生物質原料分布式氣化多聯供系統性能研究

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合實驗室，浙江 杭州 311100；2.浙江浙能技術研究院有限公司，浙江 杭州 311100；3.上海交通大學機械與動力工程學院，上海 200240；4.浙江浙能嘉華發電有限公司，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、商業設施發展樓宇型燃氣分布式系統[3]。

以往冷熱電聯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供系統在工業中的實際應用，任洪波等[5]以“電熱互動”模式評估了天然氣分布式熱電聯動系統對環境效益性能。而氣化爐可以將粗處理后的生物質原料處理為合成氣，進一步降低了對環境的污染和化石能源的消耗。冷熱電聯供耦合氣化爐系統節能減排效果顯著，具有較高的經濟效益和推廣價值。本文以合成氣作為燃料，研究了生物質原料分布式氣化冷熱電聯供耦合氣化爐系統的工作原理，以及發電、制冷和采暖等理論性能指標，對于分布式生物質能源處理具有一定的參考意義和價值。

1 生物質原料氣化多聯供系統

生物質原料氣化冷熱電聯供耦合氣化爐系統由氣化爐子系統、內燃機子系統和溴化鋰機組子系統組成。原理如圖1所示。

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

在氣化爐子系統和內燃機子系統中，連接料斗的制粒機將原料制成顆粒燃料，通過轉子流量計記錄其流量后進入氣化爐內；顆粒燃料與送風機吹入的空氣發生熱解氣化反應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燃機進行燃燒；內燃機燃燒過程中產生缸套水和高溫煙氣，發電機與內燃機相連并產生電能。

內燃機產生的高溫煙氣進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，同時內燃機產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。溴化鋰機組由發生器、吸收器、蒸發器和冷凝器等部件組成，內燃機產生的煙氣余熱作為熱源，驅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，基于熱平衡和化學平衡模型，做出以下假設：

1）原料中的N、S 元素含量較少，計算時可以忽略不計；

2）爐內反應達到熱平衡和化學平衡；

3）送風機送入空氣中的氧氣全部參與反應，其余成分不參與反應。

生物質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分別表示生物質原料分子中各元素的原子個數；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（biomass）、H2O、O2、N2、i的生成熱，J/mol；Hvap為水汽化潛熱，J/mol；cp為各物質的比熱容，J/(mol?K)；Tr為反應溫度，K。

元素平衡方程式為：

氣化過程的當量比EER的定義為

反應物與生成物的可逆反應及其平衡常數分別為[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。

生物質原料成分分析及低位熱值見表1[9]。

表1 生物質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 內燃機模型

以氣化爐中合成氣作為燃料，建立內燃機數學模型[10]。

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

內燃機的煙氣溫度為

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，取氧氣過量系數為1.15。

煙氣的焓值與CO2、H2O、N2及過量O2等成分的相關系數和煙氣溫度有關，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系數。

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、低壓發生器、蒸發器、高壓發生器、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、蒸發器、高壓冷凝器、吸收器的質量流量，kg/s；Tlcin、Tlcout、Tein、Teout、Thcin、Thcout、Tain、Taout分別為各部件的進出口溫度，K；m4為低壓發生器流向溶液換熱器1 的流量，m/s；m7為低壓發生器流向低壓冷凝器的流量，m/s；m13為溶液換熱器2 流向高壓發生器的流量，m/s；m14為高壓發生器流向溶液換熱器2 的流量，m/s；m16為溶液換熱器2 流向低壓發生器的流量，m/s；m17為高壓發生器流向高壓冷凝器的流量，m/s；m20為低壓發生器流向溶液換熱器1 的流量，m/s；h4、h7、h13、h14、h16、h17和h20分別為各狀態點對應的焓值，kJ/kg。

2.4 換熱器模型

高溫煙氣和缸套水分別通過換熱器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 系統性能指標

本文從能耗性、環保性和經濟性等3 個角度對系統進行運行性能評估，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分別為生物質原料和電量的CO2當量率。

3 結果與討論

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

3.1 誤差分析

氣化爐模型的運行參數與參考文獻[8]設置為一致：生物質原料設為木塊，氣化溫度為800 ℃，水分為20%。圖2 對5 種合成氣成分體積分數進行了比較，其中H2、CO 和CO2等體積分數都較為接近，且除H2外，其余氣體體積分數均低于文獻值，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體積分數值很低，雖然模擬數據氣體成分的體積分數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

在內燃機和氣化爐模型聯合運行過程中，參考文獻[6]的生物質原料設為紅木，內燃機發電量、生物質原料成分分析和氣化當量比等參數與參考文獻[6]設置相同。圖3 為內燃機和氣化爐聯合運行誤差分析。由圖3 可見，模擬數據與參考文獻[6]數據的誤差在10%以內。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]中的數值，同時為達到相同的發電量，本研究的生物質消耗量稍高于參考文獻[6]中的數值。

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

3.2 空氣當量比對合成氣和反應溫度的影響

空氣當量比EER對低位熱值和反應溫度的影響如圖4所示。

圖4 EER 對低位熱值和反應溫度的影響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，反應中O2體積分數也隨之增加，促進了氧化反應，因此反應溫度Tr由732 K 升至1 204 K；當EER逐漸增加時，合成氣中N2體積分數逐步增加，H2和CO 等可燃氣體體積分數先增加后逐步降低，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，且N2是合成氣中體積分數最高的氣體，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，其體積分數超過了50%；合成氣中CH4的體積分數逐漸下降。這一方面是由于式(7)所示反應為吸熱反應，隨著反應溫度Tr的升高，平衡常數K1降低，使得化學反應左移；另一方面N2體積分數增加也使得CH4的體積分數逐漸下降，在EER=0.4 時其體積分數降至0 左右。

3.3 發電量對制冷量和制熱量的影響

合成氣在內燃機中燃燒產生電量的同時，并生成高溫煙氣和缸套水等可利用的余熱。相對于余熱而言電能為高品位能源，因此本文以“額定發電量”為運行目標，分析發電量對生物質原料消耗量、制熱量和制冷量的影響。

發電量對余熱和發電效率的影響如圖5所示。

圖5 發電量對余熱和發電效率的影響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，內燃機發電量為2 kW 時發電效率僅為6%，隨著發電量增加至12 kW 時，發電效率也增加至17.6%。內燃機較低的發電效率導致缸套水余熱和煙氣余熱均大于發電量，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，作為驅動溴化鋰機組的熱源，煙氣在經過溴化鋰機組和換熱器1 后，部分熱量排入環境中，隨著發電量逐漸增加，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原料消耗量的影響如圖6所示。

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

由圖6 可見，由于內燃機的發電量和余熱均增加，生物質的消耗量由7.51 kg/h 增至15.6 kg/h，但是系統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 發電量對系統性能指標的影響

圖7 表示內燃機發電量對系統3 個運行指標的影響。由圖7 可見，隨著發電量的增加，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，建議系統內燃機以12 kW 的發電負荷運行，可達到良好的能源經濟性和環保性。

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

圖8 為發電量為12 kW 時系統能源效率分析。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，導致內燃機的氣化效率較低，內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燃機中，34%的煙氣余熱被排放到環境中，后期可考慮通過提高合成氣低位熱值以提高內燃機發電效率，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的一次能源利用率。

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

4 結論

1）本文基于熱平衡和化學平衡的原理對氣化爐模型、內燃機模型和溴化鋰模型進行了聯合運行仿真計算，氣化爐空氣當量比從0.1 增至0.5 時，反應溫度從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）當內燃機發電量從增加2 kW 增至12 kW 時，生物質原料的消耗量由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）隨著內燃機發電量的增加，系統的一次能源利用率、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%。