CC BY
17
УДК 621.575.9
Оценка влияния теплообменников
растворов на эффективность абсорбционной бромистолитиевой
Л .А. МАЛЫШЕВ, О.С. МАЛИНИНА, д-р тех. наук Л.С. ТИМОФЕЕВСКИ Й
СПбГУНиПТ
The purpose of the work - the evaluation of influence of heat exchangers of solutions on the efficiency of absorption lithium-bromide refrigeration machines (ABHM). The analysis ofABHM with two-stage generation of vapor (with parallel movement of solution through generator steps) and with two heat exchangers of solutions has been carried out. Depending on temperature difference on cold side AT of the heat exchanger (15, 30, 45 K), a thermal coefficient, a ratio of heat exchangers areas to the total area of the apparatuses of the machine and the ratio of the weight of lithium bromide for charging of heat exchangers to the total weight of lithium bromide was evaluated. It has been revealed that AT has a significant effect on efficiency of the machine. AT = 15 K is quite reasonable, but consideration of other factors is necessary for obtaining a final solution.
Абсорбционные бромистолитиевые холодильные маши- теплообменниках А1>ХМ, должен быть достаточно обосно-ны (АЬХМ) с целью повышения эффектив] юсти снабжа- ван.
холодильной машины
ются теплообменниками растворов, в которых один поток охлаждается, а второй нафсвается, благодаря чему величина теплового коэффициента С, представляющая собой отношение полученного холода к теплоте, затраченной в генераторе, увеличивается на 25 30 %.
Ус.
В данной работе проведен анализ эффективности
h, кДж /кг
Роль теплообменников нужно рассматривать не только с позиции повышения энергетической эффективности. Следует отметить, что в АБХМ появляется дополнительный фактор, влияющий на эффективность машины, а именно количество раствора соли бромистого лития для заправки растворных теплообменников, генераторов и абсорберов. В дальнейших расчетах нужно учитывать высокую стоимость соли бромистого лития, так как этот фактор входит в расчет капитальных затрат на машину.
Целью работы является оценка влияния теплообменников растворов на эффективность машины с учетом указанных выше факторов.
Растворные теплообменники имеют конечные размеры, а следовательно, и конечную разность температур между горячим и холодным растворами. И чем она больше, тем меньше и капитальные затраты, и тепловой коэффициент, поэтому выбор разности температур в растворных
/'ис. 1. Действительный цикл А ИХМД
?а'<>0 \г КХ»
ЛЬХМ с двухступенчатой генерацией пара (АБХМД),с параллельным движением раствора через ступени генератора и с двумя теплообменниками растворов. Трубные пучки всех аппаратов машины выполнены из медно-пикеле-выхтруб0 16 х 1,0 мм, растворные теплообменники-коробчатого типа, такие же, как и в машинах фирмы «Тепло-сибмаш» 111.
Схема машины представлена в 11, 2], а ее действительный цикл - на рис. 1.
В основу расчетов положен принцип дискретного изменения разности температур на холодной стороне растворного теплообменника (Д Т= - /2), которая принята равной 15, 30 и 45 К. Для упрощенного анализа принята действительная схема машины без рециркуляции раствора через абсорбер, со ступенями генератора затопленного типа, с учетом необратимых потерь в испарителе, абсорбере и в ступенях генератора.
Цикл построен в диаграмме <; — Л, где с концентрация;
И - энтальпия рабочего вещества; С А', теоретические концентрации крепкого и слабого растворов соответственно; Д^, = недонасыщение раствора в абсорбере;
недовыиаривание раствора в ступени низкого давления генератора;
д^ = ^ -4г — недовыиаривание раствора в ступени высокого давления генератора;
&Р ~ Ро Рл гидравлическое сопротивление движению пара из испарителя в абсорбер.
Узловые точки никла (см. рис. 1):
1 кипение воды в испарителе;
2— состояние слабого раствора на выходе из абсорбера;
Зн состояние воды на выходе из конденсатора;
Зв состояние конденсата на выходе из генератора низкого давления (ГИД);
4п - состояние раствора на входе из ГИД;
4и состояние раствора на выходе из генератора высокого давления (Г'ВД);
5„, 5П состояния раствора в начале процессов кипения в ГНД и ГВД;
7Н состояние слабого раствора на выходе из теплообменника низкого давления (ТОНД);
7В состояние крепкого раствора на выходе из теплообменника высокого давления (ТОВД);
<УН состояние крепкого раствора на выходе из ТОВД в теоретическом цикле (при /2 =
Основные процессы цикла: 8К — - адиабатно-изобарная абсорбция; <Ун] -2 - абсорбция с совмещенным гепломассопере-носом;
2- 7Н подогрев одной части потока слабого раствора в ТОВД;
2— 7В — подогрев другой части слабого раствора в ТОВД; <?Н4 - <?4' — адиабатно-изобарная десорбция (при индексах 2, 3 и 4 ДГпринята 15, 30 и 45 К соответственно);
5Н — 4Н, 5В — 4% — кипение раствора при совмещенном тепломассопереносе соответственно в ГНД и ГВД с образованием раствора с концентрацией в каждой ступени;
4Ь - 4Н — 8п - охлаждение одной и другой частей крепкого раствора соответственно в ТОВД и ТОНД. В расчетах прияты постоянными для всех режимов: холодопроизводительность (<20 = 1 МВт); температура охлаждаемой и охлажденной воды (/51 = 12 °С, = 7 °С соответственно);
температура охлаждающей воды на входе в абсорбер Им = 26 -С);'
температура сухого насыщенного греющего пара (1„= 180-С);
температура раствора на выходе из абсорбера (/2 = 32 °С),
температура раствора на выходе из генератора низкого давления (г4н = 92 °С);
температура раствора на выходе из генератора высокого давления (/4в = 167 "С);
давление кипения (р0 - 0,76 кПа), давление конденсации нижней ступени (рк" — р* — 6,66 кПа);
давление конденсации высокой ступени (ркп ~ ри" ~ = 106,64 кПа);
коэффициенты теплопередачи в аппаратах определялись по известным зависимостям [1,2] и приняты в расчетах постоянными:
20 18 16 14 12 10 8 6 4
2
О
Рис. 3. Отношение площадей теплообменников к суммарной площади аппаратов машины в зависимоти от AT: 1 - FjyvF; 2 - F^/lF; 3 - Щ/LF
А^ =1500 Вт/(м2К) — для испарителя;
Kvm 700 Вг/(м2-К) в генераторе низкого давления;
Кк 1200 Вт/(м2К) - в конденсаторе;
Ка - 800 Вт/(м2 К) - в абсорбере;
Кют = 500 Вт/(м2 К) в ТОВД;
Кт1Д - 500 Вт/(м2-К) - в ТОНД;
Кпа 700 Вт/(м2К) - в ГВД.
Средние логарифмические разности температур в аппаратах определялись по следующим формулам 11,2]: в конденсаторе
©К=('н4 ^)/1п|(/кн (О
где twi, температура охлаждающей воды на входе и на выходе из конденсатора; /кн температура конденсации нижней ступени;
"т.о %
70
60 50
40 30 20 10
0
Рис. 4. Отношение массы бромистого пития для заправки теплообменников к общей массе бромистого лития в машине:
1 - Mmm/ÙM\ 2 - MmoJLM; 3 - LMm/ZM
в абсорбере
0. =10,;-'„,)-(', -К,)] /1п[(/,; )/(/,-/.,)! , (2)
где -температура раствора в начале процесса абсорбции;
в теплообменнике низкого давления
=[('« -'2)"('4. "'т., ЖИС,; -/2)/(/4и ~17щ )|, (3)
где /7н — температура слабого раствора на выходе из ТОНД;
в теплообменнике высокого давления
©.».л = -Ч>-|п-Ч)/(',;~'2)Ь (4)
где - температура слабого раствора на выходе из ТОВД;
в генераторе низкого давления
втд =К-'„)-]/1п[('и-'„)/('п-'Л1 (5)
где 1КВ — температура конденсации высокой ступени;
в генераторе высокого давления
в = (',. -Ч )/1п[(/А -/,., )-(/*-/,.)]. (6)
Как показали расчеты, при увеличении ЛТ на холодной стороне теплообменников растворов количество пара рабочего вещества х, образующегося при выпаривании раствора в ГВД (см. рис. 1), увеличилось с 0,59 до 0,64 кг, из-за чего изменилось и количество/слабого раствора, подаваемого из абсорбера в ГВД (с 8,8 до 10 кг). Вследствие этого увеличился тепловой поток в ГВД, определяемый по формуле
где ИУв — энтальпия перегретого пара на выходе из ГВД.
Следовательно, происходит существенное снижение и величины теплового коэффициента (с 1,15 до 0,88, т.е. на 30 % , как видно из рис. 2).
При этом происходит также и снижение отношения площадей ТОНД и ТОВД к суммарной площади аппаратов машины Х/'(рис. 3). Причем величина Ртовя/Т,Г существенно больше величины ГТОНД/1.Г из-за значительной тепловой нагрузки на ТОВД. Суммарная величина площадей ТОВД и ТОНД Х/"то, отнесенная к суммарной площади аппаратов машины, снизилась в 1,8 раза из-за достаточного большого размера ТОВД.
Из рис. 4 следует, что масса бромистого лития на заправку ТОВД Л/товд составляет 40 50 % от массы раствора на заправку машины в целом ХЛ/, и поэтому требуется применение более компактного теплообменника, например пластинчатого типа.
При увеличении разности температур на холодной стороне теплообменников растворов с 15 К до 45 К капитальные затраты на машину снижаются на 23%, но су-
II--- 3
2 ---- 1
1
15 30 45 AT, К
шественно (на 32 %) увеличивается себестоимость холода из-за увеличения эксплуатационных расходов (на теплоту для обогрева ГВД).
На основании выполненных расчетов и их анализа можно сделать вывод, что величина А Гсущественно влияет на эффективность АБХМД. На данном этапе исследований для принятых исходныхданных вполне обоснованным является установление разности температур на холодной стороне теплообменников растворов около 15 К, однако окончательное решение должно приниматься на основании оптимизации с учетом стоимости сухой машины, количества бромистого лития на ее заправку, стоимости греющего источника (пар, горячая вода, продукты сгорания природного газаидр.), охлаждающей воды и других факторов.
Список литературы
1. Абсорбционные преобразователи теплоты. Монография /Л.В Бараненко, J1.C. Тимофсевский, А.Г. Долотов, A.B. Попов: - СПб.: СПбГУНиПТ, 2005.
2. Тепловые и конструктивные расчеты холодильных машин, тепловых нососов и термотрансформаторов. 4.1. Расчет циклов, термодинамических и теплофизических свойств рабочих веществ: Учеб. пос. /Л.С. Тимофеевский, В.И Пекарев, H.H. Бухарин и др.; Под ред. Л.С. Тимофеевекош. - СПб.: СПбГУНиПТ, 2006.
3. Холодильные машины: Учеб. для студ. вузов специальности «Техника и физика низких температур» /A.B. Бараненко, H.H. Бухарин, В.П. Пекарев, Л.С. Тимофеевский; Под общ. ред. Л.С. Тимофеевского. - СПб.: Политехника, 2006.
