引言随着我国环保产业发展，清洁采暖的发展需求增大，天然气锅炉在全国得到广泛的应用，成为我国集中供热行业及供暖调峰的重要热源。直燃型溴化锂吸收式热泵在供热末端的调峰方面起到重要作用。天然气锅炉与直燃型溴化锂吸收式热泵两者的联合运行提高了天然气的利用率，在节能减排方面具有示范作用。国内学者在热泵吸收烟气余热方面做了许多研究工作。文献[1]针对某小区集中供热扩容改造问题，提出增加2台燃气热水锅炉和1台烟气全热回收型吸收式热泵，经济性最好。文献[2]所提出的双效吸收热泵、升温型压缩吸收耦合热泵和三级烟气换热器组成的烟气余热全热回收系统，可将烟气温度降低105 ℃，热泵降低烟气温度效率较高。文献[3]采用Aspen Plus软件计算发现，直燃型溴化锂吸收式热泵机组余热回收方案的系统供热效率最高。文献[4-5]采用吸收式热泵，对烟气余热回收，可以解决持续稳定的低温冷源问题，采用余热回收塔与吸收式热泵，结合烟气余热回收系统，能使排烟温度显著降低，同时能有效回收烟气中水蒸气汽化潜热和冷凝水。持续稳定的低温冷源问题将在本次改进方案中得到解决。文献[6-7]发现，溴化锂吸收式热泵在余热吸收项目中运行效果不佳的原因之一，是吸收式热泵长期处在部分负荷状态下运行，热泵的运行情况对余热回收会产生很大影响。文献[8]通过仿真模拟与现场实验，研究吸收式热泵的部分负荷性能,并取得初步效果。对于热泵在部分负荷运行时的情况有一定改善。文献[9]采用直燃型吸收式热泵，对联合站污水余热回收工程进行可行性分析、性能分析和实验验证，直燃型吸收式热泵在低温余热回收具有很大优势。文献[10]表明，应用溴化锂吸收式热泵能够提高热电厂的整体能源利用率，降低因增加供热负荷产生的污染物排放，对于节能减排具有重要意义。文章对直燃型溴化锂吸收式热泵的烟气余热回收效果进行分析研究，通过对燃气热水锅炉和直燃型溴化锂吸收式热泵的供回水温度、循环水流量等实测数据进行归纳、整理和计算，得出锅炉和热泵的运行稳定性、效率以及节气效果。1原方案概况及存在问题1.1原方案概况某热力站采用1#、2#、3#三台SZS29-1.6/130/70-Y.Q型号锅炉为周围地区进行区域集中供热，1#、2#锅炉持续运行，3#锅炉用于调峰运行。原供热系统如图1所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F001图1原供热系统图热力站原供热系统中仅采用省煤器对烟气显热进行初步回收，烟气中水蒸气所携带的大部分汽化潜热未能被低温热水回收，而且锅炉最终排出的烟气温度较高，为75.4 ℃。由于排出的高温烟气中含有大量的烟气显热和水蒸气汽化潜热，需要考虑如何利用回收其中大部分的烟气显热和水蒸气汽化潜热。锅炉系统温度曲线如图2所示。锅炉的供水温度在73 ℃~85 ℃范围内波动，回水温度在45 ℃~53 ℃的范围内波动，锅炉供回水温度没有发生剧烈变化，波动幅度小，锅炉运行状态稳定。锅炉的回水温度在45 ℃~53 ℃的范围内波动，未降到20 ℃左右，回水温度较高，锅炉热效率也不高。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F002图2锅炉系统温度曲线图1.23台锅炉耗气量问题计算3台锅炉的耗气量，需要考虑采暖最大热负荷利用时间n。济南市采暖最大热负荷利用时间的计算见式(1)：n=n1t1-t2t1-t3 (1)式(1)中：n——采暖最大热负荷利用时间，h；n1——采暖期的持续时间，h；t1——室内设计温度，℃；t2——采暖期日平均温度，℃；t3——采暖期室外计算温度，℃。由全国民用建筑供暖通风与空调室外气象参数表可查得，济南市采暖期122 d、室内设计温度18 ℃、采暖期日平均温度2.1 ℃、采暖期室外计算温度-5.3 ℃，可得济南市最大热负荷利用时间为1 998 h。该集热中心耗气量分析结果如表1所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.T001表1锅炉小时耗气量及满负荷年运行时间锅炉满负荷年运行时间/h1#锅炉小时实际耗气量/(m3/h)2#锅炉小时实际耗气量/(m3/h)3#锅炉小时实际耗气量/(m3/h)1 9982 9602 9601 900由表（1）可知，在2019年~2020年采暖季，1#燃气热水锅炉的总耗气量为2 960×1 998=59 14 080 m3；相同方法可以计算出，2#燃气热水锅炉总耗气量为5 914 080 m3；3#燃气热水锅炉总耗气量为13 796 200 m3。2019年~2020年采暖季的3台锅炉总耗气量为三者相加，为15 624 360 m3。3台锅炉的耗气量较大。1.3天然气热平衡原理问题锅炉的热效率主要受不完全燃烧损失、散热损失、排烟损失等因素影响。文章采用相比于正平衡法精确度更高的反平衡法进行锅炉热效率测定。ε=1-(q2+q3+q4+q5+q6) (2)式(2)中：ε——锅炉热效率，%；q2——排烟热损失，%；q3——气体未完全燃烧热损失，%；q4——固体未完全燃烧热损失，%；q5——炉体散热损失，%；q6——灰渣物理热损失，%。测得锅炉热效率：ε=1-(3.5%+0.2%+0+0.8%)=95.5%。以济南市天然气(标准状态下低位发热量为34.7 MJ/m3，高位发热量为38 MJ/m3)为例，假设排烟温度为80 ℃，锅炉热平衡如图3和图4所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F003图3天然气热平衡（按天然气低热值计算）10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F004图4天然气热平衡（按天然气高热值计算）由图3、图4可知，天然气高位发热量与低位发热量的区别在于烟气中水蒸气的汽化潜热是否计入其中。烟气中所有燃烧损失中，水蒸气汽化潜热损失和排烟损失占有很大的比重，其他的热量损失可以忽略不计。初始方案的问题是水蒸气的汽化潜热和一部分烟气显热并未被吸收，排出烟气中的水以气态形式存在。改进方案就是解决锅炉的水蒸气汽化潜热，重新利用排烟损失的热量。2方案提出与理论节气量2.1方案提出改进后的方案需要回收其中大部分的烟气显热和水蒸气汽化潜热，减少耗气量。位于该集中供热中心的锅炉以燃气燃烧来进行供暖，燃气与空气混合燃烧后总会产生高温烟气，1 m3干燃气燃烧所需空气量[11]：V0=10.210.5βH2+0.5βCO+∑m+n4βCmHn+1.5βH2S-βO2 (3)式(3)中：V0——理论空气需要量（干空气/干燃气），m3/m3；βH2、βCO、βCmHn、βH2S、βO2——干燃气中各种组分的体积分数，%。在该集中供热中心，实际供给锅炉的空气量要多于理论空气量，则过量空气系数α：α=VV0 (4)式(4)中：V——实际空气量（干空气/干燃气），m3/m3。另外，实际烟气中CO2的体积VCO2为：VCO2=βCO2+βCO+∑mβCmHn (5)实际烟气中水蒸气的体积VH2O为：VH2O=βH2+βH2S+∑n2βCmHn+1.2dg+αV0da (6)实际烟气中氮气的体积VN2为：VN2=0.79αV0+βN2 (7)实际烟气中氧气的体积VO2为：VO2=0.21α-1V0 (8)水蒸气冷凝率φ可用下式计算[12]:φ=VH2O-PSPyVyVH2O1-PSPy (9)式(9)中：PS——对应温度水蒸气饱和压力，Pa；Py——烟气压力，Pa；VH2O——烟气中水蒸气体积，m3；Vy——烟气体积，m3。烟气在不同温度下的焓Hf用下式计算：Hf=VCO2cp.CO2dT+1-φVH2Ocp.H2OdT+VN2cp.N2dT+VO2cp.O2dT (10)式(10)中：Hf——烟气的焓（烟气的焓/干燃气体积），kJ/m3；Tf——排烟温度，K；T0——标准状况下的环境温度，计算中取273.15 K；cp.CO2、cp.H2O、cp.N2、cp.O2——二氧化碳、水蒸气、氮气和氧气的比定压热容，kJ/m3∙K。由烟气损失各计算公式及能量守恒定律来计算热效率[12]θ：θ=Q+Ha+Hg+φVeρer-HfQ (11)式(11)中：Q——标况下天然气低位发热值，kJ/m3；Ha——空气在进口端的焓，kJ/m3；Hg——天然气在进口端的焓，kJ/m3；φ——标况下水蒸气冷凝率，%；Ve——标准状况下烟气中水蒸气的体积，m3/m3 ；ρe——标准状况下水蒸气密度，kg/m3；r——汽化潜热，kJ/kg；Hf——标况下烟气的焓，kJ/m3。将不同的排烟温度、过量空气系数代入上式，可以得出在不同的过量空气系数下，天然气热利用率（锅炉热效率）随排烟温度的变化趋势，如图5所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F005图5排烟温度与天然气利用率的关联曲线由图5可知，当过量空气系数维持恒定时，天然气利用率随排烟温度降低而增加。天然气利用率的递增趋势在排烟温度降低到60 ℃左右迅速增大。其根本原因在于烟气中水蒸气的冷凝温度是在60 ℃左右，当低于60 ℃时，水由气态变为液态，并释放出大量潜热，天然气利用率迅速提高。过量空气系数越大，烟气中水蒸气的露点温度越低。过量空气系数越大，天然气利用率越小。过量空气体积增大，烟气量也会随之增大；随着排烟中带走热量的增加，排烟损失和水蒸气潜热损失增加，天然气利用率降低。烟气包括除水之外的主要成分是燃气燃烧产物的干烟气和水蒸气。全热回收就是把烟气的显热和水蒸气的潜热全部回收。其中水蒸气潜热的回收是重点。由图5可知，最终排出的烟气的温度要低于其露点温度，才能实现全热回收的目标。而直燃型溴化锂吸收式热泵，能够通过回收锅炉烟气余热，把锅炉的排烟温度降到露点温度以下。当利用直燃型溴化锂吸收式热泵，将排烟温度降至60 ℃以下时，天然气利用率会达到较高水平，这对于降低燃料成本、节能减排非常有利。2.2理论节气量在过量空气系数为1.5时，改进后锅炉的最终排烟温度为27.9 ℃。由图1可知，改进前锅炉的最终排烟温度为75.4 ℃，将27.9 ℃和75.4 ℃在图5中标出，结果如表2所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.T002表2锅炉排烟温度与天然气利用率的对应关系项目数值锅炉排烟温度/℃27.975.4天然气利用率/%105.594.5注：计算天然气利用率时，采用天然气低位发热量作为计算基准，用于公式计算的燃气焓值不含汽化潜热。当锅炉的省煤器吸收高温烟气中的水蒸气汽化潜热时，锅炉所吸收的热量大于燃气的焓值，天然气利用率会超过100%。由表2可知，改进后的天然气利用率比改进前的天然气利用率提高了105.5-94.5=11%，2019年~2020年采暖季的3台锅炉总耗气量为15 624 360 m3，改进后3台锅炉节省的理论燃气量为15 624 360×0.11=1 718 679 m3。3改进方案概况及节能分析3.1改进方案加装1台直燃型溴化锂吸收式热泵的改进方案供热系统图如图6所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F006图6改进方案供热系统图由图6可知，一方面，低温热水沿热网回水管道的一个支管，经过热网循环泵，进入锅炉省煤器预热；低温热水温度小幅提升后，进入锅炉燃烧室进行充分换热，进而大幅度升温，成为高温热水；随后，高温热水沿着热网供水管道进入各用户。另一方面，低温热水沿着热水回水管道先后经过热泵冷凝器和吸收器换热升温，升温后的高温热水沿着热水供水管道进入各用户。另外，经过高温热交换器的高温余热水沿着余热水回水管道进入热泵蒸发器放热降温，降温后的低温余热水分成两股，一股沿着余热水供水管道进入高温热交换器完成循环；另一股经过热泵换热器换热升温，变成高温余热水后沿着余热水回水管道再次进入热泵蒸发器放热降温，再沿着余热水供水管道进入高温热交换器完成循环。热泵的供回水温度曲线如图7所示，热泵COP值变化情况如图8所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F007图7热泵系统温度曲线10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F008图8热泵COP值曲线从温度数据可以看出，测试期内，吸收式热泵的热网供水温度一直在55 ℃~65 ℃的范围内波动，热网回水温度一直在44 ℃~50 ℃的范围内波动，热网供回水温差一直在13 ℃~15 ℃的范围内波动，热网供回水温度及供回水温差波动幅度小，温度没有发生异常变化。由图8可知，在测试期内，热泵的COP值在1.68~1.88的范围内波动，且幅度不大，热泵的工作状态正常、稳定。3.2实测节气量计算3.2.1锅炉实测供热量方法通过获取锅炉实际用气量的数据，将其与改进前的耗气量相减，其差值就是所节省的燃气量，实测数据如图9所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F009图9三台锅炉总供热量和热泵供热量日变化由图9知，在测试期内，3台锅炉的总供热量在4 600 GJ/d~5 400 GJ/d的范围内波动，3台锅炉每天的总供热量数值不等。2019年12月25日全天的锅炉总供热量为测试期内最大，为5 399 GJ/d；2019年12月11日全天的锅炉总供热量为测试期内最小，为4 658 GJ/d；测试期内锅炉单天总供热量平均数值为4 951 GJ/d；统计期内锅炉总供热量为14.853万GJ。在测试期内，热泵的供热量在810 GJ/d~920 GJ/d的范围内波动，热泵每天的总供热量数值不等，2019年12月29日全天的热泵供热量为测试期内最大，为911 GJ/d；2019年12月15日全天的热泵供热量为测试期内最小，为820 GJ/d；测试期内热泵单日供热量平均数值为874 GJ/d；统计期内热泵全部供热量为2.622万GJ。由图9锅炉实际效率以及天然气热值可知，统计期内3台锅炉用掉的总燃气量为148 530 000÷0.955÷38=4 092 863 m3,由于1#、2#、3#锅炉的燃气流量不同，统计期内1#、2#锅炉用气量为4 092 863÷2 960+2 960+1 900×2 960=1 549 216 m3。统计期内3#锅炉的用气量为4 092 863÷2 960+2 960+1 900×1 900=994 429 m3。由于在2019年~2020采暖季中，1#、2#锅炉4个月持续运行，3#锅炉作为调峰锅炉，只运行了1.6个月，所以本采暖季1#锅炉的总用气量为1 549 216×4=6 196 864 m3,2#锅炉的总用气量为：1 549 216×4=6 196 864 m3,3#锅炉的总用气量为：994 429×1.6=1 591 086 m3,本采暖季3台锅炉的总用气量为：6 196 864+6 196 864+1 591 086=13 984 814 m3。采用改进方案后，本采暖季3台锅炉的总节气量为：15 624 360-13 984 814=1 639 546 m3。3.2.2热泵实测余热回收量方法通过获取热泵的余热回收量数据，将余热回收量作为燃气完全燃烧后产生的热量换算成燃气量，其数值就是系统节省的燃气量，实际数据如图10所示。10.3969/j.issn.1004-7948.2021.04.012.F010图10系统余热回收量日变化结合图9、图10可知，系统余热回收量的变化轨迹与锅炉总供热量的变化轨迹大致相同。由图8可知，测试期内，热泵的单天余热回收量一直在不断地变化，波动范围大致为490 GJ/d～540 GJ/d。测试期内，热泵的单日最大余热回收量为535 GJ/d；热泵的单日最小余热回收量发生在2019年12月11日，为494 GJ/d；热泵的单日平均余热回收量数值为520 GJ/d，测试期热泵的全部余热回收量数值为1.56万GJ，占热泵和锅炉测试期总供热量的8.9%。本采暖季3台锅炉的总节气量为：520 000×120÷38=1 642 105 m3。4结语(1)排烟温度与天然气利用效率的关联曲线表明，排烟温度降到60 ℃以下，天然气利用效率迅速提高；过量空气系数越大，烟气中水蒸气的露点温度越低。用吸收式热泵将排烟温度降至60 ℃以下，天然气利用效率高，有效实现了全热回收的目标。(2)在测试期中，锅炉总供热量为14.853万GJ，热泵全部供热量为2.622万GJ，热泵回收烟气余热量占总供热量的8.9%，吸收式热泵回收余热效果好。(3)在严寒期，对改进项目测试1个月发现，热泵的运行参数波动幅度小，无异常变化，燃气驱动式吸收式热泵的工作状态稳定。(4) 通过排烟温度与天然气利用率关系曲线以及相关原理得出，3台锅炉改进后，1个采暖季节省的燃气量为1 718 679 m3；通过锅炉实测供热量算出1个采暖季节省燃气量为1 639 546 m3，与理论节省燃气量相差79 133 m3，在误差允许范围内；通过热泵实测余热回收量算出的1个采暖季节省的燃气量为1 642 105 m3，与理论节省燃气量相差76 574 m3，也在《工业锅炉热工性能试验规程》（GB/T 10180—2017）所规定的误差允许范围内。计算加装1台吸收式热泵所节省的1采暖季的燃气量，采用排烟温度与天然气利用率关系曲线以及相关原理是正确的。