以［Li（TX-7）］SCN/H2O為工質(zhì)對的第二類熱泵特性研究

許昊，陳偉，李鄒路

（青島科技大學機電工程學院，山東 青島 266061）

引 言

第二類吸收式熱泵(AHT)[1]可以在熱源的驅(qū)動下產(chǎn)生更高溫度的熱能，可以實現(xiàn)中低品位熱能的品位調(diào)控，是能源梯級利用領(lǐng)域的關(guān)鍵技術(shù)[2-3]。目前，最常規(guī)的AHT 工質(zhì)是LiBr/H2O。但是，LiBr/H2O溶液低溫下易結(jié)晶，高溫下強腐蝕，極大限制了LiBr/H2O 系統(tǒng)的工程應用[4-6]。新型AHT 工質(zhì)的研發(fā)備受矚目。離子液體(IL)是在常溫下熔融的液態(tài)鹽，氣相飽和蒸氣壓力幾乎為零[7]，已被證明可以作為AHT系統(tǒng)的吸收劑[8-9]。

離子液體AHT 的研究取得了可觀的進展。周忠迎[10]研究了IL([emim]AC)與水／乙醇／甲醇組成的二元體系作為吸收式熱泵的工質(zhì)對,并考察了這3個二元體系的蒸氣壓、比熱、混合焓等性質(zhì)。Ayou等[11]研究了采用IL([emim][BF4])和([bmim][BF4])作為吸收劑和2,2,2-三氟乙醇(TFE)作為制冷劑分別組成的兩種新型工質(zhì)對，并對新型工質(zhì)對下的AHT 系統(tǒng)進行了相關(guān)熱力學分析。Sujatha等[12]研究分析了采用IL([emim][AC])和([emim][SCN])為吸收劑和氨作為制冷劑的AHT 系統(tǒng)，得出IL/NH3系統(tǒng)可以成為AHT 傳統(tǒng)工質(zhì)對的替代品的結(jié)論。Merkel 等[13-14]選擇了親水性離子液體([emim]OMs)為吸收劑與制冷劑H2O 組成新型工質(zhì)對進行實驗研究和仿真分析，得出IL/H2O 在低溫下的效果比較良好，但循環(huán)效率相對傳統(tǒng)工質(zhì)較低。

相關(guān)研究肯定了離子液體AHT 的應用潛質(zhì)，但是同時發(fā)現(xiàn)以常規(guī)離子液體為吸收劑的AHT 的熱力性能均低于LiBr/H2O 系統(tǒng)[15-18]。究其原因在于，制冷劑在離子液體中的溶解度偏低，系統(tǒng)循環(huán)倍率偏高，從而引起系統(tǒng)性能的衰減。LiBr/H2O 具有優(yōu)良氣液相平衡性質(zhì)，主要歸因于Li+與H2O 之間的水合作用。若能將Li+引入離子液體，必能提高離子液體對制冷劑H2O 的吸收能力，提高離子液體AHT 的系統(tǒng)性能。Ding 等[19]合成了一種含Li+的離子液體[Li(TX-7)]SCN，該離子液體的液程、黏度均符合作為吸收劑的要求。本文采用實驗方法研究了[Li(TX-7)]SCN/H2O 的氣液相平衡特性和熱力性質(zhì)，以此為基礎(chǔ)預測了該工質(zhì)應用于AHT 的理論循環(huán)特性，并將該工質(zhì)的理論循環(huán)特性與LiBr/H2O 系統(tǒng)和[mmim]DMP/H2O系統(tǒng)進行對比。

1 ［Li（TX-7）］SCN/H2O的基礎(chǔ)物性

1.1 實驗材料

去離子水(純度≥99.99%, CAS No. 7732-18-5)，購自麥克林試劑網(wǎng)；硫氰酸鋰LiSCN(純度≥99.99%,CAS No. 123333-85-7)，購自國藥集團化學試劑有限公司；壬基酚聚氧乙烯醚TX-7(純度≥99.99%,CAS No.9016-45-9)，購自江蘇海安石化有限公司。

將等摩爾硫氰酸鋰LiSCN與壬基酚聚氧乙烯醚TX-7 進行混合，在恒定溫度80℃條件下均勻攪拌4 h，初步得到[Li(TX-7)]SCN，然后將獲得的離子液體在恒定溫度60℃的條件下真空干燥24 h[20]，通過滴定法測定[Li(TX-7)]SCN中的水含量小于0.1%。

1.2 ［Li（TX-7）］SCN/H2O溶液的氣液相平衡性質(zhì)

研究溶液的氣液相平衡性質(zhì)是篩選離子液體型吸收式制冷工質(zhì)對的關(guān)鍵，離子液體[Li(TX-7)SCN]對H2O 的吸收程度將直接影響AHT 系統(tǒng)的循環(huán)倍率和放氣范圍。靜態(tài)法[21]的實驗原理是將待測量的混合溶液注入到真空密閉的高壓反應釜中，然后將反應釜放入恒溫油槽中進行恒溫加熱，反應釜內(nèi)的攪拌器對[Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液不斷攪拌，使反應釜中二元體系的氣液相不斷混合，加速傳質(zhì)過程使其快速達到相平衡狀態(tài)，最后記錄高壓反應釜中的壓力值。圖1 為測量[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元體系氣液相平衡裝置的原理圖，整個測量系統(tǒng)由恒定控溫部分與氣液相平衡反應部分組成。恒定控溫部分由精密恒溫油槽、離心葉片攪拌機組成，精密恒溫油槽中的傳熱介質(zhì)采用具備高熱穩(wěn)定性和低揮發(fā)性的350T 導熱油。氣液相平衡反應部分是整個實驗系統(tǒng)的核心，它由高壓反應釜、真空泵、壓力變送器、閥門、電動葉片攪拌器等部件組成。

圖1 [Li(TX-7)]SCN/H2O氣液相平衡實驗裝置原理圖Fig.1 Schematic diagram of[Li(TX-7)]SCN/H2O vapor-liquid equilibrium experimental device

在9 個實驗溫度T=(283.15, 303.15, 323.15,343.15, 363.15, 383.15, 403.18, 423.15, 443.15)K，水摩爾分數(shù)x=0.7439～0.9865的條件下，通過靜態(tài)法考察了[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元溶液的氣液相平衡性質(zhì)，壓力-溫度-摩爾分數(shù)(p-T-x)的實驗數(shù)據(jù)及預測數(shù)據(jù)列于表1。

表1 H2O（1）+［Li（TX-7）］SCN（2）二元體系壓力-溫度-摩爾分數(shù)（p-T-x）實驗數(shù)據(jù)Table 1 The p-T-x data of binary system H2O（1）+［Li（TX-7）］SCN（2）

采用NRTL 模型對實驗數(shù)據(jù)進行關(guān)聯(lián)[22-23]。對于H2O(1)+[Li(TX-7)]SCN(2)二元體系，H2O 的活度系數(shù)可以表示為：

式中，τij表示的是組分i、組分j之間與純組分i、純組分j之間的作用能差，它是與溫度T和gij相關(guān)的模型參數(shù)；Gij是與αij和gij相關(guān)的模型參數(shù)。τij和Gij分別可以表示為：

式中，αij表示的是混合溶液的非隨機模型參數(shù)，可以反映體系特征，對于二元體系而言，αij為α12和α21，且α12=α21；gij是指組分i、j的分子間作用力的能量參數(shù)，此外能量參數(shù)gij也可以用與溫度T相關(guān)的二次函數(shù)來表示：

其中，a1、b1、c1、a2、b2、c2均為模型的可調(diào)參數(shù)，表2 為非隨機模型參數(shù)a12，可調(diào)參數(shù)a1、b1、c1、a2、b2、c2的關(guān)聯(lián)結(jié)果以及關(guān)聯(lián)誤差。

表2 NRLT模型可調(diào)參數(shù)及平均相對偏差Table 2 Adjustable parameters and ARD for the NRTL model

圖2 是[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元體系的壓力-溫度-摩爾分數(shù)(p-T-x)圖，其中形狀點代表水飽和蒸氣壓的實驗測量值，曲線代表NRTL 模型對實驗數(shù)據(jù)的擬合值。由圖可見，[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元體系的飽和蒸氣壓隨著溫度和水摩爾分數(shù)的升高而增大。隨著二元體系中水的摩爾分數(shù)增大，體系的飽和蒸氣壓呈現(xiàn)出緩慢上升的趨勢；當水的摩爾分數(shù)較低時，飽和蒸氣壓的上升趨勢十分緩慢；隨著體系中水的摩爾分數(shù)不斷增大，飽和蒸氣壓的上升趨勢也不斷加快；當水的摩爾分數(shù)大于0.97 時，[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元體系的飽和蒸氣壓迅速升高。隨著溫度的升高，[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元體系的飽和蒸氣壓同樣呈上升趨勢；當溫度在283.15～323.15 K時，體系的飽和蒸氣壓上升緩慢，且上升趨勢不明顯；當溫度逐漸升高時，飽和蒸氣壓的上升速率開始加快；溫度越高，二元體系的飽和蒸氣壓越大。

圖2 [Li(TX-7)]SCN/H2O二元體系壓力-溫度-摩爾分數(shù)(p-T-x)圖Fig.2 Pressure-temperature-mole fraction(p-T-x)of[Li(TX-7)]SCN/H2O binary solution

圖3 顯示了[Li(TX-7)]SCN/H2O 二元體系實驗值與預測值的絕對偏差和相對偏差。其中，實心點代表絕對偏差；空心點代表相對偏差。絕對偏差是實驗值與NRTL 模型計算得出的擬合值的差值；相對偏差是絕對偏差與實驗值的比值。如圖3所示，中、低濃度區(qū)域的絕對偏差點大多向零點靠近，而高濃度區(qū)域絕對偏差較大，這可以說明NRTL 模型在中、低濃度區(qū)域預測比較精準?？傮w而言，絕對偏差和相對偏差的主要分布范圍分別為±2.5kPa和±5%，最大絕對偏差和最大相對偏差分別為2.19 kPa、4.85%，所以采用NRTL 模型來關(guān)聯(lián)實驗數(shù)據(jù)較為精準。

圖3 [Li(TX-7)]SCN/H2O二元體系實驗值與預測值的絕對偏差和相對偏差Fig.3 The absolute deviation and relative deviation of the experimental and predicted values of the[Li(TX-7)]SCN/H2O binary system

圖4 是在溫度T=348 K 條件下[Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液與傳統(tǒng)吸收式工質(zhì)對LiBr/H2O 溶液[23]、[mmim]DMP/H2O 溶液[24-26]和[mmim]Cl/H2O 溶液[27-28]的飽和蒸氣壓的對比。由圖可知，當水的摩爾分數(shù)在0.70～1.00區(qū)間時，[Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液的飽和蒸氣壓遠低于[mmim]DMP/H2O 和[mmim]Cl/H2O 溶液；但要明顯高于LiBr/H2O 溶液?？梢?，[Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液氣液相平衡性質(zhì)優(yōu)于普通離子液體工質(zhì)。

圖4 [Li(TX-7)]SCN/H2O溶液飽和蒸氣壓與其他離子液體/水飽和蒸氣壓的對比Fig.4 Comparison of saturated vapor pressure of[Li(TX-7)]SCN/H2O solution and saturated vapor pressure of water/other ionic liquids

1.3 ［Li（TX-7）］SCN的比熱容性質(zhì)

以藍寶石為標準樣品，通過DSC 法測定[Li(TX-7)]SCN 的比熱容。標準樣品的質(zhì)量m1和測試樣品的質(zhì)量m2分別為39.31 mg和14.70 mg。DSC 的溫度范圍為273.15～418.15 K，溫升速率設置為10 K/min。測得基線、標準藍寶石和離子液體[Li(TX-7)]SCN 的DSC 曲線(圖5)后，通過式(6)計算出離子液體的比熱容[29]：

圖5 [Li(TX-7)]SCN的DSC曲線Fig.5 DSC curve of[Li(TX-7)]SCN

表3為離子液體[Li(TX-7)]SCN 在溫度區(qū)間t=0～150℃內(nèi)的比熱容測量結(jié)果。分析測量結(jié)果可知，離子液體[Li(TX-7)]SCN 的比熱容與溫度呈正相關(guān)，隨著溫度的升高而升高，且增長幅度變化不大，可以近似看作線性增長關(guān)系，具體關(guān)聯(lián)結(jié)果如下：

表3 離子液體［Li（TX-7）］SCN比熱容測量結(jié)果Table 3 Experimental results of specific heat capacity of ionic liquid［Li（TX-7）］SCN

其中，t為溫度；cp為離子液體[Li(TX-7)]SCN 的比熱容。

圖6 為離子液體[Li(TX-7)]SCN 在溫度范圍0～150℃內(nèi)比熱容的關(guān)聯(lián)結(jié)果，圖中直線為一次函數(shù)的關(guān)聯(lián)數(shù)據(jù)，點為通過差示掃描量熱儀測得的實驗數(shù)據(jù)。分析圖6 可得，與溫度相關(guān)的一次函數(shù)關(guān)聯(lián)式可以較好地關(guān)聯(lián)離子液體[Li(TX-7)]SCN 在溫度區(qū)間0～150℃內(nèi)的比熱容，平均相對誤差約為1.12%。

圖6 離子液體[Li(TX-7)]SCN比熱容關(guān)聯(lián)結(jié)果Fig.6 Correlation results of specific heat capacity of ionic liquid[Li(TX-7)]SCN

2 第二類熱泵理論循環(huán)模型

圖7 為AHT 理論循環(huán)的原理圖。數(shù)字1、2、3、…、10 表示的是系統(tǒng)的各個狀態(tài)點。i、ii、iii表示工質(zhì)對溶液中制冷劑的濃度。其中，i表示的是制冷劑稀溶液，ii表示的是制冷劑濃溶液，iii表示的是制冷劑。qG、qC、qA、qE分別表示的是在循環(huán)過程中流經(jīng)發(fā)生器、冷凝器、吸收器和蒸發(fā)器的熱流量。P1和P2表示的是溶液泵，V表示的是節(jié)流閥。

圖7 第二類熱泵循環(huán)的原理圖Fig.7 Schematic diagram of the second type of heat pump cycle

為實現(xiàn)單效[Li(TX-7)]SCN/H2O 第二類吸收式熱泵的穩(wěn)態(tài)建模，作出以下假設：

(1)整個循環(huán)仿真過程均在穩(wěn)態(tài)下運行；

(2)蒸發(fā)器與吸收器、發(fā)生器與冷凝器之間的壓差忽略不計，管道內(nèi)的壓力損失忽略不計，溶液通過溶液換熱器的壓降忽略不計；

(3)發(fā)生過程和吸收過程均達到平衡狀態(tài)，溫度及溶液濃度分布均勻；

(4)溶液熱交換器的換熱效率設為0.8[30]；

(5)制冷劑離開冷凝器和蒸發(fā)器的狀態(tài)均為飽和態(tài)；

(6)溶液泵做功忽略不計，循環(huán)過程中的熱損失忽略不計。

基于上述假設，遵循各個部件間的質(zhì)量守恒方程和能量守恒方程建立單效吸收式循環(huán)的數(shù)學模型。其中，發(fā)生器中[Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液質(zhì)量守恒方程，離子液體[Li(TX-7)]SCN 質(zhì)量守恒方程和能量守恒方程分別為：

吸收器中[Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液質(zhì)量守恒方程，離子液體[Li(TX-7)]SCN 質(zhì)量守恒方程和能量守恒方程分別為：

式中，ωi、mi、hi分別表示吸收式系統(tǒng)每個狀態(tài)點制冷劑的質(zhì)量分數(shù)、質(zhì)量流量和比焓值；tC、tG、tA、tE分別表示環(huán)境溫度、發(fā)生溫度、吸收溫度和蒸發(fā)溫度。

3 結(jié)果與分析

為了驗證第二類吸收式熱泵系統(tǒng)理論循環(huán)分析模型的可靠性，仿真計算了tC=25℃，tA=100℃，tE=tG=75～85℃工況下LiBr/H2O 第二類吸收式熱泵的COP，并與文獻[31]中相同工況下的仿真結(jié)果進行了對比，如圖8所示。對比顯示：文獻模型計算結(jié)果與本文模型模擬結(jié)果之間的最大絕對誤差為0.0045，兩者之間的最大相對誤差不超過1%，說明本文的理論計算結(jié)果的精度和準確性具有可靠性。

圖8 LiBr/H2O第二類吸收式熱泵模型驗證Fig.8 Validation of LiBr/H2O absorption heat pump model

表4 表示的是在溫度條件為：tG=80℃、tC=30℃、tE=80℃、tA=110℃時，[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)每個狀態(tài)點的工作參數(shù)。分析圖表可知，[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)的放氣范圍Δx1=0.17，熱泵系統(tǒng)中承受壓力最大的部件是蒸發(fā)器和吸收器，最高壓力p=44.591 kPa。

表4 第二類熱泵系統(tǒng)各狀態(tài)點的工作參數(shù)Table 4 Operating parameters of each status points for AHT system

[Li(TX-7)]SCN/H2O 與其他四種工質(zhì)對的AHT系統(tǒng)的性能比較如表5 所示。在相同的工作溫度下，以[Li(TX-7)]SCN/H2O 為工質(zhì)對的AHT 系統(tǒng)的性能系數(shù)COP 為0.469，相對于其他四組熱泵系統(tǒng)最高，比LiBr/H2O 系統(tǒng)的COP 高2.85%；循環(huán)倍率f為4.78，相對于其他四組熱泵系統(tǒng)最小，比LiBr/H2O 系統(tǒng)的f低5.91%。其發(fā)生器和吸收器中制冷劑的質(zhì)量分數(shù)ω1分別為46.5%和32.3%，略低于LiBr/H2O熱泵系統(tǒng)和NaSCN/NH3熱泵系統(tǒng)，但要高于[mmim]DMP/CH3OH熱泵系統(tǒng)和[mmim]DMP/H2O熱泵系統(tǒng)。綜上所述，以[Li(TX-7)]SCN/H2O 為工質(zhì)對的AHT 系統(tǒng)具有良好的熱力學性能，[Li(TX-7)]SCN/H2O 工質(zhì)對適合應用于熱泵工況。

表5 ［Li（TX-7）］SCN/H2O與其他工質(zhì)對的第二類熱泵系統(tǒng)的性能比較Table 5 The performance comparison of AHT systems using［Li（TX-7）］SCN/H2O and other working fluids

圖9 顯示了在冷凝溫度tC=30℃的工況下，當蒸發(fā)溫度tE和發(fā)生溫度tG均為80、85、90℃時，吸收溫度tA對[Li(TX-7)]SCN/H2O、LiBr/H2O、[mmim]DMP/H2O 的AHT 系統(tǒng)熱力學性能的影響。在圖9(a)中，隨著吸收溫度tA的升高，系統(tǒng)的COP 均呈現(xiàn)下降的趨勢，且下降速率逐漸變大。當蒸發(fā)溫度tE和發(fā)生溫度tG一定時，[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)的COP高于LiBr/H2O 和[mmim]DMP/H2O 系統(tǒng)；在高溫階段，LiBr/H2O 熱泵系統(tǒng)的COP 迅速下降，甚至出現(xiàn)COP 低于[mmim]DMP/H2O 系統(tǒng)的情況，而[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)COP 的下降趨勢比較緩慢。圖9(b)顯示了發(fā)生溫度tE對系統(tǒng)循環(huán)倍率f的影響。系統(tǒng)的循環(huán)倍率f隨發(fā)生溫度tE的升高而變大。當tE與tG不變時，[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)的循環(huán)倍率f低于LiBr/H2O和[mmim]DMP/H2O系統(tǒng)。

圖9 tA對[Li(TX-7)]SCN/H2O、LiBr/H2O、[mmim]DMP/H2O第二類熱泵系統(tǒng)熱力學性能的影響Fig.9 Effects of tA on the thermodynamic performances of[Li(TX-7)]SCN/H2O,LiBr/H2O,[mmim]DMP/H2O absorption heat transformer system

圖10 顯示了在吸收溫度tA=110℃的工況下，當冷凝溫度tC分別為30、35和40℃時，蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG對[Li(TX-7)]SCN/H2O、LiBr/H2O、[mmim]DMP/H2O 的AHT 系統(tǒng)熱力學性能的影響。圖10(a)表示的是蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG對熱泵系統(tǒng)COP的影響。隨著蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG的升高，熱泵系統(tǒng)的COP 先迅速增大后趨于穩(wěn)定。當蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG較低時，[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)的COP 高于LiBr/H2O 系統(tǒng)。圖10(b)表示的是蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG對熱泵系統(tǒng)循環(huán)倍率f的影響。隨著蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG的升高，系統(tǒng)的循環(huán)倍率f呈下降趨勢。

圖10 tE和tG對[Li(TX-7)]SCN/H2O、LiBr/H2O、[mmim]DMP/H2O第二類熱泵系統(tǒng)熱力學性能的影響Fig.10 Effects of tE and tGon the thermodynamic performances of[Li(TX-7)]SCN/H2O,LiBr/H2O,[mmim]DMP/H2O absorption heat transformer system

圖11顯示了當冷凝溫度tC=30、35、40℃時，蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG對[Li(TX-7)]SCN/H2O、LiBr/H2O、[mmim]DMP/H2O 第二類熱泵系統(tǒng)總溫升（GTL）的影響。GTL 表示的是離開發(fā)生器與吸收器的[Li(TX-7)]SCN/H2O二元溶液中H2O的濃度相等時蒸發(fā)器與吸收器之間的溫度差。GTL可以描述吸收式熱泵系統(tǒng)的溫升極限。系統(tǒng)的GTL 隨著蒸發(fā)溫度tE與發(fā)生溫度tG的升高而增大，隨著冷凝溫度tC的升高而減小。由圖可見，冷凝溫度相同時，三組系統(tǒng)GTL 的大小順序為：[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)>[mmim]DMP/H2O 系統(tǒng)>LiBr/H2O 系統(tǒng)。相同的環(huán)境溫度和熱源溫度條件下，[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)的GTL 比LiBr/H2O 系統(tǒng)高6 K 以上。在相同的溫度條件下，GTL 的大小取決于工質(zhì)對的氣液平衡特性。盡管LiBr/H2O 系統(tǒng)中ω1,A、ω1,G均高于[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)，但[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)的放氣范圍仍高于LiBr/H2O 系統(tǒng)。因此，[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)的GTL優(yōu)于LiBr/H2O系統(tǒng)。

圖11 tE和tG對[Li(TX-7)]SCN/H2O、LiBr/H2O、[mmim]DMP/H2O第二類熱泵系統(tǒng)GTL的影響Fig.11 Effects of tE and tG on the GTL of[Li(TX-7)]SCN/H2O,LiBr/H2O and[mmim]DMP/H2O absorption heat transformer system

4 結(jié) 論

本文對以[Li(TX-7)]SCN/H2O 為工質(zhì)對的AHT的循環(huán)特性進行研究，并將其與LiBr/H2O 系統(tǒng)和[mmim]DMP/H2O 系統(tǒng)等不同工質(zhì)對的熱泵進行了比較，得出以下結(jié)論。

(1) [Li(TX-7)]SCN/H2O 溶液的飽和蒸氣壓遠低于[mmim]DMP/H2O 和[mmim]Cl/H2O 溶液；但明顯高于LiBr/H2O溶液。

(2) 在tG=80℃、tC=30℃、tE=80℃、tA=110℃條件下，[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)的循環(huán)倍率f為4.78，相比于其他四組熱泵系統(tǒng)最小，比LiBr/H2O 系統(tǒng)的f低5.91%；[Li(TX-7)]SCN/H2O 熱泵系統(tǒng)的COP為0.469，相比于其他四組熱泵系統(tǒng)最高，比LiBr/H2O系統(tǒng)的COP高2.85%。

(3) GTL 的大小順序為：[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)>[mmim]DMP/H2O 系統(tǒng)>LiBr/H2O 系統(tǒng)。相同的tC、tE、tG條件下，[Li(TX-7)]SCN/H2O 系統(tǒng)的GTL 比LiBr/H2O系統(tǒng)高6 K以上。

符 號 說 明

ARD——平均相對偏差

a1,b1,c1——NRTL模型相互作用參數(shù)

a2,b2,c2——NRTL模型相互作用參數(shù)

COP——熱泵工況性能系數(shù)

cp——比熱容，kJ/(kg·K)

f——熱泵工況循環(huán)倍率

G12,G21——NRTL模型中間函數(shù)

GTL——系統(tǒng)總溫升，K

gii,gij——組分對ii和ij的相互作用能

h——比焓，kJ/kg

m——質(zhì)量流量，kg/s

p——壓力，kPa

pcal——壓力的擬合值，kPa

pexp——壓力的實驗值，kPa

q——熱流量，kW

R——氣體摩爾常數(shù)，J/(mol·K)

T——熱力學溫度，K

t——溫度，℃

u——不確定度

x1,x2——分別為H2O、[Li(TX-7)]SCN的摩爾分數(shù)

α——模型的非隨機模型參數(shù)

γ——活度系數(shù)

τij——NRTL模型中間函數(shù)

ω——質(zhì)量分數(shù)，%

下角標

A——吸收器

C——冷凝器

E——蒸發(fā)器

G——發(fā)生器