Расчет тепловых потоков абсорбционной бромисто-литиевой холодильной машины

 

Схема машины — с генератором затопленного типа и рецирку­ляцией слабого раствора и воды соответственно через абсорбер и испаритель. Подача охлаждающей воды в абсорбер и конденсатор параллельная.

Исходные данные

Температура воды, К:

греющей T_h                                              393

охлаждающей T_w                                           299

охлажденной Т ₃                             280

Принятые значения температур и давлений следующие. Выс­шая температура в конце процесса кипения раствора в генераторе T ₄ = T_h — D T_h = = 383 — 28 = 365 К. Температуры конденсации водяного пара T_к, раствора в конце процесса абсорбции Т ₂, кипения воды в испарителе Т ₀ приняты равными

 

 

Рис. 9. Принципиальная тепловая схема ГТТЭХЦ-7500Т/6,3.

КС — камера сгорания; ГТ — газовая турбина; ГПСВ — газовый подогреватель сетевой воды; ВД – вакуумный деаэратор; АБХМ – абсорбционная бромисто-литиевая холодильная машина

T_к = 307 К, Т ₂ = 307 К, Т ₀ = 277 К. Давления конденсации р_к и кипения р ₀ рабочего тела соответ­ственно будут р_к = 5,45 кПа, р ₀ = 0,83 кПа.

Так как давление конденсации пара рабочего тела значительно выше давления его кипения, удельный объем пара в конденсаторе при данных условиях почти в шесть раз ниже удельного объема пара в испарителе. В связи с этим в блоке генератор — конденса­тор скорость движения пара из генератора в конденсатор будет низкой и гидравлическими сопротивлениями прохождению пара между указанными аппаратами можно пренебречь и принять давление кипения раствора р_h равным давлению конденсации пара р_к, т. е. р_h = р_к = 5,45 кПа. В блоке абсорбер — испаритель из-за высокого значения удельного объема пара скорость его движения из испарителя в абсорбер будет значительной (40 — 50 м/с), вследствие чего необходимо учесть суммарные гидравли­ческие сопротивления SD p на всех участках движения пара из испарителя в абсорбер. По опытным данным в промышленных типах машин величина SD p достигает 0,133 кПа. Тогда давление пара в абсорбере р_а = р ₀ — SD p = 0,83 — 0,133 = 0,697 кПа. Теоретическое значение концентраций x  слабого и x  крепкого растворов определяют по x-i диаграмме по соответствующим значениям Т ₂, р_а и Т ₄, р_h: x = 58,6 %, x  = 67,5 %. Действительная концентрация крепкого раствора ниже теорети­ческого значения x  на величину недовыпаривания Dx_r раствора, которое в генераторе затопленного типа возникает в основном из-за отрицательного влияния на процесс кипения гидростати­ческого давления столба кипящего раствора.

По опытным данным в генераторах затопленного типа промыш­ленных машин величина Dx_r изменяется в зависимости от пара­метров работы в пределах 2,5—3,5 %. Тогда x_r = x  — Dx_r = 67,5 — 3,5 = 64,0 %. Действительная концентрация креп­кого раствора из-за опасности его кристаллизации в аппаратах, трубопроводах и других элементах машины не должна превы­шать 64 %.

Рис. 10. Схема АБХМ: а — схема машины; б — процессы в x-i диаграмме;

I – конденсатор; II – генератор; III – испаритель; IV, VI, VII – насосы рециркулируемой воды, смешанного и слабого растворов соответственно; V – абсорбер;

VIII – теплообменник

 

Если x_r > 64 %, то необходимо изменить температуру Т ₄ креп­кого раствора или давление его кипения р_h путем увеличения соответственно величины D T_h или температуры конденсации Т_к. Можно одновременно изменять T ₄ и Т_к до тех пор, пока не будет выполнено условие x_r ≤ 64 %. Действительная концентрация слабого раствора x_a в абсорбере выше теоретического значения концентрации x  на величину недонасыщения Dx_a раствора.

Величина Dx_a зависит от параметров работы машины и может изменяться в пределах 0,5—2,5 %. Тогда x_a = x  + Dx_a = 58,6 + 1,4 = 60,0 %. При наличии конечной разности D T_р температур на «холодной» стороне теплообменника температура крепкого раствора на выходе из него T ₈ = T ₂ + D T_р. Разность температур D T_р принимается в пределах 15—20 К. Тогда T ₈ = 307 + 15 = 322 К. Параметры узловых точек циклов, изобра­женных на рис. 10, приведены в таблице 2.

Таблица 2 Параметры узловых точек АБХМ
Состояние вещества	Т, К	р, кПа	x, %	i, кДж/кг
Жидкость
Вода после конденсатора	Тк = Т 3 = 307	рк = 5,45	x = 0	i 3 = 561,1
Раствор:
крепкий после генератора	Т 4 = 365	рh = 5,45	xr = 64	i 4 = 366,8
слабый после абсорбера	Т 2 = 307	pa = 0,697	xа = 60	i 2 = 252,9
крепкий после теплообменника	Т 8 = 322	рh = 5,45	xr = 64	i 8 = 289,74
Вода в испарителе	Т 0 = Т 1 = 277	р 0 = 0,83	x = 0	i 1 = 435,5
Пар
После испарителя	Т 1’ = 277	р 0 = 0,83	x = 0	i 1’ = 2914,2

 

Кратность циркуляции раствора f ^* = x /(x  — x ) = 64/(64 — 60) = = 16 кг/кг. Теплота теплообменника q_т = (f — 1) (i ₄ — i ₈) = (16 — 1)(366,8 — — 289,74) = 1159,9 кДж/кг.

Энтальпия слабого раствора после теплообменника i ₇ = i ₂ + q_т / f =
= 252,9 + 1155,9/16 = 325,14 кДж/кг. По величине i ₇ = 325,14 кДж/кг при x_а = 60% из x-i диаграммы определяют положение точки 7 и температуру слабого раствора на выходе из теплообменника: Т ₇ = 345,5 К.

В связи с тем что слабый раствор на входе в генератор недогрет до состояния равновесия, он сначала подогревается в нем до рав­новесного состояния 5 и затем кипит в процессе 5—4. Температуру Т ₅ находят по x-i диаграмме по известным значениям р_h и x_а: Т ₅ = 349,5 К. Средняя температура раствора, кипящего в генераторе, Т_р = (Т ₄ + Т ₅)/2 = (365 + 349,5)/2 = 357,25 К. Концентрация раствора, соответствующая температуре Т_р (точка 5), x_р = 61,8%. Энтальпию перегретого пара на выходе из генератора определяют по x-i диаграмме при известных р_h и x_р: i _3’ = 3067,4 кДж/кг. Теплота генератора q_h = i _3’ + (f — 1) i ₄ — — fi ₇ = 3067,4 + (16—1)366,8 — 16∙325,14 = 3367,1 кДж/кг. Теплота испарителя q ₀ = i _1’ — i ₃ = 2914,2 — 561,1 = 2353,1 кДж/кг. Теплота конденсатора q = i _3’ — — i ₃ = 3067,4 — 561,1 = 2506,3 кДж/кг. Теплота абсорбера q_a = i _1’ + (f — 1) i ₈ — — fi ₂ = 2914,2 + (16— 1)289,74 — 16∙252,9 = 3213,9 кДж/кг. Теплота подведенная S q_подв = q_h + q ₀ = 3367,4 + 2353,1 = 5720,2 кДж/кг. Теплота отведенная S q_отв = q + q_a = 2506,3 + 3213,9 = 5720,2 кДж/кг. Тепловой баланс S q_подв = S q_отв = = 5720,2 кДж/кг. Тепловой коэффициент z= q ₀/ q_h = 2353,1/3367,1 = 0,699.

Найдем производительность по холоду АБХМ, полностью использующую теплоту одного ГПСВ, работающего на номинальных параметрах.

После АБХМ температура греющей воды снизится на 28 °С (задано по расчету АБХМ), тогда температура греющей воды на выходе из АБХМ составит t'' = 120 — 28 = 92 °C. Энтальпия воды при этом составит h'' = 387 кДж/кг. Теплота, вносимая потоком горячей воды при этом составит

Q_г = G ·(h' — h'') = 20,83·(505,05 — 387) = 2459 кДж/с.

Холодопроизводительность АБХМ составит

Q₀ = z· Q_г = 0,699·2459 = 1718,8 кДж/с или 1476773 ккал/ч.

Кроме того, температура воды после АБХМ позволяет использовать ее на нужды горячего водоснабжения в летний период.

Если на станции установить 3 АБХМ, то имеется возможность получить 1476773·3 = 4430319 ккал/ч холода и отпускать 225 м³/ч сетевой воды с температурой около 90 °С на нужды теплоснабжения, при этом холод вырабатывается с использованием теплоты, полученной за счет утилизации выхлопных газов ГТУ в ГПСВ, то есть без затраты на ее производство дополнительного количества энергии.

Расчет финансовой эффективности ГТТЭХЦ-7500Т/6,3 на базе авиационных турбовинтовых двигателей АИ-20 приведен в главе 4.