鮑帥陽(yáng),杜凱,儲(chǔ)云霄,武云龍,鄂文汲

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

高/低壓區(qū)氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)性能分析

鮑帥陽(yáng)*,杜凱,儲(chǔ)云霄,武云龍,鄂文汲

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

針對(duì)氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)的方式不同,結(jié)合Schulz氨水溶液狀態(tài)方程,分別對(duì)壓縮機(jī)處于系統(tǒng)高壓區(qū)和低壓區(qū)兩種不同的組合方式進(jìn)行了理論分析計(jì)算。分析了蒸發(fā)溫度、熱源溫度、冷卻水溫度和中間壓力對(duì)兩種組合方式下壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量和熱源耗熱量的影響,并與單級(jí)氨水吸收制冷循環(huán)的性能系數(shù)做了比較。結(jié)果表明,壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量對(duì)循環(huán)性能的影響要低于熱源耗熱量的影響;壓縮機(jī)處于系統(tǒng)高壓區(qū)時(shí)循環(huán)的一次用能量要明顯高于壓縮機(jī)處于系統(tǒng)的低壓區(qū);在中間壓力給定時(shí),存在一個(gè)最佳熱源溫度,使得氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)的性能系數(shù)取得最大值;隨任一溫度參數(shù)變化時(shí),壓縮機(jī)處于高壓區(qū)時(shí)的性能系數(shù)總會(huì)出現(xiàn)低于單級(jí)氨水吸收循環(huán)性能系數(shù)的臨界點(diǎn);而壓縮機(jī)處于系統(tǒng)低壓區(qū)時(shí)循環(huán)的性能系數(shù)要高于高壓區(qū)循環(huán)和單級(jí)氨水吸收循環(huán)。

氨水吸收式;壓縮式制冷;復(fù)合制冷循環(huán);性能系數(shù)

0 引言

氨水吸收式制冷循環(huán)是一種以熱能為補(bǔ)償過(guò)程的循環(huán),具有可綜合利用低品位熱能、耗電量少、能源適應(yīng)性強(qiáng)和制冷工質(zhì)對(duì)環(huán)境無(wú)影響等優(yōu)點(diǎn)[1]。近年來(lái),出于保護(hù)環(huán)境和節(jié)約能源的需要,氨水吸收式制冷機(jī)重新引起了人們的關(guān)注。然而,氨水吸收式制冷系統(tǒng)的性能系數(shù)較低和體積龐大等缺點(diǎn)制約其應(yīng)用發(fā)展。因此,關(guān)于如何提高其性能系數(shù)方面,國(guó)內(nèi)外學(xué)者做了大量的研究[2-5]。

氨水吸收式制冷循環(huán)所能獲取的低溫與流程的選擇、熱源溫度以及冷卻水溫度有著密切的關(guān)系。在熱源溫度和冷卻水溫度一定時(shí),單級(jí)氨水吸收式制冷循環(huán)所能達(dá)到的最低蒸發(fā)溫度是有限的。隨蒸發(fā)溫度的降低,系統(tǒng)溶液的放氣范圍變小,機(jī)組的性能將急劇惡化,當(dāng)系統(tǒng)溶液的放氣范圍小于0時(shí),理論上吸收式制冷循環(huán)就無(wú)法實(shí)現(xiàn),此時(shí)必須提高熱源溫度。為了能有效地利用工業(yè)余熱、太陽(yáng)能和地?zé)崮艿鹊推肺粺崮?來(lái)獲得較低的蒸發(fā)溫度,吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)不失為一種有效的選擇。鮑鶴齡等[6]提出了在氨水吸收式制冷循環(huán)的高壓區(qū)(發(fā)生器和冷凝器之間)添加壓縮機(jī)的循環(huán)流程,通過(guò)理論分析和實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn),該系統(tǒng)兼有吸收式循環(huán)和壓縮式循環(huán)的優(yōu)點(diǎn),比較適用于所需制冷溫度低而又有低品位余熱的場(chǎng)合,熱耗量和電耗量都可以降到較低的程度。杜塏等[7]通過(guò)在低壓區(qū)(蒸發(fā)器和吸收器之間)增加羅茨鼓風(fēng)機(jī),與單級(jí)氨水吸收式制冷相比,在相同的工況下,增壓氨水吸收式制冷循環(huán)的熱力系數(shù)和制冷量均明顯增大、所能制取的制冷溫度亦有所降低。趙宗昌等[8]在低壓區(qū)加入壓縮機(jī)并與單級(jí)氨水吸收制冷相比,在同樣的蒸發(fā)溫度下,氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)可以顯著降低熱源溫度。蔡星辰等[9]在雙效氨水吸收制冷循環(huán)的低壓區(qū)添加壓縮機(jī)后研究發(fā)現(xiàn),增壓雙效可降低驅(qū)動(dòng)熱源溫度,與單級(jí)循環(huán)相比,在蒸發(fā)溫度為-20 ℃時(shí),熱力系數(shù)提高了 20%。RAMESHKUMAR A等[10]在 GAX(generator absorber heat exchange)循環(huán)的低壓區(qū)增加壓縮機(jī)后提出了一種增壓的 GAXAC(generator-absorberexchange absorption compression)循環(huán),該研究表明,在最佳運(yùn)行工況下,與GAX循環(huán)相比,此循環(huán)的熱力系數(shù)可提高30%。

雖然己有研究[1-10]表明,增壓吸收可以顯著的增大系統(tǒng)溶液的放氣范圍、減少循環(huán)倍率、提高氨水吸收式制冷循環(huán)的性能系數(shù)。但基于吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)本身,在高壓區(qū)增壓與在低壓區(qū)增壓兩種循環(huán)相比,哪種循環(huán)具有更好的熱力學(xué)性能,目前還尚未有相關(guān)的報(bào)道。由于復(fù)合方式的不同,使得兩種循環(huán)的參數(shù)發(fā)生相應(yīng)的變化,為了能了解兩種循環(huán)的熱力學(xué)性能,本文借助于理論計(jì)算,分別對(duì)壓縮機(jī)處于系統(tǒng)高壓區(qū)和低壓區(qū)兩種不同的復(fù)合方式進(jìn)行了理論計(jì)算分析。

1 氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)的構(gòu)成及特點(diǎn)

吸收/壓縮式流程是一種在單級(jí)氨水吸收式制冷機(jī)中增裝壓縮機(jī)或升壓器等增壓裝置的系統(tǒng),實(shí)質(zhì)上是一種雙級(jí)流程,其中一級(jí)為吸收式,另一級(jí)為壓縮式,簡(jiǎn)稱吸收/壓縮流程。根據(jù)氨壓縮機(jī)所處的位置不同,可分為低壓壓縮高壓吸收流程(簡(jiǎn)稱低壓壓縮流程)和高壓壓縮低壓吸收流程(簡(jiǎn)稱高壓壓縮流程)[11]。

如圖1所示,在低壓壓縮流程中,由于壓縮機(jī)的增壓作用,提高了吸收器的吸收壓力。在冷卻水溫度不變的情況下,吸收終了的溶液濃度有所增加,溶液循環(huán)的放氣范圍增大,使得吸收制冷循環(huán)的熱耗量有所降低。另外,由于壓縮機(jī)處于低壓區(qū),壓縮機(jī)進(jìn)口氣體的比容較大,所以壓縮機(jī)的體積相應(yīng)增大,且隨著制冷溫度的降低,壓比增大,耗功增加。在高壓壓縮流程中,由于壓縮機(jī)的作用,降低了發(fā)生器的發(fā)生壓力。在熱源溫度不變的情況下,發(fā)生終了的溶液濃度有所降低,溶液循環(huán)的放氣范圍增大,使得吸收制冷循環(huán)熱耗量有所降低。另外,由于壓縮機(jī)設(shè)置在高壓區(qū),壓縮機(jī)進(jìn)口氣體的比容較小,因此壓縮機(jī)的體積相應(yīng)小些,同時(shí),當(dāng)蒸發(fā)溫度的下降,不會(huì)直接影響壓縮機(jī)功耗。從以上特點(diǎn)構(gòu)成來(lái)看,兩種復(fù)合方式均具有其共性,即:由于壓縮復(fù)合的作用,使吸收循環(huán)溶液的放氣范圍增大,從而改善了吸收循環(huán)的性能。考慮到氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)同時(shí)消耗電能和熱能,哪個(gè)流程具有更好的熱力學(xué)性能,是本文理論分析與對(duì)比研究的關(guān)鍵所在。

圖1 氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)流程圖

2 高、低壓壓縮流程的熱力過(guò)程計(jì)算

氨水吸收/壓縮復(fù)合工藝熱力過(guò)程計(jì)算采用了CHUATZ S C G[12]提出的氨水溶液狀態(tài)方程以及質(zhì)量守恒和能量守恒方程。為了簡(jiǎn)化計(jì)算,假設(shè):

1) 高、低壓壓縮流程都處于熱平衡和穩(wěn)定流動(dòng)狀態(tài);

2) 離開(kāi)發(fā)生器和吸收器的溶液為飽和溶液,離開(kāi)冷凝器和蒸發(fā)器的工質(zhì)處于飽和狀態(tài);

3) 忽略管路和設(shè)備內(nèi)流體的壓降;

4) 各換熱設(shè)備的傳熱溫差取5 ℃;

5) 溶液熱交換器的換熱效率取0.95;

6) 精餾效率λ取0.8,出發(fā)生器氨氣狀態(tài)5為純氨;

7) 壓縮機(jī)壓縮過(guò)程效率取0.7;

8) 熱電轉(zhuǎn)換效率η=0.35[13]。

為了方便計(jì)算,取精餾塔每產(chǎn)生1 kg/s的制冷劑蒸氣作為計(jì)算基準(zhǔn),通過(guò)建立系統(tǒng)各個(gè)設(shè)備的物料平衡、能量平衡和相平衡方程,可以獲得圖1所示各個(gè)狀態(tài)點(diǎn)溫度、壓力和烙值,在此基礎(chǔ)上得到各設(shè)備的單位熱負(fù)荷和壓縮機(jī)單位耗功,計(jì)算如下所示。

1)蒸發(fā)器單位熱負(fù)荷:

式中:

qE——蒸發(fā)器單位熱負(fù)荷,W;

h8a——狀態(tài)點(diǎn)8a的烙值,kJ/kg;

h6——狀態(tài)點(diǎn)6的烙值,kJ/kg。

2)回流冷凝器單位熱負(fù)荷:

式中:

qRC——回流冷凝器單位熱負(fù)荷,W;

h1′——狀態(tài)點(diǎn)1的液相烙值,kJ/kg;

h1″——狀態(tài)點(diǎn)1的汽相烙值,kJ/kg;

h5″——狀態(tài)點(diǎn)5的汽相烙值,kJ/kg;

R——實(shí)際回流比。

3)發(fā)生器單位熱負(fù)荷:

式中:

qG——發(fā)生器單位熱負(fù)荷,W;

h2′——狀態(tài)點(diǎn)2的液相烙值,kJ/kg;

h1a′ ——狀態(tài)點(diǎn)1a的液相烙值,kJ/kg;

f ——循環(huán)倍率。

4)壓縮機(jī)單位耗功:

式中:

w——壓縮機(jī)單位耗功,W;

Pin——壓縮機(jī)進(jìn)口壓力,Pa;

Pout——壓縮機(jī)出口壓力,Pa;

vin——壓縮機(jī)進(jìn)口氣體比體積m3/kg,Pa;

k ——壓縮指數(shù)。

為了更合理的評(píng)價(jià)壓縮機(jī)耗功,引入熱電轉(zhuǎn)換效率,從一次用能消耗角度,將壓縮機(jī)單位耗功轉(zhuǎn)換為單位當(dāng)量熱耗量:

式中:

qCW——壓縮機(jī)單位當(dāng)量熱耗量,W;

η ——熱電轉(zhuǎn)換效率。

因此氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)單位一次用能總量為:

式中:

qTo——單位一次用能總量,w。

在求得各設(shè)備的單位熱負(fù)荷之后,氨水吸收/壓縮式復(fù)合制冷循環(huán)的性能系數(shù)可定義如下:

式中:

COP——氨水吸收/壓縮式復(fù)合制冷循環(huán)的性能系數(shù)。

3 結(jié)果與討論

3.1 變工況條件下兩種流程的一次用能計(jì)算分析

在忽略管路和設(shè)備內(nèi)流體的壓降后,氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)中僅存在三個(gè)壓力等級(jí),即冷凝壓力Pc、中間壓力Pm和蒸發(fā)壓力Pe。冷凝壓力Pc和蒸發(fā)壓力Pe是由運(yùn)行工況條件決定的,而中間壓力 Pm則與雙級(jí)壓縮制冷系統(tǒng)一樣,是運(yùn)行中可控制調(diào)整的運(yùn)行參數(shù)。為了后續(xù)分析方便起見(jiàn),中間壓力Pm參考雙級(jí)壓縮制冷系統(tǒng)的方法來(lái)確定,即高壓級(jí)壓比等于低壓級(jí)壓比:

式中:

β ——壓比。

因此,本文中間壓力的確定按如下公式:

在低壓壓縮流程中,Pm是壓縮機(jī)出口壓力,即吸收壓力,在高壓壓縮流程中,Pm是壓縮機(jī)進(jìn)口壓力,即發(fā)生壓力。高、低壓壓縮流程與單級(jí)氨水吸收式制冷循環(huán)相比,溶液的放氣范圍增大,循環(huán)倍率降低,加熱量減小;但同時(shí)由于系統(tǒng)增設(shè)了壓縮機(jī),系統(tǒng)的耗功亦有所增加,而且隨著中間壓力的變化,高、低壓壓縮流程中的壓縮機(jī)耗功是不同的,同時(shí)吸收循環(huán)耗熱量也是不同的。因此,在評(píng)價(jià)吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)性能時(shí),為了能將壓縮機(jī)耗功與吸收循環(huán)所耗熱能從能量品味上統(tǒng)一起來(lái),本文將壓縮機(jī)耗電折算成當(dāng)量熱耗量,從系統(tǒng)一次用能消耗角度對(duì)其進(jìn)行了性能分析。

3.1.1 蒸發(fā)溫度對(duì)一次用能的影響

圖2表示在Th=140 ℃,Tw=32 ℃時(shí),兩種流程壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量、熱源耗熱量和一次用能量隨蒸發(fā)溫度的變化情況。從圖中可以看出,隨著蒸發(fā)溫度的降低,兩流程中壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量,吸收循環(huán)熱源耗熱量都不斷增大。因此,導(dǎo)致兩流程中一次用能總量隨著蒸發(fā)溫度的降低而增大。此外,高壓壓縮流程中僅吸收循環(huán)熱源耗熱量比低壓流程中一次用能總量還要大。這是由于在相同的運(yùn)行工況下,兩流程具有相同的壓比,因此兩流程壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量相差很小;而在吸收循環(huán)中,如圖3所示,高壓壓縮流程的循環(huán)倍率和精餾熱負(fù)荷要始終高于低壓壓縮流程。因此,由式(3)計(jì)算可得,低壓壓縮流程吸收循環(huán)熱源耗熱量明顯低于高壓壓縮流程。在蒸發(fā)溫度為-20 ℃時(shí),高壓流程中僅吸收循環(huán)熱源耗熱量就達(dá)到 2,182.33 kJ/kg,而低壓壓縮流程一次用能總量才為2,155.81 kJ/kg,因此如圖2所示,高壓壓縮流程一次用能量要高于低壓壓縮流程。

3.1.2 熱源溫度對(duì)一次用能的影響

在Te=-20 ℃,Tw=32 ℃時(shí),由式(9)計(jì)算所得的中間壓力Pm=0.52 MPa。圖4表示在上述設(shè)計(jì)工況下,熱源溫度變化對(duì)兩種流程的壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量、熱源耗熱量和一次用能量的影響。從圖中可以看出,當(dāng)中間壓力不變時(shí),熱源溫度的變化對(duì)壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量幾乎沒(méi)有影響,這是因?yàn)闊嵩礈囟鹊淖兓粫?huì)影響到吸收循環(huán)中發(fā)生終了溶液的濃度,對(duì)壓縮機(jī)進(jìn)出口參數(shù)幾乎沒(méi)有影響。當(dāng)熱源溫度低于110 ℃時(shí),隨著熱源溫度的降低,兩種流程中吸收循環(huán)的耗熱量將逐漸增加,且當(dāng)熱源溫度低于某一值時(shí),耗熱量將急劇增大。若再降低熱源溫度,兩流程種吸收循環(huán)溶液的放氣范圍將減小至0,此時(shí)理論上氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)己無(wú)法正常工作。故在圖示工況下,低壓壓縮流程的最低驅(qū)動(dòng)熱源溫度不能低于90 ℃,而高壓壓縮流程不能低于95 ℃。當(dāng)熱源溫度高于 110 ℃后,隨著熱源溫度的升高,兩種流程吸收循環(huán)熱源耗熱量基本保持不變,并略有增大的趨勢(shì)。這是由于隨著熱源溫度的提高,從溶液中發(fā)生出來(lái)的氣體中水蒸氣的含量增加,導(dǎo)致精餾負(fù)荷緩慢增加。因此,在給定工況下,存在一個(gè)最佳熱源溫度,使得兩流程的一次用能最少。

圖2 q隨蒸發(fā)溫度Te的變化 (Th=140 ℃,Tw=32 ℃)

圖3 qRC和f隨蒸發(fā)溫度Te的變化 (Th=140 ℃,Tw=32 ℃)

圖4 q隨熱源溫度Th的變化(Te=-20 ℃,Tw=32 ℃,Pm=0.52 MPa)

3.1.3 冷卻水溫度對(duì)一次用能的影響

圖5表示在Th=140 ℃,Te=-20 ℃時(shí),冷卻水溫度變化對(duì)兩種流程壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量、熱源耗熱量和一次用能的影響。從圖中可以看出,兩流程中一次用能總量隨著冷卻水溫度的升高而增大,且高壓壓縮流程的一次用能總量始終高于低壓壓縮流程。這是由于冷卻水溫度的升高會(huì)直接引起冷凝壓力增大和吸收循環(huán)中吸收終了溶液濃度的降低。由式(8)和(9)可知,當(dāng)蒸發(fā)溫度一定時(shí),冷凝壓力的增大會(huì)引起系統(tǒng)壓比的升高和中間壓力的增大,因此兩流程中吸收循環(huán)發(fā)生終了溶液濃度隨冷卻水溫度的升高而間接增大。結(jié)果使得兩流程中溶液的放氣范圍減小,循環(huán)倍率不斷增加,熱源耗熱量增大;而系統(tǒng)壓比的增大,使得兩流程中壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量有所增加。此外,當(dāng)冷卻水溫度為 32 ℃時(shí),低壓壓縮流程熱源耗熱量是壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量的 3.9倍左右;而在高壓壓縮流程,熱源耗熱量是壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量的4.9倍左右。因此,吸收循環(huán)熱源耗熱量對(duì)系統(tǒng)性能的影響要大于壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量的影響。

圖5 q隨冷卻水溫度Tw的變化 (Th=140 ℃,Te=-20 ℃)

3.2 變工況條件下兩種流程與單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)比較

與單級(jí)氨水吸收流程相比,吸收/壓縮流程可以顯著增大系統(tǒng)溶液的放氣范圍、減少循環(huán)倍率、提高氨水吸收式制冷循環(huán)的性能系數(shù)。但在相同的設(shè)計(jì)工況下,高低壓壓縮流程能否都取得高于單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù),高低壓壓縮流程和單級(jí)吸收流程分別更適合于哪種設(shè)計(jì)工況,本文對(duì)此做了研究。

3.2.1 蒸發(fā)溫度對(duì)性能系數(shù)的影響

圖6表示在Th=140 ℃,Tw=32 ℃時(shí),單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)與中間壓力按式(9)計(jì)算時(shí)高低壓壓縮流程的性能系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的變化規(guī)律。如圖8可以看出,三種流程的性能系數(shù)隨著蒸發(fā)溫度的升高而不斷增大,低壓壓縮流程的性能系數(shù)始終高于高壓壓縮流程和單級(jí)氨水吸收流程。在相同的設(shè)計(jì)工況下,當(dāng)蒸發(fā)溫度低于-25 ℃時(shí),單級(jí)氨水吸收流程己經(jīng)無(wú)法實(shí)現(xiàn),而高低壓壓縮流程仍可以正常工作,且能保持較高的性能系數(shù)。當(dāng)蒸發(fā)溫度大于-15 ℃時(shí),高壓壓縮流程的性能系數(shù)己經(jīng)明顯低于單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)。這是因?yàn)榕c單級(jí)氨水吸收流程相比,壓縮機(jī)的加入使得高壓壓縮流程吸收循環(huán)熱源耗熱量減小的量小于壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量。因此與單級(jí)氨水吸收流程相比,高壓壓縮流程的優(yōu)勢(shì)只有在蒸發(fā)溫度較低的時(shí)候才能發(fā)揮出來(lái)。

圖6 COP隨蒸發(fā)溫度Te的變化 (Th=140 ℃,Tw=32 ℃)

3.2.2 熱源溫度對(duì)性能系數(shù)的影響

圖7表示在Te=-20 ℃,Tw=32 ℃時(shí),單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)與高低壓壓縮流程的中間壓力Pm=0.52 MPa時(shí)的性能系數(shù)隨熱源溫度的變化規(guī)律。如 4.1.2節(jié)討論的那樣,高低壓壓縮流程的性能系數(shù)隨著熱源溫度的升高,均呈現(xiàn)出先增大到某一值后又開(kāi)始緩慢減小。因此,存在一個(gè)最佳熱源溫度使得吸收/壓縮流程的性能系數(shù)取得最大值。此外,從圖中還可以看出,當(dāng)熱源溫度低于135 ℃時(shí),單級(jí)氨水吸收流程己無(wú)法實(shí)現(xiàn),而吸收/壓縮流程仍可保持較高的性能系數(shù);當(dāng)熱源溫度高于150 ℃,高壓壓縮流程的性能系數(shù)己明顯低于單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)。因此,與單級(jí)氨水吸收流程相比,氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)能顯著降低驅(qū)動(dòng)熱源的溫度。

圖7 COP隨熱源溫度Th的變化(Te=-20 ℃,Tw=32 ℃,Pm=0.52 MPa)

3.2.3 冷卻水溫度對(duì)性能系數(shù)的影響

圖8表示在Th=140 ℃,Te=-20 ℃時(shí),單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)與中間壓力按式(9)計(jì)算時(shí)高低壓壓縮流程的性能系數(shù)隨冷卻水溫度的變化規(guī)律。從圖中可以看出,在給定工況下,隨著冷卻水溫度的升高,高低壓壓縮流程和單級(jí)氨水吸收流程的性能系數(shù)都不斷減小;單級(jí)氨水吸收流程性能系數(shù)的下降速率要快于吸收/壓縮流程。這是由于在相同的設(shè)計(jì)工況下,隨著冷卻水溫度的升高,冷凝壓力不斷增大,致使單級(jí)流程放氣范圍迅速減小,耗熱量急劇增加;冷卻水溫度超過(guò) 32 ℃時(shí),單級(jí)氨水吸收流程己經(jīng)無(wú)法實(shí)現(xiàn)。當(dāng)冷卻水溫度低于27 ℃后,高壓壓縮流程的熱力系數(shù)己經(jīng)明顯低于單級(jí)氨水吸收流程,而低壓壓縮流程仍保持較高的熱力系數(shù)。因此,吸收/壓縮流程可適用于冷卻水溫稍高的場(chǎng)合,且低壓壓縮流程的熱力學(xué)性能始終要優(yōu)于高壓壓縮流程。

圖8 COP隨冷卻水溫度Tw的變化 (Th=140 ℃,Te=-20 ℃)

4 結(jié)論

通過(guò)以上分析和比較,得出以下四點(diǎn)結(jié)論。

1) 在給定工況下,氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)中壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量對(duì)循環(huán)熱力性能的影響要比熱源耗熱量對(duì)循環(huán)的影響小;高、低壓壓縮流程中壓縮機(jī)當(dāng)量熱耗量?jī)烧呦嗖畈淮?而高壓壓縮流程一次用能量要高于低壓壓縮流程的一次用能量。

2) 在給定中間壓力時(shí),氨水吸收/壓縮復(fù)合制冷循環(huán)的性能系數(shù),隨著蒸發(fā)溫度的升高而增大,隨著冷卻水溫度的升高而減小,而熱源溫度對(duì)性能系數(shù)的影響存在一個(gè)最佳值,當(dāng)熱源溫度高于此值時(shí),性能系數(shù)略有下降的趨勢(shì)。

3) 在相同的設(shè)計(jì)工況下,低壓壓縮流程的性能系數(shù)要高于高壓壓縮流程和單級(jí)氨水吸收流程;而對(duì)于高壓流程而言,總存在一個(gè)臨界狀態(tài)點(diǎn),當(dāng)蒸發(fā)溫度和熱源溫度低于其相應(yīng)的臨界點(diǎn),冷卻水溫度高于相應(yīng)的臨界點(diǎn)時(shí),高壓壓縮流程才能體現(xiàn)出比單級(jí)氨水吸收流程更好的熱力學(xué)性能。

4) 與高壓壓縮流程和單級(jí)氨水吸收流程相比,低壓壓縮流程更適用于所需制冷溫度較低、冷卻水溫度稍高且有大量低品位余熱的場(chǎng)合,拓寬了氨水吸收式制冷的應(yīng)用范圍。

[1] 徐士鳴. 吸收式制冷循環(huán)及制冷工質(zhì)研究進(jìn)展(I): 高性能系數(shù)吸收式制冷(熱泵)循環(huán)[J]. 流體機(jī)械, 1999, 27(2): 57-58.

[2] HONG D L, TANG L M, HE Y J, et al. A novel absorption refrigeration cycle[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30(14/15): 2045-2050.

[3] Ramesh K A, Udaya K M. Simulation studies on GAX absorption compression cooler[J]. Energy Conversion and Management, 2007, 48(9): 2604-2610.

[4] JAWAHAR C P, SARAVANA R. Generator absorber heat exchange based absorption cycle: a review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2010, 14(8): 2372-2382.

[5] DEMIRKAYA G, PADILLA R V, GOSWAMI D Y, et al. Analysis of a combined power and cooling cycle for lowgrade heat sources[J]. International Journal of Energy Research, 2011, 35(13): 1145-1157.

[6] 鮑鶴齡, 楊思文. 氨水吸收壓縮制冷系統(tǒng)的研究[J].流體工程, 1987, 15(6): 57-61.

[7] 杜塏, 董俊賢. 增壓吸收的氨水吸收式制冷系統(tǒng)的研究[J]. 流體機(jī)械, 2000, 28(8): 54-55.

[8] 趙宗昌, 張曉冬. 低溫余熱驅(qū)動(dòng)的氨吸收/壓縮聯(lián)合制冷循環(huán)的熱力性能分析[J]. 化工進(jìn)展, 2009, 28(S1): 459-462.

[9] 蔡星辰, 杜塏, 李彥軍. 增壓雙效氨水吸收制冷循環(huán)性能分析[J]. 化工學(xué)報(bào), 2012, 63(S2): 170-175.

[10] RAMESHKUMAR A, UDAYAKUMAR M, SARAVA NAN R. Heat transfer studies on a GAXAC (generatorabsorber-exchange absorption compression) cooler[J]. Applied Energy, 2009, 86(10): 2056-2064.

[11] 楊思文. 氨水吸收式制冷機(jī)的基礎(chǔ)理論和設(shè)計(jì)之七:性能與流程[J]. 流體工程, 1990, 18(3): 56-63.

[12] SCHUATZ S C G. Equations of state for the system ammonia-water for use with computers[J]. Progress in Refrigeration Science and Technology, 1973(12): 431-436.

[13] 王延覺(jué), 歐汝浩, 陳煥新, 等. 溴化鋰絕熱、增壓雙效吸收式制冷循環(huán)[J]. 流體機(jī)械, 2007, 35(5): 75-78.

Performance Analysis of Ammonia-water Absorption/Compression Combined Refrigeration Cycle with Compressor Set on High/Low Pressure Areas

BAO Shuai-yang*, DU Kai, CHU Yun-xiao, WU Yun-long, E Wen-ji
(School of energy and environment, Southeast University, Nanjing, Jiangsu 210096, China)

In view of the different ways in the ammonia-water absorption/compression combined refrigeration (AWA/CCR) cycle, combining the Schulz state equation of the ammonia-water solution, the theoretical analysis and calculations on two combination ways, by adding the compressor in the high-pressure area and in the low-pressure area, are conducted, respectively. The effects of several factors, including the evaporation temperature Te, heat-source temperature Th, the cooling water temperature Twand intermediate pressure, on the equivalent heat consumption in compression qCWand heat consumption in heat-source qG, are analyzed under the two combined configurations , and compared with the the single-stage ammonia-water absorption cycle on coefficient of performance (COP).The results show that the effect of the equivalent heat consumption in compression on COP is less than that of the heat consumption in heat-source. Besides, the compressor set in the high-pressure area uses more energy than that in the low-pressure area. Under the given intermediate pressure, there is an optimum heat-source temperature corresponding to the maximum COP of the AWA/CCR cycle. With any temperature parameter changes, it always exits a critical point in which the COP of the combined refrigeration cycle with the compressor set in high-pressure area lower than that of the single-stage ammonia-water absorption cycle. Moreover, the compressor in the low-pressure area is superior to that in the high-pressure area and that in the single-stage ammonia-water absorption cycle with respect to the COP.

Ammonia-water absorption; Compression refrigeration; Combined refrigeration cycle; COP

10.3969/j.issn.2095-4468.2014.03.205

*鮑帥陽(yáng)(1990-),男,助理工程師,碩士。研究方向:氨水吸收式制冷機(jī)、納米流體等。聯(lián)系地址:江蘇省南京市四牌樓2號(hào)東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院動(dòng)力樓405室,郵編:210096。聯(lián)系電話:15150566770。E-mail:bao1990yang@163.com。

國(guó)家自然科學(xué)基金(51176029)

本論文選自2013中國(guó)制冷學(xué)會(huì)學(xué)術(shù)年會(huì)論文。