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)生器出來的稀溶液依次通過第二回?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的具體流程見圖1。

B—鍋爐；T—透平；R1—第一回?zé)崞鳎籖2—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?，降溫?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)?；救芤?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。從精餾裝置出來的氨蒸氣(11)依次通過冷凝器、過冷器、節(jié)流閥V5和蒸發(fā)器，然后再經(jīng)過過冷器和三通切換閥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)生器出來的稀溶液(17)在第一回?zé)崞骱偷诙責(zé)崞髦屑訜峄救芤汉螅ㄟ^節(jié)流閥V3(20)進(jìn)入混合器M1。考慮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，所以沒有選擇將這股稀溶液進(jìn)入混合器M2，但是這也帶來了第一回?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)岵蛔愕膯栴}。

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)過回?zé)崞骷訜嵬瓿山馕^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)控帶來了方便。

由此可見，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)隨著過熱度的變化見圖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)過熱度改變范圍。循環(huán)高壓隨著過熱度的增大而逐漸減小，經(jīng)過第一回?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，過熱度分別取不同鍋爐泡點(diǎn)處端差所對(duì)應(yīng)的最佳過熱度時(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《瞬睿緷舛认葴p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，因此用戶可以通過設(shè)置不同的分流比來滿足對(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)，可以通過增大鍋爐泡點(diǎn)處端差來擴(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，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?，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。