帶排煙熱回收發(fā)生器的直燃機系統(tǒng)模擬和優(yōu)化

1、第36卷第6期2008年6月華中科技大學學報(自然科學版收稿日期:2006212203.帶排煙熱回收發(fā)生器的直燃機系統(tǒng)模擬和優(yōu)化汪磊磊由世俊孫賀江(天津大學環(huán)境科學與工程學院,天津300072摘要:提出了一種帶排煙熱回收發(fā)生器的直燃機系統(tǒng),并對系統(tǒng)進行了模擬分析.模擬結果表明:新型循環(huán)的性能系數(shù)隨著排煙熱回收發(fā)生器產生的冷劑蒸汽比例的增大而增大,但熱回收發(fā)生器所需的傳熱面積也增大.提出了熱回收發(fā)生器的優(yōu)化計算方法,確定了給定參數(shù)下熱回收發(fā)生器產生的最佳冷劑蒸汽比例.新型循環(huán)的性能系數(shù)提高約2%,排煙溫度可降低到130左右,從長遠來看具有很好的節(jié)能和環(huán)保效益.關鍵詞:直燃機;排煙熱回收發(fā)生器;模

2、擬;優(yōu)化中圖分類號:T K411文獻標識碼:A 文章編號:167124512(20080620125204Simulation and optimization of direct 2f ired absorption chillersystem with an exhaust heat recovery generatorW ang L eilei You S hi j un S un Hej i ang(School of Environmental Science and Technology ,Tianjin University ,Tianjin 300072,China Abstr

3、act :A new 2type direct 2f ried absorption chiller wit h an exhaust heat recovery generator was de 2veloped and simulated.The result s show t hat t he coefficient of performance (COP of t he novel cycle is imp roved wit h t he increase of t he vapor generating ratio from t he exhaust heat recovery g

4、enerator.However ,t he heat t ransfer area required for t he heat recovery generator is also larger.The optimal calculation met hod of t he heat recovery component is presented and t he best heat recovery ref rigera 2tion vapor generating ratio under certain conditions is also discussed.The COP of t

5、 his cycle is in 2creased by 2%and t he exhaust temperat ure can drop to about 130,which has energy efficiency and environmental p rotection benefit s estimated in t he long term.K ey w ords :direct 2fired absorption chiller ;exhaust heat recovery generator ;simulation ;optimization耗電少、不含CFC 的溴化鋰吸收式

6、制冷機的研制和應用日益被關注1.目前,市場上雙效溴化鋰制冷機的熱力性能系數(shù)已開發(fā)達到了雙效機效率的最大值2.由于三效溴化鋰直燃機高壓發(fā)生器內的發(fā)生溫度和發(fā)生壓力較雙效機有了很大提高,而高溫下金屬防腐的問題目前仍難以得到解決,較高的工作壓力也為機組結構安全設計提出了新的要求.因此,對于三效機的研究目前僅僅停留在模擬研究階段,還沒有成熟產品形成.如何避開金屬在高溫下腐蝕的難點,在目前雙效直燃機的基礎上提高其性能系數(shù)成為國內外學者研究的熱點.直燃機高壓發(fā)生器內的發(fā)生溫度在160左右,實際運行時,煙氣排放溫度一般在190200以上,不僅浪費能源,還對環(huán)境造成了熱污染3.如果對排煙余熱進行回收用來加熱一

7、部分溴化鋰稀溶液,產生有效冷劑蒸汽,不僅可以減少排煙對環(huán)境的污染,而且還可以提高能源有效利用率,值得深入研究.1循環(huán)原理針對高壓發(fā)生器中排煙溫度偏高的特點,提出了一種新型循環(huán),在高壓發(fā)生器后增加一個排煙熱回收發(fā)生器,將排煙熱回收發(fā)生器與常規(guī)的溶液循環(huán)結合起來,利用高溫尾氣加熱溶液產生冷劑蒸汽,其原理見圖1(圖中數(shù)字為狀態(tài)點 .圖1帶排煙熱回收發(fā)生器的吸收循環(huán)原理圖以并聯(lián)溶液循環(huán)低溫熱交換器前分流循環(huán)為例,與常規(guī)循環(huán)不同的是,利用排煙熱回收的吸收式制冷系統(tǒng),整個循環(huán)相當于一個雙效循環(huán)加一個單效循環(huán).排煙熱回收發(fā)生器相當于一個單效機,冷凝器、吸收蒸發(fā)器與雙效機主體共用.從吸收器出來的稀溶液經過低溫

8、溶液熱交換器后分為兩路:一路進入低壓發(fā)生器受熱濃縮產生蒸汽;另一路進入排煙熱回收發(fā)生器被煙氣加熱濃縮并產生冷劑蒸汽.最后,兩路濃縮后的溶液在低溫溶液熱交換器前匯合后經熱交換器進入吸收器開始新一輪循環(huán).在燃料消耗量不變的條件下,新增的排煙熱回收發(fā)生器產出了一部分冷劑蒸汽,新循環(huán)的性能系數(shù)得到了提高.2循環(huán)模擬2.1控制方程這里仿真模擬的重點在于優(yōu)化系統(tǒng)設置,即研究當系統(tǒng)達到穩(wěn)定工況時各部件的相互匹配關系,故選擇靜態(tài)集中參數(shù)模型.它將整個系統(tǒng)作為一個黑箱處理,只考慮系統(tǒng)進口與出口參數(shù)的變化4.吸收式制冷系統(tǒng)的仿真是一個連續(xù)系統(tǒng)的仿真,系統(tǒng)的控制方程包括每個部件的質量方程和能量方程.這種建模方法廣泛

9、地應用于吸收式制冷系統(tǒng)仿真,只是根據(jù)系統(tǒng)流程的復雜程度所作的假設與建立的方程數(shù)有所區(qū)別.設由吸收器出來的稀溶液的流量為(a 1+a 2+a 3D ,其中:a 1,a 2和a 3分別為高壓發(fā)生器、低壓發(fā)生器和排煙熱回收發(fā)生器的溶液循環(huán)倍率;D 為總的冷劑蒸汽量.溶液流量為a 1D 的一路經高溫溶液熱交換器進入高壓發(fā)生器,并被濃縮產生y 1D 的冷劑蒸汽;流量為y 1D 的蒸汽進入低壓發(fā)生器濃縮其中的溶液,產生y 2D 的冷劑蒸汽;流量為(a 2+a 3D 的稀溶液經過低溫溶液熱交換器后分為兩路:流量為a 2D 的稀溶液進入低壓發(fā)生器,流量為a 3D 的稀溶液進入排煙熱回收發(fā)生器,在煙氣余熱的加熱

10、下濃縮,產生(1-y 1-y 2D 的冷劑蒸汽.模擬中,將排煙熱回收發(fā)生器中產生的冷劑蒸汽比例作為外界控制條件輸入,有關系式y(tǒng) 1+y 2+=1,排煙熱回收發(fā)生器出口濃溶液濃度認為與低壓發(fā)生器出口溶液濃度相同.由于引入了3個循環(huán)倍率a 1,a 2,a 3和高壓發(fā)生器在雙效側循環(huán)中產生的冷劑蒸汽比例y 1,一共有4個待求變量,因此需要建立關于這4個未知變量的方程組.根據(jù)高壓發(fā)生器的溴化鋰溶液質量平衡得a 1a =(a 1-y 1r1;(1同理,根據(jù)低壓發(fā)生器的溴化鋰溶液質量平衡得a 2a =(a 2-y 2r2;(2根據(jù)排煙熱回收發(fā)生器的溴化鋰溶液質量平衡得a 3a =(a 3-1+y 1+y

11、2r2;(3根據(jù)低壓發(fā)生器的能量平衡方程得y 1(h 14-h 6+2h 7=y 2h 15+(2-y 2h 4,(4式中r1,r2和a 分別表示高發(fā)、低發(fā)和吸收器出口溴化鋰溶液質量濃度.式(1(4構成了包含4個變量a 1,a 2,a 3和y 1的非線性方程組.此外,為了保證方程組封閉可解,另需補充溴化鋰溶液和制冷劑的物性方程5.2.2求解方法在已知制冷量的條件下,總共產生的冷劑蒸汽量為D ,排煙熱回收發(fā)生器產生的冷劑蒸汽量為D ,雙效側循環(huán)中產生的冷劑蒸氣為(1-D.給定高壓發(fā)生器和低壓發(fā)生器的放氣范圍1和2,由可計算出進入排煙發(fā)生器的溶液循環(huán)量a 3.根據(jù)質量平衡方程將1,2表示為y 1的

12、函數(shù),以能量平衡方程為判據(jù)對y 1進行循環(huán)迭代計算6,直到方程左右兩邊差值滿足精度要求.將求出的y 1代入不同關系式可以分別計算得到a 1,a 2和y 2.4個未知變量求出后就可以計算系統(tǒng)各狀態(tài)點參數(shù)和各部件負荷.在此基礎上,依據(jù)高發(fā)排煙熱量,結合煙氣焓溫表7,計算高發(fā)排煙溫度,用排煙溫度選擇合適的值.迭代過程要注意的是:由于該方程組存在多組解的情況,因此迭621華中科技大學學報(自然科學版第36卷代變量y1的初值選取必須恰當,若初始值設定與真解相差太遠,則會造成約束方程精度達到要求而解完全失真的情況.循環(huán)性能系數(shù)C OP=Q0/ Q g1,式中:Q0是制冷量;Q g1是高壓發(fā)生器負荷. 2.

13、3模擬條件根據(jù)以上流程即可進行循環(huán)模擬,求得不同數(shù)值時循環(huán)狀態(tài)參數(shù)及性能系數(shù).為便于各次模擬結果之間的比較,模擬條件取固定標準值2.模擬條件:制冷量1163kW,冷凍水進出口溫度12和7,冷卻水進出口溫度分別為32和37.5,高低壓發(fā)生器的溶液進出口質量分數(shù)分別為8%和3%.熱交換部件溫差:低壓發(fā)生器5,吸收器4,蒸發(fā)器2,冷凝器3,高溫熱交換器15,低溫熱交換器10.各熱交換部件的出口溫差除溶液熱交換器定義為熱流體出口溫度和冷流體進口溫度之差外,其余的均定義為熱流體的出口溫度和冷流體出口溫度之差8.3模擬結果分析及優(yōu)化3.1模擬結果表1表3給出了當=0%和=2%時的溶液分配循環(huán)倍率、冷劑蒸汽

14、產生比例、各主要狀態(tài)點參數(shù)、各部件熱負荷及循環(huán)性能系數(shù)的計算結果.表中:h為焓;為溴化鋰溶液質量分數(shù);p為壓強;Q a為吸收器負荷;Q g2為低壓發(fā)生器負荷; Q g3為排煙熱回收發(fā)生器負荷;Q h1為高溫溶液熱交換器負荷;Q L2為低溫溶液熱交換器負荷;Q k為冷凝器負荷.表1溶液分配循環(huán)倍率及冷劑蒸汽比例/%a1a2a3y1y2表2狀態(tài)點參數(shù)模擬結果狀態(tài)點=0%p/Pa t/%h/(kJkg-1=2%p/Pa t/%h/(kJkg-1表3機組各部件負荷負荷/%02Q011631163Q a14871487Q g1914869Q g2681667Q h1384376Q L2289311Q k

15、5906033.2優(yōu)化計算從模擬結果可以看出,從煙氣中回收的熱量越多,機組性能系數(shù)越高,但是,需要的傳熱面積也較大.理論上從煙氣中最大可能的回收熱量是將煙氣冷卻至排煙熱回收發(fā)生器進口的溶液溫度,這顯然是不可能的.因此,將余熱回收有一個最佳值,這與燃料的價格及換熱器的造價有關.設換熱器的傳熱面積為A,回收的熱量為Q,回收單位熱量帶來的燃燒節(jié)省費用為S Q,設備年運行時間為T,則每年節(jié)約燃燒帶來的收益為QS Q T.換熱器單位傳熱面積的投資分攤到每年的折舊費為C,由此可得設置余熱回收換熱器后,每年的純收益S=QS Q T-CA,(5回收熱量Q是傳熱面積的函數(shù),因此,年純收益721第6期汪磊磊等:帶

16、排煙熱回收發(fā)生器的直燃機系統(tǒng)模擬和優(yōu)化為最大時的最佳傳熱面積是d S/d A=S Q T(d Q/d A-C=0(6時的值,同時煙氣側的傳熱方程kAT=Q,(7將式(7兩邊對A求導,得d Q/d A=kt,(8將式(8代入式(6得最佳換熱溫差t OPT=C/(SQ T k.(9這樣S Q,T,k和C都是已知數(shù),就可以求得t OPT,進而求得最佳回收熱量Q OPT.對排煙熱回收發(fā)生器來講,設計時已將進出其中的溶液狀態(tài)默認與低壓發(fā)生器的溶液進出口狀態(tài)相同,這樣,當有了模擬結果時,進入排煙熱回收發(fā)生器的排煙溫度t1,溶液進出口溫度t2和t2都是已知的,只需根據(jù)平均對數(shù)溫差,確定t1即可.根據(jù)逆流布置

17、換熱器的對數(shù)平均溫度計算公式,平均溫差為t=(t1-t2-(t1-t2/ln(t1-t2/(t1-t2.設換熱器由n個長為L,外徑為51mm,壁厚3.5mm的鋼管組成,這種鋼材密度=7850kg/ m3,價格為7000元/t,按15a折舊計算,則換熱器單位面積投資為C元/(m2a=7000kgm-3(/4(0.0512-0.0442nL/(660nL=13.8,若機組按每天滿負荷運行5h,年運行時間為90d,煙管傳熱系數(shù)為24W/(m2,燃氣價格按2元/m3,則按式(9及循環(huán)計算狀態(tài)點可求得最佳傳熱溫差為58.1,排煙出口溫度為135.1,此時最佳排煙熱回收發(fā)生器蒸汽比例=1.59%,排煙回收

18、熱量為24kW.從以上計算過程也可以看出,最佳參數(shù)的求解受到鋼材價格、運行時間、燃料價格等具體因素的影響.可根據(jù)實際市場價格和使用情況,對以上輸入?yún)?shù)做出調整.3.3結果分析根據(jù)計算結果,當=2%時,排煙溫度從= 0時的193.9降到119.4,C COP提高了約2%.回收排煙熱量和C COP提高值均與值成線性關系,隨著值的增大,回收排煙熱量逐漸增大,C COP也增大.從表3中可以看出,由于回收排煙熱量加熱溶液產生了蒸汽,因此高壓發(fā)生器的負荷也有所減小,從而低壓發(fā)生器的負荷也隨之減小,而冷凝器的負荷有所增加.當=2%時,新循環(huán)比傳統(tǒng)循環(huán)回收了31.1kW的熱量,從而減少了燃氣消耗量.增加了熱回

19、收發(fā)生器后,由于高壓發(fā)生器的設計熱負荷有所降低,冬季采暖工況下機組的供熱負荷會略有下降.在制冷量、蒸發(fā)溫度、冷凝溫度不變的條件下,帶排煙熱回收發(fā)生器的循環(huán)較傳統(tǒng)吸收制冷循環(huán)C COP提高2%以上.在一定范圍內,新循環(huán)的C COP隨著排煙熱回收產生蒸汽比例的增大而增大,燃料消耗量隨的增大而減小.權衡換熱器初投資費用與節(jié)省燃料費用的關系,認為當= 1.59%時機組具有最佳的經濟性.此時通過排煙熱回收,吸收煙氣中的余熱,使排煙溫度從傳統(tǒng)循環(huán)時的194降低到130左右,減少了排煙對環(huán)境的熱污染,同時由于燃氣消耗量的減少,溫室氣體排放量也隨之減少,因此具有很好的節(jié)能和環(huán)保效果.參考文獻1楊昭,焦永剛,田玉卓.三效溴化鋰吸