陳煥新 魏 莉 張 威 董媛媛

華中科技大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北武漢430074

0 引 言

現(xiàn)有船舶制冷系統(tǒng)大多采用壓縮式制冷方式，這樣不僅會(huì)消耗大量電能，而且對大氣環(huán)境也有一定的破壞作用。近年來，船舶尾氣吸附制冷技術(shù)得到了快速發(fā)展［1-4］。該技術(shù)以余熱余壓作驅(qū)動(dòng)熱源（在余熱余壓中，發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣成為主要組成部分），采用對環(huán)境完全友好的工質(zhì)對作為制冷劑，符合國家提倡的節(jié)能環(huán)保戰(zhàn)略。

以船舶尾氣為驅(qū)動(dòng)熱源的吸附制冷系統(tǒng)大多采用兩床連續(xù)循環(huán)［5-7］。這種循環(huán)方式在理論上能夠?qū)崿F(xiàn)吸附制冷的連續(xù)性運(yùn)行，但在實(shí)際運(yùn)行過程中，由于吸附床在切換時(shí)需要克服顯熱從而使得系統(tǒng)工作并不連續(xù)。而回?zé)峄刭|(zhì)循環(huán)［8］和熱波循環(huán)［9］等循環(huán)方式的制冷效率雖然得到了提高，但由于系統(tǒng)結(jié)構(gòu)過于復(fù)雜，因此，系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)定性得不到保證。因吸附制冷系統(tǒng)是以廢熱廢氣低品位能源作為驅(qū)動(dòng)熱源，因此，首先要保證系統(tǒng)連續(xù)運(yùn)行的穩(wěn)定性。為此，本文在基本循環(huán)系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，采用改進(jìn)型具有一吸多脫功能的多發(fā)生器循環(huán)系統(tǒng)，如圖1所示。系統(tǒng)工作原理如下所述。

圖1 四效循環(huán)系統(tǒng)原理圖Fig.1 The principle of four-bed cycle system

在控制系統(tǒng)PLC可編控制器的作用下，當(dāng)熱量經(jīng)輸入單向閥組9加熱吸附床1時(shí)，吸附床1中的制冷劑氣體解吸出來，進(jìn)入冷凝器5，然后冷卻塔13中的冷卻水將其冷凝為液態(tài)物質(zhì)后儲存在儲液器6中，即吸附床的加熱解吸過程；當(dāng)需要冷量輸出時(shí)，儲液器6中的液態(tài)制冷劑通過節(jié)流閥7進(jìn)入蒸發(fā)器8。與此同時(shí)，吸附床2，3，4不斷被來自冷卻塔13經(jīng)冷卻單向閥組12的冷卻水降溫冷卻，并帶走吸附床中的吸附熱，從而使得吸附床中的溫度和壓力不斷降低；制冷劑的壓力降低使得自身不斷被蒸發(fā)，從而經(jīng)吸附單向閥組11被吸附床2，3，4中的吸附劑所吸附。蒸發(fā)器8中的制冷劑在蒸發(fā)的過程中，不斷吸收周圍環(huán)境的熱量，從而實(shí)現(xiàn)降溫制冷，即吸附床的吸附制冷過程。這一循環(huán)完成后，PLC程序切換，加熱吸附床2產(chǎn)生解吸作用，吸附床1，3，4的狀態(tài)則為冷卻吸附。如此循環(huán)，使得吸附床得以實(shí)現(xiàn)切換。

1 吸附制冷工質(zhì)對的選擇

現(xiàn)有吸附制冷系統(tǒng)中常用的吸附制冷工質(zhì)對有物理吸附工質(zhì)對、化學(xué)吸附工質(zhì)對和復(fù)合吸附工質(zhì)對。常用吸附制冷工質(zhì)對的適用場合以及其優(yōu)缺點(diǎn)如表1所示。

表1 常用吸附制冷工質(zhì)對的比較分析Tab.1 Com parative analysis of comm on adsorp tion refrigerant

由表1可看出，雖然物理吸附制冷工質(zhì)對所需的熱源溫度較低、性能穩(wěn)定、循環(huán)周期較短，但其解吸量較小，對系統(tǒng)的壓力要求較高。而化學(xué)吸附制冷工質(zhì)對所需的熱源溫度雖然較高，但其解吸/吸附量較大。這就是說，當(dāng)體積相同時(shí)，制冷量較大，這比較有利于系統(tǒng)小型化和商業(yè)化。

因此，在本文研究中，為了縮小吸附床體積，采用普遍使用的化學(xué)吸附制冷工質(zhì)對，即氯化鈣—氨。

2 吸附床結(jié)構(gòu)的確定

吸附床的傳熱傳質(zhì)問題一直是吸附制冷研究的重點(diǎn)，設(shè)計(jì)吸附床要考慮的因素有：

·吸附床的傳熱性能要好；

·傳質(zhì)通道要明確，傳質(zhì)速率要快；

·盡量減小吸附床的顯熱。

目前常用吸附床的優(yōu)缺點(diǎn)比較如表2所示。

表2 吸附床結(jié)構(gòu)形式的優(yōu)缺點(diǎn)比較Tab.2 Advan tages and d isadvan tagesof the adsorp tion bed structure

由表2可看出，板式吸附床和熱管式吸附床的傳熱效果較好，但其承壓能力有限，且加工成本較高，加工工藝復(fù)雜，吸附劑的填充比較困難，因而不適合吸附制冷產(chǎn)品的商業(yè)化。套管式吸附床的結(jié)構(gòu)雖然簡單，但管子的接頭較多，容易泄漏，也不適用于氨等制冷劑氣體。因此，本文選用最常用的殼管式吸附床。

殼管式吸附床（圖2）與殼管式換熱器的結(jié)構(gòu)類似，即有一外殼，內(nèi)裝是由單元管構(gòu)成的平行管組。

圖2 殼管式吸附床結(jié)構(gòu)Fig.2 The structure of shelland tube adsorption bed

平行管組的單元管結(jié)構(gòu)如圖3所示，被解吸或吸附的氨氣從上端進(jìn)出，下端為由封頭封死的盲管結(jié)構(gòu)。

圖3 吸附床單元管的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Unit tube schematic ofadsorption bed

換熱流體從殼側(cè)流過，吸附劑填充在單元管內(nèi)，單元管中間有一傳質(zhì)通道。在這種流動(dòng)方式下，流體與金屬管的傳熱面積較大，可以增強(qiáng)流體與吸附劑的換熱效果。傳質(zhì)通道與換熱流體通道分開設(shè)置，相互不會(huì)受到影響，既便于制冷劑氣體的收集，又能保證制冷劑氣體的純度。

殼管式吸附床結(jié)構(gòu)中，熱源蒸汽從吸附床上端進(jìn)入，與吸附床換熱后的冷凝水由下端疏水閥控制流出（疏水閥的作用是：當(dāng)儲存的冷凝水量大于規(guī)定值時(shí)，疏水閥浮起，冷凝水流出）。冷源冷卻水從吸附床下端進(jìn)入上端流出，吸附床解吸出來的制冷劑氨氣體在吸附床的上端經(jīng)集氨管收集后進(jìn)入冷凝器，蒸發(fā)器中蒸發(fā)的氨氣經(jīng)集氨管進(jìn)入吸附單元管被吸附劑吸附。其具體冷熱源的布置形式如圖4所示。

圖4 吸附床中冷熱源的布置Fig.4 The arrangementof heatsources in adsorbentbed

3 單元管傳熱熱阻的研究

單元管是殼管式吸附床中的基本結(jié)構(gòu)，其換熱效果直接影響系統(tǒng)的制冷性能。在換熱過程中，單元管的傳熱熱阻如圖5所示。

圖5 換熱流體與吸附劑的傳熱過程示意圖Fig.5 Heat transfer processbetween heat transfer fluid and adsorbent

根據(jù)傳熱方程式，總的換熱系數(shù)應(yīng)為：

式中，k為單元管的總換熱系數(shù)，W/（m2·K）；A0為單元管與換熱流體接觸的外表面積，m2；h為外表面與換熱流體的對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；λw為單元管的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；l為單元管的長度，m；d0為單元管的外徑，m；di為單元管的內(nèi)徑，m；hi為鋁翅片與吸附劑的傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；Ai為鋁翅片與吸附劑的接觸面積，m2；δ為吸附劑的填充厚度，m；λ為吸附劑內(nèi)部的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；β為添加翅片后的翅化比；ηf為翅片效率。

假設(shè)鋁翅片的軸向高度為 H=6 mm，共有190個(gè)鋁翅片，即單元管長度為l=1.14m。

3.1 單元管外壁面的傳熱熱阻

1）加熱時(shí)的管外傳熱熱阻

當(dāng)量直徑：

式中，n為單元管的個(gè)數(shù)。

雷諾數(shù)：

式中，u為煙氣的流速，m/s；υ為煙氣運(yùn)動(dòng)粘度，m2/s。

努塞爾數(shù)：

式中，B，N，F(xiàn)為常數(shù)；Pr，Prw分別為煙氣、管壁的普朗特?cái)?shù)。

對流換熱系數(shù)：

式中，λ為煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）。

傳熱熱阻：

2）冷卻時(shí)的管外傳熱熱阻

本文采用冷卻水對吸附床進(jìn)行冷卻，冷卻水的對流換熱系數(shù)計(jì)算與加熱過程相同。

3.2 單元管的導(dǎo)熱熱阻

單元管的材料選擇為不銹鋼s304，導(dǎo)熱熱阻為：

3.3 鋁翅片與吸附劑之間的傳熱熱阻

由于鋁翅片的厚度δ′=0.3mm，而且鋁的導(dǎo)熱系數(shù)（λAl=236W/（m·K））很大，所以，鋁翅片自身的導(dǎo)熱熱阻可以忽略不計(jì)。

鋁翅片與吸附劑換熱系數(shù)hi的確定可采用文獻(xiàn)［10］中的計(jì)算方法，得到鋁翅片與吸附劑的導(dǎo)熱系數(shù)hi=73.94W/（m2·K）。

添加鋁翅片與未添加鋁翅片的面積比為：

鋁翅片與吸附劑的傳熱熱阻：

3.4 吸附劑的導(dǎo)熱熱阻

吸附劑的導(dǎo)熱熱阻為：

吸附床在加熱的過程中，從熱源低壓蒸汽到單元管內(nèi)吸附劑各部分的傳熱情況如表3所示。吸附床在冷卻過程中，從冷源水到單元管內(nèi)吸附劑各部分的傳熱情況如表4所示。

表3 吸附床加熱過程中單元管各部分的換熱Tab.3 Heat transfer of the adsorbentbed unit tube in heating p rocess

表4 吸附床冷卻過程中單元管各部分的換熱Tab.4 Heat transfer of the adsorben t bed unit tube in cooling p rocess

經(jīng)計(jì)算，R4＜R1+R2+R3。所以，假設(shè)翅片軸向高度H=6mm是正確的。

由表3可看出，在吸附床受熱過程中，外壁面的對流換熱熱阻和單元管管壁的導(dǎo)熱熱阻都很小，而吸附劑之間的傳熱熱阻較大，內(nèi)壁面與吸附劑的傳熱熱阻最大。由表4可看出，吸附床在冷卻過程中，單元管管壁的導(dǎo)熱熱阻很小，而吸附劑之間的傳熱熱阻和外表面的對流換熱熱阻較大，內(nèi)壁面與吸附劑的傳熱熱阻最大?？梢?，吸附劑解吸或吸附過程中的主要影響因素是內(nèi)壁面與吸附劑接觸時(shí)的傳熱大小。

結(jié)合以上分析，需減小吸附床傳熱熱阻、縮短克服吸附床顯熱的過渡時(shí)間，從而延長吸附劑的有效解吸、吸附時(shí)間，并增大系統(tǒng)的制冷量，以提高系統(tǒng)的制冷性能，可以采取以下措施：

1）減小換熱流體與外壁面的換熱熱阻。由于發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣的傳熱系數(shù)較低，密度較小，所以在以尾氣作為吸附制冷系統(tǒng)熱源時(shí)，煙氣與單元管的傳熱系數(shù)較低、傳熱效果很差，因此，對流換熱熱阻也很大。當(dāng)以水作為吸附制冷系統(tǒng)的冷源時(shí)，由于水的導(dǎo)熱系數(shù)和流速都比較大，使得水與單元管的換熱系數(shù)相對較小，傳熱熱阻在總熱阻中所占比例較大。所以，為了改善尾氣的傳熱效果，可以在單元管外部添加肋片以增大換熱面積，減小傳熱熱阻。當(dāng)以水做為冷源時(shí)，可以通過提高水的流速或者在吸附床的外表面添加折流板，將層流流動(dòng)變?yōu)橥牧饕栽龃髷_動(dòng)來提高水與單元管外壁面的對流換熱系數(shù)，也可以在單元管的外表面添加肋片以增大水與外壁面的換熱面積，從而減小對流換熱熱阻。

2）減小單元管管壁的導(dǎo)熱熱阻。單元管壁面的導(dǎo)熱熱阻一般很小，對傳熱性能影響不大，可以不予考慮。

3）減小內(nèi)壁面與吸附劑的傳熱熱阻。內(nèi)壁面與吸附劑之間的傳熱熱阻主要是指接觸熱阻，它是吸附床傳熱過程中相當(dāng)重要的熱阻，所占比例最大。接觸熱阻產(chǎn)生的主要原因在于，吸附劑與單元管內(nèi)壁面沒有完全接觸，在不接觸處存在空隙，熱量通過充滿空隙的氣體的導(dǎo)熱、對流和輻射的方式傳遞，因而存在傳熱阻力，稱為接觸熱阻。減小接觸熱阻的方法主要有：

（1）增加接觸密實(shí)性。通過使內(nèi)壁面較光滑或是增大吸附劑對內(nèi)壁面的壓力來盡量減小吸附劑與內(nèi)壁面的接觸空隙，從而減小接觸熱阻；

（2）將吸附劑的水溶液灌入單元管內(nèi)，然后結(jié)晶形成吸附劑晶體，這樣不僅可以增大吸附劑與單元管內(nèi)壁面的接觸面積，還可以通過結(jié)晶形成一種化學(xué)力，從而增強(qiáng)單元管內(nèi)壁面與吸附劑的傳熱；

（3）降低單元管內(nèi)鋁翅片的軸向高度，使翅片更加密集，這樣不僅可以增大吸附劑與單元管內(nèi)壁面的接觸面積，而且還可增強(qiáng)單元管內(nèi)壁面與吸附劑的傳熱效果。

4）減小吸附劑之間的傳熱熱阻。吸附劑氯化鈣為顆粒表面積較大的多孔介質(zhì)，由于孔隙率的存在，使得其導(dǎo)熱系數(shù)很小，而且吸附劑的填充厚度也比較大，所以，傳熱介質(zhì)與吸附劑的傳熱熱阻主要集中在吸附劑的導(dǎo)熱熱阻上。但加入內(nèi)置鋁翅片后，吸附劑的軸向傳熱效果可以得到明顯的改善，不過單元管的軸向還是存在較大的傳熱熱阻。為了減小吸附劑的導(dǎo)熱熱阻，可以在吸附劑中加入銅粉、石墨粉等導(dǎo)熱性能良好的固體顆?；蛘邔ξ絼┻M(jìn)行固化處理，以改變吸附劑的顆粒分布情況。

4 發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣吸附制冷系統(tǒng)研究

假設(shè)船舶柴油機(jī)的功率為100 kW，則尾氣排放總熱量為Q總=Ps·η=100×0.75=75 kW 。

尾氣質(zhì)量流量，kg/h：

式中，Ps為柴油機(jī)的額定功率，Ps=100 kW；Ne為最低燃油量，Ne=0.162 kg/(kW·h)；L0為理論空氣量，L0=14.5 kg/kg；α為過量空氣系數(shù)，α=2；φ為掃氣系數(shù)，φ=1.2。

假設(shè)尾氣溫度為400℃。在實(shí)際的煙氣余熱回收過程中，考慮到二氧化硫低溫對金屬管壁的腐蝕問題［11］（二氧化硫的露點(diǎn)溫度一般為150～180℃），因此，可提高煙氣的排放溫度至tout=200℃。

尾氣可利用熱量，kW：

式中，Qm為尾氣質(zhì)量流量，kg/h；Cp為煙氣的比熱容，kJ/（kg·K）；t1，t2分別為可利用的煙氣進(jìn)、出口溫度，℃。

假設(shè)每個(gè)吸附床有19根單元管，為了增強(qiáng)吸附劑的徑向傳熱，往往在單元管中加入鋁翅片，以增大傳熱表面積。初步確定傳熱單元管為φ57 mm×2mm，傳質(zhì)管直徑d=12mm，內(nèi)部鋁翅片規(guī)格為φ53mm×0.3mm，高度 H=5mm。選取單元管的有效長度為l=1.0m。相鄰單元管的中心距取為s=72mm。

外殼體的內(nèi)徑 Di=375 mm，殼體厚度為4mm。

對吸附床開始加熱時(shí)的溫度為吸附結(jié)束時(shí)的溫度t1=30℃，吸附質(zhì)氨氣從氯化鈣中解吸時(shí)的平衡溫度取為t2=125℃。在解吸過程中，由于殼體壁厚和單元管壁厚都較小，而且不銹鋼的導(dǎo)熱系數(shù)相對于吸附劑要大得多，所以假設(shè)殼體溫度與傳熱單元管溫度相同，均為t3=125℃。鋁翅片的溫度與吸附劑的溫度相同。

式中，mNH3為參與循環(huán)的氨氣質(zhì)量，kg；n為鋁翅片個(gè)數(shù)；ρNH3為氨氣密度，kg/m3；di，d 分別為鋁翅片的內(nèi)、外徑，m；l為單元管長度，m；ε為填充率，ε=0.85。

制冷量，kW：

其中，h為氨氣的比焓，kJ/kg；τ為循環(huán)系統(tǒng)的切換時(shí)間，min；

制冷效率，%：

5 結(jié) 論

本文主要討論了以船舶尾氣為驅(qū)動(dòng)熱源時(shí)吸附制冰系統(tǒng)的性能，介紹了吸附床的結(jié)構(gòu)選取原則，并且對吸附床單元管的傳熱效果進(jìn)行了理論分析。結(jié)論如下：

1）為了克服現(xiàn)有吸附制冷系統(tǒng)運(yùn)行不連續(xù)的現(xiàn)狀，本文選取了多發(fā)生器系統(tǒng)。當(dāng)一個(gè)加熱解吸時(shí)，其余的吸附制冷在切換過程中，至少有一個(gè)吸附床工作在制冷狀態(tài)，從而保證了系統(tǒng)冷量的連續(xù)輸出。

2）為了確保傳質(zhì)通道的暢通，采取了內(nèi)部傳質(zhì)方式，冷熱源通過外部對單元管換熱，從而增大了換熱面積。

3）采用發(fā)動(dòng)機(jī)尾氣作為熱源時(shí)，由于尾氣的品質(zhì)較低，使得尾氣與單元管的對流換熱系數(shù)較小，傳熱熱阻較大。所以，通常采用加外翅片來增加煙氣與單元管壁面的接觸面積，以減小對流換熱熱阻。

4）在單元管內(nèi)部添加鋁翅片可減小吸附床的傳熱溫差，增強(qiáng)傳熱效果。

5）以發(fā)動(dòng)功率為100 kW的柴油機(jī)產(chǎn)生的尾氣作為吸附制冰系統(tǒng)的驅(qū)動(dòng)熱源，經(jīng)計(jì)算可得，該系統(tǒng)的制冷效率為0.25，相比于其它方式的制冷系統(tǒng)，其效率很低。但是，該系統(tǒng)作為一種節(jié)能環(huán)保的制冷方式，在能源緊張的今天具有重大的研究價(jià)值和研究意義。

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