何夢淵 李永生 潘濤 麻宏強, 伍丹丹 李康婷

1.蘭州理工大學土木工程學院 2.中國石化達州天然氣凈化有限公司 3.中國石化中原石油工程設計有限公司 4.中原油田分公司石油工程技術研究院

目前,絕大多數高能源消耗行業(yè)都已開始廣泛應用煙氣余熱回收裝置[1-3]，以減少由煙氣回收效率不足帶來的能源損失，而吸收式熱泵系統(tǒng)在煙氣余熱回收中的利用極大地提高了煙氣余熱回收能力和效率?；谖帐綗岜玫挠酂峄厥昭芯恐饕性谙到y(tǒng)的優(yōu)化設計[4-5],以及性能參數影響因素分析方面[6-10]。如文獻[11]基于印度某氨制冷廠的CO2熱泵系統(tǒng)，研究了熱泵的性能與環(huán)境因素間的關系；文獻[12]對丹麥某地區(qū)供暖熱泵的穩(wěn)態(tài)運行進行研究，得到制熱系數的穩(wěn)態(tài)工況點；文獻[13]探究了溴化鋰吸收式熱泵在余熱回收上的應用；文獻[14]對熱泵優(yōu)化調節(jié)進行了實驗研究。但這些研究還存在很多不足，吸收式熱泵在煙氣余熱回收過程中的動態(tài)性能及環(huán)保效益不明確。

本研究以某項目為依托，基于溴化鋰吸收式熱泵原理，設計開發(fā)了煙氣余熱回收工藝，從節(jié)能及CO2減排角度評價了系統(tǒng)性能。同時，通過動態(tài)特性研究，分析得到不同運行工況下系統(tǒng)動態(tài)特性變化規(guī)律。

1 煙氣余熱回收工藝方案

吸收式熱泵系統(tǒng)是一種直接以熱能驅動的熱量回收設備，可直接利用一次能源驅動或利用中低品的廢熱余熱進行驅動，比如：廢煙氣、廢乏汽、物料潛熱等。70 ℃以上的熱水就能實現熱量回收，對于雙級吸收式制熱設備60 ℃以上的熱水就能實現。它是通過冷劑水在蒸發(fā)器中發(fā)生相變而實現制熱的。溴化鋰吸收式熱泵利用水在低壓下沸點顯著降低的特性，在一個創(chuàng)造的低壓環(huán)境下，使水蒸發(fā)沸騰，發(fā)生相變進行制熱。

本系統(tǒng)由蒸發(fā)器、冷凝器、發(fā)生器、吸收器4大核心部件以及其附屬裝置(溶液泵、熱交換器等)構成，利用系統(tǒng)將鍋爐煙氣余熱回收用于鍋爐進水預加熱，實現余熱回收。來自鍋爐的低溫煙氣通過循環(huán)水加熱器與加熱器中的循環(huán)水換熱，將煙氣中的熱量“回收”到循環(huán)水中;循環(huán)水又作為蒸發(fā)器的“熱源”，在蒸發(fā)器中與冷劑水換熱，蒸發(fā)器中冷劑水吸熱發(fā)生相變成為氣態(tài)自然進入吸收器，并與吸收器中的溴化鋰濃溶液結合使之變?yōu)橄∪芤?稀溶液流出吸收器經溶液泵，在溶液泵驅動下進入溶液熱交換器。與此同時，鍋爐水在吸收器中進行熱量交換(鍋爐水在進吸收器換熱前，已通過省煤器進行初步預熱，將常溫鍋爐水升溫為50 ℃)，完成“一次鍋爐水預熱”。溴化鋰稀溶液在溶液熱交換器中經熱源加熱，溴化鋰稀溶液蒸發(fā)為濃溶液，與氣態(tài)冷劑水分離，濃溶液通過節(jié)流閥重新回到吸收器，完成冷劑循環(huán)，而“冷劑水”則經發(fā)生器最終到達冷凝器。與冷凝器相連的鍋爐水系統(tǒng)將鍋爐水在冷凝器中進行“二次鍋爐水預熱”?！袄鋭┧痹诶淠髦信c鍋爐水換熱之后，放出熱量發(fā)生相變，重新變成液態(tài)，經節(jié)流閥降壓回到蒸發(fā)器完成“冷劑水循環(huán)”。這樣，一個完整的溴化鋰吸收式熱泵循環(huán)就完成，其工藝流程見圖1。

2 吸收式熱泵系統(tǒng)設計

2.1 吸收式熱泵設計參數

某工程設計參數要求實際鍋爐排煙溫度要大于60 ℃，現有某鍋爐的排煙溫度達到70.13 ℃，排煙量為39 405 kg/h，該鍋爐設備參數符合溴化鋰吸收式熱泵的設計要求條件。所以,基于溴化鋰吸收式熱泵原理，設計了這套鍋爐煙氣余熱回收系統(tǒng)，系統(tǒng)的設計制熱量為4000 kW、設計蒸發(fā)溫度為28.9 ℃、設計冷凝溫度為144 ℃。詳細設計參數見表1。

表1 相關設計計算參數Table 1 Relevant design calculation parameters項目參數設計制熱量Q0/kW4000.00煙氣進循環(huán)水加熱器溫度/℃70.13煙氣出循環(huán)水加熱器溫度/℃45.54冷劑水進冷凝器溫度tc1/℃144.00冷劑水出冷凝器溫度tc2/℃65.00冷劑水進蒸發(fā)器溫度/℃28.90冷劑水出蒸發(fā)器溫度/℃28.90鍋爐水進吸收器溫度tw1/℃50.00鍋爐水出吸收器溫度tw2/℃61.05鍋爐水出冷凝器溫度tw3/℃70.13稀溶液出吸收器溫度t2/℃64.00蒸發(fā)溫度t0/℃28.90冷凝溫度tk/℃144.00濃溶液出熱交換器溫度t4/℃79.00鍋爐水流量 m1 /(kg·h-1)200 000.00循環(huán)水流量 m2 /(kg·h-1)80 000.00冷劑水流量 m3 /(kg·h-1)3 145.00

2.2 吸收式熱泵的熱工計算

為準確評價系統(tǒng)的性能和動態(tài)特性，需要計算系統(tǒng)循環(huán)倍率及系統(tǒng)各設備熱負荷。循環(huán)倍率是進入循環(huán)回路中的循環(huán)水量全部變成蒸汽所需的循環(huán)次數，它與系統(tǒng)相關熱負荷在一定工況下的變化程度有關，并參與計算熱負荷。通過查飽和水蒸氣表和溴化鋰h-ζ圖，得到在相應設計溫度下的蒸發(fā)壓力和冷凝壓力，詳見表2；相應溫度下的稀溶液濃度和濃溶液濃度，詳見表3。

表2 計算壓力Table 2 Calculation of pressure溫度/℃壓力/kPa28.9(蒸發(fā)溫度)4.0144.0(冷凝溫度)57.8

表3 計算質量分數Table 3 Calculation of mass fraction設計溫度/℃質量分數/%64.0(t2)58.079.0 (t4)62.5

系統(tǒng)的稀溶液循環(huán)倍率計算公式如式(1)：

(1)

式中：r為稀溶液循環(huán)倍率；ξ1為稀溶液質量分數，%；ξ2為濃溶液質量分數，%。由式(1)可得r=13.98。

根據以上數據，結合溴化鋰吸收式熱泵系統(tǒng)的狀態(tài)點h-ξ圖，可參考文獻[15]中的各換熱設備的熱平衡方程求得對應熱負荷,如式(2)～式(4)。

吸收器單位熱負荷(qa)：

(2)

發(fā)生器單位熱負荷(qg)：

(3)

冷凝器單位熱負荷(qk)：

(4)

蒸發(fā)器單位熱負荷(qo)：

(5)

單位熱負荷q與熱負荷Q之間關系如式(6)：

Q=Dq

(6)

式中:D為冷劑循環(huán)量，D的計算如式(7)：

D=ξ2-ξ1

(7)

由式(6)～式(7)可以計算得出各個設備的熱負荷。吸收器熱負荷Qa=2 568.00 kW，發(fā)生器熱負荷Qg=2 719.43 kW，冷凝器熱負荷Qk= 2 146.00 kW，蒸發(fā)器熱負荷Qo=1 994.57 kW。

3 系統(tǒng)性能評價

3.1 制熱系數

制熱系數簡稱COP(Coefficientof Performance),是用來衡量系統(tǒng)性能的重要指標，表征了從熱源輸入熱泵的熱負荷Qg與Qo的關系，本研究用制熱系數來表示出系統(tǒng)的性能指標。制熱系數計算如式(8)：

(8)

式中：Qo為熱泵制熱量，kW；Qg為輸入熱泵的熱負荷，kW。由式(8)可以得到COP=73.34%。而吸收式熱泵系統(tǒng)制熱平均效率在60%～80%之間，由此可得出本系統(tǒng)能較好地發(fā)揮吸收式熱泵系統(tǒng)的性能優(yōu)勢，達到余熱回收的目的。

3.2 換熱量及熱能轉換率

系統(tǒng)熱能轉換率是溴化鋰吸收式熱泵的主要技術經濟指標之一，它可以為熱泵系統(tǒng)的性能考核提供依據。為計算本系統(tǒng)的熱能轉換率，需要先計算蒸發(fā)器端與循環(huán)水交換的熱量Q′和冷凝器端與鍋爐水交換的熱量Q。

蒸發(fā)器的管側和殼側分布了兩種不同流體，它們通過管殼式換熱器進行了熱量交換，達到將煙氣中余熱回收并輸入系統(tǒng)的目的。冷凝器的兩側換熱情況與蒸發(fā)器基本相同，但冷凝器實現了將系統(tǒng)回收的熱量輸出給鍋爐水，完成系統(tǒng)余熱回收的最后步驟。冷凝器和蒸發(fā)器換熱性能設計數據見表4、表5。

表4 冷凝器(管殼式換熱器)性能數據Table 4 Condenser ( tubular shell heat exchanger)performance data流體位置流體名稱流體流量/(kg·h-1)進水溫度/℃出水溫度/℃殼側冷劑水3145144.0065.00管側鍋爐水200 00061.0570.13

表5 蒸發(fā)器(管殼式換熱器)性能數據Table 5 Evaporator ( tubular shell heat exchanger)performance data流體位置流體名稱流體流量/(kg·h-1)進水溫度/℃出水溫度/℃殼側冷劑水3 14528.928.9管側循環(huán)水80 00053.032.3

蒸發(fā)器管側循環(huán)水的溫度高于殼側冷劑水的溫度，發(fā)生了熱傳遞，循環(huán)水在經管殼式換熱器時放出的熱量被蒸發(fā)器中冷劑水吸收，余熱進入了熱泵循環(huán)。同樣在冷凝器中，殼側氣態(tài)冷劑水在經管殼式換熱器時與管側鍋爐水進行了熱交換。水蒸氣放出熱量發(fā)生相變，鍋爐水吸收這部分熱量，完成一個熱泵循環(huán)?？芍舭l(fā)器端與循環(huán)水交換的熱量計算如式(9)：

Q′=cm2Δt

(9)

冷凝器端與鍋爐水交換的熱量計算如式(10)：

Q=cm1Δt

(10)

式中：c為水的比熱容，4.2 kJ/(kg·K)；m為流體流量，kg/h。由式(9)～式(10)可得Q′= 6.955 2×106kJ/h，Q=7.627 0×106kJ/h。

系統(tǒng)熱能轉換率θ的計算如式(11)：

(11)

計算可得θ=91.24 %。

3.3 可節(jié)省標準煤量

由于不同能源的發(fā)熱量不同，為便于計算考察部門能源消耗量及其利用效果，通常采用標準煤這一標準折算單位。對系統(tǒng)的節(jié)煤量進行折算，單位小時換熱量折合為標準煤量的計算如式(12)：

(12)

式中：B為標準煤量，kg；K為每千克標準煤的發(fā)熱量，2.930 8×104kJ。由式(12)可得B=237.40 kg，則系統(tǒng)每小時可回收的熱量相當于節(jié)省燃燒237.40 kg標準煤量。

3.4 CO2減排量

余熱回收的目的在于減少能源的消耗，并提高能源利用率。余熱回收可使鍋爐減少燃燒煤或天然氣，提高鍋爐的能源利用效率。在實際中，直觀表現為鍋爐耗煤量或耗氣量的減少以及燃燒產生CO2排放量的減少。CO2是大氣污染的主要成分之一，會加重地球的溫室效應。因而，余熱回收最終目的之一就是減少CO2的排放。

依據天然氣與標準煤的折算關系。折算后天然氣的平均低位發(fā)熱量為36.84 kJ/m3，折算后每立方米天然氣的體積(V0)計算如式(13)：

(13)

式中：n為每立方米天然氣折算為標準煤的折算系數，為1.22 kg/m3。由式(13)代入相關數據可得V0= 186.81 m3。

每立方米天然氣中CH4的體積分數為96%，CH4完全燃燒的化學式為：

CH4+2O2=CO2+2H2O

(Ⅰ)

從反應式(Ⅰ)中可得每立方米的CH4完全燃燒可產生標準立方米的CO2，則完全燃燒產生的CO2量(V′)的計算如式(14)：

V′=V0×N

(14)

式中：N為每立方米天然氣中CH4的體積分數，為96%。由式(14)代入相關數據可得V′=194.59 m3。

系統(tǒng)每小時從煙氣中回收的余熱，即等同于每小時減少排放186.81 m3的CO2，CO2減排量累積到整個供暖周期或者整個鍋爐使用期內，則供暖期節(jié)省的總標準煤量(B總)計算如式(15)：

B總=B×T

(15)

CO2的減排放量(V)計算如式(16)：

V=V′×T

(16)

式中：T為供暖總時間，h，整個供暖期按3個月來計算，則供暖總時間為T=3×30×24=2 160 h。由式(15)～式(16)代入數據可以得到B總=5.13×105kg、V=4.04×105m3，則系統(tǒng)在年運行期中節(jié)省的總標準煤量為5.13×105kg，CO2減排量為4.04×105m3。

4 動態(tài)特性分析

系統(tǒng)的動態(tài)特性可將系統(tǒng)性能參數在不同設計條件下的變化關系直觀地表達出來，為對系統(tǒng)性能參數間的不同工況下的復雜變化關系進行簡化，將其轉化為輸入量與輸出量的動態(tài)關系，同時用以衡量系統(tǒng)的安全性、經濟性和穩(wěn)定性。

4.1 蒸發(fā)溫度對系統(tǒng)制熱系數COP的影響

制熱系數COP是系統(tǒng)性能衡量的重要依據，可反映系統(tǒng)運行規(guī)律。在不同蒸發(fā)溫度t0下，制熱系數COP會發(fā)生波動。為研究這種波動趨勢，可根據不同工況下的蒸發(fā)溫度t0得到制熱系數COP的變化規(guī)律。將制熱系數COP和蒸發(fā)溫度t0的數據進行分析，得到制熱系數COP隨蒸發(fā)溫度t0的變化規(guī)律，如圖2所示。從制熱系數COP和蒸發(fā)溫度t0分布曲線可以得出：制熱系數COP隨蒸發(fā)溫度t0的增加略有減小，但波動較小且基本保持不變。

4.2 循環(huán)水溫差對系統(tǒng)熱能轉換率的影響

熱能轉換率是系統(tǒng)性能參考的重要考核數據，是反系統(tǒng)運行經濟性指標的準確表達。在不同循環(huán)水溫差Δt下，熱能轉換率也會呈現不同情況的波動。根據不同循環(huán)水溫差Δt下的熱能轉換率θ繪制出它們之間的變化規(guī)律曲線。熱能轉換率θ與循環(huán)水溫差Δt的變化規(guī)律如圖3所示。從熱能轉換率θ與循環(huán)水溫差Δt的關系可以得出，熱能轉換率θ隨循環(huán)水溫差Δt的增大而逐漸升高。也就是說，當循環(huán)水溫差Δt增大，熱量的回收效率將逐漸升高，但是它的增幅并不會太大，并且不會超過1。

4.3 循環(huán)水溫差對系統(tǒng)回收標準煤量的影響

回收標準煤量B是系統(tǒng)綜合性能的直觀表示，在循環(huán)水溫差Δt變化時，系統(tǒng)的工作狀態(tài)發(fā)生變化引起回收標準煤量B的規(guī)律性波動。根據不同條件下循環(huán)水溫差Δt與回收標準煤量B的數據，可以繪制出它們之間的關系曲線，回收標準煤量B與循環(huán)水溫差Δt的變化規(guī)律如圖4。

從回收的標準煤量B與循環(huán)水溫差Δt的分布曲線可以得出， 回收的標準煤量B隨循環(huán)水溫差Δt的增大而逐漸增大，并且3種狀態(tài)下的趨勢是相同的并呈平行遞增?？梢缘贸觯厥諛藴拭毫緽在不同狀態(tài)下，與循環(huán)水溫差Δt是緊密相關的，受其他因素影響很小。

4.4 CO2減排量與系統(tǒng)熱能轉換率之間的關系

CO2減排放量V直觀反映了系統(tǒng)節(jié)能減排效果，是衡量系統(tǒng)節(jié)能減排能力的重要標準。通過CO2減排量V與系統(tǒng)熱能轉換率θ的變化規(guī)律分析，可以得到不同系統(tǒng)熱能轉換率下的減排能力。系統(tǒng)熱能轉換率θ與CO2減排量V的變化規(guī)律見圖5。可以得出，系統(tǒng)熱能轉換率θ隨CO2減排量V的增大而逐漸增大，熱能轉換率與CO2減排量呈正線性關系。

5 結 論

對溴化鋰吸收式熱泵系統(tǒng)的制熱系數、熱能轉換率和CO2減排量等系統(tǒng)性能參數計算進行分析，并對系統(tǒng)性能參數在不同工況下的變化規(guī)律進行分析，得出如下結論：

(1) 系統(tǒng)年可以節(jié)省燃燒標準煤5.13×105kg，且每年能減少4.04×105m3的CO2排放量，具有良好的能源回收效率和經濟實用性。并分析得到回收的標準煤量B與循環(huán)水溫差Δt的變化關系，可以得出回收的標準煤量B隨循環(huán)水溫差Δt的增大而逐漸增大，并且3種狀態(tài)下的趨勢是相同的，且呈平行遞增。

(2) 通過分析CO2減排量V與系統(tǒng)熱能轉換率θ的分布關系，可以得出系統(tǒng)熱能轉換率θ隨CO2減排量V的增大而逐漸增大，熱能轉換率與CO2減排量呈正線性關系。表明系統(tǒng)的可利用性和經濟實用性是十分高的，為煙氣余熱回收系統(tǒng)的優(yōu)化和深度利用提供了參考。

(3) 通過分析制熱系數COP與蒸發(fā)溫度t0的變化關系，可以得出制熱系數COP隨蒸發(fā)溫度t0的增加略有減小，但基本保持不變。分析熱能轉換率θ與循環(huán)水溫差Δt的變化關系，可以得出循環(huán)水溫差Δt越大，熱量的回收效率將越高，但是它的增幅并不會太大，并且不會超過1。