Эффективность абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин в двухступенчатой генерацией пара рабочего вещества Кхарасани, Саид Дадвар

Введение к работе

'

Актуальность темы. В последние десятилетия для всэх стран мира одной из важнейших проблем является экономия топливно-энергетических ресурсов и охрана окружающей среди, в частности от теплового ее загрязнения.

Пронесен получения холода неизбежно связаны со значительными энергозатратами и поэтому повышение эффективности холодильных машин является актуальной задачей.

Широкое распространение для целей' кондиционироЕанля л получения холодной воды для технологических нуад нашли абсорбционные оромистолитиевне холодильные машины, которые работают как с одноступенчатой генерацией пара рабочего вещества (АЕХМ) при обогрева генераторов источниками с температурой 65-130С, так п с двухступенчатой генерацией пара (АЕЫЦ) при наличии грейщих источников с температуро!! І60-І80С. Температура охлаждающей вода составляет при этом 22-32С. А ИМ имеет величину теплового коэффициента 0,68-0,72, а АЕХЭД 1,1-1,2, что позволяет снизить потребление греющей среда примерно в 1,7 раза, охлаждающей вода в 1,2-1,3 раза и обеспечить эффективное использование этого типа малин в системах котельных и в промышленных отборах турбин ТЗД. АБХМД могут также успешно работать при непооредсгвенноы обогреве генераторов продуктами сгорания природного газа, который тлеется в достаточном количестве в Сирии.

В настоящее время предложены следующие типы АШЩ:

с параллельным направлением движения раствора через генераторы;

с прямоточным направлением движения раствора через генераторы.

Первый тип АЕОД на стел распространение в России, второй -. в США, Японии и Китае. Учитывая то обстоятельство, что Сирия располагает большими запасами газа, нефти, на которых работают промышленные и другие котельные, и одловременнб требуется широкое обеспечение холодом, наиболее предпочтительным для условий указанной страна является применение АБХЗД. Однако в Сирии эти машины до настоящего времени не наши распространения, и оценка их эффективности в широком диапазоне изменения параметров внешних источников не проводилась.

_ 4 -Перечисленное выше определяет необходимость и актуальность исследований по теме диссертации. Цель работы:

разработка методики расчетов различиях типов термодинамических циклов АЕЩД;

разработка методики расчетов достоверных термодинамических и теплофизических свойств водного раствора бромистого лл-тш в области температур 13О-1?0С;

ш основании известных зависимостей, по расчету тепдомас-соперепоса в аппаратах АБХЗД разработка методики расчета их тедлообдіешшх поверхностей;

разработка алгоритмов и программы расчетов на ЭШ АЕЩЦ о параллельной и прямоточной схемами движения растворов через ступени генератора; _

- проверка адекватности расчетных параметров циклов АЕХМД' известным ошшшы данным в сопоставимых условиях;

- оценка 8ф|ективности рассматриваемых АБХМД и установлен.,-
ние наиболее перспективной из них.

Научная новизна. Разработаны математические модели теоретических и действительных' циклов и процессов переноса в АЕОД и методики их расчетов с помощью ЭШ, а также определения их энергетических, массогабаритшх и других показателей в широком диапазоне изменения параметров внешшх источников теплоты.

Практическая ценность. На основе разработанных датематя-ческих моделей получены основные показатели АБВД различного схемного решения, которае могут быть использована при проектировании, изготовлении и эксплуатации ;машп-- для целей хладоснабжения систем кондиционирования в условиях Сирии. Определены также основане энергетические и технические пока- . затели АШД холодопроизводитальностьп 3 МВт.

Разработанное математическое обеспечение позволяет рассчи
тать термодинамические н технико-экономические показатели
Авзащ. ...

.- Анализ и синтез этих показателей на примере АЕЩЦ различного схемного решения позволил сдалать вывод о том, что по расходу топлива и металлоемкости АЕШ с параллельным даа-кением раствора чэрез генераторы является более аффективной, чем АЕВЩ с прямоточным движением раствора.

Автор защищает:

- математические модели АБХЩ;

результати аппроксимации термодинамических и тенлофи-зических свойств раствора бромистого лития в области температур 130-200С;

результати численного эксперимента АЕЗСД на ЭЕ.1;

энергетические, массогабарлтные и другие показатели рассматриваемых тяпоеі,аб!ОД и рекомендации по их использованию.

Апробация работы." Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуадалясь на научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава и научных сотрудников Санкт-Петербургского технологического института холодильной промышленности (Санкт-Петербург, 1992, IS93 гг.)..

Объем и стотктута диссертации. Диссертация состоит'из введения, четырех глав и заюноченияосновныхвыводов, списк~> литературы. Работа содержит 150 страниц основного машинописно-го текста, 160 рисунков, 15 таблиц. Список литературы включает 62 источника, из них 49 - на русском, 13 - на иностранных языках.

Схемы, теоретические и действительные цикли АВОД с прямоточным и параллельным движением раствора через генератори представлены на рис. I и 2. В схеме АШЛ при прямоточном две- ' хешш раствора через генераторы слабый раствор бромистого лития из абсорбера П (рисі) насосом УШ подается последовательно через растворные теплообменники УІ я УП в ступень генератора высокого давления У, где частично выпаривается при давлении Pj, за счет подвода теплоты q,^ от греющего источника с температурой fy ; количество образующегося пара при этом составляет X . Далее пар поступает в грубный пучок ступени генератора низкого давления Ш, где конденсируется при температуре fg и давлении Рк "Рь. Теплота конденсации пара g-Ш и дроссельный вентиль IX в ступень генератора низкого давления. В ней раствор довыпаривается при давлении Pj, , а теплота конденсации q_H отводится к источнику окружающей среда с температурой t_w . Конденсат в количестзе X ,. образовавшийся при конденсации пара в процессе отвода теплоты к раствору в ступени генератора низлого давления, через дроссельный вентиль X подается в конденсатор, в котором происходят его смешение о по-

- 6 -їокоц конденсата {1-х) о образованием I кг рабочего вещества, а затем поступает через гидрозатвор Ш в испаритель I.

В испарителе I за счет подвода 'теплоти q_c от охлаждаемого источника кипиг иода при давлении Р₀ . При этом источник охлаждается до температури f_s . Водяной пар, образовавшийся в испарителе, поступает в абсорбер Л, где абсорбируется крепким раствором, стекающим из генератора ІІІ через растворный теплообменник УІ и дроссельский вентиль XI в абсорбер. При абсорбции пара концентрация раствора снижается. Теплота (J_a , выделяющаяся в процессе абсорбции, отводится к источнику окружающей среды при температуре t_w , Процессы теоретического (пунктирные .ЛИНИИ) И ДеЙСТВИГеЛЫЮГО (сПЛОШНЫе ЛИНИИ) ЦИКЛОВ АВВД'О

прямоточным движением раствора изображены в координатах i-h на рис.2: 8к~9 - адиабатноизобарная абсорбция; 9~2 - абсорбция о совкещешшм тепломассопереносом; 2~7в - подогрев всего потока слабого раствор" последовательно в теплообменниках низ-'кого и высокого давлений; ?в~5в - адиабатноизобарная десорбция; 5в~4в- кипение раствора в ступени генератора высокого давления о совмещенным тепломассопереносом с образованием раствора с промежуточной концентрацией. _;.;4в-8в- охлавдение раствора с промежуточной концентрацией s теплообменнике ступени генератора высокого давления; Sir 5п - адиабатноизобарная десорбция; 5н~4н~ кипение раствора в ступени генератора низкого давления с образованней раствора с концентрацией &_г',4н-8н>~ охлаздеиие крепкого раствора в теплообменники ступени низкого давления. В схеме АБХШС о параляелышы движением раогвора в генераторах (рис.2) слабый раствор из абсорбера II насосом УІН подается параллельно в ступзішгенератора низкого И и високого У давлений через соотаегоївувцно раотворнне теплообменника УІ и УП. В каждой ступени генератора раствор выпаривается от начальной концентрации _с до кожганой %_г . Потоки крепкого раствора после ступени генератора, проДдя'ооохиотсмуишде теплообменники УІ и УП и дроооелызне веигют Я и II, объединяются в общий поток крепкого раогвора, который' поступает в абсорбер. Процессы теоретического (пунктирный яшшв) к действительного (сплошные линии)'циклов а координатах І~% изображены на рис. 2 :#//-$-адиабатноизобарная абоорбщш; #-j? - абсорбция о совмещенным тепломаооолеренооом; 2~7н - Подогрев одной части потока слабого раствора в тешгообмеийакв отупеет низкого давления; 2-/ -

подогрев другой части слабого раствора в теплообменнике ступени високого давления;Ту-5н,7в-5& ~ адяайзтлоизобарная десорбция пара, соответственно в ступенях генератора низкого и високого давлений;^-^/; ,^и^^0 - кипение раствора с совмещенным телломассопереносом; о образованием раствора концентрации \_f в каждой ступеші;4#'-2н>4н-3н - охлаждение одной и другой частей крепкого раствора, соответственно в теплообменниках высокого и низкого давлений.

Ьсновные соотношения для расчета действительного цикла АБХЩ с параллельным движением раствора через ступени генератора следующие:

- количество пара рабочего вещества, обраэурдсгося при вы
паривании раствора в ступени генератора высокого давления

х - if„+(a-1)i₈„-ai₂/lif_H+(a-l)4_SH -ah + (і)

- удельшіе топлоше нагрузки испарителя и конденсатора,
соответственно

Чо "h^hcM w)

где hcM~(l-x)'hii⁺x-i]_B (з)

и 9_№-(*-я)'(іїп-*зн)> ⁽⁴⁾

количество слабого раствора, подаваемого из абсорбера
в ступень генератора высокого давления f-jca і (5)

удельные тепловые нагрузки в ступенях генератора:

высокого давления (Jj, =%-ifgi-(f~Jf)-i4B ~f-i?B * (6)

нязкого давления Щ"^ (^в ~hn) і ^)

удельные тепловые погрузкя растворных теплообменников:

высокого давления q_mg~Ht_7a-h)-(f-^Hⁱ4a-ig_!,) і ⁽⁸⁾

низкого давления q^„(a-f)-fi_?„-i₃)-(a-f~1-xh ^и)

Тепловой коэффициент - g "Чо/tyh (Ю)

Расчета X , Щ , Цпщ.Цпя, в АБШ. с прямоточним движением раствора виповнялись по следующим зависимостям:

*^шІЬі,іг(а-1)-І4а~а'Івв\/{і&⁴ 'Л ~(Ь_в-¹8в) ' (14)

(f_h*x-ij_B+(a-x) і₄д-а-і_7в} (15)

a % . С . f* и %i - по уравнениям (2), (3), (4) и (7) соответственно. Вел.ічяіш о. и $а определялись по общеизвестным уравнениям.

Анализ литературных данных показал, что метод расчета фазо
вого равновесия водного раствора бромистого лития, предложен- _t
ный Г.Алефельдом, является наиболее приемлемым для создания
унифицированной модели методики расчета процессов брошмтолити-
. евых холодильшх машин в широком диапазоне изменения параметров
внешних источников: -t*A(JC)+8(^-1^ .(18);

ho <&^у

X.Mr/Ms-%/(!-%) ^;₍2i).

. Одной из трудностей при разработке методики расчета тепло- . вых свойств водного раствора бромистого лития оказалась невозможной непосредственного использования для расчетов на ЭШ термодинамических свойств водного раствора бромистого лития в і широком диапазоне,параметров данных отдельных авторов из-за различия в выборе ими начальной .точки обсчета энтальпий раствора и вода. Положив в основу метод расчета энтальпии, предложенный Г.Алефельдоді, 'а именно:

1-Ь**-+^ТЪби-%"*Г^ЛЬс_л-Ь^П+Т'* , (22)

ЛЧ7 ^аЛ- П'Є

в уравнение (22) была введена аплроксимационяая зависимость энтальпий от'концентрации раствора;

. ' Аі- 357,492 ~ 204,546%-240,476 |^л ,' (23)

позволяющая с достаточной для расчетов точностью ооглаоовать (расхождение не превышает 3,5%) между собой данные Г.Алефель-да, Х.Лёвера. Мю. Нелли, В.А.Груздева и других авторов.

С учетом выражения (23) зависимость (22) .имеет следующий
вид:. І**Ь+йІ / : (23)

При расчете геплофизаческих свойств водного раствора бро- ', мистого лития,были использованы аппроксшациокныа зависимости, ^! предложенные Л.Г.Долотовым и др., Ср " f(t,% ) f р - f(t, I) }

- 9 - .

Расчет процессов теллошссопереноса в аппаратах АБХЭД осуществлялся с помоЩью .зависимостей, предложенных П.Ю.Тобллеви-чем, В.Т.Грщаком, О.А.Овенко, С.А.Балицким и др.

Методой расчета термодинамических, теплових а теплофаза-ческих свойств, математические модели расчета теоретических и действительных цшшов АЕВД с параллельным и.прямоточішм движением раствора через ступени генератора, а также методики расчета основних аппаратов, рассмотренные выше, били положены в основу разработки прогрг,-ли расчета АЕХЖ на ЭМ. Програм' ма написана на алгоритмическом языке Фортран-1У и реализована для операционнол системи ОС ЕС. Программа состоит из головной программы и 31 подпрограммы. Она позволяет рассчитать параметры узловых точек термодинамических циклов, зону дегазации,кратность циркуляции расгзора, количество рабочего вещества, образующегося при выпаривании раствора в ступени генератора высокого давления, количество слабого раствора, подаваемого из абсорбера в ступень генератора высокого давления, тепловой коэффициент, удельные и полные тепловые нагрузки г.ппарзтов, мощность, потребляемую насосами циркуляции раствора, коэффициенты теплопередачи, средние: логарифмические перепады температур иезду средами в аппаратах и их теплопередающую поверхность, а также технико-экономические показатели (капитальные и эксплуатационные затраты). С целью проверки адекватности предлагаемой математической модели и программы расчетов на ЭШ реальным условием были сопоставлены результаты испытаний промышленного абсорбционного бромшголитиевого холодильного агрегата АЕХА-250О-2В, разработанного ВШШхолодмашем и институтом технической теплофизики АН Зкрашш, и испытанного на,заводе "ВУЛКАН" по схемо.о параллельной подачей раствора в ступени генератора, с результатами расчетов на ЭШ. За исходные данные для расчетов АЕХВД были приняты опытные величины, опубликованные в журнале "Холодильная техника" (1983. - Я 4. - С. 10-13). Сопоставление экспериментальных а расчетных данных дало хоро-' шее' совпадение практически всех основных параметров а показателей действительных циклов. Анализ основных расчетных величин показал некоторое расхождение в значениях тепловых потоков по сравнению с экспериментальными величинам. Так, расхождение теплового потока конденсатора не превышало 5,6/8, абсорбера - IS, ступеней.генератора высокого давления- 8,8/8. Рас-

- 10 -хождение суммарного теплового потока аппаратов составило 10,. В результате проведенного анализа оценки адекватности математической моделя и программы расчетов АЕХМД о параллельной подачей раствора в ступеня генератора можно сделать вывод о достаточной достоверности полученных результатов и возможности использования ее в инженерной практико, а также при проведении исследования на ЭШ абсорбционных бромистолитиевых термо-траисформаторов.

для оценки эффективности АБХМД о параллельной и прямоточной подачей раствора через ступени генератора біля проведены вариантные расчеты теоретических.и действительных циклов АБХМД в широком ддапрзона изменения параметров внешних источников. Расчеты теоретических циклов АЕХМД выполнены в интервале температур греющей среды от НО до 150С. Температуры охлаждающей среды на входа в абсорбер и внходе из конденсатора принимались равными 30, 35, 40С, При этом температура охлаждаемой ' среда на выходе из испарителя варьировалась в интервале от 2 до 14С. На рис.3 дано сопоставление теоретических значений теплового коэффициента g а зависимости от температур кипения to и греющей среда fjj, подаваемой в ступени генератора. . Как видно из рис.3, величина теплового коэффициента длзсхемы с последовательной подачей раствора выше, чем для параллельной. Так, при^_в =6С иід=І20С значения ооответственно составляют 1,548 и 1,476, т.е. выше на А,Ь%. С увеличением температуры кипения от 2 до 14С при fe =І20С тепловой коэффициент при параллельной и последовательной подаче возрастает, соответственно, на 3 и 5%. Повышение температуры греющей среда tjj от 120 до 130 С при постоянных значениях f₀ приводит к снижению теплового коэффициента на 1,6$ (при параллельной подаче) и 3,3$ (при последовательной подачей раствора), что связано, в основной, о увеличением тепловых нагрузок генераторов. В вариантных расчетах-действительных циклов АЕХДД температуры охлаждающей среды, подаваемой в абсорбер, f_waf принимались равными 22 и 26С. Расчеты выполнялись для температур охлаждаемой среды на входе в испаритель i$_t , равными: 10, 15 и 20С. С целью оценки влияния потерь на основные показатели АЕХВД, связанных с необра тимостыэ в процессах от недорекупе-рапии теплоты, перепады температур между средами на холодной стороне теплообменников растворов высокого 'літав ^и низкого

- п -Atrncn принимались равными 10, 15 и 20С, соответственно. Оценка влияния на показатели АВСДД потерь от недорекуперации теплоти із ступени генератора низкого давления осуществлена при перепадах температур д$? меаду средами на горячен стороне, равными 8 я 12С. Температуры греющей среда на входе в ступень генератора высокого давления принимались равными: 150, 160, 170 и 180С. На рис.З. прлаедено сравнение значении теплового коэффициента . Рио.З показывает, что использование АЕХВДД о параллельной подачей раствора в ступени генератора предпочтительней. Так, например, при Ъъ = 170С и 1₀ - 4С в схеме о параллельным движением раствора тепловой коэффициент по сравнению с прямоточный движением на А% выше. Это объясняется сни^лшем величніш Цо при прямоточном движении раствора чесез генератош в связи о роотом значений, р и х. по сравнению с параллельным движением раствора.

Кроме того, несмотря на некоторое онинениея величини tjfe , из-за уменьшения сродней концентрации раствора в ступени генератора высокого давления при прямоточном движении раствора влияние, первой составляющей в выражениях (6) и (15) на величину q_rf более существенно по сравнению с параллельным движением раствора._При прямоточном движении раствора также растет величина frs , поскольку процесс кипения раствора осуществляется при более высоком давлении р/ по ораа-нонип о параллельным движением. В итоге схема АБХМД о параллельной подачей оказывается более эффективной, чем с прямоточным движением раствора.

На рис.4 представлены расчетные завист/ооти сужарной тег.:-лопоредающей поверхпооти всех аппаратов Feyj» и растворных аппаратов затопленного типа (теплсобмвинииоа растворов и ступеней генератора высокого и низкого давлений) F^vh ^{ої спо}" ообз подачи раствора в ступени генератора. При использования параллельной подачя раоиюра з ступени гэпоратора элачеяпя

jFcyw а среднем на 2,5-3,5$ меньше по оравпенк» о последо
вательной подачей. ,