qhx+∑minhin=∑mouthout

(13)

式中,min和mout為溴化鋰制冷機(jī)中各部件的輸入量和輸出量;xin和xout為各部件進(jìn)、出口的溴化鋰質(zhì)量分?jǐn)?shù);Qhx為各換熱器的換熱量;hin和hout分別為溴化鋰制冷機(jī)各部件進(jìn)、出口的焓值.

2.3 4E評價(jià)指標(biāo)

2.3.1 能效分析

系統(tǒng)凈發(fā)電量為

Pnet=Pice+Pfc-PAC-Ppsa

(14)

式中,PAC、Ppsa分別表示空氣壓縮機(jī)和PSA消耗功率.

根據(jù)供暖規(guī)范,系統(tǒng)提供地暖,供熱量為

Qh=m18cp,cw(T18-308.15)

(15)

式中,m18、T18分別為節(jié)點(diǎn)18的質(zhì)量流量和溫度;cp,cw為冷卻水的定壓比熱容.

系統(tǒng)凈制冷量為

Qe,net=Qe-Qsep

(16)

式中,Qe為通過蒸發(fā)器獲得的冷量;Qsep為提供給氣液分離器的冷量.

該冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)的能效為

(17)

式中,mng、mmeth、Qng,LHV和Qmeth,LHV分別為天然氣和甲醇燃料的質(zhì)量流量和低位熱值.

∑Ex,in+∑Ex,Q=∑Ex,out+P+I

(18)

式中,Ex,in和Ex,out表示各流體進(jìn)、出口流;Ex,Q為某部件吸收的熱量;P為輸出功率；I為該設(shè)備損.

(19)

(20)

式中,Isys為系統(tǒng)的總損;Iq為系統(tǒng)中部件q的損,下標(biāo)q代表系統(tǒng)中不同部件.

(21)

式中,Ex,in,sys為系統(tǒng)輸入的總(包括物理和化學(xué)).

表1 系統(tǒng)中各部件平衡方程

表1 系統(tǒng)中各部件平衡方程

部件方程部件方程內(nèi)燃機(jī)Ex,ng+Ex,air+Ex,21=Ex,1+Ex,19+Pice+Iice儲(chǔ)氫罐Ex,g=Ex,h+Istor換熱器1Ex,19+Ex,a=Ex,20+Ex,b+IHX1空氣壓縮機(jī)Ex,i+PAC=Ex,im+IAC換熱器2Ex,17+Ex,20=Ex,21+Ex,18+IHX2換熱器4Ex,im=Ex,i2+Ex,q4+IHX4預(yù)熱器Ex,b+Ex,d=Ex,c+Ex,e+Ipreh換熱器5Ex,h+Ex,q5=Ex,h2+IHX5反應(yīng)器Ex,1+Ex,c=Ex,2+Ex,d+IreacPEMFCEx,h2+Ex,i2+Ex,k=Ex,j+Pfc+Ifc氣液分離器Ex,e+Ex,1=Ex,m+Ex,n+Ex,f+Isep換熱器3Ex,j+Ex,16=Ex,k+Ex,17+IHX3PSAEx,f+Ppsa=Ex,g+Ipsa吸收器Ex,8+Ex,13+Ex,14=Ex,9+Ex,15+Iabsor發(fā)生器Ex,2+Ex,5=Ex,3+Ex,4+Ex,10+Igen蒸發(fā)器Ex,12+Ex,cin=Ex,cout+Ex,13+Ieva冷凝器Ex,10+Ex,15=Ex,16+Ex,11+Icon溶液熱交換器Ex,4+Ex,7=Ex,5+Ex,6+Ishx節(jié)流閥1Ex,6=Ex,8+Ivalve1節(jié)流閥2Ex,11=Ex,12+Ivalve2溶液泵Ex,9=Ex,7+Ipump

2.3.3 環(huán)境分析

根據(jù)該系統(tǒng)的生成產(chǎn)物以及處理后的排氣分析,系統(tǒng)排氣可以看作只包括CO2和H2O,忽略NOX和CO對環(huán)境的影響,并且將環(huán)境影響通過環(huán)境成本來評價(jià).因此系統(tǒng)只考慮CO2排放對環(huán)境的影響,即計(jì)算CO2排放的懲罰成本,系統(tǒng)的環(huán)境成本可表示為

Cenv=3 600cCO2mCO2

(22)

式中,cCO2為單位CO2懲罰成本,為0.131 4元/kg[17,24];mCO2為CO2質(zhì)量流量.

2.3.4 經(jīng)濟(jì)分析

聯(lián)供系統(tǒng)的總成本包括

Ctot=Cinv+Cfuel+Cenv

(23)

式中,Cinv、Cfuel分別為投資成本、燃料成本.

系統(tǒng)的投資成本包括設(shè)備的成本以及運(yùn)行維護(hù)費(fèi)用,各設(shè)備的成本通過調(diào)查研究列于表2.其中，Zice、ZACH、ZAC、ZHX、Zsep、Zsrm、Zstor和Zfc分別為內(nèi)燃機(jī)、吸收式制冷機(jī)、空氣壓縮機(jī)、換熱器、氣液分離器、甲醇重整裝置、儲(chǔ)氫罐和燃料電池的費(fèi)用;AHX和Asep分別為換熱器和氣液分離器面積;MH2,out為甲醇重整裝置的日產(chǎn)氫質(zhì)量;ir為利率,6%;l為運(yùn)行周期,20 a.

表2 系統(tǒng)中各設(shè)備成本[17,25-29]

其中某設(shè)備的單位時(shí)間投資成本為

(24)

式中,Zq為設(shè)備q的成本;Φ為設(shè)備維護(hù)運(yùn)行系數(shù),取0.06;N為系統(tǒng)年運(yùn)行小時(shí)數(shù),為7 000;CRF為資本回收系數(shù),計(jì)算公式為

(25)

燃料的單位時(shí)間運(yùn)行費(fèi)用計(jì)算如下:

Cfuel=3 600(cngmng+cmethmmeth)

(26)

式中,cng和cmeth分別為天然氣和甲醇的單位流量成本.

3 結(jié)果分析與討論

3.1 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證系統(tǒng)中模型的準(zhǔn)確性,將內(nèi)燃機(jī)模型的模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[25]的數(shù)據(jù)對比列于表3中,PEMFC的模型與文獻(xiàn)[30]數(shù)據(jù)比較并繪于圖2,溴化鋰吸收式制冷機(jī)的模型數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[31]比較列于表4.由表3、表4和圖2可以看出,所建立的系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性較好,可以滿足分析冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)性能的要求.

表3 內(nèi)燃機(jī)模型驗(yàn)證結(jié)果

圖2 PEMFC的伏安特性曲線

表4 溴化鋰吸收式制冷機(jī)模型驗(yàn)證結(jié)果

3.2 設(shè)計(jì)工況分析

系統(tǒng)通過MATLAB和Aspen Plus軟件進(jìn)行建模和模擬.系統(tǒng)模型的求解過程為:首先通過求解內(nèi)燃機(jī)模型確定煙氣排煙溫度和流量后,通過分析煙氣驅(qū)動(dòng)甲醇重整反應(yīng)和溴化鋰吸收式制冷機(jī)得到的參數(shù)來調(diào)節(jié)和確定甲醇和水的流量,從而確定系統(tǒng)的運(yùn)行狀態(tài).表5給出了系統(tǒng)輸入?yún)?shù),表6為系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下的輸出參數(shù),表7為聯(lián)供系統(tǒng)中關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的溫度、壓力和流量.可以看出，系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下冷、熱、電負(fù)荷分別為47.40、235.57和228.89 kW,產(chǎn)氫量為0.425 7 mol/s.聯(lián)供系統(tǒng)的總能效為80.21%,比單純內(nèi)燃機(jī)發(fā)電相的效率增長了42.15%.聯(lián)供系統(tǒng)的效率為41.71%,而在相同輸入?yún)?shù)條件下,以不帶有甲醇重整制氫子系統(tǒng)的內(nèi)燃機(jī)-溴化鋰吸收式制冷機(jī)冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)作為參比系統(tǒng),其效率為40.51%,新聯(lián)供系統(tǒng)的效率相比于參比系統(tǒng)提高了1.2%.因此,增加甲醇重整制氫子系統(tǒng)可以提高整個(gè)聯(lián)供系統(tǒng)的效率,而且通過系統(tǒng)的優(yōu)化可進(jìn)一步提高系統(tǒng)的效率.聯(lián)供系統(tǒng)的總成本為439.43元/h,其中環(huán)境成本僅為13.95元/h,為總成本的3.2%,表明了聯(lián)供系統(tǒng)的環(huán)境友好性.

表5 系統(tǒng)輸入?yún)?shù)

表6 系統(tǒng)輸出參數(shù)

表7 系統(tǒng)中關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)狀態(tài)參數(shù)

圖3 系統(tǒng)關(guān)鍵設(shè)備的損率

3.3 變參數(shù)分析

利用所建立的模型研究了系統(tǒng)參數(shù)變化對其性能的影響.下面分別分析天然氣流率、重整反應(yīng)溫度、甲醇與冷卻水流率和PEMFC的運(yùn)行壓力5個(gè)關(guān)鍵參數(shù)的變化對系統(tǒng)性能的影響.

3.3.1 天然氣流率

圖4給出了天然氣流率對系統(tǒng)性能的影響.從圖4(a)可以看出,隨著天然氣流率的增加,聯(lián)供系統(tǒng)總能效、效率和性能系數(shù)(COP)均有所上升,在圖4(b)中凈輸出功率、供熱量和制冷量均增大,聯(lián)供系統(tǒng)的總成本也增加.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

這是由于隨著天然氣流率的增加,輸入天然氣的能量也增加,內(nèi)燃機(jī)的發(fā)電量和煙氣流量均增大,但甲醇重整制氫工藝吸收的熱量不變,產(chǎn)氫量保持不變, PEMFC的發(fā)電量和散熱量從而保持不變,總輸出功率增加.反應(yīng)器出口煙氣的溫度升高,即驅(qū)動(dòng)發(fā)生器的煙氣進(jìn)口溫度升高,制冷量和冷卻水從吸收器和冷凝器中吸收的熱量因而增加,系統(tǒng)總制冷量和供熱量增加,因此系統(tǒng)總輸出能量增加,內(nèi)燃機(jī)的設(shè)計(jì)發(fā)電效率和吸收式制冷機(jī)的COP也隨著內(nèi)燃機(jī)額定輸出功率的增加而增大,從而提高了系統(tǒng)的總能效.對于效率來說,隨著天然氣流率的增加系統(tǒng)的總輸入也增加,而系統(tǒng)中包括反應(yīng)器、PEMFC在內(nèi)的多數(shù)設(shè)備損率都降低,導(dǎo)致系統(tǒng)總損占輸入的比例降低,因此系統(tǒng)效率提高了.但隨著內(nèi)燃機(jī)發(fā)電量和吸收式制冷機(jī)制冷量的增加,設(shè)備的初投資費(fèi)用和燃料費(fèi)用、環(huán)境懲罰費(fèi)用都增加,從而導(dǎo)致系統(tǒng)的總成本提高.

3.3.2 重整反應(yīng)溫度

圖5給出了反應(yīng)器內(nèi)重整反應(yīng)溫度對系統(tǒng)性能的影響.從圖5(a)可以看出,系統(tǒng)總能效隨著反應(yīng)溫度的升高而降低,COP略有下降,而效率增加.圖5(b)表示隨著反應(yīng)溫度的升高,凈制冷量、供暖量、凈輸出功率均下降,系統(tǒng)的總成本略有降低;甲醇水蒸氣重整反應(yīng)受到影響而產(chǎn)氫量nH2減少.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

這主要是因?yàn)榉磻?yīng)過程中吸收的熱量增加,反應(yīng)器出口的煙氣溫度降低,驅(qū)動(dòng)吸收式制冷機(jī)產(chǎn)生的制冷量減少,冷卻水獲得的熱量同時(shí)減少.對于甲醇重整和PEMFC子系統(tǒng)來說,氣液分離過程需要更多的冷量,而PSA和空氣壓縮機(jī)需要的功減少,同時(shí)PEMFC的發(fā)電量和散熱量減少,最終系統(tǒng)凈制冷量、供暖量和凈輸出功均減少,系統(tǒng)總能效和COP下降;效率受損影響,除預(yù)熱器、換熱器2和PSA外,其他設(shè)備的損均降低,總損也隨之降低,從而提高了效率.由于產(chǎn)氫量減少,系統(tǒng)在甲醇重整裝置和PEMFC上的投資均降低,因此系統(tǒng)總成本略有降低.

3.3.3 甲醇流率

圖6給出了甲醇流率對系統(tǒng)性能的影響.從圖6(a)可以看出,系統(tǒng)的總能效和COP隨著甲醇流率的增加而降低,效率隨著甲醇流率的增加而增加.從圖6(b)可得,隨著甲醇流率的增加,凈輸出功率、供熱量和產(chǎn)氫量均增加,凈制冷量降低,系統(tǒng)總成本增加.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

由于增加甲醇流率需要回收更多煙氣熱量來驅(qū)動(dòng)甲醇重整反應(yīng),導(dǎo)致煙氣出口溫度降低,從而導(dǎo)致制冷子系統(tǒng)的COP下降和制冷量減少.在甲醇重整和PEMFC子系統(tǒng)中,產(chǎn)生了更多的氫氣,進(jìn)入PEMFC后發(fā)電量和熱量增加,提高了系統(tǒng)凈功率輸出和供熱量.然而輸出總能增多,輸入能量也增多,最終系統(tǒng)的總能效下降.通過計(jì)算,反應(yīng)器、PEMFC等關(guān)鍵部件的損增加,總損增加,但其增長趨勢小于輸入的增長,導(dǎo)致系統(tǒng)效率提高.同時(shí)甲醇重整裝置和PEMFC等主要設(shè)備投資費(fèi)用增加,聯(lián)供系統(tǒng)的總成本也升高.

3.3.4 冷卻水流率

圖7給出了冷卻水流率對系統(tǒng)性能的影響.從圖7(a)可以看出,系統(tǒng)總能效和效率隨著冷卻水流率的增加而下降,COP略有提高.圖7(b)中供熱量減少,制冷量增加,凈輸出功率不變,系統(tǒng)的總成本幾乎維持不變.通過增大冷卻水流率,提高了COP,制冷量增加,供熱量受流率和溫差的同時(shí)影響而減少,因此系統(tǒng)總能效下降.換熱器的換熱溫差受冷卻水流率影響,損增加,系統(tǒng)總損增加,致使效率略有下降.但冷卻水流率的變化沒有影響內(nèi)燃機(jī)和甲醇重整和PEMFC子系統(tǒng)的運(yùn)行,因此凈輸出功率不變,同時(shí)系統(tǒng)中各設(shè)備投資及運(yùn)行費(fèi)用未受影響,系統(tǒng)總成本幾乎不變.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

3.3.5 PEMFC工作壓力

圖8給出了PEMFC工作壓力對系統(tǒng)性能的影響.從圖8(a)可以看出,隨著PEMFC工作壓力的升高,系統(tǒng)總能效下降、效率上升和COP保持不變.在圖8(b)中,供熱量和凈輸出功率減小,制冷量不變,系統(tǒng)總成本增加.這是由于PEMFC受工作壓力影響,發(fā)電量增加而散熱量減少,同時(shí)施加在空壓機(jī)的功率增加,系統(tǒng)總供熱量和凈輸出功減少,輸出總能減少,系統(tǒng)總能效降低.PEMFC的電化學(xué)反應(yīng)受工作壓力影響,損隨工作壓力的升高而減小,從而總損減少,系統(tǒng)效率升高;PEMFC及相應(yīng)設(shè)備的規(guī)模受影響,投資增加,系統(tǒng)總成本提高.

(a)對系統(tǒng)能效、效率及COP的影響

4 結(jié)論

1)本文提出的耦合甲醇重整制氫的冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)在設(shè)計(jì)工況下可產(chǎn)生47.40、235.57、228.89 kW的冷、熱、電負(fù)荷和0.425 7 mol/s的氫氣,系統(tǒng)的總能效為80.21%,與單一內(nèi)燃機(jī)相比,系統(tǒng)的總能效提高了41.25%.

3)增加天然氣流率或減少冷卻水流率可同時(shí)提高系統(tǒng)的能效和效率,提高重整反應(yīng)溫度、甲醇流率和PEMFC的工作壓力可提高系統(tǒng)的效率,但會(huì)降低系統(tǒng)能效.應(yīng)根據(jù)用戶需求合理賦予目標(biāo)權(quán)重,從而確定合適的工作條件.

4)在設(shè)計(jì)工況下聯(lián)供系統(tǒng)的總成本為439.43元/h,其中環(huán)境成本僅為13.95元/h,為總成本的3.2%,表明了聯(lián)供系統(tǒng)的環(huán)境友好性;提高重整反應(yīng)溫度、降低天然氣與甲醇流率和PEMFC工作壓力可減少系統(tǒng)總成本,而冷卻水流率變化對系統(tǒng)成本幾乎沒有影響.