煙氣余熱深度回收方案及成本最優(yōu)模型分析

煙氣余熱深度回收方案及成本最優(yōu)模型分析王加龍;吳靜怡【摘要】將180°C以下的煙氣余熱的回收利用稱(chēng)為煙氣余熱的深度回收，分析了深度回收過(guò)程中煙氣的熱力學(xué)特性；提出了三種利用模式并分析了不同模式的特點(diǎn)；針對(duì)分流模式建立了數(shù)學(xué)模型并對(duì)結(jié)果進(jìn)行了分析.煙氣余熱深度回收與常規(guī)余熱回收在熱力學(xué)特性上有明顯區(qū)別，轉(zhuǎn)折點(diǎn)Tco的存在使得直流模式的出水溫度受到限制；分流模式有利于克服轉(zhuǎn)折點(diǎn)引起的出水溫度過(guò)低的問(wèn)題，分流系數(shù)可根據(jù)實(shí)際熱水溫度需求及成本來(lái)確定:成本比高于下限值時(shí)可以找到最優(yōu)分流系數(shù)使成本最低，成本比低于下限值時(shí)應(yīng)該根據(jù)溫度要求盡量降低分流系數(shù)以減少成本.%Recoveryofwasteheatfromfluegasunder180Cwasnamedasdeeprecoveryinthispaper,andthermodynamicscharacteristicsofthisprocesswereanalyzed.Threerecoverymodeswereproposedandsomecharacteristicsofthemwerealsodiscussed.Especially,amathematicalmodelwasbuiltforsplit-flowpatternandtheresultobtainedwasdiscussed.Thereisobviousdifferenceatthethermodynamicscharacteristicsofrecoveryofwasteheatinfluegasfordeepandnormalrecovery,andexistofturnpointTcoleadstoaconstrictionforoutlettemperatureofhotwaterofsingle-flowpattern.Split-flowpatterncanovercomethislimitcausedbytheturnpoint,andsplit-flowratioxcanbedeterminedfromtemperatureofdemandhotwaterandtotalcost.Whencostratioishigherthanalowlimitvalue,optimumsplit-flowratiocanbefoundtogetthelowesttotalcost;whilethecostratioislowerthanthevalue,split-flowratioshouldbeassmallaspossibletoreducetotalcost.Whenoutletwatertemperatureofoptimumresultislowerthanrequirement,split-flowratioshouldbeimprovedoradjustedtoreachdemandvalue.【期刊名稱(chēng)】《化工學(xué)報(bào)》【年(卷)，期】2012(063)005【總頁(yè)數(shù)】7頁(yè)(P1529-1535)【關(guān)鍵詞】煙氣;余熱;冷凝;分流【作者】王加龍;吳靜怡【作者單位】上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海200240;上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海200240【正文語(yǔ)種】中文【中圖分類(lèi)】TK11+5常規(guī)的煙氣余熱回收方式是通過(guò)余熱鍋爐換熱產(chǎn)生熱水或蒸汽，最后煙氣以180°C的溫度排放。這樣的排放溫度基本確保了換熱器在正常運(yùn)行時(shí)不發(fā)生煙氣露點(diǎn)腐蝕，但180C的煙氣中仍然存在大量的未經(jīng)利用的余熱，可以回收產(chǎn)生低品位熱水。如60C以下熱水可直接供生活用，90C熱水可通過(guò)移動(dòng)供熱的形式進(jìn)入熱水市場(chǎng)銷(xiāo)售，60~90C可以驅(qū)動(dòng)吸收/附機(jī)組制冷；低溫?zé)煔庵杏酂崃看?，隨著熱泵技術(shù)的發(fā)展，低品位余熱可通過(guò)吸收式熱泵進(jìn)行品位提升。近些年，隨著節(jié)能減排的壓力增大，低溫?zé)煔獾挠酂峄厥展?起了廣泛重視，并且深入到了煙氣冷凝回收層面［1］。迄今研究主要集中在經(jīng)濟(jì)可行性及節(jié)能性分析［2-5］,冷凝防腐［6-7］以及傳熱傳質(zhì)［8-12］等方面，對(duì)于低溫?zé)煔怙@熱、潛熱兩個(gè)階段的不同熱力學(xué)特性引起的特殊性缺少重視，并且在回收模式以及最優(yōu)回收策略的研究很少見(jiàn)。本文分析了深度回收過(guò)程中煙氣的熱力學(xué)特性，根據(jù)煙氣顯熱段（冷卻段）、潛熱段（冷凝段）的特點(diǎn)提出了低溫?zé)煔庥酂峄厥盏娜N模式并分析了各自特點(diǎn)。針對(duì)分流模式建立了數(shù)學(xué)模型并對(duì)結(jié)果進(jìn)行了分析，對(duì)如何設(shè)計(jì)回收模式才能使成本最優(yōu)的問(wèn)題進(jìn)行了分析。本文將180°C以下煙氣余熱的回收稱(chēng)為深度回收，根據(jù)煙氣熱力狀態(tài)，回收過(guò)程分為兩個(gè)階段：冷卻階段和冷凝階段?；厥蘸笈欧艤囟群艿?，換熱器采用逆流方式。低溫?zé)煔獬跏紲囟萒g，經(jīng)過(guò)冷卻段放熱降至起始冷凝溫度Tco并放出顯熱QS,經(jīng)過(guò)冷凝段放熱降至溫度Tc并放出潛熱QL,也即Tco是兩個(gè)回收階段的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。轉(zhuǎn)折點(diǎn)以上，溫差變化大，熱量密度?。晦D(zhuǎn)折點(diǎn)以下，溫度變化不明顯，熱量密度大。1.1冷凝段熱力學(xué)特性不同燃料燃燒后產(chǎn)生的煙氣中水含量不同，因而起始冷凝溫度也不同［1］。本文基于對(duì)某天然氣成分進(jìn)行計(jì)算分析，得出過(guò)?？諝庀禂?shù)從1變化到1.3時(shí)，煙氣冷凝起始溫度在60.5~61C間變化。煙氣冷凝回收是一個(gè)變溫過(guò)程。從起始冷凝溫度開(kāi)始，冷凝點(diǎn)隨著水分的凝結(jié)而降低。圖1通過(guò)理論計(jì)算，表示了不同過(guò)?？諝庀禂?shù)下天然氣煙氣的冷凝率隨煙氣最終冷凝溫度Tc的變化關(guān)系。當(dāng)過(guò)?？諝庀禂?shù)取1.05、煙氣最終冷凝到40C時(shí)，冷凝率在65%以上，起始冷凝溫度為59.3C。實(shí)際過(guò)程因煙氣含有微量粉塵以及溫度波動(dòng)不均等問(wèn)題的影響，煙氣的露點(diǎn)溫度將會(huì)高于冷凝溫度；而根據(jù)冷凝換熱機(jī)理，不凝結(jié)性氣體會(huì)導(dǎo)致冷凝點(diǎn)下降［1］。文獻(xiàn)［13］通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，進(jìn)水溫度為24.4~38.1C時(shí)冷凝率在74%~46%之間變化；與圖1對(duì)比，考慮到進(jìn)水溫度與冷凝溫度間存在傳熱溫差，可知實(shí)驗(yàn)結(jié)果與本文理論計(jì)算結(jié)果吻合較好。1?2余熱品位分析煙氣余熱深度回收的一個(gè)重要熱力學(xué)特點(diǎn)是180°C以下的余熱呈折線分布，導(dǎo)致回收熱水的出水溫度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于煙氣進(jìn)口溫度180C。以NG完全燃燒時(shí)的煙氣為例，如圖2所示。圖2通過(guò)理論計(jì)算示出了煙氣深度回收時(shí)冷卻段與冷凝段的溫焓變化關(guān)系。冷卻段溫度范圍約為冷凝段的6倍，放熱量?jī)H為冷凝段的一半左右。煙氣與水換熱時(shí)，煙氣側(cè)溫焓圖明顯呈折線分布，水側(cè)則基本呈直線變化，由各段熱力參數(shù)分布可以判斷出出水溫度T2僅略高于起始冷凝溫度Tco。冷凝段熱量大、溫度范圍小，因而回收熱水時(shí)出口水升溫很小但流量很大。冷卻段煙氣溫差較大但熱量較小，使得經(jīng)過(guò)冷凝段加熱后的熱水進(jìn)入冷卻段后升溫不明顯。也即雖然整個(gè)熱回收階段余熱量很大，但由于沒(méi)能將冷卻段與冷凝段分開(kāi)，導(dǎo)致冷卻段損失較大，回收的熱水品位較低。目前在余熱深度回收方面的文獻(xiàn)沒(méi)有對(duì)這個(gè)分段進(jìn)行區(qū)分，文獻(xiàn)［14］通過(guò)回收170C左右的煙氣余熱獲得了最高僅57.3C的熱水。如圖3所示，根據(jù)煙氣冷凝溫焓圖的兩個(gè)階段的熱力學(xué)特性，本文將回收模式概括為三種情況：直流模式、分流模式和增流模式。并且作兩個(gè)前提假設(shè)：（1）冷凝段、冷卻段煙氣余熱QL、QS全部回收；（2）回收的熱水溫度不能低于用戶(hù)要求溫度。各種模式的區(qū)別是水流在充分回收冷凝段的余熱后是否繼續(xù)進(jìn)入冷卻段加熱。直流模式中，水流繼續(xù)進(jìn)入冷卻段加熱。根據(jù)能量平衡可知，熱水出口溫度T2完全取決于T0、T1。如圖4所示，計(jì)算出了不同的給水溫度在不同的最小傳熱溫差下的極限出口水溫。若煙氣冷凝過(guò)程最小傳熱溫差取為15C，給水溫度取20C,則出水溫度只能達(dá)到58.6C左右。整個(gè)過(guò)程只產(chǎn)生一種溫度的水。分流模式中，只有一部分水流進(jìn)入煙氣冷卻段繼續(xù)加熱以獲得更高溫度熱水，另一部分作為低溫?zé)嵩从糜谄渌矫妗＿@種模式契合了煙氣余熱的折線分布特點(diǎn)，有利于回收品位更高的熱水，實(shí)現(xiàn)低溫余熱的梯級(jí)回收，并產(chǎn)生兩種溫度熱水。所以本文將重點(diǎn)探討。增流模式中，增加分流模式分流出來(lái)的水流進(jìn)入冷卻段繼續(xù)加熱，如圖3（c）所示?？蓪⒎至髂Ｊ椒至鞒龅臒崴c增流模式的冷凝段出來(lái)的熱水匯合后在冷卻段加熱。全段直流回收時(shí)T2為58.61,冷凝段出水溫度T1相應(yīng)為44C,增流后出水溫度T2將介于二者之間。實(shí)際應(yīng)用中，浴室用水要求40~45°C，通過(guò)增流模式則可獲得大量44-58.6C間的熱水。分流模式（或與增流模式并行配合）可得到高、低兩種溫度的熱水。根據(jù)前面兩個(gè)假設(shè)可知，兩種熱水回收的余熱量以及熱效益是相同的。本文要探討的是回收較高溫度熱水時(shí)如何使回收成本最優(yōu)。假設(shè)冷凝段熱量充分回收，產(chǎn)生流量為m的熱水T1,然后分流出一部分流量（分流系數(shù)x）,余下（1-x）m的熱水進(jìn)入煙氣冷卻段繼續(xù)加熱。在換熱成本方面，假設(shè)其與換熱面積呈線性關(guān)系，成本系數(shù)數(shù)值大小為C1;在輸送成本方面，假設(shè)其與輸送量呈線性關(guān)系，成本系數(shù)數(shù)值大小為C2。在余熱總量不變、出水溫度不低于用戶(hù)要求的前提下，C1較大時(shí)應(yīng)當(dāng)使x取小以降低出水溫度（即溫差增大，換熱面積減?。┮钥刂茡Q熱成本，C2較大時(shí)應(yīng)當(dāng)增大x以提高出水溫度（水溫上升，輸送水量減小而總熱量不變）以控制輸送成本，可見(jiàn)C1、C2作為參量而影響最優(yōu)分流系數(shù)的選取。成本系數(shù)確定的情況下，換熱、輸送成本受x影響，為了說(shuō)明分流系數(shù)對(duì)總成本的影響，引入了〃成本系數(shù)比”3.1模型建立如圖3（b）所示，煙氣冷卻段的平均換熱溫差為對(duì)AT進(jìn)行求導(dǎo)，可得根據(jù)能量平衡，在冷凝段、冷卻段分別有可得對(duì)T2進(jìn)行求導(dǎo)，可得換熱成本P1為輸送成本P2為則成本函數(shù)可表示為根據(jù)式（9）可得由式（7）、式（8）得微分方程又因由式（2）、式（6）、式（10）~式（13）可解得當(dāng)E很小時(shí)，輸送成本很小，換熱成本較高，因此要降低出口水溫以擴(kuò)大換熱溫差，降低換熱成本；當(dāng)E很大時(shí)，輸送成本很高，換熱成本很低，應(yīng)該盡量提高出水溫度以減少單位熱量所需要的輸送水量?？梢宰C明，成本函數(shù)式（9）若存在極值點(diǎn)，則該極值點(diǎn)必為極小值點(diǎn)，其函數(shù)圖如圖5所示。所以式（14）所求解的廠必能使相應(yīng)x下的P最小。3.2參數(shù)選取取T0=20°C,T1=45°C,Tg=180°C,Tco=59°C,Tc=40°C;按照燃燒學(xué)相關(guān)理論［15］，過(guò)?？諝庀禂?shù)取1.05時(shí)，煙氣焓值計(jì)算結(jié)果如圖2所示，QL二226.7kJ?kg-1、QS=137,4kJ-kg-1;綜合文獻(xiàn)［14,16］的研究結(jié)果，氣-水傳熱系數(shù)k分別取30、40、50W?（m2K）-1進(jìn)行對(duì)比。4.1不同成本比下成本函數(shù)變化趨勢(shì)研究P的函數(shù)特性，根據(jù)實(shí)際物理意義可計(jì)算出0<x<0.888,高于0.888時(shí)進(jìn)入冷卻段的水量太小，無(wú)法帶走煙氣顯熱段的熱量。圖6顯示了不同成本系數(shù)比時(shí)成本函數(shù)的〃波谷”的變化趨勢(shì)，波谷表明在某個(gè)分流系數(shù)處（極值點(diǎn)）能使成本達(dá)到最小值；但是在分流系數(shù)很大（高于0.8）時(shí)，成本會(huì)陡然上升，因此出水溫度要求較高時(shí)需要謹(jǐn)慎考慮分流量過(guò)大引起的成本陡然增加。如圖7所示，當(dāng)成本系數(shù)比2.8<^<10時(shí)，隨著成本比的減小，成本函數(shù)的波谷趨于消失，除了在分流系數(shù)很大時(shí)成本仍保持陡增趨勢(shì)外，其他段內(nèi)分流系數(shù)對(duì)成本的影響明顯趨于減弱。如圖8所示，當(dāng)成本系數(shù)比卜2.8時(shí)，成本函數(shù)失去〃波谷”，顯現(xiàn)出隨分流系數(shù)單調(diào)遞增趨勢(shì)。4.2最優(yōu)分流系數(shù)的確定4.1節(jié)中的分析表明，成本函數(shù)的極值點(diǎn)（最優(yōu)分流系數(shù)）只有在&高于一定下限值時(shí)才能出現(xiàn)，這個(gè)極值點(diǎn)即最優(yōu)分流系數(shù)。k=40W-（m2-K）-1時(shí)代的下限值為2.81。E高于下限值時(shí)，極值點(diǎn)即是成本最低的最優(yōu)分流系數(shù)。圖9計(jì)算出了不同傳熱系數(shù)下成本比與極值點(diǎn)的對(duì)應(yīng)關(guān)系，圖10表示了最優(yōu)分流系數(shù)對(duì)應(yīng)的成本系數(shù)比及出水溫度關(guān)系，如果此最優(yōu)成本所對(duì)應(yīng)的出水溫度不能達(dá)到用戶(hù)要求的溫度，則應(yīng)當(dāng)增大分流系數(shù)x以提高出水溫度，直至滿(mǎn)足溫度要求。在低于下限值時(shí)，成本與分流系數(shù)呈正相關(guān)性，可參見(jiàn)圖8。分流系數(shù)越大，成本越高，此時(shí)要根據(jù)用戶(hù)對(duì)熱水溫度的要求盡量減少分流系數(shù)。以傳熱系數(shù)k二40W?（m2K）-1為例，圖11表示了成本比為2時(shí)不同分流系數(shù)導(dǎo)致不同的出水溫度，若實(shí)際應(yīng)用中需求的熱水溫度為t,則最優(yōu)的分流系數(shù)對(duì)應(yīng)于圖中的P點(diǎn)。煙氣余熱深度回收存在巨大的節(jié)能潛力。本文分析了煙氣余熱深度回收的熱力學(xué)特性，提出了余熱回收的三種不同模式，并作了分析；基于分流模式建立了以成本為優(yōu)化目標(biāo)的數(shù)學(xué)模型，并且根據(jù)實(shí)際情況以及物理意義對(duì)模型結(jié)果進(jìn)行了綜合分析，得出了以下結(jié)論。(1)實(shí)際低溫?zé)煔庥酂峄厥罩袘?yīng)該考慮冷卻段與冷凝段的熱力學(xué)特性，進(jìn)行分段梯級(jí)回收。(2)分流模型有利于實(shí)現(xiàn)煙氣余熱的梯級(jí)利用，使一部分熱水品位升高，突破直流模式的低溫限制。(3)成本系數(shù)比高于下限值時(shí)［k=40W-(m2-K)-1時(shí)，下限值為2.81］,—定可以找到成本函數(shù)的極值點(diǎn)x,使成本最低；低于下限值時(shí)［k=40W?(m2K)-1時(shí)，下限值為2.81］，不存在分流系數(shù)的極值點(diǎn)，此時(shí)在保證用戶(hù)溫度要求的前提下應(yīng)盡量減少分流系數(shù)以降低成本。(4)當(dāng)最優(yōu)成本不能保證用戶(hù)需求溫度時(shí)，應(yīng)該增大分流系數(shù)使出水溫度達(dá)到要求。C1——換熱成本系數(shù)C2——輸送成本系數(shù)cp 水的比熱容，kJ?kg-1K-1k—冷卻段換熱器傳熱系數(shù)，W?(m2K)-1——水側(cè)質(zhì)量流量，kg?s-1P,P1,P2——分別為成本、換熱成本、輸送成本QL,QS——分別為煙氣冷凝段放熱量、煙氣冷卻段放熱量，kJ?kg-1Tc,Tco,Tg——分別為煙氣冷凝溫度、煙氣冷凝起始溫度、煙氣入口溫度，°CT0,T1,T2——分別為熱水進(jìn)口溫度、熱水中間溫度、熱水出口溫度，C△T——冷卻段平均換熱溫差，Cx——分流系數(shù)E——成本比【相關(guān)文獻(xiàn)】[1]WangLi（王麗）.Thestudyofheatexchangerincondensinggas-firedwaterheater[D].Shanghai:TongjiUniversity,2006[2]LiHuijun（李慧君），WangShuzhong（王樹(shù)眾），ZhangBin（張斌），LinZonghu（林宗虎）.Economicanalysisofthefeasibilityofreclaimingresidualheatoffluegasofacondensationboilerburninggas[J].IndustrialBoiler,2003（2）:1-4[3]WangZhiyong（王志勇），LiuChangrong（劉暢榮），WangHanqing（王漢青）,KouGuangxiao（寇廣孝）.Gas-firedboilerfluegasheatlossandcondensationheatrecovery[J].Gas&Heat,2010,30（6）:4-7[4]CheDF,LiuY,GaoC.Evaluationofretrofittingaconventionalnaturalgasfiredboilerintoacondensingboiler[J].EnergyConversionandManagement,2004,45:3251-3266[5]Mihelic-BogdanicA,BudinR,SutlovicI.Condensateandfluegasesheatrecovery[J].EnergyandEnvironment,2002,2:19-24[6]YangLijun（陽(yáng)利軍）.Studyoftheanti-corrosiondepositsandcoatingsonthenew-stylegascondensingexchanger[D].Dalian:DalianUniversityofTechnology,2006[7]LiuGuichang,YangLijun,WangLida,WangSuilin,LiuChongyang,WangJing.CorrosionbehaviorofelectrolessdepositedNi-Cu-Pcoatinginfluegascondensate[J].Surface&CoatingsTechnology,2010,204:3382-3386[8]ShiXiaojun,CheDefu,AgnewBrian,GaoJianmin.Aninvestigationoftheperformanceofcompactheatexchangerforlatentheatrecoveryfromexhaustfluegases[J].InternationalJournalofHeatandMassTransfer,2011,54:606-615[9]FujiiT,NagataT,ShinzatoK.Condensationofwatervaporandheattransferfromhumidairtohorizontaltubesinabank[J].RefrigerationofJSRAE,1982,57:787-798[10]OsakabeM,YagiK,ItohT,YagiK.Condensationheattransferofactualfluegasonhorizontaltubes//Proc.5thASME/JSMEJointThermalEngineeringConference[C].USA,1999,1:1-8[11]OsakabeM,TanakaO,KawakamiA.Predictionandbehaviorofheatexchangerforlatentheatrecoveryofexhaustfluegas[J].JournalofJSME,SeriesB,2000,66:2471-2477[12]JiaL,PengXF,YanSunJD,LiXP.Effectsofvaporcondensatio