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    并聯(lián)型功冷聯(lián)供卡林納循環(huán)性能分析

    2020-11-27 11:04:36陳亞平吳嘉峰張少波
    發(fā)電設(shè)備 2020年6期
    關(guān)鍵詞:泡點(diǎn)吸收器熱器

    方 芳, 陳亞平, 吳嘉峰, 張少波

    (東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院, 南京 210096)

    隨著科技的發(fā)展和人們生活水平的提高,對(duì)能源的需求持續(xù)擴(kuò)大,而能源的供應(yīng)和環(huán)境保護(hù)的壓力越來(lái)越緊張,因此利用太陽(yáng)能、中低溫工業(yè)余熱、地?zé)岬瓤稍偕茉吹陌l(fā)電技術(shù)受到越來(lái)越多的關(guān)注[1-3]。目前,研究比較多的中低溫發(fā)電技術(shù)包括常規(guī)朗肯循環(huán)(RC)、有機(jī)朗肯循環(huán)(ORC)及卡林納循環(huán)(KC)。由于低溫狀態(tài)下水蒸氣的壓力低、比體積大等特性使得其RC在中低溫動(dòng)力回收領(lǐng)域受到了限制。有機(jī)工質(zhì)的沸點(diǎn)較低,ORC對(duì)溫度較低的中低溫?zé)嵩淳哂懈叩幕厥绽眯省?guó)內(nèi)外眾多學(xué)者針對(duì)ORC中有機(jī)工質(zhì)的物性及篩選做了大量研究工作[4-7],結(jié)果表明:ORC更適用于低溫?zé)嵩磮?chǎng)合,在中溫?zé)嵩磮?chǎng)合下有機(jī)工質(zhì)的選用較為受限。此外,有機(jī)工質(zhì)通常伴有價(jià)格昂貴及可能對(duì)臭氧層產(chǎn)生破壞等特點(diǎn),這也限制了ORC的推廣及應(yīng)用。

    KC為1984年KALINA A I提出的一種新型動(dòng)力循環(huán)[8]。該循環(huán)的工質(zhì)為氨水混合物,其非共沸的特性和獨(dú)特的吸收式冷凝方案可使循環(huán)工質(zhì)與冷、熱源均有較好的匹配性,此外氨水工質(zhì)還具有價(jià)格低廉、對(duì)環(huán)境無(wú)危害等優(yōu)點(diǎn)。各國(guó)學(xué)者圍繞KC進(jìn)行了廣泛的研究和探討,主要是針對(duì)KC流程、循環(huán)參數(shù)、循環(huán)效率以及氨水工質(zhì)的熱力學(xué)性質(zhì)等進(jìn)行研究。胡冰等[9]對(duì)KC進(jìn)行了簡(jiǎn)化,分析了多個(gè)參數(shù)對(duì)性能指標(biāo)的影響,結(jié)果表明:氨水溶液的質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以改變循環(huán)系統(tǒng)的性能,簡(jiǎn)化后的循環(huán)系統(tǒng)存在最佳的循環(huán)倍率(約為4);提高溶液換熱器端部溫差也可使循環(huán)的電力產(chǎn)率增加。FALLAH M等[10]考慮到系統(tǒng)部件之間相互作用對(duì)系統(tǒng)性能的影響,對(duì)以地?zé)嵩打?qū)動(dòng)的KC進(jìn)行了較為深入的熱力學(xué)第二定律分析,結(jié)果表明改進(jìn)冷凝器對(duì)KC的影響高于其他部件。RODRGUEZ C E C等[11]分析了以中低溫地?zé)崮転闊嵩吹腒C的經(jīng)濟(jì)性,主要性能指標(biāo)包括換熱總面積、換熱器費(fèi)用占總費(fèi)用的比例和用電成本等。

    隨著城市化發(fā)展進(jìn)程的加快,對(duì)冷量的需求日益增加,考慮到氨水工質(zhì)本身在吸收式制冷中的應(yīng)用,眾多學(xué)者在KC的基礎(chǔ)上提出了不同的新型功冷聯(lián)供循環(huán)。GOSWAMI D Y[12]在兩壓力KC的基礎(chǔ)上提出了一套串聯(lián)型功冷聯(lián)供循環(huán)。該循環(huán)將富氨蒸氣通入透平膨脹,做功后的低壓富氨乏氣再通入制冷換熱器(蒸發(fā)器)進(jìn)行制冷。由于透平乏氣的干度不可能太低,所以乏氣所含的制冷蒸發(fā)所需要的液體很少,由此可以推測(cè)該循環(huán)的制冷量較為有限。ZHANG N等[13]提出了一種以氨水溶液為工質(zhì)的功冷聯(lián)供循環(huán),該循環(huán)中制冷蒸發(fā)后的氨水蒸氣都排向中壓吸收器,所以蒸發(fā)器溫度受限于氨水工質(zhì)的工作濃度,并且制冷與發(fā)電兩者的流程因串聯(lián)布置而形成同向耦合關(guān)系,不能根據(jù)熱源的參數(shù)條件實(shí)現(xiàn)循環(huán)的制冷量和發(fā)電量因需合理調(diào)節(jié)。HUA J Y等[14]提出了一種基于三壓力KC的功冷聯(lián)供循環(huán),將中壓吸收器出口處的溶液分成了兩部分,一部分最終通入透平實(shí)現(xiàn)做功,另一部分則通入制冷子循環(huán)實(shí)現(xiàn)制冷。ZHANG S B等[15]在此基礎(chǔ)上增加精餾塔設(shè)備,功、冷子循環(huán)的溶液為并聯(lián)布置,但熱源側(cè)為串聯(lián)布置,將熱源依次通過(guò)鍋爐和發(fā)生器,因此熱源可以充分被梯級(jí)利用。這種能夠高效回收中溫?zé)煔庥酂岬难h(huán)被稱(chēng)為并聯(lián)型功冷聯(lián)供卡林納循環(huán)(PPR-KC)。PPR-KC可以實(shí)現(xiàn)功和制冷量各自因需調(diào)節(jié),制冷量的調(diào)節(jié)不受做功子循環(huán)的直接約束。

    筆者對(duì)PPR-KC進(jìn)行了一些改進(jìn),在第一回?zé)崞髦性黾右宦窊Q熱面,引入第二回?zé)崞鞒隹谙∪芤簠⑴c對(duì)基本溶液的加熱,以緩和不同功冷比例調(diào)節(jié)中回?zé)崾Ш猬F(xiàn)象。將從發(fā)生器出來(lái)的稀溶液依次通過(guò)第二回?zé)崞?、第一回?zé)崞鬟M(jìn)行充分換熱,使分流比較小即制冷量較大時(shí)發(fā)生器出口稀溶液所蘊(yùn)含的熱量能夠被更充分地回收利用,以彌補(bǔ)因做功流體減少而透平排氣熱量的不足,擴(kuò)大分流比的調(diào)節(jié)范圍。以往的研究都是將鍋爐中最小端差始終設(shè)置為最低限制值(20 K),即以動(dòng)力子循環(huán)對(duì)熱源的利用為首要考慮對(duì)象進(jìn)行研究。為了研究分流比的可調(diào)節(jié)范圍,筆者根據(jù)分布式能源以保證制冷量為首要任務(wù)而發(fā)電量可以靠電網(wǎng)調(diào)節(jié)的特點(diǎn),不再將鍋爐泡點(diǎn)處端差始終設(shè)為最小端差限制值。ZHANG S B等[15]在討論了空調(diào)供冷時(shí)段PPR-KC性能的基礎(chǔ)上,對(duì)其作為制冰蓄能時(shí)段的循環(huán)性能進(jìn)行研究。筆者選取冷功比、動(dòng)力回收效率等評(píng)價(jià)指標(biāo),考察鍋爐泡點(diǎn)處端差、分流比、過(guò)熱度等的變化趨勢(shì)和對(duì)循環(huán)性能的影響,為不同工況下如何設(shè)置分流比使循環(huán)能量利用達(dá)到綜合最佳提出建議。

    1 系統(tǒng)簡(jiǎn)介

    改進(jìn)后的PPR-KC的具體流程見(jiàn)圖1。

    B—鍋爐;T—透平;R1—第一回?zé)崞?;R2—第二回?zé)崞?;M—混合器;A1—低壓吸收器;A2—中壓吸收器;P—泵;V—閥;S—分離器;PH—預(yù)熱器;PC—分凝器;REC—精餾裝置;G—發(fā)生器;C—冷凝器;SC—過(guò)冷器;E—蒸發(fā)器。

    低壓吸收器出口的氨水溶液為基本溶液,其質(zhì)量分?jǐn)?shù)為基本濃度;中壓吸收器出口的氨水溶液為工作溶液,其質(zhì)量分?jǐn)?shù)為工作濃度。整個(gè)系統(tǒng)的循環(huán)由動(dòng)力子循環(huán)和制冷子循環(huán)構(gòu)成。

    1.1 動(dòng)力子循環(huán)

    從中壓吸收器出來(lái)的工作溶液分成兩股流體,動(dòng)力子循環(huán)的這股流體經(jīng)過(guò)加壓、預(yù)熱(22)后進(jìn)入鍋爐。在鍋爐中,工作溶液蒸發(fā)成為高溫高壓的氨水混合蒸氣(25),這股蒸氣進(jìn)入透平膨脹做功后形成的透平乏氣(26)在第一回?zé)崞髦嗅尫懦霾糠譄崃浚禍睾?27)進(jìn)入混合器M1,混合后的溶液(28)在低壓吸收器中向冷卻水釋放熱量,形成基本溶液(1)。基本溶液(1)經(jīng)低壓泵P1加壓后分成兩股流體,大部分流體(2′)先后通過(guò)第一回?zé)崞?、第二回?zé)崞鳎赏钙椒夂桶l(fā)生器出口稀溶液加熱(4),從分離器出來(lái)的稀溶液(4′)在預(yù)熱器PH1中與高壓工作溶液進(jìn)行換熱后(5),通過(guò)節(jié)流閥V2降壓(6)進(jìn)入混合器M1;而富氨蒸氣(4″)與基礎(chǔ)溶液(2″)混合進(jìn)入中壓吸收器與冷卻水充分換熱,形成工作溶液(8)。

    1.2 制冷子循環(huán)

    中壓吸收器出來(lái)的另一股流體經(jīng)加壓、預(yù)熱后(10)進(jìn)入精餾裝置。從精餾裝置出來(lái)的氨蒸氣(11)依次通過(guò)冷凝器、過(guò)冷器、節(jié)流閥V5和蒸發(fā)器,然后再經(jīng)過(guò)過(guò)冷器和三通切換閥V4進(jìn)入混合器M1或M2,可以分別流向低壓或中壓吸收器,前者可以制冰,后者則可以制冷。筆者針對(duì)通過(guò)混合器M1流向低壓吸收器的流程進(jìn)行計(jì)算。從發(fā)生器出來(lái)的稀溶液(17)在第一回?zé)崞骱偷诙責(zé)崞髦屑訜峄救芤汉?,通過(guò)節(jié)流閥V3(20)進(jìn)入混合器M1??紤]到這股稀溶液可以使得低壓吸收器出口基本溶液的濃度降低,使透平背壓降低而可以發(fā)出更多的電能,所以沒(méi)有選擇將這股稀溶液進(jìn)入混合器M2,但是這也帶來(lái)了第一回?zé)崞鞯蜏貍?cè)基本溶液流量與高溫側(cè)工作溶液流量的比值增大,可能引起回?zé)岵蛔愕膯?wèn)題。

    1.3 循環(huán)工作壓力

    該循環(huán)工作壓力分為4個(gè)等級(jí):在低壓下,透平乏氣與稀溶液混合生成基本溶液進(jìn)入低壓吸收器中釋放熱量給冷源;在中壓下,基本溶液經(jīng)過(guò)回?zé)崞骷訜嵬瓿山馕^(guò)程,分離后生成富氨蒸氣和稀溶液,可以重新配制工作溶液和基本溶液;在高壓下,做功工作溶液預(yù)熱后在鍋爐中被熱源加熱,產(chǎn)生的高溫高壓氨水蒸氣在透平中膨脹做功;在制冷回路的發(fā)生壓力下,制冷工作溶液經(jīng)精餾裝置生成純氨蒸氣和稀溶液。

    根據(jù)制冷蒸發(fā)器所連接的吸收器的壓力不同,制冷子回路可以輸出空調(diào)溫區(qū)的冷量或者輸出制冰溫區(qū)的冷量。制冰功能的設(shè)置為系統(tǒng)冷負(fù)荷的蓄冷調(diào)控帶來(lái)了方便。

    由此可見(jiàn),不同功和制冷量需求時(shí)主要是靠對(duì)兩股工作溶液流量的分配比例進(jìn)行調(diào)節(jié)。將分流比定義為進(jìn)入動(dòng)力子循環(huán)的流量占中壓吸收器出口總流量的比例,即隨著分流比加大,進(jìn)入透平做功的工作溶液流量增加,輸出功增加;進(jìn)入精餾裝置的制冷工作溶液流量減小,制冷量減少。

    2 熱力學(xué)分析模型

    2.1 計(jì)算模型

    改進(jìn)后的PPR-KC采用煙氣作為熱源,在鍋爐中的進(jìn)、出口溫度以及發(fā)生器出口溫度分別為th1、th4和th5,熱源質(zhì)量流量為qm,h,則余熱源在鍋爐和發(fā)生器中的放熱量分別為:

    QB=qm,hcp,h(th1-th4)=qm,21(h25-h22)

    (1)

    QG=qm,hcp,h(th4-th5)=

    qm,17h17-qm,10″h10″+qm,17′h17′+QREC

    (2)

    QREC=qm,11[R(h11,g-h11,l)+h11,g-h11]

    式中:QB、QG分別為熱源在鍋爐和發(fā)生器中釋放的熱量,kW;下標(biāo)l、g分別表示與精餾裝置入口溶液相平衡的飽和液體、蒸氣;QREC為精餾熱量,kW,R為實(shí)際回流比,Rmin為最小回流比,ηREC為精餾效率,取70%,w為對(duì)應(yīng)圖1處工質(zhì)的質(zhì)量分?jǐn)?shù);qm為對(duì)應(yīng)圖1處工質(zhì)側(cè)的質(zhì)量流量,kg/s;cp,h為熱源的比定壓熱容,kJ/(kg·K);th為對(duì)應(yīng)圖1處熱源在傳遞過(guò)程中的溫度, ℃;h為對(duì)應(yīng)圖1處工質(zhì)的比焓,kJ/kg。

    熱源最大可能放熱量Qh0為:

    Qh0=qm,hcp,h(th1-th0)

    (3)

    式中:th0為鍋爐煙氣允許排放的最低溫度,取90 ℃,因?yàn)楫?dāng)熱源排放溫度低于該值時(shí),可能會(huì)對(duì)傳熱設(shè)備造成低溫腐蝕。

    循環(huán)過(guò)程中透平做功WT為:

    WT=qm,21(h25-h26)=

    qm,21(h25-h26s)ηT

    (4)

    工質(zhì)泵消耗功WP為:

    WP1=qm,1(h2s-h1)/ηP

    (5)

    WP2=qm,9(h9s-h8)/ηP

    (6)

    WP3=qm,21(h21s-h8)/ηP

    (7)

    式中:下標(biāo)s表示等熵過(guò)程;ηT為透平的等熵效率,%;ηP為工質(zhì)泵的等熵效率,%。

    回?zé)崞鲹Q熱量QR為:

    QR1=qm,4(h3-h2)

    (8)

    QR2=qm,17(h17-h18)

    (9)

    透平乏氣在第一回?zé)崞髦械膿Q熱量QT為:

    QT=qm,21(h26-h27)

    (10)

    發(fā)生器出口稀溶液在第一、第二回?zé)崞髦械膿Q熱量QF為:

    QF=qm,17(h17-h19)

    (11)

    循環(huán)的制冷量Qref為:

    Qref=qm,11(h15-h14)

    (12)

    凈輸出功Wnet為:

    Wnet=WT-(WP1+WP2+WP3)

    (13)

    2.2 循環(huán)性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

    考慮到電能與冷能品位上的差異,引入壓縮式制冷循環(huán)的制冷系數(shù)KCOP將制冷量折算為電能[16-17]:

    (14)

    式中:ηrev為熱力完善度,取40%;Te為蒸發(fā)熱力學(xué)溫度,K,取蒸發(fā)器進(jìn)口溫度;Tc為冷凝熱力學(xué)溫度,K。

    循環(huán)熱效率ηth為系統(tǒng)輸出當(dāng)量電能Wout與系統(tǒng)輸入能量Qin之比:

    (15)

    余熱回收率ηwh主要是為了評(píng)價(jià)熱源利用程度:

    (16)

    式中:th0為余熱源的最低允許排放溫度,取90 ℃。

    改進(jìn)后的PPR-KC的動(dòng)力回收效率η0結(jié)合了熱效率ηth和余熱回收率ηwh兩方面的影響,是余熱動(dòng)力回收系統(tǒng)的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo),可以反映余熱驅(qū)動(dòng)的聯(lián)供循環(huán)在給定參數(shù)下的系統(tǒng)性能,其計(jì)算公式為:

    η0=ηthηwh

    (17)

    3 結(jié)果及討論

    筆者主要研究以制冷子循環(huán)中對(duì)熱源的利用為主時(shí),鍋爐泡點(diǎn)處端差對(duì)分流比調(diào)節(jié)范圍的影響,并在不同的分流比范圍下分析循環(huán)中各參數(shù)的變化對(duì)循環(huán)的影響。循環(huán)倍率為低壓吸收器與中壓吸收器出口處溶液質(zhì)量流量之比,取3.5。系統(tǒng)分析時(shí)基本參數(shù)條件見(jiàn)表1,然后采用工程計(jì)算軟件EES對(duì)循環(huán)進(jìn)行計(jì)算。

    表1 循環(huán)初始假設(shè)條件

    3.1 鍋爐泡點(diǎn)處端差和過(guò)熱度的影響

    當(dāng)工作濃度ww=0.5,分流比f(wàn)w=0.6,不同鍋爐泡點(diǎn)處端差時(shí),循環(huán)各參數(shù)隨著過(guò)熱度的變化見(jiàn)圖2。

    由圖2(a)、(b)可知:當(dāng)保證換熱器中最小端差最小時(shí),隨著鍋爐中過(guò)熱度的增加,循環(huán)高壓降低,基本濃度逐漸減小, 第一回?zé)崞魃喜慷瞬瞀26-3逐漸減小,中部端差Δt26′-3′逐漸增大,發(fā)生器熱源進(jìn)口端差逐漸減小,從而限制循環(huán)過(guò)熱度改變范圍。循環(huán)高壓隨著過(guò)熱度的增大而逐漸減小,經(jīng)過(guò)第一回?zé)崞鲹Q熱后,工作溶液的干度Y27隨著透平出口乏氣干度Y26的增加而增加。

    由圖2(c)、(d)可知:隨著過(guò)熱度的增加,循環(huán)的耗熱量、制冷量逐漸增加,凈輸出功先增大后減小,同時(shí)系統(tǒng)余熱回收率逐漸增加,熱效率減小,動(dòng)力回收率先增大后減小。鍋爐泡點(diǎn)處端差分別為20 K、40 K、60 K時(shí),最高動(dòng)力回收效率對(duì)應(yīng)的過(guò)熱度依次為124 K、148 K、156 K??梢钥闯鲥仩t泡點(diǎn)處端差為20 K的方案的循環(huán)動(dòng)力回收效率最高。

    3.2 鍋爐泡點(diǎn)處端差和分流比的影響

    當(dāng)工作濃度ww=0.5,過(guò)熱度分別取不同鍋爐泡點(diǎn)處端差所對(duì)應(yīng)的最佳過(guò)熱度時(shí),不同鍋爐泡點(diǎn)處端差、分流比對(duì)循環(huán)性能的影響見(jiàn)圖3。

    由圖3(a)、(b)可知:隨著分流比增加, 第一回?zé)崞髦凶钚《瞬钣苫責(zé)崞飨虏恐饾u轉(zhuǎn)移至上部;為了保證回?zé)崞鞯淖钚《瞬?,基本濃度先減小后趨于平緩,這是因?yàn)楫?dāng)最小端差出現(xiàn)在回?zé)崞魃喜繒r(shí),基本濃度對(duì)端差的影響較小。發(fā)生器最小端差隨著分流比的增大逐漸增大,隨著鍋爐泡點(diǎn)處端差的減小而減小。不同鍋爐泡點(diǎn)處端差時(shí),分流比變化范圍受到發(fā)生器中最小端差和熱源最終出口溫度的限制,鍋爐泡點(diǎn)處端差分別為20 K、40 K、60 K時(shí),最小分流比依次為0.518、0.443、0.383。

    由圖3(c)可知:循環(huán)中耗熱量隨著分流比的減小而增大,凈輸出功隨著分流比減小而略有減小,制冷量隨之增大,這是因?yàn)榉至鞅鹊臏p小影響發(fā)生器和鍋爐中的最小端差,導(dǎo)致循環(huán)的制冷量、凈輸出功均發(fā)生變化,其中制冷量的變化大于凈輸出功的變化,制冷子循環(huán)作用明顯,因此用戶可以通過(guò)設(shè)置不同的分流比來(lái)滿足對(duì)不同功、冷量的需求。鍋爐泡點(diǎn)處端差分別為20 K、40 K、60 K時(shí),最小分流比處對(duì)應(yīng)最大制冷量依次為315.4 kW、399 kW、489.7 kW。

    圖3(d)表示循環(huán)的評(píng)價(jià)指標(biāo)與鍋爐泡點(diǎn)處端差、分流比之間的關(guān)系,隨著鍋爐泡點(diǎn)處端差的減小,系統(tǒng)效率提高;而當(dāng)分流比增大時(shí),循環(huán)中的余熱回收率隨之減小,熱效率先增大后逐漸減小。動(dòng)力回收效率隨著分流比的減小而增大,當(dāng)分流比最小時(shí),循環(huán)動(dòng)力回收效率最高。因此在fw>0.518時(shí)循環(huán)取鍋爐泡點(diǎn)處端差為20 K;當(dāng)fw<0.518時(shí),可以通過(guò)增大鍋爐泡點(diǎn)處端差來(lái)擴(kuò)大分流比的調(diào)節(jié)范圍,以獲得更大的制冷量。

    3.3 工作溶液濃度和分流比的影響

    取工作溶液濃度ww=0.5,過(guò)熱度為124 K,當(dāng)鍋爐中的最小端差為20 K時(shí),氨水溶液在鍋爐中的蒸發(fā)露點(diǎn)溫度隨之確定,鍋爐出口處的熱源溫度變化較小。

    不同工作濃度時(shí),循環(huán)各參數(shù)隨著分流比的變化見(jiàn)圖4。

    由圖4(a)可知:隨著分流比的增大,鍋爐出口處熱源溫度略有升高,而發(fā)生器出口的溫度速提高,兩個(gè)溫度隨著分流比趨向于1而最終相等,此時(shí)的循環(huán)僅有功量輸出。由圖4(b)可知:當(dāng)工作濃度確定時(shí),發(fā)生器端差將隨分流比的增大而逐漸增大。隨著工作濃度的增加,曲線變陡,且受到最小端差(20 K)的限制,對(duì)應(yīng)的分流比范圍有所減小。

    結(jié)合圖4(c)、(d)可知:分流比較大時(shí),基本濃度維持基本不變,當(dāng)分流比減小到某個(gè)臨界值后,通入制冷子循環(huán)的流量增加,需要逐漸增大基本濃度以保證第一回?zé)崞髦械臒崞胶?,以使第一回?zé)崞髦械淖钚《瞬钍冀K為5 K。在分流比的不同階段, 第一回?zé)崞髦械倪M(jìn)出口溫差和基本溶液泡點(diǎn)對(duì)應(yīng)的溫差都有可能成為最小節(jié)點(diǎn)端差。工作濃度增加時(shí),第一回?zé)崞鬟M(jìn)、出口溶液溫度逐漸增大。而工作濃度相同時(shí),隨著分流比的增加, 第一回?zé)崞飨虏砍隹诜鉁囟萾27略有減小后趨于平緩,上部進(jìn)口乏氣溫度t26和基本溶液出口溫度t3都是先升高后趨于平緩,這是因?yàn)樵诜至鞅容^小時(shí)為了保持第一回?zé)崞鬟M(jìn)出口端差不小于5 K,基本濃度發(fā)生了變化,引起透平背壓的改變。

    圖4(e)顯示了循環(huán)的耗熱量、功、制冷量隨分流比的變化。由圖4(e)可知:在保證鍋爐中最小端差時(shí),當(dāng)分流比增大,循環(huán)的制冷量和耗熱量明顯減少,而凈輸出功略有增加。此時(shí)循環(huán)的3個(gè)效率指標(biāo)(ηth、ηwh、η0)與分流比的關(guān)系見(jiàn)圖2(f),隨著分流比的增加,循環(huán)中熱效率先增加后減小,動(dòng)力回收效率和余熱回收率逐漸減小。

    由此可見(jiàn),工作濃度較高時(shí)循環(huán)的動(dòng)力回收效率較高,但其分流比范圍較小??梢钥紤]采用濃度調(diào)節(jié)方案[18],在需要時(shí)采用降低濃度的方法來(lái)增大分流比的調(diào)節(jié)范圍,以滿足生產(chǎn)、生活中對(duì)冷量日益增大的需求。

    4 結(jié)語(yǔ)

    氨水吸收式PPR-KC具有功和制冷量可因需調(diào)節(jié)、熱源可充分被梯級(jí)回收利用、循環(huán)動(dòng)力回收效率高等優(yōu)點(diǎn)。筆者對(duì)PPR-KC的制冰工況做了模擬計(jì)算并對(duì)其進(jìn)行了分析,探究了幾個(gè)重要循環(huán)參數(shù)對(duì)循環(huán)性能的影響,結(jié)論如下:

    (1) 增大鍋爐泡點(diǎn)處端差,可以減小最小分流比,即增大制冷量。當(dāng)鍋爐泡點(diǎn)處端差分別為20 K、40 K、60 K時(shí),最大動(dòng)力回收效率對(duì)應(yīng)的鍋爐出口過(guò)熱度依次為128 K、144 K、156 K。但在相同分流比下,隨著鍋爐泡點(diǎn)處端差的增大,凈輸出功、耗熱量和制冷量都逐漸減小,循環(huán)動(dòng)力回收效率降低??梢?jiàn),鍋爐泡點(diǎn)處端差應(yīng)盡量取較低值。

    (2)當(dāng)循環(huán)取工作濃度為0.5和最佳過(guò)熱度,鍋爐泡點(diǎn)處端差分別為20 K、40 K、60 K時(shí),最小分流比依次為0.518、0.443、0.383,該案例條件下能達(dá)到最大制冷量依次為315.4 kW、399 kW、489.7 kW。

    (3) 當(dāng)鍋爐泡點(diǎn)處端差設(shè)定為20 K時(shí),受到換熱器端差和煙氣出口溫度的限制,隨著工作濃度的增加,分流比的范圍逐漸減小。循環(huán)能達(dá)到的最小分流比對(duì)應(yīng)于工作濃度為0.4、0.45、0.5時(shí),依次分別為0.36、0.46、0.52。隨著分流比增大,循環(huán)的凈輸出功增加、耗熱量和制冷量減小、動(dòng)力回收效率降低。

    PPR-KC作為一種可調(diào)節(jié)功冷比例的功冷聯(lián)供循環(huán),在制冰工況下仍然可以通過(guò)調(diào)整循環(huán)參數(shù),得到適當(dāng)?shù)闹评淞?,以滿足在分布式能源實(shí)際應(yīng)用中用戶的需求。

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