王安光，孫文哲，馬 艷，宋 倩

(上海海事大學(xué)商船學(xué)院，上海201306)

0 引言

在能源與環(huán)境問(wèn)題日益加重的背景下，制冷行業(yè)的人們對(duì)系統(tǒng)的節(jié)能和環(huán)保要求也越來(lái)越高。NH3－H2O吸收式制冷系統(tǒng)因其能有效利用過(guò)程余熱、太陽(yáng)能、生物能和良好的環(huán)保特性(ODP=0，GWP=0)以及較大的制冷溫度范圍(+10～－50℃)，在工業(yè)上得到了很好的應(yīng)用。在目前研究的各種吸收式制冷工質(zhì)對(duì)中，NH3－H2O工質(zhì)對(duì)是前景最好的一個(gè)［1］。

自從1859年法國(guó)Ferdinand Carre發(fā)明了氨/水工質(zhì)對(duì)吸收式制冷機(jī)［2］，人們對(duì)氨水吸收式制冷系統(tǒng)的研究和改進(jìn)就從未停止過(guò)。Adewusi和Zubair應(yīng)用熱力學(xué)第二定律研究了當(dāng)某些設(shè)計(jì)參數(shù)發(fā)生改變時(shí)，單級(jí)式和雙級(jí)式氨水吸收式制冷系統(tǒng)的性能。在我國(guó)，東南大學(xué)的楊思文從理論上研究了氨水吸收式制冷系統(tǒng)的性能，系統(tǒng)地闡述了氨水吸收式制冷機(jī)的基礎(chǔ)和設(shè)計(jì)。北京化工大學(xué)的的武向紅對(duì)單級(jí)氨水吸收式制冷循環(huán)進(jìn)行了模擬計(jì)算分析。在此基礎(chǔ)上，本文對(duì)一種無(wú)分凝器的氨水吸收式制冷循環(huán)進(jìn)行模擬計(jì)算分析［2－10］，并與常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)進(jìn)行對(duì)比。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及循環(huán)流程簡(jiǎn)介

圖1為常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)，其工作原理及流程顯而易見(jiàn)。

圖1 常規(guī)單級(jí)氨水吸收式制冷循環(huán)Fig.1 Conventional single stage ammonia－water absorption refrigeration cycle

圖2為無(wú)分凝器循環(huán)系統(tǒng)，其工作原理及流程為:由吸收器流出的濃氨水溶液經(jīng)溶液泵加壓，流經(jīng)溶液熱交換器與來(lái)自發(fā)生器的稀氨水溶液換熱后，與精餾段流下的氨水溶液一起流入發(fā)生器，在此過(guò)程中與發(fā)生器中溶液蒸發(fā)出來(lái)的蒸汽接觸，進(jìn)行熱質(zhì)交換，使得溶液中氨濃度逐漸降低，而上升蒸汽中的氨濃度逐漸升高。經(jīng)過(guò)與來(lái)自氣液分離器的低溫氨水溶液進(jìn)行熱質(zhì)交換，溫度繼續(xù)降低，由于壓力不變，精餾塔頂部氨蒸汽的濃度逐漸升高，這樣，既達(dá)到了精餾的目的，又回收了精餾熱，且避免了外界溫度變化對(duì)精餾塔內(nèi)部溫度的影響，系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性大大提高。由精餾塔流出的氨蒸汽在冷凝器中冷凝為飽和液體，經(jīng)過(guò)冷器實(shí)現(xiàn)過(guò)冷，增加了制冷量;后流經(jīng)節(jié)流閥進(jìn)入蒸發(fā)器。由蒸發(fā)器流出的氨水溶液的兩相混合物在氣液分離器中分離，溶液由溶液泵加壓輸送至精餾塔，蒸汽混合物流經(jīng)過(guò)冷器，在吸收器中被來(lái)自精餾塔的稀氨水溶液吸收，以此完成循環(huán)。

圖2 無(wú)分凝器的氨水吸收式制冷循環(huán)Fig.2 Ammonia－water absorption refrigeration cycle without fractional condenser

2 條件假設(shè)

為對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行分析，設(shè)定及假設(shè)以下條件:(1)設(shè)定制冷量為1 000 kW;(2)冷卻水溫度32℃;(3)制冷溫度－23℃;(4)熱源為th=150℃的飽和蒸汽;(5)發(fā)生過(guò)程中參與發(fā)生的溶液濃度不發(fā)生變化;(6)從發(fā)生器中流出的稀溶液濃度不發(fā)生變化，并處于飽和狀態(tài);(7)冷凝器出口氨液處于飽和態(tài);(8)蒸發(fā)溫度滑移取2℃;(9)溶液熱交換器效率取95%，不考慮溶液泵的能耗。

3 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)能量守恒和質(zhì)量守恒建立各部件的熱力學(xué)模型。

無(wú)分凝器循環(huán)系統(tǒng):

(1)精餾塔

(2)冷凝器

(3)過(guò)冷器

(4)節(jié)流閥

(5)蒸發(fā)器

(6)吸收器

(7)溶液熱交換器

(8)性能系數(shù)

(9)蒸發(fā)器排液比

常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)與上述方法相同。

4 模擬計(jì)算

用C++軟件編程，通過(guò)調(diào)用氨水溶液物性參數(shù)計(jì)算程序“NH3H2O.h”，計(jì)算各狀態(tài)點(diǎn)的物性參數(shù)，進(jìn)而計(jì)算系統(tǒng)中各部件的負(fù)荷和系統(tǒng)COP。結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 各部件負(fù)荷計(jì)算結(jié)果Tab.1 The load of each equipment單位:kW

5 兩種循環(huán)系統(tǒng)的比較

由模擬計(jì)算結(jié)果不難看出，在發(fā)生溫度為150℃，冷凝溫度為40℃，蒸發(fā)溫度為 －23℃工況下，與常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)相比，無(wú)分凝器循環(huán)系統(tǒng)的COP下降了約4.9%，冷凝器負(fù)荷明顯增加，發(fā)生器和吸收器熱負(fù)荷略有增加。從系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性方面考慮，無(wú)分凝器循環(huán)略遜一籌，但從系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性方面考慮，常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)則比較遜色。與常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)相比，無(wú)分凝器循環(huán)系統(tǒng)精餾所需的冷量完全由溫度恒定的蒸發(fā)器排液提供，這樣，既簡(jiǎn)化了冷卻水系統(tǒng)和控制系統(tǒng)，又回收了精餾熱，且避免了外界溫度變化對(duì)精餾塔內(nèi)部溫度的影響，系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性大大提高。

下面對(duì)不同蒸發(fā)溫度下系統(tǒng)主要參數(shù)的變化進(jìn)行比較和簡(jiǎn)要分析。

5.1 精餾塔出口氨蒸汽濃度的變化

無(wú)分凝器系統(tǒng)精餾塔精餾段所需冷量由蒸發(fā)器排液提供，蒸發(fā)器排液由精餾塔頂部噴淋，在精餾段與來(lái)自提餾段的上升蒸汽進(jìn)行熱質(zhì)交換，以達(dá)到精餾的效果。因此，排液的狀態(tài)直接影響精餾塔出口氨蒸汽的狀態(tài)。反過(guò)來(lái)，精餾塔出口氨蒸汽的狀態(tài)又直接影響蒸發(fā)器排液的狀態(tài)。當(dāng)二者的相互作用達(dá)到平衡，即蒸發(fā)器排液所提供的冷量與精餾所需的冷量相等時(shí)，精餾塔出口氨蒸汽濃度保持恒定。經(jīng)模擬計(jì)算，在所假定的工況下此濃度值無(wú)法達(dá)到0.998。

圖3為不同蒸發(fā)溫度下精餾塔出口氨蒸汽濃度的變化曲線。在發(fā)生溫度150℃和冷凝溫度40℃的條件下，常規(guī)系統(tǒng)精餾塔出口氨蒸汽濃度保持不變，無(wú)分凝器系統(tǒng)則隨蒸發(fā)溫度的升高而升高，并逐漸接近常規(guī)系統(tǒng)。原因分析:常規(guī)系統(tǒng)精餾塔出口氨蒸汽濃度可以通過(guò)調(diào)節(jié)冷卻水流量控制，而無(wú)分凝器系統(tǒng)則取決于蒸發(fā)器排液的狀態(tài)。隨著蒸發(fā)溫度的升高，蒸發(fā)壓力和吸收壓力逐漸升高，吸收終了濃溶液的濃度逐漸增大，在發(fā)生壓力變化不大的情況下，發(fā)生初始溫度逐漸降低，精餾所需冷量減少，同時(shí)塔頂出口氨蒸汽溫度逐漸降低，故塔頂出口氨蒸汽濃度隨蒸發(fā)溫度的升高而增大，并逐漸接近常規(guī)系統(tǒng)。

5.2 無(wú)分凝器系統(tǒng)蒸發(fā)器排液比的變化

圖4為不同蒸發(fā)溫度下蒸發(fā)器排液比的變化曲線。在發(fā)生溫度150℃和冷凝溫度40℃的條件下，排液比隨蒸發(fā)溫度的升高呈減小趨勢(shì)。原因分析:隨著蒸發(fā)溫度的升高，蒸發(fā)壓力逐漸升高，蒸發(fā)器排液濃度也隨之升高，排液的蒸發(fā)吸熱能力逐漸增強(qiáng)，隨著精餾所需冷量的逐漸減小，達(dá)到平衡時(shí)的排液比也呈減小趨勢(shì)。

圖4 蒸發(fā)器排液比隨蒸發(fā)溫度變化曲線Fig.4 The effect of t0 on the backflow ratio of evaporator

5.3 發(fā)生器加熱量的變化

圖5為不同蒸發(fā)溫度下發(fā)生器加熱量的變化曲線。在發(fā)生溫度150℃和冷凝溫度40℃的條件下，無(wú)分凝器系統(tǒng)的加熱量略高于常規(guī)系統(tǒng)，且兩種系統(tǒng)的加熱量均隨蒸發(fā)溫度的升高而減小，并逐漸接近。原因分析:隨著蒸發(fā)溫度的升高，吸收壓力逐漸升高，吸收終了濃溶液濃度增大，而精餾塔出口蒸汽和發(fā)生器流出的稀溶液濃度幾乎不變，溶液的循環(huán)倍率明顯減小，故加熱量呈減小趨勢(shì)。另外，由于隨蒸發(fā)溫度升高，無(wú)分凝器系統(tǒng)精餾塔出口氨蒸汽濃度低于并逐漸接近常規(guī)系統(tǒng)，且蒸發(fā)器排液量明顯減小，所以其系統(tǒng)運(yùn)行工況參數(shù)越來(lái)越接近常規(guī)系統(tǒng)，且加熱量略高于常規(guī)系統(tǒng)。

圖5 發(fā)生器加熱量隨蒸發(fā)溫度變化曲線Fig.5 The effect of t0 on the input quantity of heat

5.4 冷凝器熱負(fù)荷的變化

圖6為不同蒸發(fā)溫度下冷凝器負(fù)荷的變化曲線。在發(fā)生溫度150℃和冷凝溫度40℃的條件下，常規(guī)系統(tǒng)冷凝器負(fù)荷基本不變，而無(wú)分凝器系統(tǒng)冷凝器負(fù)荷高于常規(guī)系統(tǒng)并隨蒸發(fā)溫度的升高呈減小趨勢(shì)。原因分析:在制冷量一定的情況下，常規(guī)系統(tǒng)冷凝器進(jìn)出口制冷劑參數(shù)基本不變，而無(wú)分凝器系統(tǒng)冷凝器進(jìn)口氨蒸汽溫度(始終高于常規(guī)系統(tǒng))則隨蒸發(fā)溫度的升高而逐漸降低，且濃度逐漸增大，所以在出口溫度不變的情況下無(wú)分凝器系統(tǒng)冷凝器單位熱負(fù)荷減小，另外，隨著塔頂氨蒸汽濃度的提高，其單位制冷能力增強(qiáng)，在制冷量一定的情況下，制冷劑流量減小。綜上，無(wú)分凝器系統(tǒng)的冷凝器負(fù)荷高于常規(guī)系統(tǒng)，并隨蒸發(fā)溫度升高呈減小趨勢(shì)。

圖6 冷凝器負(fù)荷隨蒸發(fā)溫度變化曲線Fig.6 The effect of t0on the heat load of condenser

5.5 吸收器熱負(fù)荷的變化

圖7為不同蒸發(fā)溫度下吸收器負(fù)荷的變化曲線。在發(fā)生溫度150℃和冷凝溫度40℃的條件下，無(wú)分凝器系統(tǒng)吸收器負(fù)荷略高于常規(guī)系統(tǒng)，兩種系統(tǒng)的吸收器負(fù)荷均隨蒸發(fā)溫度升高而減小，并逐漸接近。原因分析:隨著蒸發(fā)溫度的升高，一方面吸收壓力逐漸升高，吸收終了濃溶液濃度增大，溶液的循環(huán)倍率明顯減小;另一方面無(wú)分凝器系統(tǒng)精餾塔出口氨蒸汽濃度逐漸接近常規(guī)系統(tǒng)，吸收器運(yùn)行工況愈加接近常規(guī)系統(tǒng)，故吸收器負(fù)荷呈減小趨勢(shì)，并逐漸接近。

圖7 吸收器負(fù)荷隨蒸發(fā)溫度變化曲線Fig.7 The effect of t0 on the heat load of absorber

5.6 系統(tǒng)COP的變化

圖8為不同蒸發(fā)溫度下系統(tǒng)COP的變化曲線。在發(fā)生溫度150℃和冷凝溫度40℃的條件下，常規(guī)系統(tǒng)的COP略高于無(wú)分凝器系統(tǒng)，且兩種系統(tǒng)的COP均隨蒸發(fā)溫度的升高而增大，并逐漸接近。原因分析:由上述分析知，隨蒸發(fā)溫度升高，兩系統(tǒng)加熱量均呈減小趨勢(shì)，而無(wú)分凝器系統(tǒng)的加熱量略高于常規(guī)系統(tǒng)，且逐漸接近常規(guī)系統(tǒng)，由于制冷量相同，所以無(wú)分凝器系統(tǒng)COP略低于常規(guī)系統(tǒng)，并逐漸接近常規(guī)系統(tǒng)，且呈增大趨勢(shì)。

圖8 系統(tǒng)COP隨蒸發(fā)溫度變化曲線Fig.8 The effect of t0 on COP

6 結(jié)論

(1)在發(fā)生溫度為150℃，冷卻水進(jìn)口溫度32℃，蒸發(fā)溫度為 －23℃工況下，常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)COP為0.345，無(wú)分凝器循環(huán)系統(tǒng)COP為0.328比前者低約4.9%，冷凝器負(fù)荷明顯增加，發(fā)生器和吸收器熱負(fù)荷略有增加。

(2)蒸發(fā)溫度在－23～4℃之間變化時(shí)，隨蒸發(fā)溫度升高，無(wú)分凝器系統(tǒng)冷凝和蒸發(fā)壓力略低于常規(guī)系統(tǒng);無(wú)分凝器系統(tǒng)精餾塔出口氨蒸汽濃度逐漸升高，排液比逐漸減小，冷凝器負(fù)荷呈減小趨勢(shì);兩種系統(tǒng)發(fā)生器加熱量和吸收器負(fù)荷逐漸減小，COP逐漸增大;兩種系統(tǒng)的運(yùn)行狀況逐漸接近，在空調(diào)工況下，性能系數(shù)最為接近。

(3)從系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性方面考慮，無(wú)分凝器循環(huán)略遜一籌，但從系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性方面考慮，常規(guī)循環(huán)系統(tǒng)則比較遜色。

［1］Ziegler F.Recent developments and future prospects of sorption heat pump systems［J］.Int J Therm Sci，1999，38(3):191－208.

［2］尉遲斌，盧世勛，周祖毅主編.實(shí)用制冷與空調(diào)工程手冊(cè)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，2011:230－321.

［3］Schulz S.Equations of state for the system ammoniawater for use with computers［J］.Progress in Refrigeration Science and Technology，1973，2:431－436.

［4］H.T.Chua，H.K.Toh，K.C.Ng.Thermodynamic modeling of an ammonia－water absorption chiller［J］.International Journal of Refrigeration，2002，(25):896－906.

［5］Jose Fernandez－Seara，Jaime Sieres，Manuel Vazquez.Distillation column configurations in ammonia－water absorption refrigeration systems［J］.International Journal of Refrigeration，2003(26):28－34.

［6］Byongjoo Kima，Jongil Park.Dynamic simulation of a single－effect ammonia－water absorption chiller［J］.International Journal of Refrigeration，2007，(30):535－545.

［7］李征宇，趙健華.噴射式氨－水吸收制冷系統(tǒng)的研究［J］.節(jié)能技術(shù)，2010，28(3):241－245.

［8］孔丁峰，柳建華.單級(jí)氨水吸收式制冷機(jī)試驗(yàn)臺(tái)性能研究［J］.流體機(jī)械，2010，39(5):56－62.

［9］高田秋一著.吸收式制冷機(jī)［M］.北京:機(jī)械工業(yè)出版社，1987:174－206.

［10］楊思文.氨水吸收式制冷機(jī)的基礎(chǔ)理論和設(shè)計(jì)［J］.流體工程，1991(1):53－58.