Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние исследований абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин 9
1.1. Схемы и циклы абсорбционных холодильных машин со ступенчатой генерацией и их эффективность 9
1.2. Цели и задачи исследования 27
Глава 2. Схемы и циклы абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины с трёхступенчатым генератором 29
2.1.1 Описание схемы и цикла абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины с трёхступенчатой генерацией пара рабочего вещества с последовательной подачей раствора через ступени генератора 29
2.1.2 Методика расчёта АБХМ с трёхступенчатой генерацией пара рабочего вещества с последовательной подачей раствора через ступени генератора 33
2.2.1 Описание схемы и цикла абсорбционной бромистолитиевой холодильной машины с трёхступенчатой генерацией с параллельной подачей раствора через ступени генератора 43
2.2.2 Методика расчёта АБХМ с трёхступенчатой генерацией пара с параллельной подачей раствора через ступени генератора 44
Глава 3. Методика расчёта свойств воды, водяного пара и водного раствора бромистого лития в области высоких температур 55
3.1. Уравнения для расчёта термодинамических и теплофизических свойств воды и водяного пара 55
3.2 Уравнения для расчета термодинамических свойств водного раствора бромистого лития 58
3.3. Уравнения для расчета теплофизических свойств водного раствора бромистого лития 62
3.3.1. Удельная теплоемкость 62
3.3.2 Плотность 63
3.3.3. Теплопроводность 64
3.3.4. Вязкость 65
3.3.5. Поверхностное натяжение 65
Глава 4. Методика расчёта теплообменных аппаратов 70
4.1. Испаритель 70
4.2. Абсорбер 72
4.3. Конденсатор 73
4.4. Ступени генераторов 75
4.5. Теплообменники растворов 79
Глава 5. Программа расчёта на ПК основных показателей и характеристик абсорбционных бромистолитиевых холодильных машин с трёхступенчатой генерацией пара 83
5.1. Структурная схема математической модели 83
5.2. Принципы формирования математической модели и описание подпрограмм 83
5.3. Проверка адекватности результатов 88
Глава 6. Анализ энергетической эффективности и технико-экономических показателей АБХМТ 91
6.1. Анализ энергетических показателей АБХМТ 91
6.2.Оценка технико-экономических показателей АБХМ при работе в режимах с двух- и трехступенчатой генерацией пара 107
6.2.1. Результаты расчета АБХМ с двухступенчатым генератором (АБХМД) 110
6.2.2.Результаты расчета АБХМ с трехступенчатым генератором (АБХМТ) 112
6.2.3. Результаты технико-экономического расчета АБХМД и АБХМТи их сравнительный анализ 114
6.2.4.Результаты расчета комбинированной АБХМ (АБХМК) 118
6.2.5. Результаты расчета технико-экономических показателей для АБХМД, АБХМК и их сравнительный анализ 123
Основные выводы и рекомендации 129
Список литературы 132
Справка об использовании результатов работы 140
- Схемы и циклы абсорбционных холодильных машин со ступенчатой генерацией и их эффективность
- Методика расчёта АБХМ с трёхступенчатой генерацией пара рабочего вещества с последовательной подачей раствора через ступени генератора
- Уравнения для расчета термодинамических свойств водного раствора бромистого лития
- Принципы формирования математической модели и описание подпрограмм
Схемы и циклы абсорбционных холодильных машин со ступенчатой генерацией и их эффективность
Выделяют следующие модификации двухступенчатого агрегата: AW-70V-LS, AV-100V-LS, BW-160V-LS, CW-220V-L, EW-430V-LS, FW-660V-LS, GW-980V-LS. Температура охлаждаемой воды в таких машинах меняется от 12 до 7 С0, охлаждающая вода на выходе имеет температуру 30-37С. На рис. 1.1 представлена схема такой машины. Охлаждающая вода подается через абсорбер в конденсатор. Слабый раствор подаётся насосом из абсорбера последовательно в теплообменники низкого и высокого давления и затем в генератор высокого давления. Проходя через теплообменники, слабый раствор нагревается. В генераторе высокого давления раствор кипит с образованием паровой фазы, которая направляется в генератор низкого давления, где конденсируется, отдавая теплоту конденсации для выпаривания раствора в ступени генератора низкого давления. В генераторе низкого давления образуется паровая фаза, которая направляется в конденсатор, где конденсируется, отдавая теплоту конденсации охлаждающей воде. Крепкий раствор из генератора низкого давления направляется через теплообменник низкого давления, где он охлаждается, в абсорбер. Также в абсорбер поступает водяной пар из испарителя, который образуется в результате процесса кипения за счёт подвода теплоты от охлаждаемой воды.
В Институте Теплофизики СО РАН совместно с АО «Теплосибмаш» и при участии СПбГУНиПТ разработан абсорбционный бромистолитиевый двухступенчатый тепловой насос с топкой на газовом или жидком топливе. Схема данной машины похожа на предыдущую, но в отличие от неё генератор высокого давления обогревается продуктами сгорания природного газа (рис. 1.2.)
В отличие от вышеописанных машин, российско-украинская и китайская машины выполнены по схеме с параллельной подачей слабого раствора в ступени низкого и высокого давлений генератора. Принципиальная схема и цикл российско-украинской АБХМД типа АБХА-2500-2В приведены соответственно на рис. 1.3 и рис. 1.4 Рабочие процессы АБХА-2500-2В с параллельным движением раствора протекают следующим образом (рис. 1.3). В трубном пространстве испарителя И циркулирует технологическая вода, которая отдает теплоту кипящему на наружной поверхности труб рабочему веществу (воде) и охлаждается. Образовавшиеся пары воды направляются в абсорбер АБ, где поглощаются раствором бромистого лития. Слабый раствор бромистого лития насосом HI подается в теплообменник растворов низкого давления Т02, затем разделяется на два потока. Первый поток проходит теплообменник растворов высокого давления ТОЇ, подогреватель П2 и направляется в генератор высокого давления Г1, где выпаривается до конечной концентрации в процессе теплообмена с внешним источником теплоты повышенного потенциала. Второй поток направляется через подогреватель Ш в генератор низкого давления Г2, в котором выпаривается и восстанавливает свою концентрацию за счет теплоты, выделяющейся при конденсации вторичного пара рабочего вещества (воды), образовавшегося в генераторе высокого давления. Раствор, восстановивший свою концентрацию в генераторах Г1 и Г2, смешивается в трубопроводе, проходит теплообменник растворов Т02 и возвращается в абсорбер. Пар из генератора низкого давления Г2 конденсируется в конденсаторе КД, и образовавшийся конденсат смешивается с конденсатом вторичного пара из генератора Г1 после его дросселирования, а затем образовавшаяся смесь потоков конденсата через гидрозатвор ГЗ направляется в испаритель И. Подогреватели слабого Ш, П2 установлены на линиях подачи слабого раствора соответственно в генераторы высокого и низкого давлений в целях снижения температуры конденсата. Как считают авторы разработанной машины, основным преимуществом такой схемы перед традиционными схемами АБХА с последовательным прохождением раствора через генераторы высокого и низкого давлений является нагрев до высшей температуры кипения в генераторе высокого давления не всего слабого раствора, а только его части, примерно 55-60%. В результате тепловая нагрузка на теплообменную группу снижается, а расход внешней теплоты уменьшается на 3-5%, что позволяет уменьшить общую металлоемкость и повысить тепловой коэффициент агрегата АБХА-2500-2В. Процессы цикла АБХА-2500-2В (рис. 1.4) следующие: 13-14-адиабатно-изобарная десорбция; 14-2-абсорбция с совмещенным тепломассопереносом; 2-10-подогрев всего потока слабого раствора в теплообменнике Т02; 10-4-подогрев части слабого раствора в теплообменнике ТОТ, 4-5-нагрев части слабого раствора в подогревателе 772; 5-6-нагрев части слабого раствора в ступени генератора высокого давления до состояния кипения; 6-7-кипение части потока раствора при совмещенном тепломассопереносе в ступени высокого давления генератора с образованием раствора концентрации г; 7-8-охлаждение части крепкого раствора в теплообменнике ТОЇ; 10-15-нагрев части слабого раствора в подогревателе 777; 15-16-адиабатно-изобарная десорбция пара в ступени низкого давления генератора; 16-9-кипение части потока раствора при совмещенном тепломассопереносе в ступени низкого давления генератора с образованием раствора концентрации .; 9-8-смешение двух потоков крепкого раствора с образованием состояния 11; 11-12-охлаждение всего потока крепкого раствора в теплообменнике Т02; 12-2-смешение крепкого и рециркулируемого слабого растворов с образованием состояния 13.
Методика расчёта АБХМ с трёхступенчатой генерацией пара рабочего вещества с последовательной подачей раствора через ступени генератора
Схема машины показана на рис. 2.1.1 Слабый раствор из абсорбера I насосом X подается последовательно через теплообменники низкого VII, среднего VIII, высокого давления IX в ступень генератора высокого давления П. Раствор первой промежуточной концентрации направляется в теплообменник IX, далее в дроссельный вентиль XIII и затем в ступень генератора среднего давления III. Раствор второй промежуточной концентрации направляется в теплообменник VIII, далее в дроссельный вентиль XII, затем в ступень генератора низкого давления IV. Крепкий раствор через гидрозатвор XVI поступает в теплообменник VII, далее в абсорбер I. Пар из ступени генератора II подается на обогрев ступени генератора III. Конденсат через дроссельный вентиль XIV поступает в конденсатор V. Пар из ступени генератора III направляется на обогрев ступени генератора IV. Конденсат через дроссельный вентиль XV подается в конденсатор V. Конденсат (холодильный агент) из конденсатора V через гидрозатвор XVII сливается в испаритель VI. Насос XI осуществляет рециркуляцию холодильного агента. Пар из испарителя VI направляется в абсорбер I. Греющая вода (водяной пар или дымовой газ) с температурой th подается на обогрев ступени генератора высокого давления П. Охлаждающая вода с температурой twl подается для охлаждения абсорбера I, затем с температурой tw3 для охлаждение конденсатора V. Охлаждающая вода после конденсатора имеет температуру tw2. Охлаждаемая вода с температурой tsj подается в испаритель VI, где охлаждается до температуры tS2.
Действительный термодинамический цикл машины показан на рис. 2.1.1. Описание цикла и расчет цикла производится из условия, что из испарителя выходит 1 кг пара холодильного агента. Слабый раствор состояния 2 в количестве а кг направляется в теплообменники и последовательно нагревается до состояний 73, 72 и 71. Процесс 71-51 - десорбция раствора в ступени генератора высокого давления. Состояние 51 соответствует началу процесса кипения раствора. Состояние 41 соответствует концу процесса кипения. Процесс 41-81 - охлаждение крепкого раствора первой промежуточной концентрации в теплообменнике высокого давления. Процесс 81-52 соответствует десорбции раствора в ступени генератора среднего давления. Процесс 52 - 42 - кипение раствора в ступени генератора среднего давления. Процесс 42-82 соответствует охлаждению крепкого раствора второй промежуточной концентрации в теплообменнике среднего давления. Процесс 82-53 - десорбция раствора в ступени генератора низкого давления. Процесс 53 - 43 - кипение раствора в ступени генератора низкого давления Процесс 43-83 соответствует охлаждению крепкого раствора в теплообменнике низкого давления. Крепкий раствор состояния 83 в количестве (а - 1) кг направляется в абсорбер. Пар состояния 31 , равновесный раствору ті, в количестве х кг поступает в ступень среднего давления. Конденсат состояния 31 через дроссельный вентиль направляется в конденсатор. Пар состояния 32 , равновесный раствору т2, в количестве у кг поступает в ступень генератора низкого давления. Конденсат состояния 32 через дроссельный вентиль направляется в конденсатор. Пар состояния 33 , равновесный раствору т3, в количестве (1 - х - у) кг поступает в конденсатор. Конденсат холодильного агента в состоянии 3 через гидрозатвор сливается в испаритель. Пар холодильного агента в состоянии Г направляется в абсорбер. Процесс 83-2 -абсорбция. Кипение раствора в ступени генератора высокого давления происходит при давлении Рм, и концентрация раствора увеличивается от і;а до %,-!. Кипение раствора в ступени генератора среднего давления происходит при давлении Ph2. концентрация раствора увеличивается от w до $:?. Кипение раствора в ступени генератора низкого давления происходит при давлении Р«. Конденсация холодильного агента происходит при давлении Рк. Кипение холодильного агента в испарителе происходит при давлении Р0 и температуре to. Абсорбция происходит при давлении Ра. Исходные данные: Температура охлаждаемой воды на входе в испаритель tsj, С. Температура охлажденной воды на выходе из испарителя tS2, С. Температура охлаждающей воды на входе в абсорбер tWj,C. Температура охлаждающей воды на выходе из конденсатора tw2, С. Холодопроизводительность Qo, кВт. В расчете принимаются: Разность температур на холодном конце испарителя AtE, С. Разность давлений между испарителем и абсорбером АРЕ.А, кПа. Разность температур на холодном конце абсорбера AtA, С. Разность концентраций между крепким и слабым раствором Д %. Плотность теплового потока в абсорбере q\, кВт/ м (уточняется после теплового расчета абсорбера). Плотность теплового потока в ступенях генератора q8F , кВт/ м (уточняется после теплового расчета ступеней генератора). Разность температур на теплом конце конденсатора AtK, С. Разность температур на холодном конце теплообменника низкого давления Atsip, С. Разность температур на горячем конце ступени генератора низкого давления Atgip, С.
Уравнения для расчета термодинамических свойств водного раствора бромистого лития
На основе полученных результатов были построены следующие зависимости: зависимость теплового коэффициента С, от температуры охлаждающей воды twj на входе в абсорбер, температуры охлаждаемой среды на выходе из испарителя ts2 и от температуры греющего источника th при зоне дегазации А% равной 2, 4 и 6% (рис. 6.1.1, рис. 6.1.2 а,Ь, рис. 6.1.3 соответственно). Зависимости построены, как для схемы с параллельной подачей, так и для схемы с последовательной подачей раствора; зависимости теплового коэффициента от температуры охлаждаемой среды на выходе из испарителя ts2, от температуры греющего источника th и от зоны дегазации Д, для двух схем подачи (рис. 6.1.4); зависимости теплового коэффициента от зоны дегазации АІ;, от температуры охлаждающей воды на входе в абсорбер twj и от температуры греющего источника th для обеих схем подачи (6.1.5); зависимости температуры греющего источника th от кратности циркуляции с?, от температуры охлаждающей воды на входе в абсорбер tw} и от температуры охлаждаемой среды на выходе из испарителя ts2 при зоне дегазации 2% и 6% (рис. 6.1.6); зависимость кратности циркуляции а от температуры охлаждающей воды на входе в абсорбер twin температуры охлаждаемой среды на выходе из испарителя ts2 при зоне дегазации А% равной 4% (рис. 6.1.7); зависимость удельной холодопроизводительности до от температуры охлаждающей воды на входе в абсорбер tw} и температуры охлаждаемой среды на выходе из испарителя ts2 для зоны дегазации равной 4% (рис. 6.1.8); зависимость удельной тепловой нагрузки генератора высокого давления qhi от температуры охлаждающей воды на входе в абсорбер twj и температуры охлаждаемой среды на выходе из испарителя ts2 для зоны дегазации равной 4% (рис. 6.1.10); Как видно из полученных зависимостей значения теплового коэффициента в схеме с параллельной подачей при одинаковых исходных данных выше, чем в цикле с последовательной подачей (рис. 6.1.1, рис. 6.1.2, рис. 6.1.3, рис. 6.1.4, рис. 6.1.5). В среднем тепловой коэффициент в схеме с параллельной подачей превышает тепловой коэффициент цикла с последовательной подачей на 8-12%. Это объясняется тем, что в первом случае, при прочих равных условиях, удельная тепловая нагрузка генератора высокого давления оказывается ниже, чем в цикле с последовательной подачей, что в свою очередь влияет на тепловой коэффициент и на степень рекуперации теплоты в цикле.
Проанализировав зависимости, можно сделать вывод о том, что изменение теплового коэффициента от параметров внешних источников происходит неравномерно. Как видно из рисунка рис. 6.1.2 при низких значениях температуры кипения в области температур охлаждающей воды 20 -27С, происходит незначительное изменение теплового коэффициента. Так например, при twi=26C рост температуры ts2 от 5 до 9С приведет к изменению теплового коэффициента на 7%, тогда как в другой области данной графической зависимости, в которой тепловой коэффициет изменяется более круто, рост ts2 от 9 до 13 С приведет к изменению величины теплового коэффициента на 17%. В верхней области графической зависимости тепловой коэффициент достигает максимума (для схемы с последовательной подачей раствора около 2,0; для схемы с параллельной - около 2,3) далее наблюдается незначительное снижение. Подобный характер кривых был получен авторами /55/ при анализе эффективности АБХМ с двухступенчатым генератором.
При изменении зоны дегазации А% от 2% до 6% кратность циркуляции а изменяется от 8,75 до 30 (рис. 6.1.6, рис. 6.1.7). Наибольшие значения величины кратности циркуляции наблюдаются при величине зоны дегазации 2%. Значения кратности циркуляции при разных схемах подачи раствора по ступеням генератора не изменяются. Наибольшее влияние на величину кратности циркуляции оказывает величина зоны дегазации тогда, как изменение температур охлаждаемой и охлаждающей сред на 5С приведут к изменению величины кратности циркуляции не более, чем на 5 %.
Анализ полученных зависимостей показал, что в обеих схемах при более высокой температуре охлаждающей воды на входе в абсорбер twj требуется более высокая температура греющего источника th (рис. 6.1.1, рис. 6.1.2, рис. 6.1.3) . Так повышение twj на 1С требует увеличения температуры греющего источника в среднем на 3С, при прочих равных условиях. Установлено также, что при одинаковых условиях для осуществления схемного решения машины с параллельной подачей требуется более высокая в среднем на 10-25С температура греющего источника, чем для схемного решения цикла с последовательной подачей.
При анализе зависимости значений теплового коэффициента от температур внешних источников и от величины зоны дегазации (рис. 6.1.4, рис. 6.1.5) нельзя сделать однозначный вывод о характере изменения величины . При различных режимах максимум достигается при различных зонах дегазации. Уменьшение значений при других зонах дегазации связано с изменением термодинамических свойств раствора и степенью рекуперации теплоты в цикле.
Анализ параметров действительных термодинамических циклов АБХМТ показал, что характер изменения величины теплового коэффициента С, является сложным. Так, как тепловой коэффициент Q=f(qQ, Які) необходимо проследить, как изменение параметров внешних источников влияют на величины q0 и qni. Как видно из зависимостей удельной холодопроизводительности q0 и удельной тепловой нагрузки генератора высокого давления qhl от температур внешних источников для зоны дегазации равной 4% , представленных на рис. 6.1.8 и 6.1.9., изменение холодопроизводительности q0 имеет практически линейный характер. При изменении twi и ts2 на 1С изменение холодопроизводительности в обоих схемах не превышает 1%. Изменение же qhi не столь однозначно. Значения qhl достигают минимума при определенных температурах внешних источников. При этом необходимо отметить, что каждому конкретному случаю будет соответствовать различная температура греющего источника lh.
Таким образом, на тепловой коэффициент значительное влияние оказывает величина тепловой нагрузки генератора высокого давления qhl.
Для анализа подобного характера зависимости q .рассмотрим кривую соответствующую twl=\%C на 6.1.2а. На неё нанесены четыре точки соответствующие четырем различным циклам. Для каждого конкретного случая построим в координатах -/ цикл (рис. 6.1.10). Температура охлаждаемой воды на выходе из испарителя ts2 принимает значения 5, 7, 9, 11 СС (рис. 6.1.2а). Присвоим циклу с ts2=5C индекс «1», с ts2=lC индекс «2», с ts2=9C индекс «3», с ts2=l\С индекс «4». Для схемы с последовательной подачей раствора по ступеням генератора тепловая нагрузка генератора высокого давления qhi определяется по следующей формуле:
Принципы формирования математической модели и описание подпрограмм
Анализ опубликованных материалов показал, что в настоящее время ни в одной известной отечественной и зарубежной фирме исследований процессов, схем и эффективности АБХМ с трехступенчатым генератором не проводится.
В связи с тем, что ряд машин с двухступенчатой генерацией обогреваются продуктами сгорания природного газа или водяного пара, имеющими высокую температуру, возникает возможность осуществления трехступенчатой генерации пара рабочего вещества, эффективность которой в широком диапазоне изменения параметров внешних источников может быть определена с помощью математической модели.
В результате обобщения теоретических и экспериментальных исследований разработана и реализована на ЭВМ комплексная математическая модель АБХМ с трехступенчатым генератором, которая позволяет, в зависимости от параметров и характера изменения внешних источников, рассчитать и оценить энергетические и технико-экономические показатели такой машины.
Проверка адекватности математической модели в наиболее изученной термодинамической области показала, что полученные с её помощью результаты являются достоверными, а сама модель может использоваться в инженерной практике. Так, например, тепловые коэффициенты, рассчитанные с использованием диаграммы %-i и при помощи математической модели, различаются: для схемы с последовательной подачей раствора в ступени генератора на 0,8%; для схемы с параллельной подачей раствора на 0,2%,
При помощи математической модели получены термодинамические характеристики АБХМТ в широком диапазоне изменения параметров внешних источников. Температура охлаждаемой среды на выходе из испарителя варьировалась от 5С до 17С, температура охлаждающей воды изменялась от 18С до 27С, зона дегазации принималась постоянной и дискретно изменяющейся 2,4 и 6%%. При этом, температура греющего источника (пара) изменялась в пределах от 140С до 240С тепловой коэффициент изменялся от 1,3 до 2,3, что в среднем на 30% выше, чем в АБХМД. 6. Анализ полученных результатов показал, что наиболее энергетически эффективным является схемное решение АБХМТ, при котором осуществляется параллельная подача раствора по ступеням генератора. Тепловой коэффициент цикла с параллельной подачей превышает тепловой коэффициент цикла с последовательной подачей в среднем на 10%, что связано с более эффективной рекуперацией теплоты в цикле. Повышение twj на 1 С требует увеличения температуры греющего источника в среднем на 3С при прочих равных условиях. Установлено также, что при одинаковых условиях для осуществления схемного решения машины с параллельной подачей требуется более высокая в среднем на 10-25 С температура греющего источника, чем для схемного решения цикла с последовательной подачей. При изменении twj и ts2 на 1С изменение холодопроизводительности в обоих схемах не превышает 1%. 7. Для повышения эффективности получения холода в АБХМД в настоящее время рекомендуется переходить к комбинированной схеме, что осуществляется путем подключения к АБХМД генератора дополнительной средней ступени. 8. Применение комбинированной АБХМ в климатических условиях Санкт-Петербурга позволяет снизить себестоимость 1 ГДж холода на 7% по сравнению с АБХМД и окупить первоначальные капиталовложения не более чем за 4,5 года. Экономия первичного топлива в этом случае составит около 20%. 131 9. Использование АБХМТ позволяет снизить эксплуатационные издержки на 6%. в год по сравнению с АБХМД, при сроке окупаемости первоначальных капитальных затрат около 2х лет. Таким образом, себестоимость 1ГДж холода при использовании АБХМТ на 10% меньше, чем при использовании АБХМД, при условии работы машин в одинаковых режимах. Расход первичного топлива АБХМТ на 20% ниже, чем при использовании АБХМД.
