Синтез и дизайн теплообменных сетей энергопреобразующих технических систем

УДК 662

СИНТЕЗ И ДИЗАЙН ТЕПЛООБМЕННЫХ СЕТЕЙ ЭНЕРГОПРЕОБРАЗУЮЩИХ ТЕХНИЧЕСКИХ СИСТЕМ

Д.С. Агапов1

Санкт-Петербургский государственный аграрный университет (СПбГАУ), 196605, г. Санкт-Петербург, г. Пушкин, Петербургское ш. д.2. Рассмотрены примеры применения пинч-технологии решения задач структурной оптимизации технических систем. В частности, для обеспечения возможности интеграции теплоты в ДВС предлагается использовать процессы термохимической конверсии топлив. В статье изложены технические решения по утилизации низкопотенциальной теплоты интеркулера второй ступени изменением конструкции утилизационного модуля когенерационных установок, которые позволяют повысить КПД когенерационных установок JENBAHER шестого модельного ряда в среднем на 2,5%.

Ключевые слова: пинч-анализ, тепловой поток, теплообмен, термохимический конвертор, структурная оптимизация, когенерационная установка

SYNTHESIS AND DESIGN OF HEAT EXCHANGER NETWORKS OF POWER-TRANSFERING

TECHNICAL SYSTEMS

D.S. Agapov

St. Petersburg State Agrarian University (SPbGAU), 196605, St. Petersburg, Pushkin, Petersburg Highway, 2 Examples of application of pinch-technology for solving problems of structural optimization of technical systems are considered. In particular, it is proposed to use the processes of thermochemical conversion of fuels to ensure the possibility of heat integration in the internal combustion engine. In the article, technical solutions for the utilization of low-grade heat of the intercooler of the second stage by the modification of the design of the utilization module of cogeneration units are presented, which allow increasing the efficiency of the JENBAHER cogeneration plants of the sixth model range by 2.5% on average.

Keywords: pinch analysis, heat flow, heat exchange, thermochemical converter, structural optimization, co-generation unit

Совершенствование конструкции тепловых двигателей на основе пинч-технологии с учётом особенностей функционирования

Применение пинч-анализа для структурной оптимизации такой небольшой системы как тепловой двигатель весьма затруднительно, в силу малого количества тепловых потоков и сложности организации теплообмена между потоками [1]. Однако технически это возможно и в случае удачного применения позволяет получить эффективные технические решения по совершенствованию конструкции, как двигателя, так и системы, внутри которой он функционирует. Вначале необходимо произвести экстракцию данных о тепловых потоках технической системы - то есть двигателя. Рассмотрим общий случай функционирования транспортного ДВС, установленного на автомобиле ВАЗ-21112. К холодным потокам в данном случае будут относиться следующие позиции: основной подвод теплоты к рабочему телу в цилиндре и подвод теплоты к воздуху салона для отопления. Это холодные потоки, требующие нагрева. Следующий поток может быть, как

горячим, так и холодным. Так в случае бензинового ДВС осуществляется предварительный подогрев свежего заряда, и этот поток будет холодным.

Для турбированного дизеля в интеркулере осуществляется промежуточное охлаждение воздушного заряда и тогда этот поток будет горячим. Остальные потоки: отвод теплоты в атмосферу от охлаждающей жидкости двигателя, смазки, отработавших газов и нагретых деталей являются горячими. В частных случаях отдельные позиции могут отсутствовать или менять знак на противоположный. Так теплоту, рассеиваемую нагретыми деталями, собрать и использовать весьма затруднительно, следовательно, её можно не включать в список потоков для анализа [1].

В качестве примера рассмотрим бензиновый ДВС, установленный на автомобиле ВАЗ-21112. Данные о тепловых потоках (таблица 1), снятых непосредственно с рассматриваемой системы (т.е. автомобиля) в процессе его работы в течение 1 часа на участке пути 70 км, представлены в работе [1].

1 Агапов Дмитрий Станиславович - кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры Автомобили, тракторы и технический сервис СПбГАУ, e-mail: different76@list.ru

Температура в цилиндре в начале и конце сгорания определялась из индикаторной диаграммы аналогичного двигателя (рис. 1), установленного на стенде, а подводимая при этом теплота находилась из низшей теплотворной способности топлива, с учётом неполноты сгорания определяемой по окиси углерода с помощью газоанализатора. Теплота подогрева воздуха на впуске рассчитывалась исходя из данных о расходе воздуха определённого расходомером и температурах на впуске и окружающей среды фиксируемых с помощью термопар. Аналогичным образом определялись теплоты в других системах - как произведение

расхода на теплоёмкость и разность температур.

Принимая ДГпинч = 10°С, строим композитные кривые, из которых видно, что регенерация возможна, но в весьма узком диапазоне температур и незначительного количества теплоты (рис. 2).

Результаты расчётов с помощью программа «Пинч анализ и теплообменная сеть» приведены в таблице 2. Из неё следует, что имеется возможность регенерировать 7,77 кВт выше пинча и 3,67 кВт ниже пинча, а значит экономить при таком режиме работы технической системы около 11,4 кВт теплоты, что составляет примерно 7% от общего расхода топлива.

Таблица 1 - Данные о тепловых потоках автомобиля ВАЗ-21112

№ потока Название потока Температура на входе Температура на выходе Тепловой поток

°С кВт

1 Основной подвод теплоты 605 2521 157,014

2 Подогрев впускного воздуха 253 293 2,24

3 Отопление салона 253 293 1,43

4 Охлаждение двигателя 378 371 25,71

5 Охлаждение отработавших газов 721 20 51,36

Чтобы выяснить, каким образом возможна такая экономия, производим расчёт с помощью программы «Пинч анализ и теплообмен-ная сеть». Результаты расчёта сведены в таблицу 3, которая графически представлена на рисунке 3.

Из рисунка 3 и таблицы 3 видно, что охлаждение двигателя через систему охлаждения осуществляется за счёт внешних утилит, следовательно, система охлаждения в процессе модернизации не должна претерпевать никаких конструктивных изменений.

токов

Температура в цилиндре в начале и конце сгорания определялась из индикаторной диаграммы аналогичного двигателя (рис. 1), установленного на стенде, а подводимая при этом теплота находилась из низшей теплотворной способности топлива, с учётом неполноты сгорания определяемой по окиси углерода с помощью газоанализатора. Теплота подогрева воздуха на впуске рассчитывалась исходя из данных о расходе воздуха определённого расходомером и температурах на впуске и окружающей среды фиксируемых с помощью термопар. Аналогичным образом определялись теплоты в других системах - как произведение

расхода на теплоёмкость и разность температур.

Рисунок 1 - Снятие индикаторной диаграммы

О 50 100 [50 200 НкВт

Тепловой поток

Рисунок 2 - Композитные кривые тепловых по-

Такое решение даёт чисто автоматическое проектирование, когда проектировщик исключён из создания теплообменной сети и не имеет возможность учитывать экспертные рекомендации.

В данном случае в качестве таких экспертных рекомендаций выступает то обстоятельство, что теплоту отработавших газов нежелательно использовать для отопления салона автомобиля. Однако если вести процесс проектирования в полуавтоматическом режиме, то появляется принципиальная возможность учитывать экспертные рекомендации. При этом будет создана теплообменная сеть другой архитектуры, но все параметры оптимального решения останутся те же, другими словами, таблица 2 не изменится, а таблица 3 и рисунок

3 трансформируются соответственно в таблицу

4 и рисунок 4.

Таблица 2 - Результаты пинч-анализа

Показатель Значение

Горячий пинч, °С 342

Холодный пинч, °С 332

Минимальные горячие утилиты, кВт 149,25

Минимальные холодные утилиты, кВт 65,63

Общая мощность горячих потоков, кВт 77,07

Общая мощность холодных потоков, кВт 160,684

Степень интеграции 0,46

Мощность теплоты интеграции выше пинча, кВт 7,77

Мощность теплоты интеграции ниже пинча, кВт 3,67

Общая мощность теплоты интеграции, кВт 11,44

Таблица 3. Интеграция тепловых потоков

Температура на входе горячей стороны, °С Температура на выходе горячей стороны, °С Название горячего потока Тепловой поток, кВт Название холодного потока Температура на входе холодной стороны, °С Температура на выходе холодной стороны, °С

Выше пинча

721 615 Охлаждение отработав-щих газов 7,77 Основной подвод теплоты 605 699,77

Горячие утилиты 149,25 Основной подвод теплоты 699,77 2521

Ниже пинча

615 584,43 Охлаждение отработав-щих газов 2,24 Подогрев впускного воздуха 253 293

584,43 564,91 Охлаждение отработав-щих газов 1,43 Отопление салона 253 293

564,91 20 Охлаждение отработав-щих газов 39,92 Холодные утилиты

378 371 Охлаждение двигателя 25,71 Холодные утилиты

Охлаждение тработавщих гг

Подогрев впускного воздуха

И7

I 7,77 I 721^^615

2521 2521

I 149,25 I I 7,77 I

605_605

Е

Н3

378| 1371_371

I 2,24 I I 1,43 I 615 з | 584,43| 4 |_564,91 20

|~39,92 I

293 293

[Тр53-25^7]

I 1,43 I

Рисунок 3 - Схема теплообменной сети

№

615

615

615

615 605

Вариант, представленный в таблице 4 и на рисунке 4, более приемлем для практической реализации.

Предлагаем рекомендуемые конструктивные изменения.

1. Теплота охлаждающей жидкости двигателя последовательно расходуется на подогрев воздушного заряда и отопление салона. Если бы эта нагрузка была не временной, а постоянной, то появилась бы возможность уменьшить массогабаритные показатели радиатора.

Таблица 4 - Интеграция тепловых потоков

2. Теплота отработавших газов должна подводиться к рабочему телу в конце процесса сжатия в цилиндре двигателя, что представляется весьма затруднительным и практически невозможным. Однако в качестве агента теплоты может выступать само топливо, которое подаётся в камеру сгорания. Речь идёт о термохимической конверсии топлив, в частности оксигенатных [2 - 4].

Температура на входе горячей стороны, °С Температура на выходе горячей стороны, °С Название горячего потока Тепловой поток, кВт Название холодного потока Температура на входе холодной стороны, °С Температура на выходе холод-ной стороны, °С

Выше пинча

721 615 Охлаждение отработавших газов 7,77 Основной подвод теплоты 605 699,77

Горячие утилиты 149,2 5 Основной подвод теплоты 699,77 2521

Ниже пинча

378 377,39 Охлаждение двигателя 2,24 Подогрев впускного воздуха 253 293

377,39 377,00 Охлаждение двигателя 1,43 Отопление салона 253 293

615 20 Охлаждение отработавших газов 43,59 Холодные утилиты

377,00 371 Охлаждение двигателя 22,04 Холодные утилиты

поток Название потока

а

4 Охлаждение двигателя

Охлаждение тработавщих га

Основной подвод

Подогрев впускного воздуха

Отопление салона

И7

ГТТП

7211 1 1615

2521 2521

699 ,77рР|б05_605р|~

I 149 , 25 I I 7 77 I

Дэтз зтат з77,з9тз77-зт^

371 371

' 2 24 I

22,04 I

СО

615 20 20

I 43,59 I

293 293

I 1,43 '

Рисунок 4 - Схем теплообменной сети

Схема термохимического конвертора интегрируется в систему питания автомобиля представлена на рисунке 5. Он конструктивно так, как показано на рисунке 6.

№

Рисунок 5 - Термохимический конвертор

В этом случае сначала в топливе проте- термические) реакции и запасенная энергия кают эндотермические реакции, и тепловая вновь выделяется в виде теплоты. энергия запасается в продуктах реакции, а затем при сгорании протекают обратные (экзо-

Рисунок 6 - Система питания ДВС с термохимическим конвертором:

1 - ДВС; 2 - топливный насос; 3 - топливный фильтр тонкой очистки; 4 - топливный бак; 5 - топливозабор-ник; 6 - катализатор; 7 - термохимический конвертор; 8 - дозирующее устройство; 9 - датчик температуры

ОГ; 10 - ЭБУ; 11 - электроклапан

При этом температура конверсии топлива должна быть ниже температуры отработавших газов. Такими топливами являются низшие спирты и простые эфиры. Из применяемых на сегодняшний день топлив таковыми являются метан, пропан, бутан, октан, метанол, этанол и диметилэфир. Наиболее перспективным является метанол (метиловый спирт), так как уже применяется в качестве заменителя традиционных моторных топлив нефтяного

происхождения, а также имеет невысокую температуру конверсии, (таблица 5) [5 - 7].

Теплота сгорания жидкого метанола 19670 кДж/кг. Теплота сгорания газообразных продуктов конверсии метанола 23870 кДж/кг [5, 7]. То есть при сгорании продуктов конверсии метанола выделится дополнительно 4200 кДж/кг теплоты. Примерно 21% от энергии возвращается в рабочий цикл ДВС.

Таблица 5 - Температура конверсии топлив

Наименование Температура конверсии, °С

Метан 1000

Пропан 700

Бутан 700

Октан >1000

Метанол 570

Этанол 600

Диметилэфир 533

На основе пинч-технологии решена задача структурной оптимизации технической системы, в качестве которой выступал автомобиль ВАЗ-21112. При этом для обеспечения возможности интеграции теплоты предлагается использовать процессы термохимической конверсии топлив. Полученные выводы и конструктивные предложения будут справедливы, если в качестве технической системы рассматривать не автомобиль ВАЗ-21112, а только его двигатель.

Улучшение теплообменной сети утилизационного модуля когенерацион-

ных установок

Термодинамическое совершенствование любых объектов, в том числе и когенерацион-ных установок, является весьма актуальной задачей современной инженерии. От того, насколько она удачно решена, зависят не только основные показатели, характеризующие потребительские свойства объекта (производительность, экологичность, масса, габариты и т.п.), но и способность установки интегрироваться в различные сложные технологические процессы, оптимальные режимы и сроки её эксплуатации, а также финансовые показатели от использования установки.

Широкое распространение на отечественном и зарубежном рынке нашли когенера-ционные установки фирмы «GE JENBACHER GmbH & Co OG» шестого модельного ряда, типа JMS 612 GS-B.L, JMS 616 GS-B.L и JMS 620 GS-B.L [приложение Г]. Газовые (газопоршневые) электростанции GE Jenbacher J612 производства GE Energy Jenbacher (Австрия) предназначены для производства 3-хфазного электрического тока частотой 50 Гц, теплоты, холода, СО2. Они используются для обеспечения основного и резервного электроснабжения потребителей. В качестве топлива применяются: природный газ, попутный газ, пропан, биогаз, газ мусорных свалок, газ сточных вод, а

также особые газы, такие как шахтный газ, коксовый газ, древесный газ, пиролизный газ.

Установки J612 и J616 используются на ОАО «Узинский сахарный комбинат», (м. Узин, Киевская область, Украина) с июня 2002 г., при этом два модуля Jenbacher работают параллельно c сетью. Производимая теплота используется для технологических нужд комбината и для отопления близлежащего жилого квартала. Электрическая энергия покрывает все потребности завода, а при избытке экспортируется через электрические сети на другие предприятия области.

Установка JMS 620 используется на предприятии «Угольная шахта им. А.Ф.Засядько», (г. Донецк, Украина). Работает на метановоздушной смеси, извлекаемой из действующей угольной шахты, на предприятии ПАО ШУ «Покровское», (Донецкая область) с 2011 г. для утилизации шахтного метана, а также на заводе «Кока-Кола» Киевской области. Работая на природном газе с 2011 г. полностью покрывает потребность завода Кока-Кола в электроэнергии, а тепло используется в производственном процессе. Этому предприятию также необходим и пищевой углекислый газ (СО2), который без дополнительных затрат получают с этих когенерационных установок. Поэтому в качестве объекта структурной оптимизации выступают именно установки данного модельного ряда.

Частные случаи применения когенера-ционных установок способствуют появлению дополнительных возможностей для термодинамического совершенствования как самой ко-генерационной установки, так и системы, в которую она интегрирована в целом.

С помощью усовершенствованной нами пинч технологии и разработанной программы «Пинч анализ и теплообменная сеть» произведём интеграцию тепловых процессов в когене-рационных установках JENBACHER шестого модельного ряда, типа JMS 612 GS-B.L, JMS 616 GS-B.L и JMS 620 GS-B.L, с усовершенстова-нием маршрутизации тепловых потоков в их утилизационных модулях. По конструкции они представляют собой четырехтактный газовый двигатель с искровым зажиганием и турбонад-дувом, работающий на газо-воздушной смеси различных газов; электрогенератор и теплообменники для утилизации теплоты. Усовершенствования методика подробно изложена в наших публикациях [8 - 14].

Принципиальная схема когенерационной установки стандартного исполнения представлена на рисунке 7. Конструктивно схема выполнена так, что хладагент утилизационного модуля

(вода) разделяется на два примерно равных потока. Один из этих потоков проходит через мас-ляно-водяной теплообменник 1 и забирает теплоту из системы смазки двигателя, после чего проходит через теплообменный аппарат 2 системы охлаждения, утилизируя теплоту водяной рубашки. В то же время другой параллельный поток хладагента утилизирует теплоту интеркулера 4 первой ступени наддува. Затем оба потока вновь сливаются в один и поступают в теплообменник 3, где воспринимают теплоту выхлопных газов.

Ж} «к

Потребитель.

Рисунок 7 - Принципиальная схема когенераци-онной установки стандартного исполнения: 1 -

теплообменный аппарат системы смазки; 2 - тепло-обменный аппарат системы охлаждения; 3 - тепло-обменный аппарат системы выпуска отработавших газов; 4 - теплообменный аппарат интеркулера первой ступени; 5 - теплообменный аппарат интеркулера второй ступени

Теплота интеркулера 5 второй ступени отводится в атмосферу с помощью вентилятора, так как достаточно трудно интегрировать в тепловую схему утилизационного модуля теплоту второго интеркулера, поскольку интеркулер второй ступени наддува, во-первых, представляет собой источник низкопотенциальной теплоты, а во-вторых, трудно выдержать необходимые условия теплообмена (разность температур между сжатым газом и хладагентом модуля). Нарушеиие этих условий на некоторых режимах

работы установки может привести не только к снижению теплового потока от сжатого газа к хладагенту, но и вообще развернуть тепловой поток, и тогда сам хладагент будет подогревать газ, что будет хуже, чем даже полное отсутствие интеркулера второй ступени наддува.

Температурный режим системы утилизации теплоты может быть различным и определяется условиями потребителя, а также некоторыми технологическими ограничениями. В связи с этим существует несколько вариантов температурных режимов системы утилизации. А именно, установка может выдавать тепловую энергию либо с паром, либо с горячей водой, температурные параметры которой 90/70°С или 110/70°С. В последнем случае вырабатываемая вода с температурой 110°С используется абсорбционными холодильными машинами для производства холода (лед-вода). При снижении потребления горячей воды абсорбционными холодильными машинами или другими потребителями излишняя теплота утилизируется системой аварийного охлаждения сетевой воды, которая обеспечивает нормальную работу агрегатов даже при полном отсутствии присоединенной нагрузки теплоснабжения.

При работе на биогазе и других неприродных газах с содержанием серы, во избежание образования серной кислоты в выхлопном тракте не рекомендуется охлаждение выхлопных газов ниже 180°С.

При работе на природном газе стандартный температурный режим 90/70°С, при этом охлаждение выхлопных газов происходит до температуры 120°С. В этом случае низкопотенциальная теплота контура охлаждения интеркулера второй ступени с температурой 40/45°С считается бесполезной и не учитывается в тепловом балансе.

Пренебрегаемая составляющая теплового баланса имеет долю около 5% от общего количества утилизируемой теплоты, однако для энергоёмких установок шестого модельного ряда в абсолютных единицах эта величина варьируется от 92 до 188 кВт.

Схема утилизации теплоты, используемая на данных установках, представлена на рисунке 8.

Рисунок 8 - Существующая схема утилизации теплоты

Из рисунка 8 видно, что хладагент модуля (сетевая вода) сначала проходит масляно-водяной теплообменник, забирая теплоту из системы смазки двигателя, затем через интеркулер первой ступени наддува, после чего забирает теплоту из рубашки охлаждения двигателя и наконец в теплообменнике выхлопных газов воспринимает теплоту последних.

В теплообменнике второй ступени наддува отбирается теплота и отводится в атмосферу посредством вентиляторного охладителя. Такое решение не случайно, так как теплоту второго интеркулера достаточно трудно интегрировать в тепловую схему утилизационного модуля. Дело в том, что интеркулер второй ступени наддува, во-первых, представляет собой источник низкопотенциальной теплоты, а во-вторых, трудно выдержать необходимые условия теплообмена (разность температур между сжатым газом и хладагентом модуля). Нарушение этих условий на некоторых режимах работы установки может привести не только к снижению теплового потока от сжатого газа к хладагенту, но и вообще развернуть тепловой поток, и тогда сам хладагент будет подогревать газ, что будет хуже, чем даже полное отсутствие интеркулера второй ступени наддува.

Теплота интеркулера второй ступени составляет примерно 2,5% общего теплового баланса. Кроме того, далее нами будет показано, что интеграция этой составляющей в тепловую схему утилизации возможна.

Для разработки схемы с использованием теплоты интеркулера второй ступени наддува воспользуемся нашей методикой проектирования теплообменных сетей с использованием разработанных нами алгоритмов определения тепловых нагрузок. Основой для расчётов являются составляющие теплового баланса. Особенностью его для тепловых двигателей

является то, что теплота отработавших газов считается, горячим потоком с конечной температурой 120°С. Эта температура обусловлена близостью с точкой росы паров серной кислоты.

В таблице 6 представлен тепловой баланс когенерационной установки 1ЫБ-612 GS-N при стандартном исполнении тепловых контуров двигателей 6-го модельного ряда (90/70°С).

Таблица 6 - Тепловой баланс когенерационной установки JMS-612 С8-К.Ь

Параметр Значение Ед. изм.

Подводимая энергия топлива 4 200 кВт

Полезная утилизируемая тепловая мощность 1 792 кВт

в т.ч. 1-ая ступень интеркулера 347 кВт

в т.ч. смазочное масло 183 кВт

в т.ч. рубашка охлаждения 290 кВт

в т.ч. выхлопной газ, охлажденный до 120°С 972 кВт

Отводимое тепло для рассеивания, в т.ч.:

поверхностное излучение тепла 157 кВт

остаточное тепло 42 кВт

вторая ступень интеркулера (40/44°С) 92 кВт

Существующая схема высокотемпературного контура когенерационной установки JMS-612 GS-N.L представлена на рисунке 9.

Также для расчёта теплоемкостей потоков теплоты и потоковых энтальпий в таблице 7 приведены параметры рабочих тел установки.

Существующая схема низкотемпературного контура когенерационной установки JMS-612 GS-N.L представлена на рисунке 10.

, „„ V, . , . 95 °С !

I________I I_______л

Рисунок 9 - Существующая схема высокотемпературного контура когенерационной установки JMS-

612

92 кВт

[40,0X1

Рисунок 10 - Существующая схема низкотемпературного контура когенерационной установки ЛМ8-612 С8-КХ

Собираем данные о тепловых потоках имеющих место в когенерационной установке, а именно: значение самого потока (кВт), его потоковую теплоёмкость (кВт/К), а также начальную и конечную температуры рабочих тел в данном потоке (К). После этого нужно уравновесить тепловой баланс установки тепловой нагрузкой хладагента утилизационного модуля так, чтобы сумма энтальпий всех потоков равнялась нулю. Результаты выполненных операций приведёны в таблице 8. Из таблицы 8 следует, что все потоки горячие, и все они уравновешиваются одним холодным потоком.

Таблица 7 - Параметры выхлопного газа и воздуха для горения

Параметр Значение Ед. изм.

Температура выхлопного газа при полной нагрузке 428 °С

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 180°С 788 кВт

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 120°С 972 кВт

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 100°С 1 033 кВт

Массовый расход выхлопного газа, влажного 10230 кг/ч

Массовый расход выхлопного газа, сухого 9 552 кг/ч

Объемный расход выхлопного газа, влажного 8 071 м3/ч

Объемный расход выхлопного газа, сухого 7 256 м3/ч

Максимально допустимое противодавление выпускного тракта 60 мбар

Массовый расход воздуха для горения 9 928 кг/ч

Объемный расход воздуха для горения 7 680 м3/ч

Таблица 8 - Данные о потоках когенерационной установки

№ потока Название потока °С г2, °С Н, кВт ш-Ср, кВт/К Тип потока

1 Отработавшие газы 428 120 -972 3,16 Горячий

2 Первый интеркулер 300 174,8 -347 2,77 Горячий

3 Система смазки 120 80 -183 4,58 Горячий

4 Система охлаждения 95 90 -290 58 Горячий

5 Второй интеркулер 233,2 200 -92 2,77 Горячий

6 Хладагент модуля 70 90 1884 94,2 Холодный

Определяем локализацию пинча принимая его значение АТ=10°. Композитные кривые потоков представлены на рисунке 11. Из рисунка 11 видно, что данная задача является пороговой. Все потоки расположены с одной стороны пинча, а именно выше его.

Изображаем сеточную диаграмму для потоков, которая представлена на рисунке 12.

Методом эвристической отметки путём максимизации нагрузки на каждый теплооб-менный аппарат проектируем сеть. Окончательный вариант проекта теплообменной сети представлен на рисунке 13.

/

Гор иная К0М1 озншаяч ивая

/ пинча X олодная омпозгтна я кривая

и- /С

0 200 400 600 800 1000 1200 1100 1600 1800 Н, кВт Тепловой поток

Рисунок 11 - Композитные кривые потоков

Рисунок 12 - Сеточная диаграмма потоков

Таким образом, схема вновь спроектированного утилизационного модуля когенера-ционной установки 1ЫБ-612 GS-N.L представлена на рисунке 14.

Замена штатной схемы утилизационного модуля когенерационной установки 1ЫБ-612 GS-N.L предлагаемой позволит использовать низкопотенциальную теплоту и повысить КПД установки на 2,2 %, при этом экономия в абсолютных единицах, составит 92 кВт тепловой энергии.

Проведя аналогичные расчёты для других установок JENBAHER шестого модельного ряда, разработаем для них новые схемы утилизационных модулей. Данные о составляющих теплового баланса, а также существующие и предложенные схемы представлены ниже.

Рассмотрим аналогичную установку JMS-616 GS-N.L., данные, о тепловых потоках которой представлены в таблицах 4.10 и 4.11.

Существующая схема высокотемпературного контура когенерационной установки JMS-616 GS-N.L. представлена на рисунке 15.

Схема вновь спроектированного утилизационного модуля когенерационной установки JMS-616 GS-N.L представлена на рисунке 17.

Рисунок 13 - Проект теплообменной сети

Рисунок 4.14 - Предлагаемая схема утилизационного модуля когенерационной установки

ЛМ8-612 С8-КХ.

Рисунок 15 - Существующая схема высокотемпературного контура когенерационной установки ЛМ8-

616

исполнений для установки 1ЫБ-620 GS-N.L. представлены на рисунках 18 и 19.

Таблица 10 - Параметры выхлопного газа и воздуха для горения

Рисунок 16 - Существующая схема низкотемпературного контура когенерационной установки JMS-616 GS-N.L

Таблица 9 - Тепловой баланс когенерационной установки JMS-616 GS-N.L

Параметр Значение Ед. изм.

Подводимая энергия топлива 5 606 кВт

Полезная утилизируемая тепловая мощность (график 90/70°С) 2 399 кВт

в т.ч. 1-ая ступень интеркулера 474 кВт

в т.ч. смазочное масло 236 кВт

в т.ч. рубашка охлаждения 409 кВт

в т.ч. выхлопной газ, охлажденный до 120°С 1280 кВт

Отводимое тепло для рассеивания, в т.ч.:

поверхностное излучение тепла 204 кВт

остаточное тепло 56 кВт

вторая ступень интеркулера (40/44°С) 126 кВт

Параметр Значение Ед. изм.

Температура выхлопного газа при полной нагрузке 418 °С

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 180°С 1 029 кВт

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 120°С 1 280 кВт

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 100°С 1 363 кВт

Массовый расход выхлопного газа, влажного 13 950 кг/ч

Массовый расход выхлопного газа, сухого 13 045 кг/ч

Объемный расход выхлопного газа, влажного 11 001 м3/ч

Объемный расход выхлопного газа, сухого 9 913 м3/ч

Максимально допустимое противодавление выхлопного тракта 60 мбар

Массовый расход воздуха для горения 13 547 кг/ч

Объемный расход воздуха для горения 10 480 м3/ч

Замена штатной схемы утилизационного модуля когенерационной установки JMS-616 GS-N.L предлагаемой позволяет использовать низкопотенциальную теплоту и повысить КПД установки на 2,3 %, при этом экономя в абсолютных единицах, составит 126 кВт тепловой энергии.

Исполнение теплового утилизационного модуля может выполняться и под другие температурные диапазоны работы хладагента, например 70/110°С и 60/80 °С. Примеры таких

Режим 70/110 применяется при работе установки в связке с абсорбционными холодильными машинами. При утилизации тепловой энергии на нужды отопления и горячего водоснабжения, целесообразен переход на температурный график 60/80°С, что существенно повышает тепловой КПД электростанции.

Однако в большинстве случаев установка JMS-620 GS-N.L. поставляется со схемой высокотемпературного контура рассчитанной на режим 70/90 °С, которая представлена на рисунке 20.

Рисунок 17 - Предлагаемая схема утилизационного модуля когенерационной установки JMS-616 GS-

N.L

Рисунок 18 - Пример исполнения теплового контура модуля 1М8-620 с режимом 70/110

588 кВт 1735 кВт

м3/ч Интеркулер 1-ая ступень 67,4 °С |б8,4 м31ч\ 69,1 °С 1 Отработавшие га.чы

326 кВт 538 кВт VI

¡60,0 °с] 1 1 Смазочное масло N✓1 Рубашка охлаждения 80,0 °С]

 _3 -— ! 425 °с!

Г т 34,3 °С 1 1 100 .. .Л .1

Гм-сПУ |~95 °с!

I________I I_______л

Рисунок 19 - Пример исполнения теплового контура модуля 1М8-620 с режимом 60/80

Рисунок 20 - Существующая схема высокотемпературного контура когенерационной установки

ЛМ8-620 С8-КХ

Рассмотрим аналогичную установку 1МБ-620 ОБ-ЫХ., данные, о тепловых потоках которой представлены в таблицах 11 и 12.

Схема вновь спроектированного утилизационного модуля когенерационной установки 1ЫБ-620 ОБ-ЫХ представлена на рисунке 12.

В целом установка будет выглядеть так, как это показано на рисунке 13.

Рисунок 11 - Существующая схема низкотемпературного контура когенерационной установки 1М8-620 в8-КХ

i -425 °C! jl_20 °C] 1-------1

Рисунок 12 - Предлагаемая схема утилизационного модуля когенерационной установки

JMS-620 GS-N.L

Таблица 11 - Тепловой баланс когенерационной установки JMS-620 GS-N.L

Параметр Значение Ед. изм.

Подводимая энергия топлива 7 076 кВт

Полезная утилизируемая тепловая мощность (график 90/70°С) 3 021 кВт

в т.ч. 1-ая ступень интеркулера 525 кВт

в т.ч. смазочное масло 326 кВт

в т.ч. рубашка охлаждения 538 кВт

в т.ч. выхлопной газ, охлажденный до 120°С 1 631 кВт

Отводимое тепло для рассеивания, в т.ч.:

поверхностное излучение тепла 266 кВт

остаточное тепло 71 кВт

вторая ступень интеркулера (40/44°С) 188 кВт

Таблица 12 - Параметры выхлопного газа и воздуха для горения

Параметры выхлопного газа и воздуха для горения Значение Ед. изм.

Температура отработавших газов при полной нагрузке 425 °С

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 180°С 1 320 кВт

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 120°С 1 631 кВт

Выделение тепла при охлаждении выхлопных газов до 100°С 1 735 кВт

Массовый расход отработавших газов, влажных 17 325 кг/ч

Массовый расход отработавших газов, сухих 16 181 кг/ч

Объемный расход отработавших газов, влажных 13 666 м3/ч

Объемный расход отработавших газов, сухих 12 293 м3/ч

Максимально допустимое противодавление выпускного тракта 60 мбар

Массовый расход воздуха для горения 16 816 кг/ч

Объемный расход воздуха для горения 13 008 м3/ч

Замена штатной схемы утилизационного модуля когенерационной установки JMS-620 GS-N.L на предлагаемую позволяет использовать низкопотенциальную теплоту и повысить КПД установки на 2,7 %, при этом экономия в абсолютных единицах, составит 188 кВт тепловой энергии.

На этом первый этап термодинамического совершенства можно считать завершённым. Можно сделать выводы по сравнению базового (стандартного) варианта исполнения установки с тем вариантом, который был предложен в процессе выполнения первой части методики совершенствования.

Рисунок 13 - Предлагаемая схема когенерационной установки

На основе усовершенствованной нами методики проектирования теплообменных сетей разработана новая тепловая схема утилизационного модуля газопоршневых когенераци-онных установок JENBAHER с интеграцией

теплоты интеркулера второй ступени наддува, позволяющая использовать низкопотенциальную теплоту и повысить КПД установки от 2,2 до 2,7 %. При этом в абсолютных единицах эта величина составляет от 92 до 188 кВт.

Изложены технические решения по утилизации низкопотенциальной теплоты интеркулера второй ступени изменением конструкции утилизационного модуля когенераци-онных установок. Установлено повышение КПД когенерационных установок JENBAHER шестого модельного ряда в среднем на 2,5%.

Литература

1. Агапов Д. С. Применение пинч-анализа к структурной оптимизации автотранспортных средств / Д. С. Агапов // Альтернативные источники энергии в транспортно-технологическом комплексе: проблемы и перспективы рационального использования. - 2015. -Вып. 2. - С. 18-22. - ISSN 2409-7829.

2. Агапов Д.С. Проблемы и перспективы рационального использования теплоты на автотранспорте / Д. С. Агапов // Сборник научных трудов по материалам международной научно-практической "Альтернативные источники энергии: проблемы и перспективы рационального использования". Воронеж, 20-21 марта 2014. Т 1. - С. 26-30.

3. Агапов Д.С. К вопросу о применении спиртовых топлив в дизелях. / Д. С. Агапов, А.П. Картошкин,

B.В. Беляков. // Сборник научных трудов научно-технической конференции по теме: «Улучшение эксплуатационных показателей автомобилей, тракторов и двигателей».- СПб.: Изд-во СПбГАУ. -2007. - С. 78-81.

4. Агапов Д. С. О применении оксигенатных топлив в ДВС. / Д. С. Агапов // Материалы международной научно-технической конференции «Транспортные и транспортно-технологические системы»:. - Тюмень : ТюмГНГУ. - 2015. - С. 15-18.

5. Фомин В.М., Каменев В.Ф., Хрипач Н.А. Повышение эффективности работы ДВС применением термохимической регенерации теплоты отработавших газов // Проблемы энергоаккумулирования и экологии в машиностроении: Сб.научн.тр..-М.: Изд. ИН-МАШ РАН. - 2003. - С. 156-170.

6. Носач В.Г. Методы повышения эффективности использования топлива в технологических процессах // Теплофизика и теплотехника. - 1977. - № 37. -

C. 44-47.

7. Стеженский А.И. Паровая конверсия метанола. / А.И. Стеженский. - Киев: Наукова думка. - 1972. -283 с.

8. Агапов Д.С. Комплексное термодинамическое совершенствование энергетических установок на основе пинч-анализа и эксергетического анализа. / Д. С. Агапов // Сборник научных трудов ХХХ отраслевой научно-технической конференции молодых специалистов "Морское подводное оружие. Морские подводные роботы - вопросы проектирования, конструирования и технологий. МПО-МС-2012. - С. 242-251.

9. Агапов Д.С. Термодинамическое совершенствование энергетических установок интеграцией тепловых процессов на основе эксергетического анализа. / Д. С. Агапов // Материалы второй всероссийской межотраслевой научно-технической конференции «Актуальные проблемы морской энергетики».-СПб.: Изд-во СПбГМТУ. 2013. - С. 254-255.

10. Агапов Д.С. Термодинамическое совершенствование утилизационного модуля когенерационной установки. / Д. С. Агапов // Известия Международной академии аграрного образования «Материалы международной научно-практической конференции «Технические системы, сервис и энергетика».-СПб.: Изд-во СПбГАУ. - 2013. - №15, Том 3. - С. 148-153.

11. Агапов Д.С. Улучшение теплообменной сети утилизационного модуля когенерационных установок ШКВАСНЕЯ. / Д. С. Агапов // Известия Международной академии аграрного образования «Материалы международной научно-практической конференции «Технические системы, сервис и энергетика».- СПб.: Изд-во СПбГАУ. - 2013. №16, Том 4. - С. 281-287.

12. Агапов Д.С. Методика термодинамического совершенствования когенерационной установки. / Д. С. Агапов // Известия СПбГАУ. - 2013. - №33. - С. 220-229.

13. Агапов Д. С. Термодинамическое совершество-вание утилизационного модуля когенерационной установки 1ЕКВАСИЕЯ / Д. С. Агапов // Сб. науч. тр. междунар. науч.- техн. конф. «Улучшение эксплуатационных показателей автомобилей, тракторов и двигателей». СПб.: Изд-во СПбГАУ. - 2015. - С. 124-131.

14. Агапов Д.С. Конструктивные мероприятия по совершествованию утилизационных модулей энергетических установок. / Д. С. Агапов // Сборник научных трудов международной научно-технической конференции института технических систем, сервиса и энергетики по теме: «Улучшение эксплуатационных показателей автомобилей, тракторов и двигателей». - СПб.: Изд-во СПбПУ. - 2014. - С. 111-123.