溶液加冷劑回?zé)犭p吸收式熱變換器循環(huán)性能分析

紀(jì)光菊 陳亞平 吳嘉峰 吉 鴿

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

溶液加冷劑回?zé)犭p吸收式熱變換器循環(huán)性能分析

紀(jì)光菊 陳亞平 吳嘉峰 吉 鴿

(東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)(東南大學(xué)能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210096)

余熱回收作為有效的節(jié)能手段被用于各種工業(yè)生產(chǎn)中,吸收式熱變換器可以利用工業(yè)廢熱、太陽能和地?zé)崮艿瓤稍偕茉刺峁└咂肺坏臒崮?可以減少二氧化碳排放,是一種具有廣闊前景的余熱回收裝置[1-2].吸收式熱變換器從結(jié)構(gòu)上可分為單級(jí)吸收式(SAHTs)、兩級(jí)吸收式(TSAHTs)和雙吸收式熱變換器(DAHTs).雙吸收式熱變換器比兩級(jí)吸收式熱變換器結(jié)構(gòu)簡單,比單級(jí)吸收式熱變換器能滿足更高的溫升要求,因而具有更好的適用性.

本文提出了一種溶液加冷劑回?zé)犭p吸收式熱變換器循環(huán)方案.為了更好地了解該循環(huán)的性能,本文基于熱力學(xué)第一定律和熱力學(xué)第二定律,通過建立數(shù)學(xué)模型研究了循環(huán)性能系數(shù)、效率隨循環(huán)參數(shù)的變化情況,并與現(xiàn)有吸收蒸發(fā)器無溶液回?zé)岷陀腥芤夯責(zé)岬碾p吸收式熱變換器循環(huán)進(jìn)行了對(duì)比.

1 雙吸收式熱變換器循環(huán)改進(jìn)

1.1 雙吸收式熱變換器流程

無溶液回?zé)犭p吸收式熱變換器的循環(huán)[5](方案1)如圖1(a)所示,該雙吸收式熱變換器中來自發(fā)生器的濃溶液經(jīng)過溶液熱交換器后分成2路：一路進(jìn)入吸收器中吸收來自吸收蒸發(fā)器的冷劑;另一路進(jìn)入吸收蒸發(fā)器中吸收來自蒸發(fā)器的冷劑.該循環(huán)與傳統(tǒng)的從吸收器溶液出口處分流去吸收蒸發(fā)器的雙吸收式熱變換器相比,具有吸收器和吸收蒸發(fā)器間運(yùn)行更加獨(dú)立的特點(diǎn),同時(shí)該循環(huán)具有較高的溫升和較寬的吸收蒸發(fā)器操作范圍.

有溶液回?zé)犭p吸收式熱變換器的循環(huán)[7](方案2)如圖1(b)所示,它在方案1基礎(chǔ)上在吸收蒸發(fā)器溶液的進(jìn)口和出口增加了1個(gè)溶液熱交換器HE2.與無溶液回?zé)犭p吸收式熱變換器循環(huán)不同的是,去吸收蒸發(fā)器的溶液在第1溶液熱交換器HE1之前分流,發(fā)生器GE和溶液泵出口一路溶液經(jīng)第1熱交換器HE1換熱后進(jìn)入吸收器,另一路溶液經(jīng)第2熱交換器HE2換熱后進(jìn)入吸收蒸發(fā)器,被離開吸收蒸發(fā)器的濃溶液加熱.與方案1相比,方案2具有更寬的吸收蒸發(fā)器操作范圍,在一定的吸收蒸發(fā)溫度范圍內(nèi)具有更高的性能系數(shù)和效率.

本文提出的溶液加冷劑回?zé)犭p吸收式熱變換器的循環(huán)(方案3)如圖1(c)所示,與方案2相比,方案3在吸收蒸發(fā)器的冷劑入口和溶液出口處增加了冷劑和溶液間的第3熱交換器HE3.離開吸收蒸發(fā)器的溶液分成2路：一路經(jīng)第2熱交換器HE2換熱后進(jìn)入發(fā)生器；另一路經(jīng)第3熱交換器HE3換熱后進(jìn)入發(fā)生器.第3熱交換器HE3使進(jìn)入吸收蒸發(fā)器的冷劑水預(yù)熱,這部分熱量可最終傳遞到吸收器中,使循環(huán)在整個(gè)吸收蒸發(fā)器操作范圍內(nèi)性能系數(shù)和效率進(jìn)一步增加.

(a) 無溶液回?zé)?方案1)

(b) 溶液回?zé)?方案2)

(c) 溶液加冷劑回?zé)?方案3)AB—吸收器；AB/EV—吸收蒸發(fā)器；CO—冷凝器；EV—蒸發(fā)器；GE—發(fā)生器；HE—熱交換器

圖1 3種雙吸收式熱變換器循環(huán)流程

圖2為方案1、方案2和方案3三種雙吸收式熱變換器循環(huán)的壓力-溫度圖.圖中,tAB為吸收器中的吸收溫度,也是循環(huán)系統(tǒng)所提供的熱源溫度;tGE為發(fā)生器中的發(fā)生溫度,也是余熱源的溫度;tEV為蒸發(fā)器中的蒸發(fā)溫度,也是余熱源的溫度;tCO為冷凝器中的冷凝溫度;上述溫度均與外界溫度相關(guān)聯(lián).tAE為吸收蒸發(fā)器中的吸收蒸發(fā)溫度,即圖2中8點(diǎn)的溫度,是循環(huán)系統(tǒng)需要優(yōu)化的重要運(yùn)行參數(shù).XAB,XAE,XGE分別為吸收器出口溶液濃度、吸收蒸發(fā)器出口溶液濃度和發(fā)生器出口溶液濃度；PH,PM,PL分別為吸收壓力、吸收蒸發(fā)壓力和發(fā)生壓力.

圖2 3種雙吸收式熱變換器循環(huán)流程的P-t圖

1.2 理論分析假設(shè)

在研究分析上述3種雙吸收式熱變換器循環(huán)的性能時(shí),本文作如下假設(shè):

1) 系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài);

2) 離開發(fā)生器、吸收器和吸收蒸發(fā)器的溶液和離開冷凝器的冷凝液均處于飽和狀態(tài);

3) 忽略熱損失、壓力損失和泵功;

4) 節(jié)流閥中的過程為等焓過程;

5) 熱交換器中冷熱流體最小溫差為5 K;

6) 計(jì)算所需環(huán)境溫度T0取為298 K;

7) 蒸發(fā)溫度與發(fā)生溫度相同;

8) 進(jìn)入第2熱交換器HE2和第3熱交換器HE3的質(zhì)量流量(即圖1(c)中8a 和8b的流量),按照8a的流量與進(jìn)入吸收蒸發(fā)器的溶液流量相等原則進(jìn)行分配.

表1 系統(tǒng)各部件的負(fù)荷計(jì)算式

表2 系統(tǒng)各部件的損計(jì)算

表2 系統(tǒng)各部件的損計(jì)算

設(shè)備計(jì)算式吸收器ΨAB=QABT0/TAB-T0(M7s7+M13s13-M16s16)冷凝器ΨCO=QCO-T0(M1s1-M2s2-M3s3)蒸發(fā)器ΨEV=-QEVT0/TEV-T0(M4s4-M6s6)發(fā)生器ΨGE=-QGET0/TGE-T0(M9s9+M18s18-M10s10-M1s1)吸收發(fā)生器ΨAE=-T0(M5s5+M6s6+M15s15-M7s7-M8s8)熱交換器1ΨHE1=-T0(M12s12+M16s16-M13s13-M17s17)熱交換器2ΨHE2=-T0(M14s14+M8as8a-M8a′s8a′-M14′s14′)熱交換器3ΨHE3=-T0(M5′s5′+M8bs8b-M5s5-M8b′s8b′)

(1)

(2)

2 結(jié)果和討論

基于溴化鋰溶液的熱力學(xué)性質(zhì)[12-14]和以上所作的各項(xiàng)假設(shè),根據(jù)熱力學(xué)第一定律和熱力學(xué)第二定律列出系統(tǒng)及各部件的質(zhì)量方程、能量方程和損方程,計(jì)算了上述3種雙吸收式熱變換器循環(huán)的性能系數(shù)COP和效率ηex,并進(jìn)行了對(duì)比,分析了各循環(huán)條件變化時(shí)對(duì)性能系數(shù)和效率的影響.

2.1 吸收蒸發(fā)溫度

圖3顯示了當(dāng)發(fā)生溫度tGE和冷凝溫度tCO分別為70和25 ℃,不同吸收溫度tAB下吸收蒸發(fā)溫度tAE的變化對(duì)系統(tǒng)性能系數(shù)COP和效率ηex的影響.由圖可見,在同一吸收溫度下,各方案的性能系數(shù)和效率均呈現(xiàn)隨著吸收蒸發(fā)溫度先增后減的趨勢(shì),存在最佳值;方案2和方案3的tAE不僅比方案1變化范圍增大,而且在相同的tAE下,兩者的性能系數(shù)和效率均遠(yuǎn)高于方案1;在整個(gè)吸收蒸發(fā)溫度范圍內(nèi),方案3的性能系數(shù)和效率均最高,且吸收溫度越高,方案3的優(yōu)勢(shì)越明顯.總體上,隨著吸收溫度tAB的提高,各方案的性能系數(shù)有所減小,而效率則增大,且吸收蒸發(fā)溫度取值范圍縮小.當(dāng)發(fā)生溫度、吸收溫度和冷凝溫度分別為70,130和25 ℃,COP>0.25時(shí),方案1、方案2和方案3的最大tAE分別為113.2,121.8和122.2 ℃.當(dāng)吸收溫度、發(fā)生溫度、冷凝溫度和吸收蒸發(fā)溫度分別為120～150,70,25和80～115 ℃時(shí),方案3的性能系數(shù)和效率較方案2約增加2.5%～3.5%.當(dāng)發(fā)生溫度、吸收溫度、冷凝溫度和吸收蒸發(fā)溫度分別為70,130,25和110 ℃時(shí),方案1、方案2和方案3的COP值分別為0.278,0.309和0.319,效率ηex分別為0.551,0.615和0.634.

(a) 對(duì)COP的影響(tGE=tEV=70 ℃,tCO=25 ℃)

(b) 對(duì)ηex的影響(tGE=tEV=70 ℃,tCO=25 ℃)

方案2和方案3較方案1的tAE變化范圍增大的原因是:方案1中進(jìn)入吸收器和吸收蒸發(fā)器的濃溶液與離開吸收器的中間溶液在第1熱交換器HE1中換熱,中間溶液所釋放的熱量不能同時(shí)滿足這兩股流體所需的熱量.而在方案2和方案3中,進(jìn)入吸收蒸發(fā)器的濃溶液與離開吸收蒸發(fā)器的稀溶液在第2熱交換器HE2中換熱,進(jìn)入吸收器的濃溶液與離開吸收器的中間溶液在第1熱交換器HE1中換熱,這2個(gè)換熱器兩側(cè)流量比較接近,各自釋放的熱量可滿足預(yù)熱所需.第1熱交換器HE1僅利用了流出吸收器的中間溶液進(jìn)行回?zé)?而第2熱交換器HE2和第3熱交換器HE3則可使流出吸收蒸發(fā)器的稀溶液分別與進(jìn)入吸收蒸發(fā)器AB/EV的濃溶液和冷劑換熱,使吸收蒸發(fā)器以及發(fā)生器的損減小,能量利用更加合理,提高了系統(tǒng)性能.由圖3可見,對(duì)于冷凝溫度25 ℃、發(fā)生溫度70 ℃條件下,采用方案3的循環(huán)系統(tǒng)對(duì)應(yīng)于所討論的吸收溫度范圍,按照?qǐng)D3(b)中的效率最佳值點(diǎn)選取吸收蒸發(fā)溫度tAE比較合理,所得的COP約為0.32或ηex為0.60～0.72.

2.2 冷凝溫度

圖4顯示了不同吸收溫度下冷凝溫度tCO對(duì)系統(tǒng)COP和ηex的影響.由圖可見,在同一循環(huán)中,隨著吸收溫度的增加,tCO的變化范圍減小,方案1的tCO的變化范圍最小,方案2和方案3tCO的變化范圍相差不大;吸收溫度增大時(shí)同一循環(huán)方案COP的最大值有所減小,而ηex的最大值有所增大,且兩者的數(shù)值均隨著tCO的增大而下降,這是因?yàn)橥谎h(huán)方案在同一吸收溫度下,隨著tCO的增加,冷凝器中的(損)所占比例增加,所以系統(tǒng)的性能系數(shù)和效率均減小.對(duì)于同一循環(huán)方案隨著吸收溫度的增加,當(dāng)tCO相同時(shí),COP隨著吸收溫度的增加而減小,但效率ηex的變化情況比較復(fù)雜,可能降低也可能增大.因?yàn)橐环矫嫘实淖畲笾惦S著吸收溫度tAB的增大而增大,同時(shí)其tCO取值范圍又隨著吸收溫度tAB的增大而減小.由圖4可見,方案2和方案3的性能系數(shù)和效率均大于方案1,在整個(gè)冷凝溫度范圍內(nèi),方案3的性能系數(shù)和效率最高.計(jì)算表明,當(dāng)發(fā)生溫度、吸收蒸發(fā)溫度分別為70和100 ℃,冷凝溫度在25～40 ℃時(shí),在所討論的吸收溫度120～150 ℃范圍內(nèi),方案3的性能系數(shù)和效率較方案2增加約2.6%～3.0%.

(a) 對(duì)COP的影響(tGE=tEV=70 ℃,tAE=100 ℃)

(b) 對(duì)ηex的影響(tGE=tEV=70 ℃,tAE=100 ℃)

2.3 發(fā)生溫度和吸收溫度

圖5給出了在吸收蒸發(fā)溫度和冷凝溫度分別為100和25 ℃時(shí),不同發(fā)生溫度tGE和吸收溫度tAB對(duì)系統(tǒng)COP和效率的影響.由圖可見,各循環(huán)方案對(duì)應(yīng)于每個(gè)發(fā)生溫度,COP是由緩慢上升變化轉(zhuǎn)為急劇下降,而效率則是呈現(xiàn)明顯的先增后減,具有最佳峰值的變化規(guī)律.隨著發(fā)生溫度tGE的增加,各循環(huán)方案的吸收溫度tAB變化范圍也相應(yīng)增大,且同一循環(huán)方案的COP增大,但ηex的變化比較復(fù)雜.方案1的ηex最佳值隨tGE的增大先增后減,而方案2和方案3的ηex最佳值均隨tGE的增大而下降.當(dāng)tGE較低時(shí),方案2和方案3的性能系數(shù)和效率均高于方案1;但隨著tGE的增大,方案2和方案3的ηex值逐漸降低,在tGE=80 ℃時(shí)略低于方案1.其原因可以從圖1和圖2中的回?zé)徇^程來解釋,在固定的吸收蒸發(fā)溫度下,當(dāng)發(fā)生溫度tGE增大時(shí),吸收蒸發(fā)溫度tAE與發(fā)生溫度tGE之間的溫差減小,特別是在第2熱交換器HE2中,稀溶液的出口溫度需要從10點(diǎn)溫度加上5 K,而濃溶液的出口溫度要從8點(diǎn)溫度減去5 K,這就使得在HE2中的傳遞熱量大大減少,因而不如方案1中利用吸收器出口溶液熱量在HE1中對(duì)進(jìn)入吸收器和吸收蒸發(fā)器的兩部分流體同時(shí)進(jìn)行回?zé)嵊欣?

(a) 對(duì)COP的影響(tAE=100 ℃,tCO=25 ℃)

(b) 對(duì)ηex的影響(tAE=100 ℃,tCO=25 ℃)

當(dāng)吸收蒸發(fā)溫度、冷凝溫度分別為100和25 ℃,吸收溫度在100～170 ℃時(shí),方案3的性能系數(shù)和效率較方案2增加了2.8%～3.3%.由圖5可見,當(dāng)tGE<75 ℃時(shí),方案3的系統(tǒng)性能系數(shù)和效率均為最高;而當(dāng)tGE=80 ℃時(shí),方案2在tAB的變化范圍內(nèi)系統(tǒng)性能系數(shù)和效率均最低;當(dāng)tAB<151 ℃時(shí)方案3的性能系數(shù)和效率均高于其他方案;當(dāng)tAB>151 ℃時(shí),方案1的性能系數(shù)和效率均高于其他方案.此時(shí)如果吸收蒸發(fā)溫度tAE選取大于100 ℃的最佳值,則方案3的COP和效率仍然大于方案1.

3 結(jié)論

1) 在冷凝溫度25 ℃、發(fā)生溫度70 ℃條件下,方案2和方案3與方案1相比,其吸收蒸發(fā)溫度變化范圍增大,方案3在整個(gè)吸收蒸發(fā)溫度范圍內(nèi)性能系數(shù)和效率最高.當(dāng)發(fā)生溫度、冷凝溫度分別為70和25 ℃,吸收蒸發(fā)溫度在80～115 ℃時(shí),方案3的性能系數(shù)和效率較方案2增加了2.5%～3.5%.這表明在吸收蒸發(fā)稀溶液出口布置熱交換器2和熱交換器3以同時(shí)對(duì)進(jìn)入吸收蒸發(fā)器的濃溶液與冷劑進(jìn)行回?zé)?對(duì)于提高系統(tǒng)的性能具有重要作用.

2) 在其他條件不變時(shí),隨著冷凝溫度的增加,系統(tǒng)的性能系數(shù)和效率降低.隨著吸收溫度的增加,3種循環(huán)的冷凝溫度變化范圍均減小;在相同條件下方案3的性能系數(shù)和效率最高.當(dāng)發(fā)生溫度、吸收蒸發(fā)溫度分別為70和100 ℃,吸收溫度為120～150 ℃和冷凝溫度為25～40 ℃變化時(shí),方案3的性能系數(shù)和效率較方案2增加了2.6%～3.0%.

3) 各循環(huán)方案對(duì)應(yīng)于每個(gè)發(fā)生溫度,COP由緩慢上升變化轉(zhuǎn)為急劇下降,而效率則是明顯的先增后減,具有最佳峰值的變化規(guī)律.當(dāng)發(fā)生溫度tGE較低時(shí),方案2和方案3的性能系數(shù)和效率均高于方案1,但tGE=80 ℃時(shí)方案2和方案3的性能均不如方案1.其原因在于吸收蒸發(fā)溫度固定為100 ℃時(shí),發(fā)生溫度增大至80 ℃使得在第2熱交換器HE2中的回?zé)釛l件惡化.當(dāng)吸收蒸發(fā)溫度、冷凝溫度分別為100和25 ℃,吸收溫度在100～170 ℃時(shí),方案3的性能系數(shù)和效率較方案2增加了2.8%～3.3%.

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Performance analysis of double absorption heat transformers with solution and coolant heat regeneration cycle

Ji Guangju Chen Yaping Wu Jiafeng Ji Ge

(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China) (Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Based on the cycle of double absorption heat transformer with solution heat regeneration, a modified cycle of double absorption heat transformer with both solution and coolant heat regeneration was proposed by adding a heat exchanger between solution and coolant at the outlet of dilute solution of the absorber-evaporator. Both coefficients of performance (COP) and exergy efficiencies of three kinds of cycles in double absorption heat transformers without heat regeneration, with solution heat regeneration and with both solution and coolant heat regeneration at the outlet of dilute solution of the absorber-evaporator were calculated and compared. The results show that the new cycle of double absorption heat transformer with solution and coolant heat regeneration has a wider operating range of absorption-evaporation temperature and higher COP and exergy efficiency in the discussed scope. When the temperatures of absorption, generation, condensation and absorption-evaporation are 120 to 150, 70, 25 and 80 to 115 ℃, respectively, the COP and exergy efficiencies of the new cycle increase by about 2.5% to 3.5% compared with those of the one with solution heat regeneration only. The variation trends of COP and exergy efficiency of the three cycles versus the temperatures of absorption-evaporation, condensation, generation and absorption are analyzed.

double absorption heat transformer; heat exchanger; coefficient of performance; exergy efficiency; heat regeneration

第47卷第1期2017年1月 東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol．47No．1Jan．2017DOI：10．3969/j．issn．1001-0505．2017．01．016

2016-06-08. 作者簡介: 紀(jì)光菊(1991—),女,碩士生;陳亞平(聯(lián)系人),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師,ypgchen@sina.com.

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51276035).

紀(jì)光菊,陳亞平,吳嘉峰,等.溶液加冷劑回?zé)犭p吸收式熱變換器循環(huán)性能分析[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2017,47(1):85-90.

10.3969/j.issn.1001-0505.2017.01.016.

TB616

A

1001-0505(2017)01-0085-06