Chłodzenie ogniwa paliwowego typu PAFC z wykorzystaniem układu ORC z mokrymi i suchymi czynnikami obiegowymi

128

AUTOMATYKA W ENERGETYCE

1. Wprowadzenie

Wykorzystywanie węgla do produkcji energii elektrycznej w konwencjonalnych elektrowniach negatywnie wpływa na środowisko naturalne. To negatywne działanie wynika z faktu emisji do atmosfery CO₂, NOx i innych związków, które wy- dzielają się w trakcie spalania tego paliwa. Dodatkowo konwer- sja energii chemicznej zawartej w węglu w energię elektryczną w klasycznych elektrowniach odbywa się przy niezbyt wysokich sprawnościach (rzędu 35–40%), co dodatkowo przyczynia się do wzrostu emisji. Zauważalne w ostatnim czasie zmiany kli- matyczne, będące skutkiem postępującej degradacji środowiska naturalnego, stały się bodźcem do wielokierunkowych działań, do których można zaliczyć poszukiwanie alternatywnych źródeł energii, ograniczanie emisji w istniejących układach, podwyż- szanie sprawności układów generujących energię elektryczną oraz wprowadzanie i rozwijanie nowych wysoko sprawnych instalacji energetycznych. Znalazło to również swoje odzwier- ciedlenie w wielu działaniach podejmowanych na szczeblu mię- dzynarodowym na rzecz ochrony środowiska. Jako przykład można tu podać przyjęcie pakietu energetyczno-klimatyczne- go przez kraje Unii Europejskiej. W akcie tym zapisano cele związane ze zmniejszeniem emisji CO₂, zwiększeniem udziału energii odnawialnej w strukturze źródeł energii pierwotnej oraz zwiększeniem efektywności energetycznej, których osiągnię- cie zakłada się na rok 2020. W świetle tych zapisów Polska do roku 2020 musi zwiększyć udział odnawialnych źródeł energii w strukturze źródeł energii pierwotnej do poziomu 15%.

Według ostatnich danych Głównego Urzędu Statystycznego [1] za rok 2012 w Polsce udział odnawialnych nośników ener- gii w ogólnym pozyskaniu energii pierwotnej wynosił 11,7%.

Zgodnie z tymi samymi danymi, spośród odnawialnych nośni- ków energii wykorzystywanych w Polsce ponad 90% udziału ma energia pochodząca z biomasy.

W sektorze energetycznym wykorzystanie biomasy (zwłasz- cza biomasy stałej) sprowadza się głównie do spalania w kotłach biomasowych (np. fluidalnych) i współspalania w instalacjach węglowych. Alternatywą dla takiego wykorzystania biomasy są instalacje zgazowania paliwa. Zgazowanie biomasy, czyli uzyskanie paliwa gazowego, zwiększa potencjalne możliwości jej wykorzystania. Wyprodukowany w ten sposób gaz można wykorzystać jako paliwo w układach turbin gazowych czy też nawet w układach ogniw paliwowych.

2. Układy zgazowania biomasy, ogniwa paliwowe – podstawowe informacje

Spośród instalacji zgazowania paliw przeważająca większość to instalacje, w których przeprowadzany jest proces zgazowania

Chłodzenie ogniwa paliwowego typu PAFC z wykorzystaniem układu ORC z mokrymi i suchymi czynnikami obiegowymi

Sławomir Wiśniewski

Streszczenie: W niniejszym referacie przedstawione zostały zagadnienia związane z wykorzystaniem energii pochodzącej z chłodzenia ogniwa paliwowego typu PAFC do zasilania ukła- du siłowni ORC (Organic Rankine Cycle). W pracy przyjęto, że w siłowni ORC realizowany jest podkrytyczny obieg Clausiusa- -Rankine’a, a układ ogniwa paliwowego zasilany jest gazem po- chodzącym ze zgazowania biomasy (układ zgazowania bioma- sy nie był analizowany). W analizie efektywności pracy układu ORC uwzględniono między innymi następujące czynniki obie- gowe z grupy tak zwanych czynników suchych: pentan, R236fa oraz z grupy czynników mokrych: metanol, etanol. W układzie ORC z suchym czynnikiem obiegowym zastosowano wewnętrz- ną regenerację ciepła, a para doprowadzana do turbiny ukła- du ORC jest parą nasyconą suchą. W układzie ORC z mokrym czynnikiem obiegowym zastosowano przegrzew pary dopro- wadzanej do turbiny tak, aby minimalny stopień suchości pary na wypływie z turbiny przy izentropowym rozprężaniu wyno- sił x = 0,95. Dla obu grup czynników obiegowych przyjęto tem- peraturę skraplania wynoszącą 30°C. Przeprowadzona anali- za wykazała, że dla przyjętych założeń najkorzystniej wypadł układ ORC z suchym czynnikiem obiegowym z zastosowaniem wewnętrznej regeneracji ciepła. Układ ORC wykorzystujący ciepło chłodzenia ogniwa paliwowego pozwala na osiągnięcie 27% wzrostu mocy całego układu.

Słowa kluczowe: siłownia ORC, czynniki obiegowe, ogniwo paliwowe PAFC

Abstract: In this paper are presented issues associated with the use of energy from cooling the fuel cell of the type PAFC to supply the gym ORC (Organic Rankine Cycle). In this work it is assumed that in the gym ORC is implemented subcritical flow Clausiusa-Rankine'a, A fuel cell system is powered by a gas- source from gasification of biomass (biomass gasification sys- tem was not evaluated).

reklama

AUTOMATYKA W ENERGETYCE

paliw konwencjonalnych, takich jak ropa naftowa i węgiel [2].

Wymogi środowiskowe i rozwój technologii zgazowania paliw spowodowały większe zainteresowanie instalacjami zgazowy- wania biomasy. Wiele firm działających w tym obszarze oferuje już komercyjne instalacje zgazowania biomasy [3].

Instalacje zgazowania biomasy (i innych paliw) można po- dzielić w zależności od czynnika zgazowującego na reaktory, w których czynnikiem zgazowującym jest powietrze, tlen lub para wodna. Kolejnym kryterium podziału jest ciśnienie pa- nujące w reaktorze. Ze względu na ten parametr instalacje zga- zowania dzielimy na atmosferyczne i ciśnieniowe. Instalacje zgazowania dzielimy również ze względu na rodzaj konstrukcji generatora. Ze względu na to kryterium gazogeneratory dzie- limy na te, w których zgazowanie zachodzi w złożach stałych (nieruchomych lub przesuwnych), w złożach fluidalnych oraz złożach strumieniowych [2, 4, 5].

Skład gazu będącego wynikiem zgazowania biomasy jest za- leżny od rodzaju czynnika zgazowującego, konstrukcji reaktora i parametrów procesu (temperatura zgazowania). W instalacji pracującej według technologii Blauner Turm [2] powstający gaz w ponad 50% zawiera wodór, 12% to CO, 6% CH₄, 25% CO₂. Ciągłe doskonalenie instalacji zgazowania biomasy oraz popra- wa skuteczności układów oczyszczania gazu przyczyniają się do coraz większego zainteresowania tymi instalacjami.

Zastosowanie czynnika zgazowującego w postaci pary wod- nej wpływa na wysoką zawartość wodoru w produktach zga- zowania biomasy. To sprawia, że gaz o dużej zawartości wodo- ru można wykorzystać do zasilania ogniwa paliwowego typu PAFC. Krótką charakterystykę ogniw paliwowych przedstawio- no poniżej.

Zasada działania ogniwa paliwowego polega na wytworzeniu różnicy potencjałów (napięcia) pomiędzy anodą i katodą, któ- re rozdzielone są odpowiednim materiałem – elektrolitem. Ze względu na rodzaj zastosowanego elektrolitu ogniwa dzielimy na [5, 6, 7]:

lzogniwa alkaiczne (AFC); zastosowany elektrolit to roztwór KOH;

lzogniwa z polimerową membraną (PEFC); elementem trans- portującym protony jest polimerowa membrana (np. poli- mery fluorowo-węglowe z dołączoną sulfonową grupą kwa- sową);

lzogniwa fosforowe (PAFC); elektrolitem w tym przypadku jest kwas fosforowy o dużym stężeniu;

lzogniwa węglanowe (MCFC); elektrolitem jest stopiona mie- szanina węglanu litu i sodu (Li₂CO₃/Na₂CO₃) lub litu i potasu (Li₂CO₃/K₂CO₃);

lzogniwa tlenkowe (SOFC); elektrolitem jest warstwa ceramicz- na z tlenku cyrkonu (ZrO₂), wzbogaconego itrem (Y₂O₃).

130

AUTOMATYKA W ENERGETYCE

W rozpatrywanym przykładzie wzięto pod uwagę ogniwo PAFC z elektrolitem w postaci kwasu fosforowego. Zasada dzia- łania tego ogniwa polega na doprowadzeniu do anody wodoru (lub paliwa gazowego bogatego w wodór), a do katody tlenu [8]

(lub powietrza), w wyniku czego dochodzi do następujących reakcji. Na anodzie: H₂ → 2H⁺ + 2e^–, następnie produkty tej re- akcji kierowane są do katody. Przy czym elektrony e^– przepływa- ją zewnętrznym obwodem elektrycznym (generując napięcie), a jony H⁺ przepływają przez elektrolit rozdzielający elektrody.

Doprowadzenie do katody tlenu powoduje, że dochodzi tam do następującej reakcji: O 2H 2e H O

2

1 2+ ⁺+ ⁻→ 2 .

Z sumarycznej reakcji wynika, że w fosforowym ogniwie pa- liwowym dochodzi do utleniania wodoru, czyli dokładnie tak jak przy spalaniu tego paliwa w klasycznych układach. Różnica jest taka, że w trakcie reakcji zachodzących w ogniwie PAFC energia chemiczna paliwa przekształcana jest bezpośrednio w energię elektryczną oraz cieplną.

Ogniwa paliwowe charakteryzują się niską emisją CO₂ oraz wysoką sprawnością wytwarzania energii elektrycznej. Techno- logie ogniw paliwowych są dość mocno rozwijane, a aktualne trendy ukierunkowane są na zastosowanie tych układów do celów energetycznych. Poza ogniwami paliwowymi typu PAFC aktualnie mocno rozwijane są pod kątem możliwych zastoso- wań w energetyce inne układy oparte na ogniwach wysokotem- peraturowych MCFC i SOFC [ 9, 10, 11].

W niniejszym referacie przeanalizowano możliwość wykorzy- stania energii cieplnej generowanej w ogniwie paliwowym typu PAFC do zasilania układu. W pracy założono, że analizowa- ne ogniwo zasilane jest paliwem pochodzącym ze zgazowania biomasy. Ogniwo PAFC to ogniwo, w którym elektrolitem jest kwas fosforowy o wysokim stężeniu. Ze względu na przewod- ność tego elektrolitu oraz trwałość ogniwa optymalna tempe- ratura pracy tego ogniwa wynosi 150–200°C [8, 12]. Czynnik chłodzący ogniwo o takiej temperaturze z powodzeniem można wykorzystać do zasilania układu ORC.

3. Opis analizowanego układu

Analiza przedstawiona w niniejszym referacie dotyczy układu ORC wykorzystującego energię pochodzącą z chłodzenia ogni- wa paliwowego typu PAFC. Sprzężenie cieplne układu ORC z układem chłodzenia ogniwa odbywa się za pośrednictwem wymiennika ciepła W1 (rysunek 1 i 2). W pracy przyjęto, że analizowane ogniwo paliwowe zasilane jest gazem z instalacji zgazowania biomasy. Sam układ zgazowania biomasy nie był analizowany, przyjęto, że taki układ istnieje, a produkowany strumień gazu w instalacji zgazowania biomasy jest wystarcza- jący do zasilania układu ogniwa paliwowego.

Uproszczone schematy analizowanych układów przedstawio- no na rysunkach 1 i 2. Rysunek 1 dotyczy układu ORC z mo- krym czynnikiem obiegowym, natomiast rysunek 2 dotyczy układu ORC z suchym czynnikiem obiegowym, w którym do- datkowo zastosowano wewnętrzną regenerację ciepła.

W obu układach wykorzystywane jest to samo ogniwo pali- wowe. Gaz z instalacji zgazowania biomasy, po przejściu przez układ przygotowania paliwa (np. reforming parowy) w celu zwiększenia zawartości wodoru, następnie kierowany jest do układu ogniwa paliwowego. W ogniwie paliwowym dochodzi do utleniania wodoru zgodnie z reakcjami przedstawionymi w drugim punkcie pracy.

Kluczowym elementem układu ogniwa paliwowego, z punk- tu widzenia analizy prezentowanej w niniejszym referacie, jest system jego chłodzenia. Chłodzenie to realizowane jest za po- mocą wody przepływającej przez ogniwo. Odbieranie ciepła od ogniwa odbywa się przy stałej temperaturze dzięki temu, że woda kierowana do ogniwa jest w stanie nasycenia, a ciepło generowane w ogniwie powoduje jej odparowanie.

Dane dotyczące ogniwa paliwowego PAFC oraz je- go systemu chłodzenia zaczerpnięto z pracy [13]. Zgod- nie z tymi danymi temperatura wody chłodzącej dopro- wadzanej do ogniwa paliwowego wynosi t = 170°C, przy ciśnieniu p = 790,2  kPa. Strumień masowy wody chłodzą- cej przepływającej przez ogniwo paliwowe wynosi 387,32 kg/h. W układzie chłodzenia ogniwa paliwowego następuje

Rys. 1. Schemat układu ogniwa paliwowego PAFC sprzężonego cieplnie z układem ORC z mokrym czynnikiem obiegowym

reklama

Rys. 2. Schemat układu ogniwa paliwowego PAFC sprzężonego cieplnie z układem ORC z suchym czynnikiem obiegowym (z regeneracją ciepła)

odparowanie wody, w wyniku czego z układu tego wyprowa- dzana jest para wodna o temperaturze t = 170,4°C i ciśnieniu p = 800,0 kPa, która następnie kierowana jest do separatora.

Z separatora część pary doprowadzana jest do układu reformin- gu, natomiast pozostały strumień pary o parametrach t = 170°C, p = 792,0 kPa, w ilości 216,18 kg/h kierowany jest do wymiennika układu ORC.

W wymienniku układu ORC, niezależnie od rodzaju czynni- ka obiegowego, następuje odbieranie energii od czynnika chło- dzącego ogniwo, w wyniku czego dochodzi do wykroplenia pary wodnej doprowadzanej z separatora oraz przechłodzenia wykroplonej wody. Temperatura wody opuszczającej wymien- nik siłowni ORC, która kierowana jest następnie do separatora, wynosi T = 90°C.

W przypadku siłowni ORC z mokrym czynnikiem obiego- wym (rysunek 1) w wymienniku W1 następuje w kolejności

podgrzanie tego czynnika od temperatury skraplania do tem- peratury parowania, następnie odparowanie oraz przegrzanie.

Zatem para kierowana do turbiny, w przypadku tego układu ORC, jest parą przegrzaną. Po rozprężeniu pary w turbinie kie- ruje się ją do skraplacza, skąd skroplony czynnik roboczy za pomocą pomy obiegowej przetłaczany jest ponownie do wy- miennika ciepła W1.

W układzie ORC przedstawionym na rysunku 2 z suchym czynnikiem obiegowym para opuszczająca wymiennik ciepła W1 kierowana do turbiny jest parą nasyconą suchą. Oznacza to, że w wymienniku W1 następuje jedynie podgrzanie i odpa- rowanie czynnika obiegu ORC. W przypadku czynników su- chych proces ekspansji pary w turbinie przebiega w obszarze pary przegrzanej, co skutkuje tym, że na wypływie z turbiny para czynnika charakteryzuje się wyższą temperaturą od tem- peratury skraplania. Z tego względu przed skierowaniem do

132

AUTOMATYKA W ENERGETYCE

3 s 4

p h h

l = − (5)

Moc obiegu Clausiusa-Rankine’a w siłowni ORC dla obu układów, przy założeniu, że sprężanie czynnika roboczego w pompie odbywa się bez strat, obliczano z następującej za- leżności:

(

)

(

(

) )

ORC R

C m l l m h h h h

N _{− ORC} =  − =  − − − (6)

Moc elektryczną na wyjściu z generatora siłowni ORC okreś- lono z zależności:

ORC ORC ^{i m g C R}

el N

N =ηη η − (7)

W powyższej zależności (7) przyjęto następujące wartości sprawności: sprawność wewnętrzna turbiny η_i = 0,80; spraw- ność mechaniczna turbiny η_m = 0,98; sprawność elektryczna generatora η_g = 0,99 [15].

Sprawność obiegu siłowni Clausiusa-Rankine’a ORC okre- ślono według następującej zależności:

(

)

cw R R C

C m h h

N _ORC

ORC = ⁻ −

− 

η ₍₈₎

Sprawność elektryczną siłowni ORC określono z następującej zależności:

(

)

cw

el m hel h

N _ORC

ORC = −

η  ₍₉₎

Wskaźnik wzrostu mocy układu sprzężonego (ogniwo pali- wowe i układ ORC) w stosunku do mocy elektrycznej samego ogniwa paliwowego określono zgodnie z następującą zależno- ścią:

N 100 N N

OP ORC el el = el

∆ (10)

W analizie układu ORC uwzględniono różne czynniki obie- gowe, zarówno czynniki mokre, jak i suche. Ocena efektyw- ności pracy rozpatrywanych układów przeprowadzona została w oparciu o wielkość osiąganej mocy oraz sprawność elektrycz- ną układu ORC.

5. Wyniki obliczeń

W analizie układu ORC uwzględniono dwa rodzaje czynni- ków: tak zwane czynniki mokre oraz czynniki suche. Rozkład temperatur czynników w wymienniku ciepła W1 dla układu ORC z suchym czynnikiem obiegowym przedstawiono na rysunku 3.

skraplacza para czynnika kierowana jest w pierwszej kolejno- ści do wymiennika regeneracyjnego WR. W wymienniku tym następuje podgrzanie cieczy czynnika obiegowego, opuszcza- jącego skraplacz, przez parę przegrzaną kierowaną do tego wy- miennika z turbiny. W obu przypadkach układu ORC, zarówno dla czynników mokrych, jak i suchych, przyjęto, że temperatura skraplania czynnika obiegowego w skraplaczu wynosi 30°C.

4. Metodyka obliczeń

W celu określenia podstawowych parametrów pracy siłowni ORC (moc, sprawność) należy w pierwszej kolejności określić strumień czynnika roboczego krążącego w układzie tej siłow- ni. Strumień ten określono, wykorzystując równanie bilansu energii wymiennika ciepła W1 siłowni ORC. Równanie to dla układu z mokrym czynnikiem obiegowym, przy pominięciu strat ciepła do otoczenia, przyjmuje następującą postać:

(

)

(

)

cw h h m h h

m − =  − ₍₁₎

W analogiczny sposób można zapisać równania bilansu ener- gii dla wymiennika ciepła W1 w układzie ORC z suchym czyn- nikiem obiegowym:

(

)

(

)

cw h h m h h

m − =  − ₍₂₎

Entalpię czynnika roboczego h_4* na wypływie z wymiennika regeneracyjnego WR określono z równania bilansu energii te- go wymiennika. Równanie to, przy pominięciu strat ciepła do otoczenia, przyjmuje następującą postać:

* 4 ORC

* 2 ORC 4 ORC s 2

ORCh m h m h m h

m +  =  +  ₍₃₎

Entalpię czynnika roboczego wyznaczono, przyjmując, że temperatura pary opuszczającej wymiennik regeneracyjny (w punkcie 2*) jest o 5 K wyższa od temperatury skroplone- go czynnika organicznego (∆T₁ = 5 K). Dla tak wyznaczonej temperatury, przy ciśnieniu w punkcie 2* równym ciśnieniu skraplania, z bazy czynników organicznych Refprop 9.0 [14]

odczytano entalpię właściwą czynnika organicznego w punkcie 2*. Temperaturę czynnika organicznego wypływającego z wy- miennika regeneracyjnego (w punkcie 4*) określono na podsta- wie wartości entalpii czynnika h_4* i ciśnienia p₁ = p₄ = p_4* z wy- korzystaniem bazy czynników organicznych Refprop 9,0 [14].

Jednostkową pracę turbiny siłowni ORC dla obu układów (z mokrym i suchym czynnikiem obiegowym) określono z za- leżności:

s 2 1

t h h

l = − ₍₄₎

Jednostkową pracę pompowania czynnika w siłowni ORC dla obu układów, tzn. z mokrym i suchym czynnikiem obiegowym, określono z zależności:

reklama

Rys. 3. Rozkład temperatur w wymienniku W1 układu ORC dla suchego czynnika obiegowego

Rys. 4. Rozkład temperatur w wymienniku W1 układu ORC dla mokrego czynnika obiegowego

Rozkład temperatur czynników w wymienniku ciepła W1 dla układu ORC z mokrym czynnikiem obiegowym przedstawiono na rysunku 4.

Zgodnie z rysunkiem 4, w układzie ORC z mokrym czynni- kiem obiegowym zastosowano przegrzew pary doprowadzanej do turbiny tak, aby minimalny stopień suchości pary na wypły- wie z turbiny przy izentropowym rozprężaniu wynosił x = 0,95.

Spośród analizowanych czynników mokrych warunek ten zo- stał spełniony dla metanolu i etanolu, natomiast w przypadku cyklopropanu i czynnika R152a para na wypływie z turbiny była parą przegrzaną (świadczą o tym wartości temperatury w punkcie t_s2 zestawione w tabeli 1).

W tabeli 1 i 2 przedstawiono parametry termiczne i kalorycz- ne w poszczególnych punktach obiegu ORC dla analizowanych czynników obiegowych. Spośród czynników mokrych w ana- lizie uwzględniono metanol, etanol, cyklopropan i czynnik R152a, natomiast spośród czynników suchych: pentan, heptan, dodekan, izoheksan, toluen i czynnik R365mfc. Odpowiednio w tabeli 1 zestawiono dane dotyczące układu z czynnikami mo- krymi, natomiast w tabeli 2 z czynnikami suchymi. Zestawie- nia tych parametrów dokonano w oparciu o bazę czynników RefProp 9.0. [14].

W kolejnej tabeli 3 przedstawiono wyniki analizy efektyw- ności pracy układów ORC z mokrymi i suchymi czynnikami obiegowymi.

Jak widać z wyników obliczeń przedstawionych w tabeli 3, znacznie korzystniej wypadają układy ORC z suchymi czynni- kami obiegowymi, w których zastosowano wewnętrzną rege- nerację ciepła. Moc elektryczna osiągana przez te układy ORC w każdym przypadku była wyższa od mocy układów, w których zastosowano mokre czynniki obiegowe.

134

AUTOMATYKA W ENERGETYCE

Podsumowanie

Przeprowadzona analiza wykazała, że dla przyjętych założeń moc elektryczna i sprawność układu ORC zasilanego ciepłem pochodzącym z układu chłodzenia ogniwa paliwowego jest wyż- sza w przypadku układu ORC z suchym czynnikiem obiegowym z zastosowaniem wewnętrznej regeneracji ciepła. Dla wszyst- kich analizowanych czynników suchych moc elektryczna układu ORC przekracza N_elORC = 27 kW. Najniższą moc elektryczną, wy- nosząca N_elORC = 27,08 kW, spośród analizowanych czynników suchych uzyskano dla czynnika R365mfc, natomiast najwyż- szą, wynosząca N_elORC = 29,90 kW, dla dodekanu. W przypadku układu ORC z mokrym czynnikiem obiegowym najwyższą moc elektryczną osiągnięto dla etanolu. W przypadku tego czynnika moc elektryczna układu ORC wynosiła N_elORC = 25,67 kW.

Moc analizowanego ogniwa paliwowego wynosi N_elOP = 200 kW, co po uwzględnieniu dodatkowej mocy gene- rowanej w układzie ORC przekłada się na przyrost mocy układu hybrydowego w stosunku do mocy samego ogniwa paliwowego.

W przypadku etanolu przyrost mocy wynosił ∆_N = 12,8%, na- tomiast dla dodekanu ∆_N = 14,9%.

Z przeprowadzonej analizy wynika, że zastosowanie dodat- kowego układu ORC wykorzystującego energię pochodzącą z chłodzenia ogniwa paliwowego daje pozytywne efekty w po- staci wzrostu mocy i sprawności elektrycznej układu. Analiza wykazała, że pewien wpływ na uzyskiwaną moc i sprawność obiegu ORC ma rodzaj zastosowanego czynnika obiegowego.

Przy czym w przypadku analizowanych czynników suchych, z dodatkowym zastosowaniem wewnętrznej regeneracji cie- pła w układzie ORC, moc elektryczna uzyskiwana dla różnych czynników obiegowych nieznacznie się od siebie różni. Zatem można stwierdzić, iż w przypadku czynników suchych podsta- wowym kryterium wyboru czynnika będzie jego dostępność, cena oraz wpływ na środowisko naturalne, gdyż osiągana efek- tywność pracy układu ORC jest na podobnym poziomie.

Literatura

[1] Berent-Kowalska G. i in.: Energia ze źródeł odnawialnych w 2012 r. Informacje i opracowania statystyczne, Główny Urząd Statystyczny, Warszawa 2013 (Publikacja dostępna na: www.stat.

gov.pl).

Tabela 3. Parametry pracy układu ORC z różnymi czynnikami obiegowymi zasilanego ciepłem z układu chłodzenia ogniwa paliwowego PAFC CZYNNIK

OBIEGU ORC

m˙ORC lt lp NC–RORC η^C–RORC NelORC η^elORC ∆N

kg/s kJ/kg kJ/kg kW % kW % %

MOKRY

Metanol 0,10 267 0,55 27,93 19,46 21,67 15,10 10,84

Etanol 0,13 261,2 0,92 33,04 23,02 25,64 17,86 12,82

Cyklopropan 0,26 117,58 7,60 28,28 19,71 21,95 15,29 10,98

R152a 0,36 75,91 4,28 26,09 18,18 20,25 14,11 10,12

SUCHY

R365mfc 0,55 65,36 1,73 34,89 24,31 27,08 18,87 13,54

Pentan 0,29 124,96 3,19 35,46 24,71 27,52 19,18 13,76

Heptan 0,29 132,75 0,75 37,71 26,27 29,27 20,39 14,63

Dodekan 0,29 134,64 0,03 38,53 26,84 29,90 20,83 14,95

Izoheksan 0,30 123,97 1,79 36,94 25,74 28,67 19,98 14,34

Toluen 0,26 145,67 0,44 37,16 25,89 28,84 20,10 14,42

Tabela 1. Parametry termiczne i kaloryczne czynników mokrych w poszczególnych punktach obiegu [14]

Czynnik tpar t1 t2s t3 t4s h1 h2s h3 h4

°C °C °C °C °C kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg

Metanol 121,7 165,0 30,0 30,0 30,1 1277,3 1010,3 -92,8 -92,3

Etanol 138,2 165,0 30,0 30,0 30,1 1405,3 1144,1 273,5 274,5

Cyklopropan 124,4 165,0 61,8 30,0 32,6 837,0 719,4 271,3 278,9

R152a 113,1 165,0 69,1 30,0 32,1 651,2 575,3 252,8 257,1

Tabela 2. Parametry termiczne i kaloryczne czynników suchych w poszczególnych punktach obiegu [14]

Czynnik t₁ t_2s t_2* t₃ t_4s t_4* h₁ h_2s h_2* h₃ h₄ h_4*

°C °C °C °C °C °C kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg

R365mfc 165,0 75,4 35,0 30,0 30,7 60,8 546,9 481,6 438,9 240,8 242,5 285,2

Pentan 165,0 73,3 35,0 30,0 30,7 59,7 551,7 426,7 356,8 –14,3 –11,1 58,8

Heptan 165,0 91,9 35,0 30,0 30,1 74,3 442,7 309,9 206,0 –164,4 –163,7 –59,8

Dodekan 165,0 100,4 35,0 30,0 30,0 81,5 139,5 4,9 –114,6 –481,5 –481,5 –362,0

Izoheksan 165,0 88,2 35,0 30,0 30,3 71,8 503,9 379,9 282,0 –70,6 –68,8 29,2

Toluen 165,0 55,4 35,0 30,0 30,1 44,3 436,4 290,7 266,0 –149,7 –149,3 –124,6

reklama

 dr inż. Sławomir Wiśniewski – Katedra Techniki Cieplnej, Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie, e-mail: slawomir.wisniewski@zut.edu.pl

[2] Stelmach S., Wasilewski R., Figa J.: Zgazowanie biomasy – przykłady nowych technologii. Archiwum gospodarki odpadami i ochrony środowiska, Vol. 7, 200.

[3] Głodek E.: Zgazowanie biomasy. Przewodnik. Opracowanie w ramach projektu POLK.08.02.01-16-028/09, Źródła Energii Opolszczyzny – promocja, technologie, wsparcie, wdrożenie.

Opole 2010.

[4] Chmielniak T., Skorek J., Kalina J., Lepszy S.: Układy ener- getyczne zintegrowane ze zgazowaniem biomasy. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 2008.

[5] Chmielniak T.: Technologie energetyczne. Wydawnictwa Nauko- wo-Techniczne, Warszawa 2008.

[6] Quadrelli R., Peterson S.: The energy–climate challenge: Re- cent trends in CO₂ emissions from fuel combustion. „Energy Policy”

35/2007, p. 5932–5952.

[7] Lucia U.: Overview on fuel cells. „Renewable and Sustainable Energy Reviews” 30/2014, p. 164–169.

[8] Sammes N., Bove R., Stahl K.: Phosphoric acid fuel cells: Fun- damentals and applications. „Current Opinion in Solid State and Materials Science” 8/2004, p. 372–378.

[9] Pierobon L., Rokni M., Larsen U., Haglind F.: Thermody- namic analysis of an integrated gasification solid oxide fuel cell plant combined with an organic Rankine cycle. Renewable Energy 60/2013, p. 226–234.

[10] Blum L., Deja R., Peters R., Stolten D.: Comparison of efficien- cies of low, mean and high temperature fuel cell Systems. „Inter- national Journal of Hydrogen Energy” 36/2011, p. 11056–11067.

[11] Sciacovelli A., Verda V.: Entropy generation analysis in a mo- nolithic-type solid oxide fuel cell (SOFC). „Energy” 34(7)/2009, p. 850–865.

[12] Carrette L, Friederich KA, Stimming U.: Fuel cells-funda- mentals and applications. „Fuel Cells from Fundamentals to Sys- tems” 1(1)/2001, p. 5–39.

[13] Kwak H.Y., Leea H.S., Junga J.Y, Jeonb J.S., Park D.R.: Exergetic and thermoeconomic analysis of a 200-kW phosphoric acid fuel cell plant. „Fuel” 83/2004, p. 2087–2094.

[14] NIST. Refprop 9.0, Standard Reference Database 23, Version 9.0, Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties. Na- tional Institute of Standards and Technology, Gaithersburg, MD, USA, 2010.

[15] Szargut J.: Termodynamika. Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 1998.

Projekt został sfinansowany ze środków Narodowego Centrum Nauki w ramach umowy nr 3248/B/T02/2011/40 do wniosku nr N N513 324840.

artykuł recenzowany