許健勇，杜塏，江巍雪，馬昕宇

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

0 引言

當(dāng)代的能源危機(jī)和環(huán)境污染促進(jìn)了對清潔能源的開發(fā)和低品位能源的再利用。太陽能作為一種天然能源，具有長遠(yuǎn)的研究和應(yīng)用價值[1-5]。吸收式制冷具有直接利用太陽能或廢氣廢熱等低品位熱源就能驅(qū)動、對環(huán)境友好等優(yōu)點。研究如何高效利用工業(yè)余熱、太陽能，對加快CFCs工質(zhì)替代進(jìn)程、節(jié)約能源具有重要的意義[6]。氨水吸收式制冷系統(tǒng)相比溴化鋰吸收式制冷系統(tǒng)，可用于0 ℃以下的普通制冷場合，因而具有更廣泛的應(yīng)用空間。但氨水吸收式制冷系統(tǒng)的性能系數(shù)隨著驅(qū)動熱源溫度的降低而降低，甚至于無法實現(xiàn)循環(huán)，特別在常見的太陽能集熱器集熱溫度不超過100 ℃的條件下[7]，其應(yīng)用受到一定的限制。

通過分析常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)可知，在給定的制冷溫度和環(huán)境溫度下，為保證循環(huán)具有一定的性能系數(shù)，發(fā)生溫度必須要達(dá)到一定品位的要求。這是因為氨水吸收式制冷循環(huán)系統(tǒng)必須使得發(fā)生終了的氨水溶液濃度要比吸收終了的氨水濃度小于一定的數(shù)值，此差值稱之為系統(tǒng)放氣范圍。通常情況下，系統(tǒng)放氣范圍越大，系統(tǒng)的性能系數(shù)也越高。由分析可知：在一定熱源溫度下，發(fā)生終了的飽和氨水濃度主要受發(fā)生壓力即冷凝壓力（不考慮設(shè)備間的流動阻力）的影響，該濃度隨冷凝壓力的提高而增大，放氣范圍隨之減??；在給定的環(huán)境溫度條件下，發(fā)生終了的飽和氨水濃度主要受熱源溫度的影響，該濃度隨熱源溫度的降低而增濃，放氣范圍隨之減小。因此，發(fā)生終了的飽和氨水濃度是發(fā)生溫度和發(fā)生壓力二元函數(shù)。在給定的冷卻水溫度條件下，驅(qū)動熱源溫度降低，發(fā)生終了飽和氨水濃度升高，進(jìn)而使得系統(tǒng)放氣范圍減小，當(dāng)放氣范圍減小到一定值后，系統(tǒng)性能系數(shù)無法得到保證，甚至于循環(huán)無法實現(xiàn)。

為了解決上述問題，本文提出一種利用低品位熱能驅(qū)動的氨水吸收-噴射復(fù)合制冷系統(tǒng)，使發(fā)生器的壓力不直接取決于冷凝壓力，而利用低品位熱源加熱經(jīng)過泵加壓的冷凝氨液，使之汽化成高壓飽和蒸汽作為噴射器的工作蒸汽，利用噴射器引射發(fā)生器產(chǎn)生的氨蒸汽提升壓力排至冷凝器冷凝。這樣使得發(fā)生器工作壓力降低，因此發(fā)生終了的氨水濃度降低，系統(tǒng)放氣范圍得以提高，從而使得氨水吸收式制冷循環(huán)能在更低的熱源溫度下運行。本文在構(gòu)建氨水吸收-噴射復(fù)合制冷循環(huán)的基礎(chǔ)上，闡述了其工作原理，通過模擬計算，對新循環(huán)和常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)驅(qū)動熱源溫度作了對比分析。最后計算分析了新循環(huán)性能系數(shù)隨熱源溫度、制冷溫度和冷卻水溫度變化規(guī)律。

1 系統(tǒng)構(gòu)建

系統(tǒng)的循環(huán)如圖1所示，蒸發(fā)器（A）的氨蒸汽經(jīng)過冷器（B）進(jìn)入吸收器（C），從低壓發(fā)生器（E）出來的低濃度氨溶液與從吸收器出來的高濃度氨溶液在溶液熱交換器（D）中進(jìn)行熱交換，最后進(jìn)入吸收器。儲液器（K）中的氨液一路經(jīng)過溶液泵（L）升壓進(jìn)入高壓發(fā)生器（H）中，吸收低品位熱汽化得到的高壓氨蒸汽作為噴射器（I）的工作蒸汽，將精餾塔（F）塔頂出來的低壓氨蒸汽引射升壓排至冷凝器（J）中，另一路經(jīng)過冷器和節(jié)流閥進(jìn)入蒸發(fā)器（A）中。系統(tǒng)循環(huán)各狀態(tài)點在焓-濃（h-x）圖上表示如圖2(a)；近似為純氨部分（假設(shè)精餾塔出口氨蒸汽濃度為100%）的工作循環(huán)各狀態(tài)點在壓-焓（P-h）圖上的表示如圖2(b)。

圖1 設(shè)計系統(tǒng)循環(huán)圖

圖2 循環(huán)圖各狀態(tài)點

2 系統(tǒng)模擬計算與分析

2.1 模擬計算條件設(shè)定

1）常見太陽能集熱器集熱溫度不超過100 ℃[7]，模擬計算取高低壓發(fā)生器的熱源溫度≤100 ℃；

2）節(jié)流閥前氨液取過冷度8 ℃，精餾塔頂部出口氨蒸汽的溫度與冷卻水進(jìn)口溫度差為8 ℃；

3）近似認(rèn)為精餾塔出口制冷劑氨的濃度為100%，且流量設(shè)為1 kg/s，系統(tǒng)以單位制冷劑質(zhì)量計算；

4）取噴射器工作蒸汽壓力為熱源溫度下純氨飽和壓力，取噴射器出口與引射蒸汽進(jìn)口壓力比（稱為噴射器壓縮比）為2，噴射器膨脹比（工作蒸汽進(jìn)口與引射蒸汽進(jìn)口壓力比值）隨之而定；通過對噴射系數(shù)的研究[8-12]以及氨制冷劑在噴射式制冷中的應(yīng)用研究[13-17]內(nèi)容可推斷，噴射系數(shù)在壓縮比為2以及膨脹比值在范圍為5～10內(nèi)，近似按線性變換取值為0.25～0.60；

5）溶液熱交換器的換熱效率為0.95；

6）蒸發(fā)終了、吸收終了、發(fā)生終了、冷凝終了的狀態(tài)均為飽和狀態(tài)；

7）忽略系統(tǒng)各部件以及循環(huán)管路的壓降和漏熱。

2.2 模擬計算方法

根據(jù)模擬計算設(shè)定的條件，按照循環(huán)確定計算各部件熱負(fù)荷所需的狀態(tài)點參數(shù)，利用EES計算軟件模擬新循環(huán)和常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)在相同工況條件下所需熱源溫度的比較，以及熱源溫度（th）、制冷溫度（t0）、冷卻水溫度（tw）變化對新系統(tǒng)循環(huán)性能系數(shù)（Coefficient of Performance，COP）和溶液循環(huán)倍率（f）的影響。

性能系數(shù)：

式中：

q0—蒸發(fā)器制冷量，kW；

qL—低壓發(fā)生器熱負(fù)荷，kW；

qG—高壓發(fā)生器熱負(fù)荷，kW；

wL—溶液泵L的功耗，kW；

wM—溶液泵M的功耗，kW；

μ—熱電轉(zhuǎn)換效率，本文取0.35。

模擬計算程序框圖如圖3所示。

2.3 模擬計算結(jié)果和分析

2.3.1 新循環(huán)和常規(guī)循環(huán)對比分析

圖4顯示了在t0=-6 ℃、tw=25 ℃時，在同樣的放氣范圍（xf）內(nèi)，新循環(huán)（在上述噴射器設(shè)定工況條件下）和常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)所需的熱源溫度值的變化關(guān)系。隨著放氣范圍的增大，所需的熱源溫度都呈線性升高趨勢。當(dāng)放氣范圍區(qū)間從0.1增加到0.193，新循環(huán)的熱源溫度從75 ℃增加至95 ℃，而常規(guī)循環(huán)的熱源溫度則從102.7 ℃增加至124 ℃，兩者平均溫差在28 ℃。這說明新循環(huán)在滿足放氣要求情況下，可以大幅降低所必需的熱源溫度值。

圖3 模擬計算程序框圖

圖4 新循環(huán)和常規(guī)循環(huán)所需的熱源溫度值（t0=-6 ℃，tw=25 ℃）

圖5顯示了在放氣范圍xf= 0.06時，新循環(huán)和常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)在不同制冷溫度下運行所需要的最低熱源溫度。當(dāng)系統(tǒng)的放氣范圍小于一定值或者為負(fù)值時，則系統(tǒng)不能循環(huán)工作，通常將放氣范圍等于0.06作為滿足系統(tǒng)設(shè)計要求的臨界值。隨著制冷溫度升高，兩者所需要的最低熱源溫度都呈降低趨勢。因為蒸發(fā)壓力隨著制冷溫度升高而增大，在給定冷卻水溫度下，吸收終了的氨水濃度提高；在保證最低放氣范圍條件下，發(fā)生終了的氨水濃度也隨之增大，而發(fā)生壓力因冷凝壓力確定而不變，所以熱源溫度逐漸降低。當(dāng)tw=25 ℃、t0=-15 ℃時，th=79.84 ℃，可推斷出利用太陽能驅(qū)動新循環(huán)，可以達(dá)到更低的制冷溫度。所以新循環(huán)適合在低熱源溫度下工作，而且制冷區(qū)間相對比較大。

新循環(huán)相比常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)在系統(tǒng)部件方面只多了溶液泵、高壓發(fā)生器和噴射器，在沒有增加制冷循環(huán)復(fù)雜程度的前提下，大大降低了制冷循環(huán)運行所需的熱源溫度。更重要的是解決了當(dāng)熱源溫度低到一定值后，常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)無法工作的問題。

圖5 不同制冷溫度所需要的最低熱源溫度（xf = 0.06）

2.3.2 熱源溫度的影響

圖6顯示了在t0=-5 ℃時，系統(tǒng)循環(huán)性能系數(shù)COP和溶液循環(huán)倍率隨熱源溫度th的變化規(guī)律。從圖中可以看出，隨著熱源溫度的升高，COP值逐漸增大。這是因為在相同冷卻水溫度下，噴射器的排出壓力就確定了，低壓發(fā)生器壓力也就確定不變，隨著熱源溫度升高，發(fā)生終了的氨水濃度降低，進(jìn)而溶液循環(huán)倍率降低（圖中溶液循環(huán)倍率的走勢也可以反映出來），低壓發(fā)生器的熱負(fù)荷減??；同時熱源溫度的升高提高了純氨的飽和壓力，即噴射器的工作蒸汽壓增大了，噴射系數(shù)隨著膨脹比的增大而提高，完成單位流量低壓氨蒸汽的引射所需的高壓氨蒸汽流量減小，則高壓發(fā)生器的熱負(fù)荷也有減小，所以系統(tǒng)循環(huán)性能系數(shù)提高。

2.3.3 制冷溫度的影響

圖7顯示了在tw=25 ℃時，制冷溫度對系統(tǒng)循環(huán)性能系數(shù)和溶液循環(huán)倍率的影響，從圖中可以看出，隨著制冷溫度的升高，COP值隨之增大，溶液循環(huán)倍率隨之減小。當(dāng)冷卻水溫度一定，制冷溫度升高時，從壓-焓圖上得到氨制冷劑蒸發(fā)始末狀態(tài)點的焓差增大，則單位制冷量增大。同時蒸發(fā)壓力的增加提高了吸收終了的氨水濃度，降低了溶液循環(huán)倍率，減小了低壓發(fā)生器的熱負(fù)荷；在一定熱源溫度和冷卻水溫度下，氨的飽和壓力和冷凝壓力不變，即確定了壓縮比和膨脹比，噴射系數(shù)也隨之確定，高壓發(fā)生器的熱負(fù)荷不變，所以COP值增大。

圖6 循環(huán)性能系數(shù)COP和溶液循環(huán)倍率f隨熱源溫度th的變化（t0=-5 ℃）

圖7 循環(huán)性能系數(shù)COP和溶液循環(huán)倍率f隨制冷溫度t0的變化（tw=25 ℃）

2.3.4 冷卻水溫度的影響

圖8顯示了在t0為-5 ℃時，COP值隨冷卻水溫度的升高而減小，溶液循環(huán)倍率隨冷卻水溫度升高而增大。當(dāng)制冷溫度一定，冷卻水溫度升高時，從壓-焓圖上得到氨制冷劑蒸發(fā)始末狀態(tài)點的焓差減小，則單位制冷量降低。隨著冷凝壓力的升高，低壓發(fā)生器的壓力隨之增大，則發(fā)生終了的氨水濃度提高，溶液循環(huán)倍率增大，低壓發(fā)生器的熱負(fù)荷增大；同一熱源溫度，純氨的飽和壓力不變，則噴射器的工作蒸汽壓一定，膨脹比隨著低壓發(fā)生壓力的增大而減小，噴射系數(shù)隨之減小，完成單位流量低壓氨蒸汽的引射所需的高壓氨蒸汽流量增大，高壓發(fā)生器的熱負(fù)荷增加，所以COP值減小。

圖8 循環(huán)性能系數(shù)COP和溶液循環(huán)倍率f隨冷卻水溫度tw的變化（t0=-5 ℃）

3 結(jié)論

1）本文通過模擬計算和分析熱源溫度、制冷溫度、冷卻水溫度對新循環(huán)性能的影響，得到熱源溫度和冷卻水溫度對新循環(huán)性能系數(shù)的影響更為明顯，因為其變化同時影響高壓和低壓發(fā)生器熱負(fù)荷。通過在相同的放氣范圍內(nèi)對比新循環(huán)和常規(guī)單級氨水吸收式制冷循環(huán)所需的熱源溫度，得到兩者的溫差比較大，新循環(huán)更適合在較低的熱源溫度下工作。當(dāng)tw=25 ℃、t0=-15 ℃，xf=0.06時，th=79.84 ℃，推斷出利用太陽能驅(qū)動新循環(huán)，可以達(dá)到更低的制冷溫度，制冷區(qū)間相對較大，這對利用太陽能驅(qū)動新循環(huán)運行具有重要的意義。

2）新循環(huán)中噴射器的噴射系數(shù)主要受壓縮比和膨脹比的影響，當(dāng)壓縮比較小時，可以獲得較高的噴射系數(shù)，而當(dāng)壓縮比較高時，噴射系數(shù)往往較低，即便提高膨脹比，噴射系數(shù)提高也不明顯。在給定熱源溫度下，若降低低壓發(fā)生器壓力，則有利于提高放氣范圍，降低溶液循環(huán)倍率；若保證一定放氣范圍，則降低低壓發(fā)生器壓力可以降低熱源溫度，但是會增大壓縮比，不利于氣體引射；而若降低壓縮比，在給定冷卻水溫度下，則會提高低壓發(fā)生器壓力，對熱源溫度的需求更高，系統(tǒng)改進(jìn)也逐漸失去了意義。綜合考慮后，本文選取了合適的壓縮比對循環(huán)進(jìn)行研究，在研究的工況范圍內(nèi)，噴射系數(shù)主要影響高壓發(fā)生器的熱負(fù)荷。結(jié)果顯示，高壓發(fā)生器的熱負(fù)荷對系統(tǒng)性能系數(shù)的影響不可忽視。

3）目前針對噴射器的理論研究還不成熟，而噴射器對于本循環(huán)系統(tǒng)的影響不可忽視。雖然在模擬計算過程中，結(jié)合文獻(xiàn)采用了相對合理的估值，但其對于本系統(tǒng)的影響以及本循環(huán)系統(tǒng)的實際運行效果仍需要進(jìn)一步研究。

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