溶液加冷剂回热双吸收式热变换器循环性能分析

2017-02-21纪光菊陈亚平吴嘉峰

东南大学学报（自然科学版） 2017年1期

关键词：吸收式热交换器蒸发器

纪光菊陈亚平吴嘉峰吉鸽

(东南大学能源与环境学院, 南京 210096)(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室, 南京 210096)

溶液加冷剂回热双吸收式热变换器循环性能分析

纪光菊陈亚平吴嘉峰吉鸽

(东南大学能源与环境学院, 南京 210096)(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室, 南京 210096)

余热回收作为有效的节能手段被用于各种工业生产中,吸收式热变换器可以利用工业废热、太阳能和地热能等可再生能源提供更高品位的热能,可以减少二氧化碳排放,是一种具有广阔前景的余热回收装置[1-2].吸收式热变换器从结构上可分为单级吸收式(SAHTs)、两级吸收式(TSAHTs)和双吸收式热变换器(DAHTs).双吸收式热变换器比两级吸收式热变换器结构简单,比单级吸收式热变换器能满足更高的温升要求,因而具有更好的适用性.

本文提出了一种溶液加冷剂回热双吸收式热变换器循环方案.为了更好地了解该循环的性能,本文基于热力学第一定律和热力学第二定律,通过建立数学模型研究了循环性能系数、效率随循环参数的变化情况,并与现有吸收蒸发器无溶液回热和有溶液回热的双吸收式热变换器循环进行了对比.

1 双吸收式热变换器循环改进

1.1 双吸收式热变换器流程

无溶液回热双吸收式热变换器的循环[5](方案1)如图1(a)所示,该双吸收式热变换器中来自发生器的浓溶液经过溶液热交换器后分成2路：一路进入吸收器中吸收来自吸收蒸发器的冷剂;另一路进入吸收蒸发器中吸收来自蒸发器的冷剂.该循环与传统的从吸收器溶液出口处分流去吸收蒸发器的双吸收式热变换器相比,具有吸收器和吸收蒸发器间运行更加独立的特点,同时该循环具有较高的温升和较宽的吸收蒸发器操作范围.

有溶液回热双吸收式热变换器的循环[7](方案2)如图1(b)所示,它在方案1基础上在吸收蒸发器溶液的进口和出口增加了1个溶液热交换器HE2.与无溶液回热双吸收式热变换器循环不同的是,去吸收蒸发器的溶液在第1溶液热交换器HE1之前分流,发生器GE和溶液泵出口一路溶液经第1热交换器HE1换热后进入吸收器,另一路溶液经第2热交换器HE2换热后进入吸收蒸发器,被离开吸收蒸发器的浓溶液加热.与方案1相比,方案2具有更宽的吸收蒸发器操作范围,在一定的吸收蒸发温度范围内具有更高的性能系数和效率.

本文提出的溶液加冷剂回热双吸收式热变换器的循环(方案3)如图1(c)所示,与方案2相比,方案3在吸收蒸发器的冷剂入口和溶液出口处增加了冷剂和溶液间的第3热交换器HE3.离开吸收蒸发器的溶液分成2路：一路经第2热交换器HE2换热后进入发生器；另一路经第3热交换器HE3换热后进入发生器.第3热交换器HE3使进入吸收蒸发器的冷剂水预热,这部分热量可最终传递到吸收器中,使循环在整个吸收蒸发器操作范围内性能系数和效率进一步增加.

(a) 无溶液回热(方案1)

(b) 溶液回热(方案2)

图1 3种双吸收式热变换器循环流程

图2为方案1、方案2和方案3三种双吸收式热变换器循环的压力-温度图.图中,tAB为吸收器中的吸收温度,也是循环系统所提供的热源温度;tGE为发生器中的发生温度,也是余热源的温度;tEV为蒸发器中的蒸发温度,也是余热源的温度;tCO为冷凝器中的冷凝温度;上述温度均与外界温度相关联.tAE为吸收蒸发器中的吸收蒸发温度,即图2中8点的温度,是循环系统需要优化的重要运行参数.XAB,XAE,XGE分别为吸收器出口溶液浓度、吸收蒸发器出口溶液浓度和发生器出口溶液浓度；PH,PM,PL分别为吸收压力、吸收蒸发压力和发生压力.

图2 3种双吸收式热变换器循环流程的P-t图

1.2 理论分析假设

在研究分析上述3种双吸收式热变换器循环的性能时,本文作如下假设:

1) 系统处于稳定状态;

2) 离开发生器、吸收器和吸收蒸发器的溶液和离开冷凝器的冷凝液均处于饱和状态;

3) 忽略热损失、压力损失和泵功;

4) 节流阀中的过程为等焓过程;

5) 热交换器中冷热流体最小温差为5 K;

6) 计算所需环境温度T0取为298 K;

7) 蒸发温度与发生温度相同;

8) 进入第2热交换器HE2和第3热交换器HE3的质量流量(即图1(c)中8a 和8b的流量),按照8a的流量与进入吸收蒸发器的溶液流量相等原则进行分配.

表1 系统各部件的负荷计算式

表2 系统各部件的损计算

设备计算式吸收器ΨAB=QABT0/TAB-T0(M7s7+M13s13-M16s16)冷凝器ΨCO=QCO-T0(M1s1-M2s2-M3s3)蒸发器ΨEV=-QEVT0/TEV-T0(M4s4-M6s6)发生器ΨGE=-QGET0/TGE-T0(M9s9+M18s18-M10s10-M1s1)吸收发生器ΨAE=-T0(M5s5+M6s6+M15s15-M7s7-M8s8)热交换器1ΨHE1=-T0(M12s12+M16s16-M13s13-M17s17)热交换器2ΨHE2=-T0(M14s14+M8as8a-M8a′s8a′-M14′s14′)热交换器3ΨHE3=-T0(M5′s5′+M8bs8b-M5s5-M8b′s8b′)

(1)

(2)

2 结果和讨论

基于溴化锂溶液的热力学性质[12-14]和以上所作的各项假设,根据热力学第一定律和热力学第二定律列出系统及各部件的质量方程、能量方程和损方程,计算了上述3种双吸收式热变换器循环的性能系数COP和效率ηex,并进行了对比,分析了各循环条件变化时对性能系数和效率的影响.

2.1 吸收蒸发温度

图3显示了当发生温度tGE和冷凝温度tCO分别为70和25 ℃,不同吸收温度tAB下吸收蒸发温度tAE的变化对系统性能系数COP和效率ηex的影响.由图可见,在同一吸收温度下,各方案的性能系数和效率均呈现随着吸收蒸发温度先增后减的趋势,存在最佳值;方案2和方案3的tAE不仅比方案1变化范围增大,而且在相同的tAE下,两者的性能系数和效率均远高于方案1;在整个吸收蒸发温度范围内,方案3的性能系数和效率均最高,且吸收温度越高,方案3的优势越明显.总体上,随着吸收温度tAB的提高,各方案的性能系数有所减小,而效率则增大,且吸收蒸发温度取值范围缩小.当发生温度、吸收温度和冷凝温度分别为70,130和25 ℃,COP>0.25时,方案1、方案2和方案3的最大tAE分别为113.2,121.8和122.2 ℃.当吸收温度、发生温度、冷凝温度和吸收蒸发温度分别为120～150,70,25和80～115 ℃时,方案3的性能系数和效率较方案2约增加2.5%～3.5%.当发生温度、吸收温度、冷凝温度和吸收蒸发温度分别为70,130,25和110 ℃时,方案1、方案2和方案3的COP值分别为0.278,0.309和0.319,效率ηex分别为0.551,0.615和0.634.

(a) 对COP的影响(tGE=tEV=70 ℃,tCO=25 ℃)

(b) 对ηex的影响(tGE=tEV=70 ℃,tCO=25 ℃)

方案2和方案3较方案1的tAE变化范围增大的原因是:方案1中进入吸收器和吸收蒸发器的浓溶液与离开吸收器的中间溶液在第1热交换器HE1中换热,中间溶液所释放的热量不能同时满足这两股流体所需的热量.而在方案2和方案3中,进入吸收蒸发器的浓溶液与离开吸收蒸发器的稀溶液在第2热交换器HE2中换热,进入吸收器的浓溶液与离开吸收器的中间溶液在第1热交换器HE1中换热,这2个换热器两侧流量比较接近,各自释放的热量可满足预热所需.第1热交换器HE1仅利用了流出吸收器的中间溶液进行回热;而第2热交换器HE2和第3热交换器HE3则可使流出吸收蒸发器的稀溶液分别与进入吸收蒸发器AB/EV的浓溶液和冷剂换热,使吸收蒸发器以及发生器的损减小,能量利用更加合理,提高了系统性能.由图3可见,对于冷凝温度25 ℃、发生温度70 ℃条件下,采用方案3的循环系统对应于所讨论的吸收温度范围,按照图3(b)中的效率最佳值点选取吸收蒸发温度tAE比较合理,所得的COP约为0.32或ηex为0.60～0.72.

2.2 冷凝温度

图4显示了不同吸收温度下冷凝温度tCO对系统COP和ηex的影响.由图可见,在同一循环中,随着吸收温度的增加,tCO的变化范围减小,方案1的tCO的变化范围最小,方案2和方案3tCO的变化范围相差不大;吸收温度增大时同一循环方案COP的最大值有所减小,而ηex的最大值有所增大,且两者的数值均随着tCO的增大而下降,这是因为同一循环方案在同一吸收温度下,随着tCO的增加,冷凝器中的(损)所占比例增加,所以系统的性能系数和效率均减小.对于同一循环方案随着吸收温度的增加,当tCO相同时,COP随着吸收温度的增加而减小,但效率ηex的变化情况比较复杂,可能降低也可能增大.因为一方面效率的最大值随着吸收温度tAB的增大而增大,同时其tCO取值范围又随着吸收温度tAB的增大而减小.由图4可见,方案2和方案3的性能系数和效率均大于方案1,在整个冷凝温度范围内,方案3的性能系数和效率最高.计算表明,当发生温度、吸收蒸发温度分别为70和100 ℃,冷凝温度在25～40 ℃时,在所讨论的吸收温度120～150 ℃范围内,方案3的性能系数和效率较方案2增加约2.6%～3.0%.

(a) 对COP的影响(tGE=tEV=70 ℃,tAE=100 ℃)

(b) 对ηex的影响(tGE=tEV=70 ℃,tAE=100 ℃)

2.3 发生温度和吸收温度

图5给出了在吸收蒸发温度和冷凝温度分别为100和25 ℃时,不同发生温度tGE和吸收温度tAB对系统COP和效率的影响.由图可见,各循环方案对应于每个发生温度,COP是由缓慢上升变化转为急剧下降,而效率则是呈现明显的先增后减,具有最佳峰值的变化规律.随着发生温度tGE的增加,各循环方案的吸收温度tAB变化范围也相应增大,且同一循环方案的COP增大,但ηex的变化比较复杂.方案1的ηex最佳值随tGE的增大先增后减,而方案2和方案3的ηex最佳值均随tGE的增大而下降.当tGE较低时,方案2和方案3的性能系数和效率均高于方案1;但随着tGE的增大,方案2和方案3的ηex值逐渐降低,在tGE=80 ℃时略低于方案1.其原因可以从图1和图2中的回热过程来解释,在固定的吸收蒸发温度下,当发生温度tGE增大时,吸收蒸发温度tAE与发生温度tGE之间的温差减小,特别是在第2热交换器HE2中,稀溶液的出口温度需要从10点温度加上5 K,而浓溶液的出口温度要从8点温度减去5 K,这就使得在HE2中的传递热量大大减少,因而不如方案1中利用吸收器出口溶液热量在HE1中对进入吸收器和吸收蒸发器的两部分流体同时进行回热有利.

(a) 对COP的影响(tAE=100 ℃,tCO=25 ℃)

(b) 对ηex的影响(tAE=100 ℃,tCO=25 ℃)

当吸收蒸发温度、冷凝温度分别为100和25 ℃,吸收温度在100～170 ℃时,方案3的性能系数和效率较方案2增加了2.8%～3.3%.由图5可见,当tGE<75 ℃时,方案3的系统性能系数和效率均为最高;而当tGE=80 ℃时,方案2在tAB的变化范围内系统性能系数和效率均最低;当tAB<151 ℃时方案3的性能系数和效率均高于其他方案;当tAB>151 ℃时,方案1的性能系数和效率均高于其他方案.此时如果吸收蒸发温度tAE选取大于100 ℃的最佳值,则方案3的COP和效率仍然大于方案1.

3 结论

1) 在冷凝温度25 ℃、发生温度70 ℃条件下,方案2和方案3与方案1相比,其吸收蒸发温度变化范围增大,方案3在整个吸收蒸发温度范围内性能系数和效率最高.当发生温度、冷凝温度分别为70和25 ℃,吸收蒸发温度在80～115 ℃时,方案3的性能系数和效率较方案2增加了2.5%～3.5%.这表明在吸收蒸发稀溶液出口布置热交换器2和热交换器3以同时对进入吸收蒸发器的浓溶液与冷剂进行回热,对于提高系统的性能具有重要作用.

2) 在其他条件不变时,随着冷凝温度的增加,系统的性能系数和效率降低.随着吸收温度的增加,3种循环的冷凝温度变化范围均减小;在相同条件下方案3的性能系数和效率最高.当发生温度、吸收蒸发温度分别为70和100 ℃,吸收温度为120～150 ℃和冷凝温度为25～40 ℃变化时,方案3的性能系数和效率较方案2增加了2.6%～3.0%.

3) 各循环方案对应于每个发生温度,COP由缓慢上升变化转为急剧下降,而效率则是明显的先增后减,具有最佳峰值的变化规律.当发生温度tGE较低时,方案2和方案3的性能系数和效率均高于方案1,但tGE=80 ℃时方案2和方案3的性能均不如方案1.其原因在于吸收蒸发温度固定为100 ℃时,发生温度增大至80 ℃使得在第2热交换器HE2中的回热条件恶化.当吸收蒸发温度、冷凝温度分别为100和25 ℃,吸收温度在100～170 ℃时,方案3的性能系数和效率较方案2增加了2.8%～3.3%.

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Performance analysis of double absorption heat transformers with solution and coolant heat regeneration cycle

Ji Guangju Chen Yaping Wu Jiafeng Ji Ge

(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China) (Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control of Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China)

Based on the cycle of double absorption heat transformer with solution heat regeneration, a modified cycle of double absorption heat transformer with both solution and coolant heat regeneration was proposed by adding a heat exchanger between solution and coolant at the outlet of dilute solution of the absorber-evaporator. Both coefficients of performance (COP) and exergy efficiencies of three kinds of cycles in double absorption heat transformers without heat regeneration, with solution heat regeneration and with both solution and coolant heat regeneration at the outlet of dilute solution of the absorber-evaporator were calculated and compared. The results show that the new cycle of double absorption heat transformer with solution and coolant heat regeneration has a wider operating range of absorption-evaporation temperature and higher COP and exergy efficiency in the discussed scope. When the temperatures of absorption, generation, condensation and absorption-evaporation are 120 to 150, 70, 25 and 80 to 115 ℃, respectively, the COP and exergy efficiencies of the new cycle increase by about 2.5% to 3.5% compared with those of the one with solution heat regeneration only. The variation trends of COP and exergy efficiency of the three cycles versus the temperatures of absorption-evaporation, condensation, generation and absorption are analyzed.

double absorption heat transformer; heat exchanger; coefficient of performance; exergy efficiency; heat regeneration