帶噴射器的溴化鋰第二類吸收式熱泵循環(huán)熱力分析

林順榮 陳光明 洪大良 閆曉娜 林 瑋

(浙江大學(xué)制冷與低溫研究所 杭州 310027)

帶噴射器的溴化鋰第二類吸收式熱泵循環(huán)熱力分析

林順榮 陳光明 洪大良 閆曉娜 林 瑋

(浙江大學(xué)制冷與低溫研究所 杭州 310027)

對帶噴射器的溴化鋰吸收式第二類熱泵循環(huán)進行熱力計算和性能分析。帶噴射器循環(huán)的最大特點是在溴化鋰吸收式第二類熱泵基本循環(huán)的基礎(chǔ)上加上噴射器，將發(fā)生器出口的蒸汽引射到冷凝壓力，因此新循環(huán)的發(fā)生壓力可以較傳統(tǒng)循環(huán)的壓力低得多，從而使得新循環(huán)所需要的驅(qū)動熱源溫度要比傳統(tǒng)循環(huán)低。此外，在相同的熱源溫度和其他外界條件下，新循環(huán)能夠產(chǎn)出更高溫度下的熱量。理論研究結(jié)果顯示，新循環(huán)在熱源溫度80℃和冷凝溫度20℃的條件下，比單效第二類熱泵循環(huán)吸收溫度要高4℃以上。

第二類熱泵 吸收式 溴化鋰 噴射

1 引言

吸收式循環(huán)制冷制熱技術(shù)是一種對環(huán)境沒有污染的環(huán)保技術(shù)，使用的工質(zhì)是一般為溴化鋰溶液和氨水溶液，對環(huán)境是友好的;而且是吸收式循環(huán)是熱驅(qū)動的，可以利用余熱廢熱、太陽能熱、地?zé)崮艿容^低品位熱能，能提高能源的利用效率。在全球能源危機和環(huán)境問題日益嚴(yán)重的今天，吸收式制冷制熱技術(shù)有很大的發(fā)展前景和研究意義。

傳統(tǒng)的單效吸收式制冷制熱循環(huán)的驅(qū)動溫度一般要求不低于90℃，兩級循環(huán)、0.x效循環(huán)等能利用較低溫度熱源的吸收式循環(huán)的驅(qū)動溫度一般也需要在70℃以上。常規(guī)的余熱廢熱的溫度一般較低，為了能有效使用余熱廢熱，可以使用第二類吸收式熱泵將熱源溫度提高。

第二類吸收式熱泵(Absorption Heat Transformer)，簡稱AHT，是中溫?zé)崮茯?qū)動系統(tǒng)運行，將輸入能量中的一部分提高溫度供用戶使用，而將另一部分能量排放到溫度更低的環(huán)境中去。第二類吸收式熱泵是吸收式循環(huán)制熱技術(shù)的一種。第二類熱泵的性能系數(shù)不高，一般為0.4—0.5［1］。日本有幾十套AHT系統(tǒng)被用于回收石化企業(yè)蒸餾塔頂有機蒸氣的熱量［2］。

圖1所示是傳統(tǒng)的第二類溴化鋰吸收式熱泵循環(huán)。蒸發(fā)器和發(fā)生器由熱源加熱，冷凝器由外界冷源冷卻，在吸收器能得到溫度比熱源高的熱量。

當(dāng)熱源溫度較低時，要求冷凝器的冷卻溫度要相對更低，以保證吸收式循環(huán)的循環(huán)倍率不會太高，維持循環(huán)正常工作。一般情況下，冷卻水的溫度越低，第二類吸收式熱泵循環(huán)的性能越好。當(dāng)熱源溫度比較低時，比如70℃左右，那么系統(tǒng)能正常運行需要10℃左右的冷卻水［3］;除了冬天有天然的溫度較低的冷卻水，一般情況下，溫度較低的冷卻水需要較高的成本。

清華大學(xué)的Lin Shi提出過一個帶噴射器的吸收式第二類熱泵循環(huán)，提高了系統(tǒng)的熱力性能［4］;Adinan Sozen等提出一個太陽能集熱系統(tǒng)配套在Lin Shi的循環(huán)上，并進行了性能分析［5］;天津大學(xué)的劉國強對溴化鋰第二類吸收式熱泵進行了理論計算和分析［6］;W.Rivera等對圖1的吸收式第二類熱泵循環(huán)系統(tǒng)進行了實驗研究和分析［7］。但是這些研究并沒有關(guān)注在熱源溫度較低和冷卻水溫度較高的惡劣工況上。

本文提出將帶噴射器的吸收式溴化鋰循環(huán)應(yīng)用在第二類熱泵上，使在熱源溫度較低、冷凝溫度較高的工況下能有比單效第二類熱泵循環(huán)更好的制熱性能，并對該第二類熱泵循環(huán)進行了熱力分析。

圖1 傳統(tǒng)的第二類熱泵單效循環(huán)流程圖A.吸收器;E.蒸發(fā)器;G.發(fā)生器;C.冷凝器;SHX.溶液換熱器;QA.發(fā)生過程放出的熱量;Qs.外部熱源的熱量。Fig.1 System schematic of conventional single-effect absorption heat transformer

2 循環(huán)介紹

圖2所示為帶噴射器的吸收式第二類循環(huán)單效流程圖;圖3是該循環(huán)的p-T圖。趙宗昌等曾經(jīng)將該吸收式循環(huán)應(yīng)用在第一類熱泵上，并作了理論計算和分析［8］。本文將該循環(huán)用于第二類熱泵上。

圖2 帶噴射器的吸收式第二類循環(huán)流程圖A.吸收器;E.蒸發(fā)器;G.發(fā)生器;C.冷凝器;SHX.溶液熱交換器;TV.節(jié)流閥;P.泵;QS.外界熱源的熱量;QA.吸收過程放出的熱量;Qc.冷凝過程放出的熱量。Fig.2 System schematic of ejection absorption heat transformer

圖3 帶噴射器的第二類吸收式熱泵循環(huán)p-T圖A.吸收器;E.蒸發(fā)器;G.發(fā)生器;C.冷凝器;SHX.溶液熱交換器;TV.節(jié)流器;P.泵。Fig.3 p-T diagram of ejection absorption heat transformer

低溫?zé)嵩赐瑫r加熱蒸發(fā)器和發(fā)生器。發(fā)生器被加熱產(chǎn)生水蒸氣，水蒸氣作為引射流體流向噴射器的引射入口;發(fā)生器的濃溶液有泵2加壓，流過溶液換熱器后，進入吸收器開始吸收從蒸發(fā)器過來的水蒸氣。吸收器的濃溶液通過溶液換熱器后節(jié)流進入發(fā)生器。蒸發(fā)器被加熱，蒸發(fā)過程產(chǎn)生的蒸氣分為兩股，一股進入吸收器，另一股作為工作流體進入噴射器。噴射器出口的混合流體進入冷凝器被冷卻進行冷凝過程。冷凝器的冷凝水通過泵1加壓流往蒸發(fā)器進行蒸發(fā)過程。

吸收過程產(chǎn)生的熱量就是該熱泵循環(huán)向外輸出的高品味熱量，而冷凝器冷凝過程排出的熱量需要外部冷源來冷卻。節(jié)流閥TV1可以調(diào)節(jié)工作流體的流量和工作流體的壓力。該吸收式第二類熱泵循環(huán)在熱源溫度較高時，可關(guān)閉節(jié)流閥TV1，循環(huán)變成了圖1的傳統(tǒng)循環(huán);當(dāng)熱源溫度較低時，適當(dāng)調(diào)節(jié)TV1，使循環(huán)能在最佳工況下運行。

該帶噴射器的吸收式循環(huán)作為第二類熱泵，特點是通過噴射器提高冷凝器的壓力，從而提高冷凝器的冷凝溫度，降低對冷卻水溫度的要求。

3 熱力計算模型

在計算循環(huán)的熱力性能時，為了簡化計算，作了一些假設(shè):

(1)系統(tǒng)穩(wěn)定運行;

(2)管道壓力阻力忽略不計，忽略泵功;

(3)冷凝器出口溶液為飽和液體，蒸發(fā)器出口流體為飽和蒸氣;發(fā)生器出口溶液、吸收器出口溶液均為飽和液體;

(4)溶液換熱器的熱端溫差為10℃;

(5)熱源跟發(fā)生器出口溶液、蒸發(fā)器出口蒸氣的溫差均為10℃。

下面介紹噴射器計算方法和其它重要部件的平衡方程。

3.1 噴射器計算模型

噴射器是該循環(huán)中的一個關(guān)鍵部件，計算噴射系數(shù)μ的方法參看文獻［9］里面的計算方法。水的物性參考REFPROP8.0［10］，溴化鋰溶液的物性按Patek和Klomfar的計算模型來計算［11］。

如圖4所示，壓力比較高的工作流體在噴嘴里提高速度，帶動壓力較低的引射流體進入混合室，經(jīng)過擴散室之后混合流體流出噴射器?；旌狭黧w的壓力介于工作流體和引射流體之間，f為截面積。下面列出計算其噴射系數(shù)的主要公式。

圖4 噴射器模型圖Fig.4 Schematic of ejector

動量方程如下:

φ2(mpup2+mhuh2)-(mp+mh)u3=(p3-pp2)f2(1)

式中:mP為工作流體的質(zhì)量流量;mh為引射流體的質(zhì)量流量;uP2為在圓柱形混合室入口截面上工作流體的速度;uh2為在混合室入口截面上引射流體的速度;u3為在混合室出口截面上混合流體的速度;pP2為在混合室入口截面上工作流體的靜壓力;ph2為在混合室入口截面上引射流體的靜壓力;p3為在混合室出口截面上混合流體的靜壓力;f2為引射流體在混合室入口截面面積;φ2為混合室的速度系數(shù);下標(biāo)中:2表示2-2截面;3表示3-3截面;p表示工作流體;h表示引射流體;c表示噴射器出口混合流體。

混合室的進出口流體速度計算式如下:

式(2)-(4)中:φ1為工作噴嘴的速度系數(shù);φ3為擴壓室的速度系數(shù);φ4為混合室入口段的速度系數(shù);λP2為在2-2截面上工作流體的折算等熵速度;λH2為在2-2截面上引射流體的折算等熵速度;λC3為在3-3截面上混合流體的折算等熵速度;ap*為工作流體的臨界速度;ah*為引射流體的臨界速度;ac*為噴射器出口流體的臨界速度;下標(biāo)中:*表示臨界狀態(tài)。

噴射器進出口流體的臨界速度計算式如下:

式(5)-(7)中:k為絕熱指數(shù)。

圖4中，2-2截面工作流體和引射流體的流動截面面積分別為:

圖4中3-3截面積為:

質(zhì)量守恒公式如下:

式中:μ為噴射系數(shù)。

噴射器中，引射流體的速度不會比混合室任意截面的臨界速度要高。因此，在任何工況下，噴射系數(shù)都有一個最高值。噴射系數(shù)最高值的計算式

如下:

式中:μlim為理論最大噴射系數(shù);ePS為截面上工作流體的折算質(zhì)量速度。

因為噴射器工作流體和引射流體都是水蒸氣，假定均為過熱水蒸氣，給定一些參數(shù)的值。φ1=0.95，φ2=0.975，φ3=0.9，φ4=0.925;kp=1.3，kh=1.3，kc=1.3。

3.2 其它重要部件的平衡方程

表1列出了一些重要部件的平衡方程。

表1 重要部件的平衡方程Table 1 Balance equations of important components

4 結(jié)果與討論

圖5 tS=70℃時隨pG變化的COP圖Fig.5 Effect of pGon COP when tSequals to 70℃

圖5是在熱源溫度tS=70℃，吸收溫度tA分別為105、110和115℃的條件下，帶噴射器的溴化鋰吸收式第二類熱泵循環(huán)的COP隨發(fā)生壓力pG的變化而變化的趨勢圖。

如圖所示，COP值有一個最高值，即每個熱源溫度和吸收溫度下，系統(tǒng)有一個最佳工況。COP先是隨著pG的提高而變大，當(dāng)pG到達一定值后，COP便開始下降，下降的速度比上升的速度要大。當(dāng)pG較小時，COP值跟tA的值關(guān)系不大;當(dāng)pG較大時，tA越小，COP值越大，COP的最大值越大，pG的工況范圍就越大。

在下面的圖中，給定tA、tS和tC的情況下，COP值都是最佳工況下的最高值。圖6和圖7是圖2中的循環(huán)和圖1中傳統(tǒng)第二類熱泵單效循環(huán)在tA分別為80℃和90℃時COP隨冷凝溫度tC變化而變化的趨勢圖。

圖6 tA=80℃時COP值的變化圖Fig.6 Effect of tSon COP as tAequals to 80℃

圖7 tA=90℃時COP值的變化圖Fig.7 Effect of tSon COP as tAequals to 90℃

從圖6和圖7可以看出，帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)在冷凝溫度tC比較高、熱源溫度tS比較低的時候COP更高，即帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)比傳統(tǒng)的第二類熱泵循環(huán)更適合在惡劣的工況下運行。

在tC比較低時，隨著tC的增大，帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)和單效循環(huán)的COP值均緩慢下降，單效循環(huán)的COP值比帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)大;當(dāng)tC超過一定值后，單效循環(huán)的COP值隨著tC的增大急劇下降，而帶噴射器的第二類循環(huán)的COP的下降幅度比較緩慢。當(dāng)tC超過一定值時，帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)的COP比單效循環(huán)大，雖然COP值較低，但是仍可以正常工作。熱源溫度tS越大，COP值越大，冷凝溫度tC的工況范圍也越大。

圖8、圖9是在tS分別為70℃和80℃的情況下，圖2中帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)和圖1中傳統(tǒng)單效第二類熱泵循環(huán)的COP值隨tA變化而變化的趨勢圖。

圖8 tS=70℃時COP的變化圖Fig.8 Effect of tCon COP as tSequals to 70℃

圖9 tS=80℃時COP的變化圖Fig.9 Effect of tCon COP as tSequals to 80℃

從圖8、圖9可以看出，在tA較低的情況下，帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)的COP值比單效第二類熱泵循環(huán)要低;當(dāng)tA大于一定值后，帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)的COP值比單效第二類熱泵循環(huán)要高。

兩個循環(huán)COP的變化趨勢是一樣的，都是隨著tA的增大先緩慢變化之后再明顯降低。當(dāng)tA較低時，兩個循環(huán)的COP值變化都很小;當(dāng)tA增大到一定之后，單效第二類熱泵循環(huán)的COP隨著tA的增大急劇下降，而帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)的COP下降趨勢比較緩慢，而且tA的工況范圍比單效第二類熱泵循環(huán)大，即帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)能產(chǎn)生更高溫度的熱量。

從圖8、圖9中也可以看出，tC越低，COP越高，tA的工況范圍也越大，即冷凝溫度越低，制熱性能更好，能產(chǎn)生溫度越高的熱量。

5 總結(jié)

(1)在其它條件一樣的情況下，熱源溫度越高，冷凝溫度越低，COP值越大;熱源溫度和冷凝溫度都是對影響系統(tǒng)COP值的重要因素。

(2)在第二類熱泵循環(huán)的制熱能力范圍內(nèi)，輸出溫度的變化對COP影響較小。

(3)單效第二類熱泵循環(huán)輸出熱源溫度過高，COP會急劇下降;而帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)在熱源溫度過高時仍能工作。

(4)帶噴射器的第二類熱泵循環(huán)能擴大單效第二類熱泵循環(huán)的適用工況范圍和制熱溫度范圍，能在更低熱源溫度、更高冷凝溫度的工況下工作。

1 陳芝久，闕雄才，丁國良，著.制冷系統(tǒng)熱動力學(xué)［M］.北京:機械工業(yè)出版社，1998.

2 Mashimo K.Overview of heat transformer in Japan-Prospects in heat pump technology and marketing［C］.Proceedings of the 1987 IEA Heat Pump Conference，1987，271-285.

3 高田秋一，著，耿慧彬，戴永慶，鄭玉清，譯.吸收式制冷機［M］.北京:機械工業(yè)出版社，1987.

4 Shi Lin，Yin Juan，Wang Xin，et al.Study on a new ejection-absorption heat transformer［J］.Applied Energy ，2001，68，161-171.

5 Adnan Sozen，Erol Arcaklioglu，Mehmet Ozalp，et al，Performance parameters of an ejector-absorption heat transformer.Applied Energy，2005，80:273-289.

6 劉國強.溴化鋰第二類吸收式熱泵的設(shè)計與仿真研究［D］.天津:天津大學(xué)，2007.

7 Rivera W，Huicochea A，Martinez H，et al.Exergy analysis of an experimental heat transformer for water purification［J］.Energy，2011，36，320-327.

8 趙宗昌，趙建偉.LiBr-H2O噴射-吸收復(fù)合熱泵裝置熱力過程分析［J］.大連理工大學(xué)學(xué)報，2008，48(4):17-22.

9 索科洛夫，律格爾，著，黃秋云，譯.噴射器［M］.北京:科學(xué)出版社，1977.

10 Lemmon E W，Huber M L，Mclinden M O.NISTStandard Reference-Database23:Reference Fluid Thermodynamic and Transport Properties-REFPROP，Version8.0.National Institute of Standards and Technology，Standard Reference Data Program，Gaithersburg［OL］.http://www.nist.gov/srd/nist23.htm.2007.

11 Patek J，Klomfar J.A computationally effective formulation of the thermodynamic properties of LiBr-H2O solutions from 273 to 500 K over full composition range［J］.International Journal of Refrigeration.2006，29:566-578.

Theoretical analysis of an ejection H2O-LiBr absorption heat transformer

Lin Shunrong Chen Guangming Hong Daliang Yan Xiaona Lin Wei

(Institute of Refrigeration and Cryogenics，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China)

A performance calculation of an ejection H2O-LiBr absorption heat transformer system was made.The system was developed from the single-effect absorption heat transformer，and added an ejector to get the pressure in generator lower than that of single-effect absorption.So the system can produce higher temperature energy，and the required temperature of driven heat source can be lower.The calculation results show that when the temperature of heat source is 80℃ and condensing temperature is 20℃，the absorption temperature is at least 4℃higher than the single-effect absorption heat transformer.

absorption heat transformer;absorption;H2O-LiBr;ejection

TB616，TB65

A

1000-6516(2012)01-0019-06

2011-11-04;

2012-01-21

國家自然科學(xué)基金(NO.50890184)，國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃項目(NO.2010CB227304)資助。

林順榮，男，25歲，碩士研究生。