CN105488353B - 基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法 - Google Patents

基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法 Download PDF

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CN105488353B CN201510936828.2A CN201510936828A CN105488353B CN 105488353 B CN105488353 B CN 105488353B CN 201510936828 A CN201510936828 A CN 201510936828A CN 105488353 B CN105488353 B CN 105488353B
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Abstract

本发明公开了一种基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法,包括步骤A、建立有机朗肯循环驱动的反渗透海水淡化系统;步骤B、建立有机朗肯循环驱动高压泵数学模型,得到给定条件下的高压泵出口流量值;步骤C、建立反渗透海水淡化系统的传质数学模型,并根据步骤B中的高压泵出口流量值,从传质数学模型中得到海水通过反渗透膜的淡水通量、浓盐水通量及产生淡水流速值。本发明实现余热利用和生产淡水特性的关系,得到余热进口温度、余热出口温度对有机朗肯循环驱动反渗透膜法淡水流量和淡水含盐量的影响,优化系统设置,提高低温烟气热能利用率和淡水产生率,对海水淡化厂规划,火力发电厂余热利用等工业生产具有重要的指导意义。

Description

基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法
技术领域
[0001] 本发明涉及一种可以计算有机朗肯循环驱动反渗透海水淡化产水特性的数学模 型,属于海水淡化技术领域。
背景技术
[0002] 世界上淡水资源不足,已成为人们日益关切的问题,作为水资源开源增量的重要 手段,海水淡化已经成为解决水资源危机的重要途径。在众多的海水淡化技术中,反渗透海 水淡化(SWRO)技术将是未来重点发展的方向。SWRO适用于大型、中型或小型各种规模,是海 水淡化技术中近20年来发展最快的技术。除了海湾地区的国家外,美洲、亚洲和欧洲,大、中 型生产规模的淡化装置都以反渗透技术为首选,反渗透技术已经相对比较成熟,具有较强 的优势,如设备投资省、能量消耗低、建设周期短等诸多优点,正日益成为海水淡化的主导 技术。虽然反渗透海水淡化技术应用已取得了显著成效,但反渗透在海水淡化潜力尚未充 分发挥,还有待在膜技术、能量回收、组器技术等方面改进,尤其是系统优化及高压栗能耗 方面进彳丁完善。
[0003] 有机朗肯循环(ORC)技术可以广泛应用于各种低温热能领域,如余热、太阳能集 热、地热等,世界各国逐渐将其应用于各种领域,主要包括:低温余热发电、低温太阳能发电 海水淡化工程、生物质能热力发电、地热能发电热菜技术和燃气透平联合循环发电等。ORC 技术在低温热功转换过程中有显著的优点和广阔的应用前景,对其研究已成为中低温能源 利用技术的关键和热点。如何提高ORC系统整体效率,增加膨胀机的输出功率,成为了有效 利用低品位能源的关键性技术难题。
[0004] 以膨胀机作为高压栗的传动动力,假设膨胀机入口温度的反问题求解策略,解决 余热温度、膨胀机入口温度与RO反渗透产水特性的关系。根据工业系统产生余热的特性以 及有机朗肯循环运行条件,研究反渗透膜法压力和流量对产水特性的影响,不仅对于探索 新型海水淡化系统,而且对于有机朗肯循环的余热利用特性的理论研究具有重要意义,为 深入探讨余热利用和海水淡化工艺奠定了重要的理论基础。
发明内容
[0005] 本发明需要解决的技术问题是提供一种基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水 特性的计算方法,通过分析不同余热的进出口温度及膨胀机的运行效率,优化反渗透膜法 海水淡化产水特性,以指导工业生产。
[0006] 为解决上述技术问题,本发明所采用的技术方案如下:
[0007] 基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法,其特征在于包括如下步 骤:
[0008] 步骤A、建立有机朗肯循环驱动的反渗透海水淡化系统,所述有机朗肯循环驱动的 反渗透海水淡化系统包括有机朗肯循环系统和反渗透海水淡化系统两部分;
[0009] 步骤B、建立有机朗肯循环驱动高压栗数学模型,根据步骤A中的有机朗肯循环驱 动的反渗透海水淡化系统,得到给定条件下的高压栗出口流量值;
[0010] 步骤C、建立反渗透海水淡化系统的传质数学模型,并根据步骤B中的高压栗出口 流量值,从该传质数学模型中得到海水通过反渗透膜的淡水通量、浓盐水通量及产生淡水 流速值。
[0011] 本发明的进一步改进在于:有机朗肯循环系统包括与系统余热管道相连通的蒸发 器、与蒸发器的有机工质管道相连通的膨胀机、与膨胀机出口相连通的冷凝器、与冷凝器的 有机工质管道出口相连通的工质栗,工质栗的出口连通蒸发器的有机工质管道入口;所述 蒸发器还设置有用于与有机工质换热的余热排放管道,冷凝器还设置有用于与有机工质换 热的冷却水进口和冷却水出口;
[0012] 反渗透海水淡化系统包括与膨胀机出口相连通的高压栗、与高压栗的原料海水出 口相连接的反渗透膜、与反渗透膜的淡水出口和浓盐水出口分别连接的淡水箱和浓盐水 箱,高压栗的原料海水进口连通原料海水管道。
[0013] 本发明的进一步改进在于:步骤B包括如下步骤:
[0014] 步骤B1、给定有机朗肯循环驱动中所使用的低温烟气的质量流量mgas、平均比热容 CP,gas、进口热力学温度Tgas,ιη和出口热力学温度Tgas,Ciut,根据蒸发器中低温烟气总回收热量 计算公式:
[0015] Qa=mgasCP,gas (Tgas,in-Tgas,cmt),计算出低温烟气总热值匕,其中:
[0016] mgas--低温烟气的质量流量,kg/s;
[0017] Cpjgas——低温烟气的平均比热容,U/(kg.K);
[0018] Tgas ,in——低温烟气的进口热力学温度,K ;
[0019] Tgas1OUt——低温烟气的出口热力学温度,K ;
[0020] Qa——低温烟气的总热值,kw;
[0021] 步骤B2、给定有机工质在膨胀机的入口温度T1,假定有机工质在膨胀机的入口压 力为P1,根据步骤Bl得到的低温烟气总热值(^,利用工质物性计算软件Refprop软件计算出 有机工质分别在蒸发器入口状态的焓值hi和在蒸发器出口状态的焓值h5,hi和h5的单位均 为J/kg;
[0022] 步骤B3、利用步骤B2得到的hjPh5,根据蒸发器中有机工质吸热量方程Qa = Hi0Rc (hi-h5),得到有机工质的质量流量rnciRc,单位是kg/s;
[0023] 步骤B4、忽略工质栗引起的工质熵增,所以有机工质在达到饱和温度前吸热量与 温度关系的方程表达式如下:
[0024] Q=则RCCP,f (T-T5)〜则RCCP,f (T-T4)
[0025] 其中,
[0026] Q——有机工质在达到饱和温度前吸热量,kW;
[0027] CP,f—一有机工质比热容,kX/(kg.K);
[0028] T4——工质栗栗前有机工质的温度,K;
[0029] T一一有机工质在工质栗内的实时温度,K;
[0030] T5——工质栗栗后有机工质的温度,K;
[0031] 根据ORC系统中有机工质的T-S图,依据相似三角形理论,整理简化后可以得出如 下方程:
[0032]
Figure CN105488353BD00091
[0033] 其中,
[0034] Δ Tp——窄点温差,K;
[0035] Qj——海水流量,m3/s;
[0036] Qp--淡水流量,m3/s;
[0037] Q——有机工质在达到饱和温度前吸热量,kW;
[0038] 根据如下公式,计算有机工质在工质栗内的实时温度T:
[0039]
Figure CN105488353BD00092
[0040] 步骤B5、根据步骤M中的有机工质在工质栗内的实时温度T,给定低温烟气的窄点 温差△ Tp,利用Refprop软件计算出有机工质在膨胀机的入口压力计算值ΡΛ
[0041] 步骤B6、若步骤85的?^与步骤82的?!不一致,利用Matlab编程迭代求解,将P1*代替 卩丄重复步骤B2〜B5,直到膨胀机入口压力收敛至P1-P^S 10_6,根据膨胀机的等熵效率计算 公式
Figure CN105488353BD00093
,获得有机工质在膨胀机做功后的焓值h2;然后根据膨胀机输出功率 公式Wt = HlORC (hl_h2),获得Wt;
[0042] 其中:
[0043] ns ,exp一一膨胀机的等熵效率;
[0044] hi--有机工质进蒸发器的洽值,J/kg;
[0045] h2一一有机工质在膨胀机做功后焓值,J/kg;
[0046] h2s一一膨胀机等熵膨胀焓值,J/kg;
[0047] Wt——膨胀机输出功率,kW;
[0048] 步骤B7、由于利用膨胀机驱动高压栗,根据高压栗功率计算公式WHpp = Wt,得到高 压栗功率Whpp;
[0049] 步骤B8、给定高压栗出进口压差Δ Phpp,利用步骤B7得到的高压栗功率Whpp,根据公 式<
Figure CN105488353BD00094
,计算出高压栗出口流量Qf;
[0050] 其中:
[0051] Whpp--尚压栗功率,kW;
[0052] ΔΡΗρρ——高压栗出进口压差,MPa;
[0053] Hhpp--尚压栗栗效率;
[0054] Qf——高压栗出口流量,m3/s;
[0055] %—一膨胀机传动效率。
[0056] 本发明的进一步改进在于:步骤C包括如下步骤:
[0057] 步骤Cl:根据如下方程,求出传质系数k:
[0058] Re=PbUbdeAib;
[0059] Sc=Pb/ (PbDeff);
[0060]
Figure CN105488353BD00101
[0061] 其中:
[0062] Pb——浓盐水密度,kg/m2;
[0063] Ub--流速,m/s;
[0064] de 海水进料空间厚度,m;
[0065] yb--动力粘度,N.s/m2;
[0066] Deff--溶质扩散系数,m2/s;
[0067] Re--雷诺数;
[0068] Sh——舍伍德数;
[0069] Sc——施密特数;
[0070] k一一传质系数,m/s;
[0071] 步骤C2:根据步骤Cl中的传质系数k,先假设一个产生淡水流速值vw,给定浓盐水 盐浓度Cb,由于在初始时刻计算,令淡水盐浓度〇> = 0,根据如下公式求出膜表面海水盐浓度 Cm:
[0072]
Figure CN105488353BD00102
[0073] 其中:
[0074] Cb——浓盐水盐浓度,kg/m3;
[0075] Cm——膜表面海水盐浓度,kg/m3;
[0076] Cp一一淡水盐浓度,kg/m3;
[0077] vw——产生淡水流速值,m/s;
[0078] Φ一一浓差极化系数;
[0079] 步骤C3:给定初始时刻下的淡水流量Qpq和初始时刻下的淡水盐浓度CpQ,联立如下 方程计算淡水盐浓度Cp:
[0080] Cp = Cp〇+Js/vw;
[0081] Cb= (QfCf-QpCp) /Qb;
[0082] Qp = Qpo+Vw * Sm;
[0083] Qb = Qf-Qp;
[0084] 其中,
[0085] Cp——淡水盐浓度,kg/m3;
[0086] Cp0——初始时刻淡水盐浓度,kg/m3;
[0087] Js——浓盐水通量,kg Am2. s);
[0088] vw一一产生淡水流速值,m/s;
[0089] Cb——浓盐水盐浓度,kg/m3;
[0090] Qf——高压栗出口流量,m3/s;
[0091] Cf——海水原水进水盐浓度,kg/m3;
[0092] Qp——淡水流量,m3/s;
[0093] Qb——浓盐水流量,m3/s;
[0094] Qp0——初始时刻淡水流量,m3/s;
[0095] Sm一一反渗透膜截面积,m2;
[0096] 当海水含盐量大于20kg/m3,海水渗透压π计算公式如下所示:
[0097] Ji = 206.34X (320+t) X (1.17C-3.4)
[0098] 其中:
[0099] t——海水水温,。C ;
[0100] C——海水浓度,kg/m3;
[0101] 步骤C4:联立如下方程计算产生淡水流速计算值v/:
[0102] Jw=A · [Pf-Pp- (Jim-JTp)];
[0103] Js = B · (Cm-Cp);
[0104]
Figure CN105488353BD00111
[0105] 其中:
[0106] Jw--淡水通量,kg/s;
[0107] Js——浓盐水通量,kg/s;
[0108] Pf——海水进水压力,Pa;
[0109] Pp——淡水侧压力,Pa;
[0110] Jim一一膜表面盐水渗透压,Pa;
[0111] JIp--淡水渗透压,Pa;
[0112] Cm——膜表面海水盐浓度,kg/m3;
[0113] Cp——淡水盐浓度,kg/m3;
[0114] A——纯水渗透性常数,kg Am2. s. Pa);
[0115] B——盐渗透性常数,m/s;
[0116] Vw*--产生淡水流速计算值,m/s;
[0117] pp一一淡水密度 kg/m3;
[0118] 步骤C5: gvw-vw*> HT6,则将v/代入步骤C2中,重复步骤C2〜C4,直至vw-vw*< 10 -6 O
[0119] 由于采用了上述技术方案,本发明取得的技术进步如下:
[0120] 本发明主要利用有机朗肯循环系统中膨胀机输出功率的计算,并且结合反渗透海 水淡化系统的生产淡水特性,从而实现余热利用和生产淡水特性的关系,得到余热进口温 度、余热出口温度对有机朗肯循环驱动反渗透膜法淡水流量和淡水含盐量的影响,优化系 统设置,提高低温烟气热能利用率和淡水产生率,对海水淡化厂规划,火力发电厂余热利用 等工业生产具有重要的指导意义。
附图说明
[0121] 图1为本发明的流程图;
[0122] 图2为本发明有机朗肯循环驱动的反渗透海水淡化系统示意图;
[0123] 图3为本发明ORC系统反问题求解原理图;
[0124] 图4为本发明ORC系统中有机工质苯的T-_ ;
[0125] 图5为本发明卷式反渗透膜槽道内传质过程图;
[0126] 图6为本发明计算结果一一余热进口温度对有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水流 量的影响;
[0127] 图7为本发明计算结果一一余热进口温度对有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水含 盐量的影响;
[0128] 图8为本发明计算结果一一余热出口温度对有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水流 量的影响;
[0129] 图9为本发明计算结果一一余热出口温度对有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水含 盐量的影响;
[0130] 其中:1、系统余热管道,3、蒸发器,4、膨胀机,5、冷凝器,6、工质栗,7、原料海水管 道,8、高压栗,11、反渗透膜,12、淡水箱,13、浓盐水箱。
具体实施方式
[0131] 下面结合附图对本发明做进一步详细说明:
[0132] 步骤Α、如图1〜图2所示,建立有机朗肯循环驱动的反渗透海水淡化系统,有机朗 肯循环驱动的反渗透海水淡化系统包括有机朗肯循环系统和反渗透海水淡化系统两部分:
[0133] 有机朗肯循环系统包括与系统余热管道1相连通的蒸发器3、与蒸发器3的有机工 质管道相连通的膨胀机4、与膨胀机4出口相连通的冷凝器5、与冷凝器5的有机工质管道出 口相连通的工质栗6,工质栗6的出口连通蒸发器3的有机工质管道入口;所述蒸发器3还设 置有用于与有机工质换热的余热排放管道,冷凝器5还设置有用于与有机工质换热的冷却 水进口和冷却水出口。
[0134] 反渗透海水淡化系统包括与膨胀机4出口相连通的高压栗8、与高压栗8的原料海 水出口相连接的反渗透膜11、与反渗透膜11的淡水出口和浓盐水出口分别连接的淡水箱12 和浓盐水箱13,高压栗8的原料海水进口连通原料海水管道7。
[0135] 根据图2的有机朗肯循环驱动的反渗透海水淡化系统,进行基于有机朗肯循环驱 动反渗透膜法海水淡化产水特性的数学模型计算,包括如下两个步骤:
[0136] 步骤Β、建立有机朗肯循环驱动高压栗数学模型,根据步骤A中的有机朗肯循环驱 动的反渗透海水淡化系统,得到给定条件下的高压栗8出口流量值;
[0137] 步骤C、建立反渗透海水淡化系统的传质数学模型,并根据步骤B中的高压栗8出口 流量值,从该传质数学模型中得到海水通过反渗透膜的淡水通量、浓盐水通量及产生淡水 流速值。
[0138] 步骤B包括如下几个分步骤:
[0139] 步骤Β1、给定有机朗肯循环驱动中所使用的低温烟气的质量流量mgas、平均比热容 CP,gas、进口热力学温度Tgas,ιη和出口热力学温度Tgas,QUt。在有机朗肯循环模型求解过程中, 采用反问题的求解方法建立烟气余热、窄点温差与有机工质苯循环的关系曲线,其中不考 虑烟气和有机工质苯比热容随温度的变化,热量传递呈线性关系,根据等熵效率计算获得 1η、ΐ!2,从而求得膨胀机输出功率。当有机朗肯循环计算时,CP,gas取烟气进、出口平均温度 O . 5 (Tgas.in+TgAcmt)下的比热容;膨胀机的等熵效率qs,exp取O . 85,有机工质苯在冷凝器5中 采用水冷方式冷却,因此假设冷凝器5进出口温度T3 = T4 = 303.15K。模型计算时烟气其他参 数如表1所示。
[0140]
Figure CN105488353BD00131
[0141] ~表1有机朗肯循环系统中烟气余热参数表
[0142] 其中:冷凝器5的出口温度为303.15K,烟气比热容取进、出口平均温度下比热容。 有机工质采用苯,苯的T-S曲线如图4所示,图中1、2、3、4、5、6、7为ORC系统各部件对应的状 态点,2s为等熵膨胀状态点。利用图3表示的有机朗肯循环的反问题求解原理图,计算膨胀 机输出功率,高压栗8与膨胀机4采用皮带传动,传动效率取0.9,高压栗8运行效率取0.85, 进而获得高压栗8的输出功率。
[0143] 根据蒸发器3中低温烟气总回收热量计算公式
[0144] Qa=mgasCP,gas (Tgas,in-Tgas,cmt),计算出低温烟气总热值匕,其中:
[0145] mgas--低温烟气的质量流量,kg/s;
[0146] Cpjgas——低温烟气的平均比热容,kX/(kg.K);
[0147] Tgas ,in——低温烟气的进口热力学温度,K;
[0148] Tgas1OUt——低温烟气的出口热力学温度,K;
[0149] Qa——低温烟气的总热值,kW;
[0150] 步骤B2、给定有机工质苯在膨胀机4的入口温度T1,假定有机工质苯在膨胀机4的 入口压力为P1,根据步骤Bl得到的低温烟气总热值(^,利用工质物性计算软件Refprop软件 计算出有机工质苯分别在蒸发器3入口状态的焓值hi和在蒸发器3出口状态的焓值h5,hi和 h5的单位均为J/kg;
[0151] 步骤B3、利用步骤B2得到的h#Ph5,根据蒸发器3中有机工质苯吸热量方程Qa=Hi0Rc (hi-h5),得到有机工质苯的质量流量miM;,单位是kg/s;
[0152] 步骤M、忽略工质栗6引起的工质熵增,所以有机工质苯在达到饱和温度前吸热量 与温度关系的方程表达式如下:
[0153] Q=则RcCp,f (T-T5)〜则RcCp,f (T-T4)
[0154] 其中,
[0155] Q——有机工质在达到饱和温度前吸热量,kW;
[0156] CP,f—一有机工质比热容,kX/(kg.K);
[0157] T4一一工质栗栗前有机工质的温度,K;
[0158] T一一有机工质在工质栗内的实时温度,K;
[0159] T5一一工质栗栗后有机工质的温度,K;
[0160] 参见图4的ORC系统中有机工质苯的T-S图,根据相似三角形理论,整理简化后可以 得出如下方程:
[0161]
Figure CN105488353BD00132
[0162] 其中,
[0163] Δ Tp 窄点温差,Κ;
[0164] Qj——海水流量,m3/s;
[0165] Qp--淡水流量,m3/s;
[0166] Q——有机工质在达到饱和温度前吸热量,kW;
[0167] 根据如下公式,计算有机工质苯在工质栗6内的实时温度T,单位K:
[0168]
Figure CN105488353BD00141
[0169] 步骤B5、根据步骤M中的有机工质苯在工质栗6内的实时温度T,给定低温烟气的 窄点温差A Tp,利用Refprop软件计算出有机工质苯在膨胀机4的入口压力计算值ΡΛ
[0170] 步骤B6、若步骤B5的P1*与步骤82的?!不一致,利用Matlab编程迭代求解,将P1*代替 卩1重复步骤B2〜B5,直到膨胀机4入口压力收敛10_6,根据膨胀机4的等熵效率计 算公式
Figure CN105488353BD00142
,获得有机工质苯在膨胀机4做功后的焓值h2;然后根据膨胀机输出 功率公式Wt = HlORC (hl-h2),获得Wt;
[0171] 其中:
[0172] ns, exp 一一膨胀机的等熵效率;
[0173] hi--工质苯进蒸发器的洽值,J/kg;
[0174] h2--工质苯在膨胀机做功后洽值,J/kg;
[0175] h2s一一膨胀机等熵膨胀焓值,J/kg;
[0176] Wt——膨胀机输出功率,kW;
[0177] 步骤B7、由于利用膨胀机4驱动高压栗,根据高压栗8的功率计算公式WHpp = Wt,得 到尚压栗8的功率Whpp ;
[0178] 步骤B8、给定高压栗8出进口压差Δ PHpp,利用步骤B7得到的高压栗8功率Whpp,根据 公式
Figure CN105488353BD00143
,计算出高压栗8的出口流量Qf;
[0179] 其中:
[0180] Whpp--尚压栗功率,kW;
[0181] ΔΡΗρρ——高压栗出进口压差,MPa;
[0182] Hhpp--尚压栗栗效率;
[0183] Qf——高压栗出口流量,m3/s;
[0184] Ilffi——膨胀机传动效率。
[0185] 步骤C包括如下几个分步骤:
[0186] 步骤Cl:根据如下方程,求出传质系数k:
[0187] Re=PbUbdeAib;
[0188] Sc=Pb/ (PbDeff);
[0189]
Figure CN105488353BD00151
[0190] 其中:
[0191] Pb——浓盐水密度,kg/m2;
[0192] Ub--流速,m/s;
[0193] de 海水进料空间厚度,m;
[0194] yb--动力粘度,N.s/m2;
[0195] Deff一一溶质扩散系数,m2/s;
[0196] Re一一雷诺数;
[0197] Sh——舍伍德数;
[0198] Sc——施密特数;
[0199] k--传质系数,m/s;
[0200] 步骤C2:在反渗透膜附件存在海水浓差极化现象,浓差极化系数与淡水产生速率 和传质系数相关,根据步骤Cl中的传质系数k,先假设一个产生淡水流速值Vw,接着给定浓 盐水盐浓度Cb,由于在初始时刻计算,令淡水盐浓度〇> = 0,根据如下公式计算出反渗透膜的 膜表面海水盐浓度Cm:
[0201]
Figure CN105488353BD00152
[0202] 其中:
[0203] Cb——浓盐水盐浓度,kg/m3;
[0204] Cm——膜表面海水盐浓度,kg/m3;
[0205] Cp一一淡水盐浓度,kg/m3;
[0206] vw一一产生淡水流速值,m/s;
[0207] Φ一一浓差极化系数;
[0208] 步骤C3:沿着反渗透膜方向,海水持续穿过反渗透膜,给定初始时刻下的淡水流量 Qpo和初始时刻下的淡水盐浓度CpQ,联立如下反渗透模型中的相变量及参数方程,离散后计 算淡水盐浓度Cp:
[0209] Cp = Cp〇+Js/vw;
[0210] Cb= (QfCf-QpCp) /Qb;
[0211] Qp = Qp0+Vw * Sm ;
[0212] Qb = Qf-Qp;
[0213] 其中,
[0214] Cp——淡水盐浓度,kg/m3;
[0215] Cp0——初始时刻淡水盐浓度,kg/m3;
[0216] Js——浓盐水通量,kgAm2 · s);
[0217] vw一一产生淡水流速值,m/s;
[0218] Cb——浓盐水盐浓度,kg/m3;
[0219] Qf——高压栗出口流量,m3/s;
[0220] Cf——海水原水进水盐浓度,kg/m3;
[0221] Qp——淡水流量,m3/s;
[0222] Qb——浓盐水流量,m3/s;
[0223] Qp0——初始时刻淡水流量,m3/s;
[0224] Sm一一反渗透膜截面积,m2;
[0225] 当海水含盐量大于20kg/m3,海水渗透压π计算公式如下所示:
[0226] Ji = 206.34X (320+t) X (1.17C-3.4)
[0227] 其中:
[0228] t——海水水温,°C;
[0229] C——海水浓度,kg/m3;
[0230] 步骤C4:联立如下反渗透膜过程溶解扩散模型的控制方程,计算出产生淡水流速 计算值首先根据反渗透压及海水进水压力求得Jw,然后在求得膜表面海水盐浓度匕后, 计算浓盐水通量Js,联立方程量Jw、Js可计算求得产生淡水流速计算值Vw* :
[0231] Jw=A · [Pf-Pp- (Jim-JTp)]
[0232] Js = B* (Cm-Cp)
[0233]
Figure CN105488353BD00161
[0234] 其中:
[0235] Jw--淡水通量,kg/s;
[0236] Js--浓盐水通量,kg/s;
[0237] Pf——海水进水压力,Pa;
[0238] Pp——淡水侧压力,Pa;
[0239] Jim一一膜表面盐水渗透压,Pa;
[0240] Jip——淡水渗透压,Pa;
[0241] Cm——膜表面海水盐浓度,kg/m3;
[0242] Cp——淡水盐浓度,kg/m3;
[0243] A——纯水渗透性常数,kg Am2. s. Pa);
[0244] B——盐渗透性常数,m/s;
[0245] vw*——产生淡水流速计算值,m/s;
[0246] Pp——淡水密度kg/m3;
[0247] 步骤C5: gvw-v/> HT6,则将v/代入步骤C2中,重复步骤C2〜C4,直至vw_v/彡10 -6 O
[0248] 在反渗透海水淡化模型求解过程中,根据步骤B所得的高压栗出口流量Qf,根据高 压栗输出功率计算公式,确定高压栗出进口压差A Phpp。在初始时刻反渗透膜中不存在海水 的渗透传递,当海水原水进入反渗透膜时海水穿过渗透膜生成淡水,浓盐水被截留。根据反 渗透膜过程溶解扩散模型的控制方程,以及相变量及其他参数方程离散后求解,直到反渗 透膜产水参数满足收敛条件,而需满足的收敛条件是连续两次迭代的参数相对误差小于 1〇_6。当反渗透海水淡化系统模型计算时,海水初始温度取298.15K (t = 25°C),海水初始压 力取大气压O.IMPa,高压栗出水压力采用相对压力表示;海水原水通常含盐量在30〜45kg/ m3之间,模型计算取含盐量38kg/m3,海水密度取1034.8kg/m3;反渗透膜组件采用一级反渗 透系统,共8个容器组件,每个容器包括4支卷式反渗透膜,单支卷式反渗透膜膜参数见表2, 卷式反渗透膜槽道内传质过程见图5。 「02491
Figure CN105488353BD00171
[0250] 表2反渗透海水淡化系统中单支卷式反渗透膜参数表
[0251] 为满足反渗透膜安全运行的要求,对进入反渗透膜的海水流量、压力进行了限制, 如表3所示。
[0252]
Figure CN105488353BD00172
T〇253]^表3反渗透海水淡化系统中海水操作限制条件
[0254]
Figure CN105488353BD00173
[0255] 表4其他计算参数表
[0256] 表4为其他参数。
[0257] 经过上述计算,可得到如下产水特性:
[0258] (1)、烟气进口温度对产水特性的影响:
[0259] 烟气进口温度对反渗透膜淡水流量和淡水含盐量的影响,如图6和7所示。由图6可 以看出,淡水流量随着烟气进口温度的升高而增大,并且随着膨胀机入口温度的增加而减 小,在烟气进口温度为573.15Κ、膨胀机入口温度为473.15Κ时淡水流量最大为0.00625m3/ s。随着烟气进口温度越来越高,反渗透膜产水流量却趋于平缓,可见继续升高烟气进口温 度对产水量增加意义不大。
[0260] 不同烟气进口温度下淡水含盐量的变化曲线,如图7所示。淡水含盐量随着烟气进 口温度的升高而降低,进口温度越高,淡水含盐量越低。在烟气进口温度为523.15K、膨胀机 入口温度为513.15K时淡水含盐量最高,而当烟气进口温度为573.15K、膨胀机入口温度为 473.15Κ时淡水含盐量最低。结合图6可知:降低烟气进口温度不仅可以降到了淡水流量而 且可以提高了淡水含盐量,这主要因为较低的烟气进口温度导致蒸发器中热流量较低,工 质苯吸收到的热量较低,为了保证膨胀机足够的入口温度(513.15Κ),苯流量会降得更低, 影响膨胀机输出功率,进而导致反渗透膜产水性能较差。
[0261] (2)、烟气出口温度对产水特性的影响:
[0262] 不同烟气出口温度下反渗透膜产水流量的变化曲线如图8所示。由图可以看出,随 着烟气出口温度的增加,反渗透膜产生淡水流量呈显著增大而后趋于平缓,当烟气出口温 度大于373.15Κ时,淡水流量基本维持在0.0061m3/s左右。膨胀机入口温度对淡水流量影响 不大,淡水流量变化小于2%。由于受到工质苯物性的限制,在烟气出口温度较高时,膨胀机 入口温度不能降到很低,为了同条件对比系统的产水性能,因此膨胀机入口温度取为 513.15K〜553.15K,虽然烟气出口温度对膨胀机输出功率影响很大,但是对淡水流量的影 响很小,尤其是在烟气出口温度在373.15K〜403.15K时。
[0263] 烟气出口温度对反渗透膜淡水含盐量的影响,如图9所示。由图可以看出,降低烟 气出口温度对降低淡水含盐量是非常不利的,烟气出口温度越高,淡水含盐量越低,而烟气 出口温度要低,淡水含盐量越高,这主要受到膨胀机输出功率的影响,当高压栗出口压力一 定时,较低的输出功率造成高压栗供水量较小,而反渗透膜对水和盐的渗透性是一定的,降 低的海水供水量造成了盐分在淡水中的比例,增加了淡水含盐量。

Claims (3)

1.基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法,其特征在于包括如下步 骤: 步骤A、建立有机朗肯循环驱动的反渗透海水淡化系统,所述有机朗肯循环驱动的反渗 透海水淡化系统包括有机朗肯循环系统和反渗透海水淡化系统两部分; 步骤B、建立有机朗肯循环驱动高压栗数学模型,根据步骤A中的有机朗肯循环驱动的 反渗透海水淡化系统,得到给定条件下的高压栗出口流量值; 步骤C、建立反渗透海水淡化系统的传质数学模型,并根据步骤B中的高压栗出口流量 值,从该传质数学模型中得到海水通过反渗透膜的淡水通量、浓盐水通量及产生淡水流速 值; 步骤B包括如下步骤: 步骤Bl、给定有机朗肯循环驱动中所使用的低温烟气的质量流量mgas、平均比热容 CP,gas、进口热力学温度Tgas,ιη和出口热力学温度Tgas,咖,根据蒸发器(3)中低温烟气总回收 热量计算公式: Qa=mgasCP,gas (Tgas,in-Tgas,cmt),计算出低温烟气总热值匕,其中: Hlgas--低温烟气的质量流量,kg/s ; Cpjgas——低温烟气的平均比热容,kj/ (kg.K); Tgas,in——低温烟气的进口热力学温度,K; Tgas.out——低温烟气的出口热力学温度,K ; Qa——低温烟气的总热值,kw; 步骤B2、给定有机工质在膨胀机(4)的入口温度T1,假定有机工质在膨胀机(4)的入口压 力为P1,根据步骤Bl得到的低温烟气总热值(^,利用工质物性计算软件Refprop软件计算出 有机工质分别在蒸发器(3)入口状态的焓值hi和在蒸发器(3)出口状态的焓值hs,hi和h5的 单位均为J/kg; 步骤B3、利用步骤B2得到的出和匕,根据蒸发器(3)中有机工质吸热量方程^=!!!™。^^ h5),得到有机工质的质量流量miM;,单位是kg/s; 步骤M、忽略工质栗(6)引起的工质熵增,所以有机工质在达到饱和温度前吸热量与温 度关系的方程表达式如下: Q=moRcCp,f (T-T5) i^moRcCp,f (T-T4) 其中, Q——有机工质在达到饱和温度前吸热量,kW; CP,f—一有机工质比热容,kjAkg.K); T4一一工质栗栗前有机工质的温度,K; T一一有机工质在工质栗内的实时温度,K; Τδ—工质栗栗后有机工质的温度,κ; 根据ORC系统中有机工质的T-S图,依据相似三角形理论,整理简化后可以得出如下方 程:
Figure CN105488353BC00031
其中, Δ Tp 窄点温差,Κ; Qj——海水流量,m3/s; Qp--淡水流量,m3/s; Q——有机工质在达到饱和温度前吸热量,kW; 根据如下公式,计算有机工质在工质栗⑹内的实时温度T:
Figure CN105488353BC00041
步骤B5、根据步骤M中的有机工质在工质栗(6)内的实时温度T,给定低温烟气的窄点 温差ΛΤΡ,利用Refprop软件计算出有机工质在膨胀机⑷的入口压力计算值ΡΛ 步骤Β6、若步骤85的?/与步骤82的?!不一致,利用Matlab编程迭代求解,将P1*代替 复步骤Β2〜Β5,直到膨胀机⑷入口压力收敛至?:+^彡10_6,根据膨胀机⑷的等熵效率计 算公式
Figure CN105488353BC00042
,获得有机工质在膨胀机(4)做功后的焓值h2;然后根据膨胀机输出 功率公式Wt = HlQRC (hl-h2),获得Wt; 其中: Hs ,exp一一膨胀机的等熵效率; hi--有机工质进蒸发器的洽值,J/kg; h2--有机工质在膨胀机做功后洽值,J/kg; h2s--膨胀机等烟膨胀洽值,J/kg; Wt一一膨胀机输出功率,kW; 步骤B7、由于利用膨胀机(4)驱动高压栗,根据高压栗功率计算公式WHpp=Wt,得到高压 栗功率Whpp; 步骤B8、给定高压栗出进口压差ΔΡΗρρ,利用步骤B7得到的高压栗功率Whpp,根据公式
Figure CN105488353BC00043
,计算出高压栗出口流量Qf; 其中: Whpp--尚压栗功率,kW; APhpp——高压栗出进口压差,MPa; rIHpp--尚压栗栗效率; Qf--尚压栗出口流量,m3/s; rIm--膨胀机传动效率。
2.根据权利要求1所述的基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法,其 特征在于: 有机朗肯循环系统包括与系统余热管道(1)相连通的蒸发器(3)、与蒸发器(3)的有机 工质管道相连通的膨胀机(4)、与膨胀机⑷出口相连通的冷凝器(5)、与冷凝器⑸的有机 工质管道出口相连通的工质栗(6),工质栗⑹的出口连通蒸发器⑶的有机工质管道入口; 所述蒸发器(3)还设置有用于与有机工质换热的余热排放管道,冷凝器(5)还设置有用于与 有机工质换热的冷却水进口和冷却水出口; 反渗透海水淡化系统包括与膨胀机(4)出口相连通的高压栗(8)、与高压栗(8)的原料 海水出口相连接的反渗透膜(11)、与反渗透膜(11)的淡水出口和浓盐水出口分别连接的淡 水箱(12)和浓盐水箱(13),高压栗⑻的原料海水进口连通原料海水管道(7)。
3.根据权利要求1所述的基于有机朗肯循环驱动反渗透膜法产水特性的计算方法,其 特征在于步骤C包括如下步骤: 步骤Cl:根据如下方程,求出传质系数k:
Figure CN105488353BC00051
其中: Pb——浓盐水密度,kg/m2; Ub 流速,m/s; de 海水进料空间厚度,m; 动力粘度,N. s/m2; Deff——溶质扩散系数,m2/s; Re 雷诺数; Sh一一舍伍德数; Sc——施密特数; k 传质系数,m/s; 步骤C2:根据步骤Cl中的传质系数k,先假设一个产生淡水流速值vw,给定浓盐水盐浓度 Cb,由于在初始时刻计算,令淡水盐浓度〇> = 0,根据如下公式求出膜表面海水盐浓度Cm:
Figure CN105488353BC00052
其中: Cb 浓盐水盐浓度,kg/m3; Cm——膜表面海水盐浓度,kg/m3; Cp--淡水盐浓度,kg/m3; Vw——产生淡水流速值,m/s; Φ 浓差极化系数; 步骤C3:给定初始时刻下的淡水流量Qpq和初始时刻下的淡水盐浓度CpQ,联立如下方程 计算淡水盐浓度CP:
Figure CN105488353BC00053
其中, Cp--淡水盐浓度,kg/m3; Cpo一一初始时刻淡水盐浓度,kg/m3; Js--浓盐水通量,kg/ (m2. s); Vw——产生淡水流速值,m/s; Cb 浓盐水盐浓度,kg/m3; Qf--尚压栗出口流量,m3/s; Cf--海水原水进水盐浓度,kg/m3; Qp--淡水流量,m3/s; Qb--浓盐水流量,m3/s; Qpo一一初始时刻淡水流量,m3/s; Sm--反渗透膜截面积,m2; 当海水原水进水盐浓度Cf大于20kg/m3,海水渗透压π计算公式如下所示: 31 = 206.34X (320+t) X (1.17C-3.4) 其中: t--海水水温,°C ; C——海水浓度,kg/m3; 步骤C4:联立如下方程计算产生淡水流速计算值v/:
Figure CN105488353BC00061
其中: Jw--淡水通量,kg/s; Js--浓盐水通量,kg/s; Pf--海水进水压力,Pa; Pp——淡水侧压力,Pa; 3¾--膜表面盐水渗透压,Pa; 3tP--淡水渗透压,Pa; Cm——膜表面海水盐浓度,kg/m3; Cp--淡水盐浓度,kg/m3; A——纯水渗透性常数,kgAm2. s. Pa); B——盐渗透性常数,m/s; Vw*--产生淡水流速计算值,m/s; Pp--淡水密度kg/m3; 步骤C5:若vw-v/> KT6,则将v/代入步骤C2中,重复步骤C2〜C4,直至vw-v/彡10_6。
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