分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液熱泵系統(tǒng)的構建與模擬分析

盧迅，杜塏，張友超

（1-無錫市一星熱能裝備有限公司，江蘇無錫 214000；2-東南大學，江蘇南京 210096；3-中國核電工程有限公司鄭州分公司，河南鄭州 450000）

分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液熱泵系統(tǒng)的構建與模擬分析

盧迅1，杜塏*2，張友超3

（1-無錫市一星熱能裝備有限公司，江蘇無錫 214000；2-東南大學，江蘇南京 210096；3-中國核電工程有限公司鄭州分公司，河南鄭州 450000）

堿液在蒸發(fā)濃縮過程中，其泡點符合杜林法則（泡點隨堿液濃度升高而升高），由此可能導致“堿脆”及蒸發(fā)停止等危害。本文構建了使用R22工質的分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液的熱泵循環(huán)系統(tǒng)，可有效避免上述危害，保證了蒸發(fā)過程的連續(xù)性，同時環(huán)保節(jié)能；借助Aspen Plus中的換熱器（HeatX）和閃蒸（Flash2）的組合模塊對整個系統(tǒng)進行了理論計算和模擬分析，得出了壓縮機耗功和熱泵系統(tǒng)的性能系數(shù)（Coefficient of Performance，COP），然后將其與熱力學工藝計算結果作比較，分析了模擬誤差產(chǎn)生的來源，提出了可行的修正措施，證明了本系統(tǒng)的可行性，同時為后續(xù)的系統(tǒng)優(yōu)化分析研究提供了可借鑒的方法。

熱泵；堿液；分級蒸發(fā)濃縮；系統(tǒng)模擬；Aspen Plus軟件.

0 引言

能源是人類生存的基礎，進入新世紀，人類活動逐漸多樣性，能源消耗也越來越快，節(jié)約能源成為當務之急[1-2]。同時隨著工業(yè)發(fā)展，大量廢水在未經(jīng)過任何處理的情況下直接就排入河流中，嚴重地污染了水體資源。印染、造紙廠的廢液中含濃度較低的 NaOH，通常將其直接排掉；如果將蒸發(fā)濃縮和熱泵結合，對廢堿液進行蒸發(fā)濃縮回收再利用，不僅解決了污水難以排放的問題，還節(jié)省了堿原料。

間接式低溫熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)起源于日本[3]，其在1985年設計了一套濃縮有機物水溶液的間接式低溫蒸發(fā)裝置。SLESARENKO[4]在海水淡化中使用了間接式低溫熱泵蒸發(fā)系統(tǒng)。劉瑞璟[5]提出了一種與封閉式熱泵循環(huán)相結合的低溫多效蒸餾方法，該熱泵式海水淡化系統(tǒng)既可回收利用最末效蒸汽熱能，又有多效蒸餾淡化法二次蒸汽多次使用的優(yōu)點，節(jié)能效果明顯。謝繼紅等[6]將間接式低溫蒸發(fā)系統(tǒng)應用于熱敏性物料蒸發(fā)濃縮，計算了典型工作參數(shù)下的噸水能耗比，該裝置適用于受溫度影響較大的熱敏性物料蒸發(fā)濃縮，可在低溫下蒸發(fā)濃縮物料，避免高溫對物料性質的損害。陳林[7]以CO2為工質，對復疊式制冷系統(tǒng)進行了研究，同時實現(xiàn)了低于-56.6 ℃的制冷和80 ℃以上的制熱?？缗R界二氧化碳兩級壓縮循環(huán)的高壓和中間壓力需同時進行優(yōu)化，而優(yōu)化過程比較復雜，胡健[8]提出一種簡便的循環(huán)分離法，將兩級壓縮循環(huán)分離為兩個復疊的單級壓縮循環(huán),得出了最佳COP。

應力腐蝕開裂（SCC）是指金屬在特定腐蝕介質和固定拉應力同時作用下發(fā)生的脆性開裂，其擴展速度非?？?，材料可能會在沒有明顯開裂的情況下瞬間破裂，造成的危害難以估計，其中碳鋼在堿液中的應力腐蝕開裂稱為“堿脆”。目前堿液腐蝕的控制措施主要有合理選材及結構設計、控制介質溫度、消除設備或管道的應力和在介質中添加緩蝕劑。只有當溫度接近或超過碳鋼臨界開裂溫度時，金屬才可能發(fā)生應力腐蝕開裂，堿液的濃度越稀，溫度越低，碳鋼發(fā)生應力腐蝕開裂的可能性就越小，如圖1所示。

圖1 碳鋼發(fā)生堿脆的堿濃度和溫度的關系圖

傳統(tǒng)蒸汽壓縮式熱泵循環(huán)中冷凝器管內的溫度約為40 ℃，可利用熱泵冷凝熱加熱蒸發(fā)濃縮堿液，其中堿液的泡點與濃度的關系符合杜林法則：泡點隨堿液濃度升高而升高，隨壓力降低而降低。因此隨著蒸發(fā)過程的進行，堿液濃度升高，堿液蒸發(fā)的傳熱溫差逐漸減小，這將減緩蒸發(fā)濃縮的進度，甚至還會導致蒸發(fā)停止。為了解決以上問題，本系統(tǒng)將堿液蒸發(fā)濃縮分為兩個階段，分別在低、高濃度堿液蒸發(fā)器中進行，其中高濃度堿液蒸發(fā)器中堿液側壓力低于低濃度堿液蒸發(fā)器中堿液側壓力，從而可以保證兩種堿液出口濃度的泡點相同，如圖2所示。此舉綜合考慮了制冷劑冷凝放熱溫度與堿液蒸發(fā)泡點的關系，保證了堿液蒸發(fā)有效、可靠的運行。

圖2 堿液流程關鍵狀態(tài)點在焓濃圖上的位置分布圖

1 系統(tǒng)構建

1.1 系統(tǒng)流程圖

圖3 分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液熱泵循環(huán)系統(tǒng)圖

1.2 熱泵分級低溫濃縮堿液工藝循環(huán)

本裝置包括熱泵循環(huán)、堿液回路和蒸汽及冷凝水回路3個子系統(tǒng)。

熱泵循環(huán)：高壓壓縮機出口的制冷劑蒸汽分為兩路，分別在低、高濃度堿液蒸發(fā)器（A1、A2）放熱蒸發(fā)濃縮堿液，兩個堿液蒸發(fā)器管內壓力不同，但是終了濃度的泡點相同，因此制冷劑可同時對兩個堿液蒸發(fā)器加熱，保證了設備的連續(xù)運行。制冷劑經(jīng)堿液蒸發(fā)器放熱后自身成為液體，均先進入制冷劑儲液罐（B），然后經(jīng)熱力膨脹閥（D1、D2）降溫降壓后，分別進入制冷劑高、低壓干式蒸發(fā)器（E1、E2），制冷劑低壓干式蒸發(fā)器中的制冷劑吸收來自高濃度堿液蒸發(fā)器的二次蒸汽的熱量后，經(jīng)低壓壓縮機（G2）壓縮，制冷劑高壓干式蒸發(fā)器（E1）中的制冷劑吸收來自低濃度堿液蒸發(fā)器（A1）的二次蒸汽的熱量后，與低壓壓縮機（G2）出口的制冷劑蒸汽混合，混合后的制冷劑蒸汽進入高壓壓縮機（G1）升壓升溫，如此制冷劑完成一個循環(huán)[9]。

堿液回路：在整個系統(tǒng)啟動前，先用真空泵（C）將低、高濃度堿液蒸發(fā)器（A1、A2）的堿液側抽真空至各自指定壓力（低濃度堿液蒸發(fā)器為 4 kPa，高濃度堿液蒸發(fā)器2.5 kPa），然后關停真空泵（C）。從稀堿液池引出的稀溶液在閥門（N1）的控制下輸送至低濃度堿液蒸發(fā)器（A1），在其中被來自壓縮機（G1）出口的一路高溫制冷劑蒸汽加熱沸騰，產(chǎn)生高溫水蒸氣和較濃的溶液，此較濃溶液在重力和壓差作用下進入高濃度堿液蒸發(fā)器（A2），被來自壓縮機（G1）出口另一路的高溫制冷劑蒸汽加熱，再一次產(chǎn)生水蒸氣后成為更高濃度的濃溶液，高濃度堿液蒸發(fā)器（A2）底部裝有液位控制開關，當液位到達一定高度時，液位控制開關會啟動濃堿液泵（J），將濃堿液排出。

蒸汽及冷凝水回路：從低濃度堿液蒸發(fā)器（A1）和高濃度堿液蒸發(fā)器（A2）出來的蒸汽先經(jīng)過裝有風扇的盤管（F1、F2）部分冷凝為水，然后分別經(jīng)過制冷劑高壓干式蒸發(fā)器（E1）和制冷劑低壓干式蒸發(fā)器（E2），在其中放熱完全凝結成水后進入冷凝水箱（H），冷凝水箱（H）底部裝有液位控制開關，當液位到達一定高度時，液位控制開關會啟動冷凝水泵（I），將冷凝水排出。

1.3 運行及控制策略

通過變頻器調節(jié)制冷壓縮機和低壓壓縮機轉速，從而調節(jié)高、低壓干式蒸發(fā)器的蒸發(fā)溫度來調節(jié)其管外水蒸汽的冷凝的溫度，達到控制高、低濃度堿液蒸發(fā)器內壓力的目的，進而通過調節(jié)低濃度堿液蒸發(fā)器和高濃度堿液蒸發(fā)器內堿液蒸發(fā)壓力所對應的堿液泡點來控制蒸發(fā)溫度在 21 ℃～35 ℃范圍內。制冷劑低壓干式蒸發(fā)器出來的制冷劑蒸汽先經(jīng)過低壓壓縮機壓縮，然后與制冷劑高壓干式蒸發(fā)器出來的制冷劑蒸汽混合，再經(jīng)高壓壓縮機升壓升溫，進入堿液蒸發(fā)器蒸發(fā)濃縮堿液，此舉充分考慮了制冷劑蒸發(fā)器出口壓力不同的特點，對壓力較低的制冷劑蒸汽采用兩級壓縮，降低了壓縮機的壓縮比，節(jié)省了電能。

堿液蒸發(fā)的吸熱量與制冷劑放熱量相匹配，二次蒸汽冷凝放熱量與盤管散熱和干式蒸發(fā)器中制冷劑的吸熱量匹配，為了保證蒸發(fā)連續(xù)、可靠地運行，本文采取堿液側流量閥+變頻壓縮機雙重控制的方法，通過堿液側的閥門控制堿液的流量，從而保證堿液的吸熱量與制冷劑的放熱量大致匹配。鑒于本系統(tǒng)是連續(xù)運行的，低濃度堿液蒸發(fā)器與高濃度堿液蒸發(fā)器需要的熱量不一樣，通過改變壓縮機或低壓壓縮機的電機頻率來改變壓縮機的轉速，制冷劑熱力膨脹閥會根據(jù)制冷劑蒸發(fā)器出口溫度自動調整閥門開度，從而改變制冷劑流量，保證了兩個堿液均能吸收到足夠的熱量。

制冷劑冷凝器散熱量大于蒸發(fā)器吸熱量，因此二次蒸汽的放熱量大于蒸發(fā)器中制冷劑的吸熱量，為確保系統(tǒng)熱量平衡，在二次蒸汽進入制冷劑蒸發(fā)器前設置一段盤管，并配有風扇對水蒸氣進行冷凝，確保二次蒸汽在制冷劑干式蒸發(fā)器中完全變成冷凝水后進入冷凝水箱，經(jīng)冷凝水泵排出。

1.4 熱泵系統(tǒng)的熱力學計算

R22化學名二氟一氯甲烷，分子式為CHCLF2，屬于 HCFC類制冷劑。ODP為 0.055，GWP為 0.36，是中低溫制冷劑。本系統(tǒng)制冷劑的壓焓圖如圖4所示。

圖4 熱泵系統(tǒng)的壓焓示意圖

1）制冷劑蒸發(fā)器E2、E1的制冷量

式中：

h1、h3——分別為制冷劑蒸發(fā)器E2、E1出口制冷劑的焓值；

h7、h8——分別為熱力膨脹閥出口制冷劑的焓值，也即蒸發(fā)器E2、E1入口制冷劑的焓值，kJ/kg。

2）制冷劑冷凝器的制熱量

式中：

h5——為高壓壓縮機G1出口制冷劑的焓值，也即制冷劑冷凝器A1、A2入口制冷劑的焓值，kJ/kg；

h6——為制冷劑冷凝器出口制冷劑的焓值，kJ/kg。

3）壓縮機消耗的功

近似認為2個壓縮機中制冷劑絕熱等熵壓縮，則壓縮機G1和G2的理論功耗分別為：

假設絕熱效率η1為0.9，機械效率η2為0.9，則關鍵狀態(tài)點的焓值：

壓縮機G1的實際耗功：

壓縮機G2的實際耗功：

式中：

h2、h5——為低壓壓縮機G2和高壓壓縮機G1壓縮過程出口制冷劑的實際焓值，kJ/kg；

h2s、h5s——為低壓壓縮機 G2和高壓壓縮機 G1絕熱等熵壓縮過程出口制冷劑的焓值，kJ/kg；

h4——為兩路制冷劑混合后的焓值，kJ/kg。

4）熱量平衡

堿液蒸發(fā)器中，堿液吸收的熱量等于風扇散掉的熱量與制冷劑蒸發(fā)器中二次蒸汽放出的熱量之和：

5）性能系數(shù)COP

2 模擬及分析

Aspen Plus（Advanced System for Process Engineering）是用于化工流程模擬、系統(tǒng)設計和優(yōu)化的大型通用流程模擬系統(tǒng)。該軟件功能強大，物性數(shù)據(jù)庫完備，能自動生成計算順序，應用面廣泛；經(jīng)過多年改進，已能夠準確地模擬復雜的化工過程。本文采用序貫模塊法對提出的堿液蒸發(fā)濃縮過程和系統(tǒng)流程進行了穩(wěn)態(tài)下的模擬，得出了穩(wěn)定運行時基于熱泵的堿液濃縮系統(tǒng)一些重要參數(shù)，在實際運行中，還有很多系統(tǒng)動態(tài)特性需要知道，如該熱泵的啟動過程，運行中改變堿液蒸發(fā)器出口濃度對系統(tǒng)的影響等，穩(wěn)態(tài)模擬可以為動態(tài)模擬的研究提供了參考。本系統(tǒng)在Aspen Plus中的流程如圖5所示。

2.1 系統(tǒng)流程模型及參數(shù)

模擬系統(tǒng)的模塊命名盡量與前面系統(tǒng)設計一致。堿液蒸發(fā)濃縮過程是采用Aspen Plus中的Heat Exchangers/HeatX和 Seperators/Flash2組合模塊模擬。HeatX模塊可以進行簡捷的或嚴格的計算，主要區(qū)別是總的傳熱系數(shù)的計算方法不同，本文采用簡捷方法來計算堿液蒸發(fā)器的換熱；Flash2可以用來模擬閃蒸等分離器裝置。堿液蒸發(fā)濃縮分為2個部分，第一階段HeatX中堿液受熱蒸發(fā)，以混合物形式進入Flash2，在Flash2中過熱蒸汽從上部出去，較濃堿液從底部排出[10]。

設置堿液流量為0.5786 kg/s，設置低濃度堿液蒸發(fā)器中堿液進口濃度為 5%，出口氣體質量分數(shù)為0.4，也就意味著出口堿液濃度為8.33%；設置高濃度堿液蒸發(fā)器中堿液進口濃度為8.33%，出口氣體質量分數(shù)為0.6667，也就意味著出口堿液濃度為25%；高/低壓制冷劑干式蒸發(fā)器（E1/E2），即Heat Exchangers/HeatX模塊，設置其Cold stream outlet vapor fraction為 1；高壓壓縮機（G1），Pressure Changers/Compr模塊，設置其壓差為 789 kPa，低壓壓縮機（G2），Pressure Changers/ Compr模塊，設置其壓差為162 kPa。

圖5 分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液的使用R22工質的熱泵循環(huán)系統(tǒng)的流程模型

2.2 堿液的物性方法和模型

NaOH俗稱燒堿、苛性鈉，是一種強堿，溶于水時發(fā)生劇烈的化學反應并放熱，形成堿性溶液。通過Aspen Plus的Elec Wizard電解質專家系統(tǒng)可以標識出NaOH水溶液中的電離反應，如下式所示。

Aspen Plus會在它的Reactions/Chemistry（反應化學）中定義這些反應，并且排除其他不存在的反應[11]。本文的蒸發(fā)濃縮過程模擬中選用ELECNRTL物性計算方法，該方法采用的熱力學模型為電解質NRTL 模型[12]。

2.3 堿液蒸發(fā)器模擬

堿液蒸發(fā)器采用立式管殼降膜結構，它利用高溫蒸汽的冷凝將低溫堿液蒸發(fā)，因此它既是高溫蒸汽冷凝器，又是堿液的蒸發(fā)器。堿液在管內汽化濃縮，高溫蒸汽在管外冷凝。為了使堿液均勻地分配到每根換熱管內并形成旋轉膜下流，每根降液換熱管入口處均裝有分液器，分液器結構如圖6所示，堿液從分液器側面導流口進入分液器外部螺旋下流槽道，以螺旋狀沿換熱管內壁下流蒸發(fā)，產(chǎn)生的二次蒸汽由分液器中部上升通道流出[13]。

圖6 分液器剖面圖

堿液在蒸發(fā)器內蒸發(fā)是熱質傳遞的耦合過程，一方面水蒸氣不斷地從NaOH溶液蒸發(fā)，發(fā)生傳質過程；另一方面，在蒸發(fā)過程中要不斷地供給熱量，發(fā)生傳熱過程。質量傳遞影響熱量的產(chǎn)生，熱量傳遞又制約傳質的進行。因此，堿液的蒸發(fā)過程是復雜的熱質耦合過程[14]。因此降膜蒸發(fā)分析模型作如下假設：

1）不考慮堿液蒸發(fā)器的散熱和蒸汽泄漏等因素的影響；

2）堿液為不可壓縮流體，在降膜蒸發(fā)過程中泡點按杜林法則變化；

3）考慮到溶液濃度變化對溶液泡點的影響，蒸汽出口溫度為堿液初始濃度與出口濃度泡點的平均值；

4）對于堿液蒸發(fā)器，采用換熱器（HeatX）和閃蒸（Flash2）的組合模塊實現(xiàn)堿液蒸發(fā)和氣液分離[15]。

3 模擬結果與分析

3.1 堿液泡點模擬值與理論值

在Aspen Plus軟件中查到不同壓力下的堿液泡點，實心代表軟件擬合出的泡點值，空心代表根據(jù)杜林法則計算出來的泡點值，如圖7所示，由圖可知，兩者吻合情況良好。

圖7 不同壓力下Aspen Plus擬合的堿液泡點與理論值對比圖

3.2 系統(tǒng)關鍵點參數(shù)值

將Aspen Plus軟件模擬得到的結果與熱力學計算結果匯總后制成表格，如表1所示，模擬值為軟件計算結果，理論值為熱力學公式計算所得。

表1 分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液的使用R22工質的熱泵循環(huán)系統(tǒng)關鍵狀態(tài)點參數(shù)理論值與模擬值（室溫20 ℃）

將該系統(tǒng)吸熱量、耗功量及COP總結成表格，如表2所示。

表2 使用R22工質的熱泵循環(huán)系統(tǒng)堿液蒸發(fā)器及壓縮機理論值與模擬值

若采用單級蒸發(fā)濃縮系統(tǒng)，制冷劑蒸發(fā)器壓力為582.3 kPa，溶液側壓力均為4 kPa，此時25%的堿液泡點為 38.73 ℃；同樣的溫差下，需要制冷劑冷凝側溫度為 46.6 ℃，對應的壓力為 1,797 kPa，此時壓縮機的耗功為197.21 kW，COP為5.82，低于分級蒸發(fā)濃縮系統(tǒng)。

3.3 模擬誤差分析與修正

Aspen Plus作為通用的化工流程模擬軟件，其模擬范圍的廣泛性決定了它的模擬準確性不可能像具有針對性的專用流程模擬軟件那樣精確。因此需要使用者在模擬過程中根據(jù)自己的實際情況對模擬進行修正和改進。本文通過飽和NaOH溶液焓濃圖中的實驗數(shù)據(jù)對Aspen Plus 物性數(shù)據(jù)庫中的電解質參數(shù)和成對參數(shù)進行修正[16]，來使修正過后模擬得到的NaOH溶液熱力學參數(shù)更加接近于實際情況。

由表2可知，Aspen Plus軟件模擬值與理論值相比偏小，這是由于Aspen Plus采用了軟件自帶的電解質物性方法和Aspen Plus物性數(shù)據(jù)庫中的電解質參數(shù)和成對參數(shù)，來獲得NaOH溶液的熱力學參數(shù)，這與通過實驗數(shù)據(jù)歸納的飽和NaOH溶液焓濃圖中的物性參數(shù)有一些偏差。堿液蒸發(fā)吸熱量與堿液出口溫度與理論值有微小差別，基于這些熱力學參數(shù)進行計算會給Aspen Plus的模擬結果的準確性造成影響，但誤差較小，在合理范圍內。

4 結論

1）針對高溫蒸發(fā)濃縮堿液容易發(fā)生“堿脆”危害的特點，本文設計了一套使用R22工質的分級低溫蒸發(fā)濃縮堿液的熱泵循環(huán)系統(tǒng)，利用熱泵的冷凝熱加熱堿液使其蒸發(fā)，此舉可將整個系統(tǒng)的工作溫度控制在碳鋼開裂溫度以下，有效避免了應力腐蝕的發(fā)生；針對堿液泡點符合杜林法則的特點，本文采用分級蒸發(fā)濃縮堿液，其中高濃度堿液蒸發(fā)器中堿液側壓力低于低濃度堿液蒸發(fā)器中堿液側壓力，從而可以保證兩種堿液出口濃度的泡點相同，進而保證了系統(tǒng)的可靠運行；整個工藝結構緊湊，運行溫度低，僅需消耗少量的電能，無其他外界能量輸入，減少了運行成本，環(huán)保節(jié)能。

2）本文在Aspen Plus中建立了該系統(tǒng)流程并進行了模擬，運用Aspen Plus軟件中Tools/Analysis/Property/Binary功能擬合了不同壓力下堿液的泡點溫度，并運用軟件中的換熱器（HeatX）和閃蒸（Flash2）的組合模塊模擬了堿液蒸發(fā)和氣液分離過程；將整個系統(tǒng)的模擬結果與熱力學計算結果做了詳細比較，結果顯示誤差在 4%以內，說明此模擬系統(tǒng)具有較好的可信度和參考價值，為下一步對系統(tǒng)進行優(yōu)化奠定了基礎。

[1]劉娟, 于慶東. 面向可持續(xù)發(fā)展的戰(zhàn)略環(huán)境評價研究[J]. 環(huán)境科學與技術, 2006, 29(5): 69-71, 119.

[2]陳礪. 能源概論[M]. 化學工業(yè)出版社, 2009: 7-10.

[3]錢伯章. 熱泵式低溫蒸發(fā)裝置[J]. 化學世界, 1986(10):480.

[4]SLESARENKO V V. Heat pumps as a source of heat energy for desalination of seawater[J]. Desalination, 2001,139(1): 405-410.

[5]劉瑞璟. 小型熱泵式低溫多效蒸餾海水淡化裝置的實驗研究[D]. 青島: 青島大學, 2011.

[6]謝繼紅, 周紅, 陳東. 新型常壓低溫熱泵蒸發(fā)濃縮裝置[J]. 輕工機械, 2008, 26(1): 25-28.

[7]陳林. 二氧化碳復疊式制冷系統(tǒng)實驗研究[J]. 制冷技術, 2013, 33(1): 6-11.

[8]胡健. 跨臨界二氧化碳兩級循環(huán)優(yōu)化的循環(huán)分離法[J].制冷技術, 2016, 36(3): 33-37.

[9] 吳業(yè)正, 韓寶琦. 制冷原理及設備 [M]. 2版. 西安: 西安交通大學出版社, 1997: 101-114．

[10]黃理浩, 陶樂仁, 鄭志皋, 等. 機械壓縮式熱泵蒸發(fā)技術在堿回收系統(tǒng)中的研究[J]. 現(xiàn)代化工, 2011, 31(1):75-78.

[11]SASSNER P, MATS G, GUIDO Z. Techno-economic evaluation of bioethanol production from three different lignocellulo sic materials[J]. Biomass and Bioenergy,2008, 32(5): 422-430.

[12]大慶石化總廠計算機開發(fā)公司. ASPEN PLUS物性方法和模型[Z]. 1999: 15-18.

[13]趙夫峰. 翅片厚度對翅片管換熱器性能影響的分析[J].制冷技術, 2017, 37(1): 61-66.

[14]MAUER G. Electrolyte Solutions[M]. Fluid Phase Equilibria, 1983(13): 269.

[15]喬梁, 劉東亮, 史曉平, 等. 管內插入螺旋線的降膜蒸發(fā)傳熱性能研究[J]. 河北工業(yè)大學學報, 2003, 32(4):30-34.

[16]楊友麟. 實用化工系統(tǒng)工程[M]. 北京: 化學工業(yè)出版社, 1989: 105-106.

Construction and Simulation of Heat Pump System for Concentrating NaOH Solution by Multi-stage Hypothermia Evaporation

LU Xun1, DU Kai*2, ZHANG Youchao3
(1-Wuxi City One-Star Thermal Equipment Co., Ltd. Wuxi, Jiangsu, 214000, China;2-Southeast University, Nanjing, Jiangsu, 210096, China;3-China Nuclear Power Engineering Co., Ltd., Zhengzhou Branch, Zhengzhou, Henan, 450000, China)

The NaOH solution bubble point meets Duhring's rule (the bubble point rises with concentration),which may lead to SCC (Stress Corrosion Cracking) and stop of evaporation. In the present study, the R22 heat pump cycle system for multi-stage hypothermia evaporation concentrating NaOH solution was constructed, and it can avoid the above hazards effectively, so it ensures the continuity of the evaporation process; at the same time, it protects environment and saves energy. With the help of a combination model of exchanger (HeatX) and flash(Flash2) in Aspen Plus, the theoretical calculation and simulation analysis of the whole system were carried out.The compressor power consumption and the COP (Coefficient of Performance) of heat pump system are obtained.By comparing the simulation results and the thermodynamic calculation results, the source of deviation was analyzed, and the practical correction measures were proposed. The feasibility of this system is proved, which provides a reference method for subsequent in-depth analysis.

Heat pump; NaOH solution; Multi-stage evaporation concentration; System simulation; Aspen Plus software

10.3969/j.issn.2095-4468.2017.04.103

*杜塏（1955-），男，教授，學士。研究方向：制冷空調熱泵技術。聯(lián)系地址：南京四牌樓2號東南大學，郵編：210096。

聯(lián)系電話：13951895617。E-mail：du-kai@seu.edu.cn。