采用[bmi m]Zn 2Cl 5/NH 3和NaSCN/NH 3為工質(zhì)的兩級復(fù)疊吸收式制冷穩(wěn)態(tài)特性

白 楊,李鄒路,陳 偉,張 斌,馬連湘

(青島科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院,山東 青島266061)

吸收式制冷是一種由中低品味熱源來驅(qū)動(dòng)的制冷技術(shù),可以高效利用工業(yè)余熱[1]、太陽能[2]、生物質(zhì)能[3]和地?zé)崮躘4]等可再生能源。氨具有較大的汽化潛熱,較高的臨界溫度和較低的蒸發(fā)溫度,這使其適合作為吸收式制冷系統(tǒng)中的制冷劑。

由于H2O和NH3的沸點(diǎn)之差很小,精餾器是H2O/NH3系統(tǒng)中必不可少的組成部分,精餾器中的液氨回流會(huì)導(dǎo)致性能系數(shù)(COP)下降[5]。為了克服這一缺陷,新型氨吸收式工質(zhì)的篩選受到廣泛關(guān)注。最受矚目的是以無機(jī)鹽[6]和離子液體[7]作為吸收劑的氨吸收式工質(zhì)。

科研工作者首次提出將NaSCN/NH3和Li NO3/NH3作為吸收式制冷系統(tǒng)的工質(zhì)對[8-9],并對Na-SCN/NH[10-12]3和Li NO3/NH3[13-15]的密度、黏度、熱容量和氣液平衡(VLE)做了詳細(xì)的研究。SUN等和ZHU等[16-18]對NaSCN/NH3和Li NO3/NH3作為工質(zhì)對的吸收式制冷系統(tǒng)的熱力學(xué)性能進(jìn)行了數(shù)值研究,并將其與H2O/NH3系統(tǒng)進(jìn)行了比較。結(jié)果表明,NaSCN/NH3吸收式制冷的熱力學(xué)性能顯著。

2005年,AKI MICHI和MARK[19-20]提出將IL/NH3作為新型制冷工質(zhì)對用于吸收制冷。YOKOZEKI等[19]測量了NH3在4種咪唑基離子液體中的溶解度。LI等[21]研究了[Cnmi m][BF4]/NH3(n＝2、4、6、8)溶液的飽和蒸氣壓。PALOMAR等[22]使用了[Et OHmi m][BF4]和[choline]·[NTf2]的2種特殊的離子液體作為NH3的吸收劑。然而上述IL/NH3吸收式制冷系統(tǒng)的COP均低于H2O/NH3,主要原因是NH3在離子液體中的溶解度較小。WEI等[23]合成了一種具有金屬離子的新型離子液體[b mi m]Zn2Cl5,由于Zn2＋和NH3的絡(luò)合反應(yīng),使NH3的溶解度大大提高。相關(guān)文獻(xiàn)[24-25]報(bào)道了[bmi m]Zn2Cl5/NH3溶液的氣液平衡特性和吸收系統(tǒng)的理論循環(huán)性能,證明了該工質(zhì)的應(yīng)用潛質(zhì)。

在兩級吸收式制冷(TAR)系統(tǒng)中,高溫循環(huán)的制冷劑蒸汽在低溫吸收器中被冷卻吸收,而低溫循環(huán)的制冷劑由高溫?zé)嵩窗l(fā)生。如果可以適當(dāng)?shù)靥岣吒邷匮h(huán)的吸收溫度,則可以將來自高溫循環(huán)吸收器的熱流量作為低溫循環(huán)的熱源。在此基礎(chǔ)上,提出了一種以[b mi m]Zn2Cl5/NH3和NaSCN/NH3為工質(zhì)對的新型兩級復(fù)式吸收式制冷系統(tǒng)(TCAR)?；诟鞑考|(zhì)量守恒,能量守恒和方程,建立了TCAR系統(tǒng)的穩(wěn)定數(shù)學(xué)模型。運(yùn)用MATLAB在可變工況條件下進(jìn)行數(shù)值模擬,詳細(xì)計(jì)算和分析TCAR系統(tǒng)的熱力性能和各部件的損失。

1 [b mi m]Zn 2 Cl 5/NH 3和NaSCN/NH 3的熱力學(xué)性質(zhì)

[b mi m]Zn2Cl5/NH3和NaSCN/NH3的氣液平衡是TCAR系統(tǒng)最重要的特性。[b mi m]Zn2Cl5/NH3的飽和蒸氣壓根據(jù)UNIFAC模型計(jì)算[24]。NaSCN/NH3的飽和蒸氣壓根據(jù)文獻(xiàn)[12]中的多項(xiàng)式模型計(jì)算。純NH3的飽和蒸氣壓根據(jù)Antoine公式計(jì)算得出[26]。

[b mi m]Zn2Cl5/NH3和NaSCN/NH3的比焓和比熵是TCAR系統(tǒng)數(shù)值模擬必不可少的特性。[b mi m]Zn2Cl5/NH3溶液比焓的計(jì)算公式[25]:

[b mi m]Zn2Cl5/NH3比熵的計(jì)算公式:

其中:T0是計(jì)算比焓和比熵的參考溫度;ω代表質(zhì)量分?jǐn)?shù);c p表示比熱容;下標(biāo)1和2分別代表NH3和[b mi m]Zn2Cl5的組分;hE表示[b mi m]Zn2Cl5/NH3的過量焓,可以通過UNIFAC模型預(yù)測[25]。

NaSCN/NH3溶液比焓的計(jì)算公式[17]:

NaSCN/NH3比熵的計(jì)算公式:

其中,c p是NaSCN/NH3溶液的比熱容,可以通過文獻(xiàn)[12]中的多項(xiàng)式方程計(jì)算。對于[b mi m]Zn2Cl5/NH3和NaSCN/NH3系統(tǒng),參考溫度設(shè)置為273.15 K。

2 TCAR系統(tǒng)循環(huán)

圖1是TCAR系統(tǒng)的原理圖。TCAR系統(tǒng)主要包括以下部件:發(fā)生器(GEN),冷凝器(CD),吸收發(fā)生器(CAG),蒸發(fā)冷凝器(CEC),蒸發(fā)吸收器(CEA),蒸發(fā)器(EV),2個(gè)溶液熱交換器(HX1和HX2),2個(gè)溶液泵(SP1和SP2)和4個(gè)節(jié)流閥(V1,V2,V3和V4)。高溫循環(huán)的工質(zhì)對為[b mi m]Zn2Cl5/NH3,低溫循環(huán)的工質(zhì)對為NaSCN/NH3。

圖2顯示的是TCAR系統(tǒng)的p-T-x圖。圖中實(shí)線和點(diǎn)線分別代表[b mi m]Zn2Cl5/NH3和Na-SCN/NH3溶液的氣液平衡特性。方形點(diǎn)和圓形點(diǎn)分別代表高溫循環(huán)和低溫循環(huán)的狀態(tài)點(diǎn)。圖2中狀態(tài)點(diǎn)的標(biāo)記數(shù)字與圖1一致。由于Zn2＋與NH3強(qiáng)烈的化學(xué)作用,[b mi m]Zn2Cl5在較高溫度下仍然對NH3有很強(qiáng)的吸收作用,因此可以將吸收溫度提高到相對較高的水平(343.15 K左右)。同時(shí)由于低溫循環(huán)的吸收溫度低于273.15 K,因此,低溫級的發(fā)生溫度和吸收溫度將達(dá)到353.15 K左右,完全可以構(gòu)建吸收式制冷循環(huán)。圖2中T4與T14的溫差即為高溫循環(huán)吸收器釋放熱量驅(qū)動(dòng)低溫循環(huán)發(fā)生過程的傳熱溫差。故而,高溫循環(huán)吸收過程的熱流量可以用作低溫循環(huán)的熱源。與傳統(tǒng)的TAR相比,低溫循環(huán)的熱源是高溫循環(huán)吸收過程中釋放的吸收熱,因此TCAR系統(tǒng)應(yīng)該具有更好的熱力循環(huán)性能。

圖1 TCAR系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic of the proposed TCAR system

圖2 TCAR系統(tǒng)在工況下的p-T-x圖Fig.2 p-T-x diagra m of the TCAR syste m under the operating condition

3 建模與仿真

基于系統(tǒng)各部件的質(zhì)量守恒,能量守恒和熵方程,構(gòu)造了TCAR系統(tǒng)的穩(wěn)定數(shù)學(xué)模型。發(fā)生器的液質(zhì)量守恒、IL質(zhì)量守恒、能量守恒方程和熵方程:

冷凝器的質(zhì)量守恒、能量守恒方程和熵方程:

對于吸收發(fā)生器,溶液質(zhì)量守恒、IL質(zhì)量守恒、能量守恒方程和熵方程:

蒸發(fā)冷凝器的質(zhì)量守恒、能量守恒和熵方程:

蒸發(fā)吸收器的質(zhì)量守恒、能量守恒和熵方程:

蒸發(fā)器的質(zhì)量守恒、能量守恒和熵方程:

蒸發(fā)冷凝器的熵產(chǎn)公式:

對于HX1和HX2,能量守恒和熵方程如下:

高溫循環(huán)和低溫循環(huán)的循環(huán)倍率f1和f2分別定義為

TCAR系統(tǒng)的γCOP(COP)和效率ηex定義為

4 結(jié)果與討論

表1給出TCAR系統(tǒng)的基本工況。在TCAR系統(tǒng)中發(fā)生器的溫度和壓力最高,分別為443.15 K和1 166.80 k Pa。高溫循環(huán)的放氣范圍為0.218～0.305,低溫循環(huán)的放氣范圍為0.380～0.411?？梢?在提升了高溫循環(huán)的吸收溫度后,高溫循環(huán)的放氣范圍仍然高于低溫循環(huán)的放氣范圍,也客觀上說明了提升高溫循環(huán)吸收溫度驅(qū)動(dòng)低溫循環(huán)的可行性,且高溫循環(huán)的循環(huán)流量均高于低溫循環(huán)。

圖3表示了熱源溫度T18對TCAR系統(tǒng)的工作溫度的影響。如圖3(a)所示,T6和T9隨著T18線性升高。T18的升高導(dǎo)致發(fā)生器中熱源與溶液之間的溫差變大,溶液的熱流量隨溫差增大而增大,最終導(dǎo)致T6的升高。冷凝器中的制冷劑蒸氣氣壓隨著T6的升高而增大,從而增大冷凝器的熱流量,使得T9升高。如圖3(b)所示,T2和T12隨著T18的升高而下降。[b mi m]Zn2Cl5/NH3的氣液相平衡性質(zhì)表明ω7隨著T6的升高而減小。吸收發(fā)生器中[b mi m]Zn2Cl5/NH3溶液的飽和蒸氣壓隨ω7的減小而降低,這使液態(tài)NH3在低溫下蒸發(fā)。因此,T2隨著T18的升高而下降,從而導(dǎo)致T12的下降。如圖3(c)所示,T6和T9隨著T18升高而升高;T11隨著T18升高而下降。T18的升高導(dǎo)致qm,3變大,從而導(dǎo)致吸收發(fā)生器的總熱流量增大。在相同的冷凝水條件下,吸收發(fā)生器的熱流量增大導(dǎo)致[bmi m]Zn2Cl5/NH3溶液與冷凝水之間的溫差增加。因此,T4和T14隨著T18升高而升高。

表1 TCAR系統(tǒng)的基本工況Table 1 The basic condition for the TCAR system

圖3 T 18對系統(tǒng)工作溫度的影響Fig.3 Effect of T 18 on the operating temperatures of the TCAR system

圖4 T 18對系統(tǒng)參數(shù)的影響Fig.4 Effect of T 18 on para meters of the TCAR syste m

圖4表示T18對TCAR系統(tǒng)參數(shù)的影響。如圖4(a)所示,隨著T18的升高,高溫循環(huán)的循環(huán)倍率f1增大,而低溫循環(huán)的循環(huán)倍率f2減小。這是由于對于高溫循環(huán),T8和T4隨著T18升高而升高,ω6增加、ω4減少,從而使稀溶液和濃溶液之間的濃度差減小,f1隨著濃度差的減小而增加。對于低溫循環(huán),T2隨著T18的升高而下降,這使得T17和T12下降,從而導(dǎo)致ω14減少,ω12增加,增大了稀釋溶液與濃縮溶液之間的濃度差,最終導(dǎo)致f2的減小。如圖4(b)所示,隨著T18的增加,蒸發(fā)器和發(fā)生器的熱流量(QEV,QGEN)增大,同時(shí),當(dāng)T18溫度低時(shí),QEV的增加速度快于QGEN。當(dāng)T18溫度高時(shí),QEV的增加速率變慢。T18的升高使得發(fā)生器中熱源和溶液之間的溫差增大,從而導(dǎo)致QGEN增大。T18的升高還引起T14的升高,T16的下降,使得吸收發(fā)生器中NH3蒸氣質(zhì)量流量的增大,最終導(dǎo)致QEV的增加。由于T11隨著T18的升高而下降,從而導(dǎo)致ω12的減小,不利于吸收發(fā)生器中NH3的氣化,因此QEV的增長率呈現(xiàn)出減緩的趨勢。圖4(c)表明COP和ηex隨著T18的升高先增大后減小。當(dāng)T18分別為464.11和455.89 K時(shí),系統(tǒng)COP和ηex的峰值分別為0.267和0.287。

圖5表示了T21對TCAR系統(tǒng)工作溫度的影響。如圖5(a)所示,隨著T21升高,T9升高而T6下降。這是因?yàn)?T21的升高導(dǎo)致冷凝器中的液氨和冷凝水之間的溫差減小,從而減少了冷凝水帶走的熱量。因此,T21的升高最終導(dǎo)致T9升高從而使發(fā)生器的蒸氣壓增大,這不利于發(fā)生器中NH3的氣化。為了獲得相同的制冷量,擴(kuò)大了發(fā)生器中溶液的質(zhì)量流量,最終導(dǎo)致[b mi m]Zn2Cl5/NH3溶液與熱源之間的溫差增大。在T18溫度恒定時(shí),T6隨著T21升高而升高。如圖5(b)所示,T2、T12隨著T21的升高而升高。T12的升高導(dǎo)致h9增大從而使蒸發(fā)冷凝器和蒸發(fā)吸收器中液氨的冷卻能力下降,從而導(dǎo)致T2升高。T2對QCEC的影響并不明顯,因此,T2和T12之間的溫差基本保持不變,T12隨T2升高而升高。圖5(c)表明T11,T4和T14隨著T21的升高而升高。T21的升高導(dǎo)致發(fā)生器中溶液的質(zhì)量流量增加從而使得吸收發(fā)生器中吸收熱流(QCAG)增大。在相同的冷凝水條件下,T4隨著QCAG的增大而升高。

圖5 T 21對系統(tǒng)工作溫度的影響Fig.5 Effect of T 21 on the operating te mperatures of the TCAR syste m

圖6表示T21對系統(tǒng)參數(shù)的影響,如圖6(a)所示,隨著T21的升高,f1增大,f2減小。主要原因是,T21的升高導(dǎo)致T6下降,T9和T2升高。T9升高和T6下降導(dǎo)致ω6增大,T2升高導(dǎo)致ω4減小。ω6增大和ω4減小意味著高溫循環(huán)的放氣范圍減小。因此,f1隨著T21的升高而增大,這導(dǎo)致T14和T11升高,從而使ω14減小,ω12增大,增大了稀溶液和濃溶液之間的濃度差,導(dǎo)致f2下降。如圖6(b)所示,隨著T21的升高,QEV減小,QGEN增大。這是因?yàn)門12和T16隨T21的升高,導(dǎo)致qm,16減少,從而使得QEV減小。T21升高也導(dǎo)致T9升高。T9升高意味著發(fā)生器中蒸汽壓的升高,這不利于發(fā)生器中NH3的氣化。為了獲得相同制冷量,增加了發(fā)生器中溶液的質(zhì)量流量,最終導(dǎo)致了QGEN的增大。由于T21的升高導(dǎo)致f1的快速增大,因此QGEN的增長速率呈加速趨勢。如圖6(c)所示,隨著T21的升高,COP和ηex呈現(xiàn)下降趨勢。原因主要是T21的升高導(dǎo)致QEV的減少和QGEN的增大。隨著T21的升高,QGEN的增長速率加快,因此COP和ηex的下降速率也越快。

圖6 T 18對系統(tǒng)參數(shù)的影響Fig.6 Effect of T 18 on parameters of the TCARsystem

圖7表示T22對系統(tǒng)工作溫度的影響。如圖7(a)所示,T11,T4,T14隨T22呈線性升高。主要原因是T22升高擴(kuò)大了液氨和冷凝水之間的溫差,從而增大了從冷凝水到液氨的熱流量。熱流量的增大最終導(dǎo)致T11升高從而引起蒸發(fā)吸收器中蒸氣壓的增加,導(dǎo)致ω12減小,這不利于吸收發(fā)生器中NH3的蒸發(fā)。因此,ω12的減少導(dǎo)致qm,16的減少,這意味著NH3蒸氣從吸收發(fā)生器中帶走的熱流量減少。所以T14隨著T22升高。而T14對QCAG的作用不明顯,T4和T14之間的溫差基本保持不變,因此,T14隨T4增加。如圖7(b)所示,T2和T12隨著T22的升高呈線性遞減。這是因?yàn)門22升高導(dǎo)致qm,16減小,從而使蒸發(fā)冷凝器的熱負(fù)荷減小,最終導(dǎo)致T2的減少。T22的增加還導(dǎo)致蒸發(fā)吸收器的蒸氣壓增加,不利于吸收過程。因此,蒸發(fā)吸收器中蒸氣壓的增加導(dǎo)致qm,11減小。使得蒸發(fā)吸收器的熱負(fù)荷降低,最終導(dǎo)致T12降低。如圖7(c)所示,T6和T9隨T22增加呈線性升高。主要原因是T22升高導(dǎo)致T4升高,ω4減小,ω4的減小導(dǎo)致qm,5減小。在熱源固定的情況下,qm,5的減小最終導(dǎo)致T6升高。T8與T6溫度相等,因此,T22的升高導(dǎo)致T8升高,h8變大。h8的增加導(dǎo)致冷凝器中的熱負(fù)荷增加,最終導(dǎo)致T9升高。

圖7 T 22對TCAR系統(tǒng)工作溫度的影響Fig.7 Effect of T 22 on the operating te mperatures of the TCAR system

圖8表示了T22對系統(tǒng)參數(shù)的影響。如圖8(a)所示,隨著T22的升高,f1增大,f2減小。主要原因是T4和T9隨著T22升高而升高。T4和T9升高分別導(dǎo)致ω4的減小和ω6的增大從而減小了濃溶液和稀溶液之間的濃度差,因此,f1隨著T22的升高而增加。T22升高還導(dǎo)致T11和T14的升高以及T12的降低。T11的升高和T12的降低導(dǎo)致ω12增大;T14的升高導(dǎo)致ω14的減小,從而擴(kuò)大了稀溶液和濃溶液的濃度差,因此,f2隨著T22的升高而減小。如圖8(b)所示,QEV和QGEN隨著T22的升高呈線性增加。因?yàn)棣?的減小不利于發(fā)生器中NH3的氣化。為了獲得相同數(shù)量的NH3蒸氣,增加了發(fā)生器的熱負(fù)荷(QGEN)。T22的升高導(dǎo)致蒸發(fā)吸收器中蒸氣壓變大,導(dǎo)致ω12的增大。ω12的增大有助于從吸收發(fā)生器中NH3的氣化,并導(dǎo)致qm,10增大,最終使QEV變大。如圖8(c)所示,COP隨T22升高而增大,ηex隨T22升高而減小,這也導(dǎo)致了QEV和QGEN的增大。QEV的增長率高于QGEN,因此COP隨T22增大,同時(shí)使T11和T4升高。T11的升高會(huì)降低QEV的比,而T4的升高會(huì)增大QGEN的比。QGEN比的增大和QEV的比的減小導(dǎo)致QGEN輸入的增長速率快于QEV。因此,ηex隨著T22的升高而減小。

圖8 T 22對系統(tǒng)其他參數(shù)的影響Fig.8 Effect of T 22 on other para meters of the TCAR syste m

如圖9所示,將TCAR系統(tǒng)的熱性能與TAR和HACR系統(tǒng)進(jìn)行了比較[27]。TAR和HACR系統(tǒng)的工質(zhì)對均為NH3/H2O,蒸發(fā)和冷凝溫度分別固定為218.15和308.15 K。在低熱源溫度條件下,TCAR系統(tǒng)具有比TAR系統(tǒng)更高的COP。這一發(fā)現(xiàn)表明,本研究所提出的TCAR系統(tǒng)的熱性能優(yōu)于以NH3/H2O作工質(zhì)對的TAR系統(tǒng)。TCAR系統(tǒng)的COP略低于HACR系統(tǒng),但TCAR系統(tǒng)的熱源溫度遠(yuǎn)低于HACR系統(tǒng)。另外,由于在HACR系統(tǒng)中使用了壓縮機(jī)和渦輪機(jī),因此TCAR系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)比HACR系統(tǒng)更簡單。

圖9 TCAR與其他系統(tǒng)的熱性能比較Fig.9 Co mparison of the ther mal perfor mance of TCAR with other syste ms

圖10 系統(tǒng)的流示意圖Fig.10 Schematic of the exergy flow f or the proposed TCAR system

5 結(jié) 論

模擬并分析了使用[b mi m]Zn2Cl5/NH3和Na-SCN/NH3為工質(zhì)對的TCAR系統(tǒng)的熱性能和損,還將TCAR系統(tǒng)的熱性能與HACR和TAR系統(tǒng)能進(jìn)行了比較,主要結(jié)論如下:

1)隨著T18的升高,T6,T9,T4,T14,f1,QEV和QGEN呈上升趨勢;T2,T12,T11和f2呈下降趨勢;COP和ηex先增大后減小。

2)隨著T22的升高,T6,T9,T4,T14,T11,f1,QEV,QGEN和COP呈上升趨勢;T2,T12,f2和ηex呈下降趨勢。

3)TCAR系統(tǒng)的COP高于TAR系統(tǒng),略低于HACR系統(tǒng)。但TCAR系統(tǒng)有更低的熱源溫度和更簡單的系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。