Материалы сайта
Это интересно
Энергоэкономическая эффективность применения авиационных двигателей на ТЭС
ГЛАВА 3. Станция полного энергоснабжения (теплота, электроэнергия и холод) на базе конвертированного АГТД 3.1. Особенности создания источника полного энергоснабжения — Теплоэлектрохладоцентрали СЛЕДУЮЩИМ ЭТАПОМ РАЗВИТИя ГАЗОТУРБИННОЙ ТЕПЛОЭЛЕКТРОЦЕНТРАЛИ МОЖЕТ СТАТЬ СОЗДАНИЕ НА ЕЕ ОСНОВЕ ИСТОчНИКА ПОЛНОГО ЭНЕРГОСНАБЖЕНИя — ГАЗОТУРБИННОЙ ТЕПЛОЭЛЕКТРОХЛАДОЦЕНТРАЛИ (ГТТЭХЦ), ПОЗВОЛяЮЩЕЙ ВЫРАБАТЫВАТЬ ВСЕ ПРАКТИчЕСКИ ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ ВИДЫ ЭНЕРГОРЕСУРСОВ — ТЕПЛОТУ, ЭЛЕКТРОЭНЕРГИЮ И ХОЛОД. Такие установки особенно актуальны для специфических климатических условий Узбекистана, характеризующихся непродолжительной зимой и соответственно непродолжительным отопительным периодом (3000 — 3500 ч), и жарким летом с температурой воздуха, доходящей в некоторых областях Узбекистана до 42 — 46 °С. Даже при таких условиях комбинированная выработка электроэнергии с одновременным отпуском тепловой энергии потребителю оказывается выгодной, что показано в главах 2 и 4 настоящей работы. При этом использование авиационных двигателей, особенно отработавших свой летный ресурс, позволяет значительно сократить сроки монтажа и ввода в эксплуатацию подобных станций, а также сократить капитальные вложения в их строительство. Для большинства населенных пунктов Узбекистана, расположенных в сельскохозяйственных районах, характерна удаленность от источников снабжения энергоресурсами. Для обеспечения их энергией приходится сооружать ЛЭП, которые характеризуется дополнительными потерями в размере около 15 — 20 % электроэнергии, вырабатываемой на конденсационных электростанциях (КЭС) с КПД не превышающем 30 — 35 %. Теплота для теплоснабжения вырабатывается обычно в местной котельной, имеющей КПД не превышающий 85 %. При этом высокий тепловой потенциал сжигаемого топлива (2000 — 2500 °С) в котельной используется для подогрева воды до 95 — 120 °С и, в лучшем случае, для выработки пара промышленных параметров. Для обеспечения комфортных условий для проживания, на рабочем месте, широко используются системы местного кондиционирования, потребляющие электроэнергию, опять же производимую на КЭС. Предприятия сельскохозяйственного комплекса, особенно в животноводстве, характеризуются средними показателями, особенно по таким, как прирост живого веса на фермах. Повышение производительности ферм можно достичь с помощью систем для обеспечения комфортных условий для скота в различное время года: тепла — в зимнее, кондиционирования воздуха — в летнее время. Для хранения продукции сельского хозяйства необходимо создание специальных хранилищ с созданием в них необходимых условий хранения, в том числе и низкой температуры летом. Обеспечение в летнее время холодом систем кондиционирования воздуха и теплом в зимнее время — систем вентиляции, помогает увеличить производительность труда рабочих на промышленных предприятиях. Таким образом, видно, что для улучшения качества жизни населения, для повышения производительности как в сельском хозяйстве, так и в промышленном производстве Узбекистана, необходимо снабжение всеми видами энергии, а именно — теплом, электроэнергией и холодом. Комбинированное производство всех трех видов энергии может быть осуществлено на принципиально новом источнике полного энергоснабжения — теплоэлектрохладоцентрали (ТЭХЦ). Для создания источника полного энергоснабжения удобно использовать установки на базе АГТД, т.к. они компактны, не требуют больших удельных капиталовложений, поставляются в состоянии заводской готовности и их легко компоновать и создавать на их базе необходимые решения для конкретных нужд потребителя. Для создания на базе АГТД ГТТЭХЦ необходимо ГТТЭЦ, описанную в главе 2, дополнить АБХМ. При этом несколько увеличатся капитальные вложения и незначительно усложнится схема установки за счет появления дополнительных трубопроводов, подающих греющую, охлаждающую и охлаждаемую воду в АБХМ. При этом возрастет расход электроэнергии на собственные нужды, т.к. в состав АБХМ входит насосное оборудование для перекачки слабого и смешанного растворов, рециркулируемой воды. Кроме того, необходимо установить насосы для подачи охлаждающей и охлаждаемой воды в и из АБХМ. В дальнейших расчетах принято, что увеличение расхода электроэнергии на собственные нужды составит 2 % от установленной электрической мощности ГТТЭХЦ. Схема ГТТЭХЦ на базе конвертированного АГТД АИ-20 (с одной АБХМ, присоединенной к трубопроводу сетевой воды) представлена на рис. 9. 3.2. 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 Th 393 охлаждающей Tw 299 охлажденной Т3 280 Принятые значения температур и давлений следующие. Высшая температура в конце процесса кипения раствора в генераторе T4 = Th — ?Th = = 383 — 28 = 365 К. Температуры конденсации водяного пара Tк, раствора в конце процесса абсорбции Т2, кипения воды в испарителе Т0 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 Tк = 307 К, Т2 = 307 К, Т0 = 277 К. Давления конденсации рк и кипения р0 рабочего тела соответственно будут рк = 5,45 кПа, р0 = 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 рh равным давлению конденсации пара рк, т. е. рh = рк = 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 ??p на всех участках движения пара из испарителя в абсорбер. По опытным данным в промышленных типах машин величина ??p достигает 0,133 кПа. Тогда давление пара в абсорбере ра = р0 — ??p = 0,83 — 0,133 = 0,697 кПа. Теоретическое значение концентраций ?[pic] слабого и ?[pic] крепкого растворов определяют по ?-i диаграмме по соответствующим значениям Т2, ра и Т4, рh: ?[pic] = 58,6 %, ?[pic] = 67,5 %. Действительная концентрация крепкого раствора ниже теоретического значения ?[pic] на величину недовыпаривания ??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 ??r изменяется в зависимости от параметров работы в пределах 2,5—3,5 %. Тогда ?r = ?[pic] — ??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 %. [pic] Рис. 10. Схема АБХМ: а — схема машины; б — процессы в ?-i диаграмме; I – конденсатор; II – генератор; III – испаритель; IV, VI, VII – насосы рециркулируемой воды, смешанного и слабого растворов соответственно; V – абсорбер; VIII – теплообменник Если ?r > 64 %, то необходимо изменить температуру Т4 крепкого раствора или давление его кипения рh путем увеличения соответственно величины ?Th или температуры конденсации Тк. Можно одновременно изменять T4 и Тк до тех пор, пока не будет выполнено условие ?r ? 64 %. Действительная концентрация слабого раствора ?a в абсорбере выше теоретического значения концентрации ?[pic] на величину недонасыщения ??a раствора. Величина ??a зависит от параметров работы машины и может изменяться в пределах 0,5—2,5 %. Тогда ?a = ?[pic] + ??a = 58,6 + 1,4 = 60,0 %. При наличии конечной разности ?Tр температур на «холодной» стороне теплообменника температура крепкого раствора на выходе из него T8 = T2 + ?Tр. Разность температур ?Tр принимается в пределах 15—20 К. Тогда T8 = 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 |?, % |i, кДж/кг | |Жидкость | | | | | |Вода после конденсатора |Тк = Т3 = 307|рк = 5,45 |? = 0 |i3 = 561,1 | |Раствор: | | | | | |крепкий после генератора |Т4 = 365 |рh = 5,45 |?r = 64 |i4 = 366,8 | |слабый после абсорбера |Т2 = 307 |pa = 0,697|?а = 60 |i2 = 252,9 | |крепкий после |Т8 = 322 |рh = 5,45 |?r = 64 |i8 = 289,74| |теплообменника | | | | | |Вода в испарителе |Т0 = Т1 = 277|р0 = 0,83 |? = 0 |i1 = 435,5 | |Пар | | | | | |После испарителя |Т1’ = 277 |р0 = 0,83 |? = 0 |i1’ = | | | | | |2914,2 | Кратность циркуляции раствора f* = ?[pic]/(?[pic] — ?[pic]) = 64/(64 — 60) = = 16 кг/кг. Теплота теплообменника qт = (f — 1) (i4 — i8) = (16 — 1)(366,8 — — 289,74) = 1159,9 кДж/кг. Энтальпия слабого раствора после теплообменника i7 = i2 + qт/f = = 252,9 + 1155,9/16 = 325,14 кДж/кг. По величине i7 = 325,14 кДж/кг при ?а = 60% из ?-i диаграммы определяют положение точки 7 и температуру слабого раствора на выходе из теплообменника: Т7 = 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 Т5 находят по ?-i диаграмме по известным значениям рh и ?а : Т5 = 349,5 К. Средняя температура раствора, кипящего в генераторе, Тр = (Т4 + Т5)/2 = (365 + 349,5)/2 = 357,25 К. Концентрация раствора, соответствующая температуре Тр (точка 5), ?р = 61,8%. Энтальпию перегретого пара на выходе из генератора определяют по ?-i диаграмме при известных рh и ?р : i3’ = 3067,4 кДж/кг. Теплота генератора qh = i3’ + (f — 1)i4 — — fi7 = 3067,4 + (16—1)366,8 — 16?325,14 = 3367,1 кДж/кг. Теплота испарителя q0 = i1’ — i3 = 2914,2 — 561,1 = 2353,1 кДж/кг. Теплота конденсатора q = i3’ — — i3 = 3067,4 — 561,1 = 2506,3 кДж/кг. Теплота абсорбера qa = i1’ + (f — 1)i8 — — fi2 = 2914,2 + (16— 1)289,74 — 16?252,9 = 3213,9 кДж/кг. Теплота подведенная ?qподв = qh + q0 = 3367,4 + 2353,1 = 5720,2 кДж/кг. Теплота отведенная ?qотв = q + qa = 2506,3 + 3213,9 = 5720,2 кДж/кг. Тепловой баланс ?qподв = ?qотв = = 5720,2 кДж/кг. Тепловой коэффициент ?= q0/qh = 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 Qг = G·(h' — h'') = 20,83·(505,05 — 387) = 2459 кДж/с. Холодопроизводительность АБХМ составит Q0 = ?·Qг = 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. ----------------------- компрессор в дымовую трубу ГТ КС ГПСВ Насос сетевой воды воздух топливо Насос обратной сетевой воды компрессор ГТ ГТ в дымовую трубу Насос подпи-точной воды КС ГПСВ воздух топливо Коллектор подпиточной воды из ХВО ВД компрессор в дымовую трубу ГТ воздух топливо ГПСВ КС Эжектор деаэратора К потребителю теплоты Насос охлаждающей воды Насос охлаждаемой воды К потребителю холода АБХМ