徐樂超 黃玉橋 李國建 鄒夢婷

浙江理工大學建筑工程學院

0 引言

近年來分布式冷熱電聯(lián)供系統(tǒng)發(fā)展迅猛，核心部件主要為以燃氣為一次能源的燃氣內(nèi)燃機及燃氣輪機，而做功發(fā)電后的高溫煙氣仍存在大量的余熱。煙氣型溴化鋰吸收式制冷機組可以回收余熱品味較高的高溫煙氣，能夠解決分布式聯(lián)供系統(tǒng)的余熱利用問題，有效提高一次能源利用率[1]。吸收式制冷系統(tǒng)物流參數(shù)和機組結構復雜，涉及到多個傳熱和傳質過程，機組設備通過軟件的模擬仿真使之達到優(yōu)化目的，是近年來研究的焦點與熱點。在機組的開發(fā)和實際運行階段，通過計算機的模擬，能夠節(jié)約大量的人力成本和時間成本[2]。

基于分布式聯(lián)供系統(tǒng)的變工況運行需要，本文利用Aspen Plus V9[3-5]軟件建立了煙氣型雙效溴化鋰制冷系統(tǒng)流程模型，模擬分析煙氣溫度及流量變化、冷卻水進口溫度變化、冷凍水出口溫度變化對系統(tǒng)運行的影響，從而為機組性能優(yōu)化設計提供新的思路和理論依據(jù)。

1 雙效吸收式水冷制冷系統(tǒng)

1.1 雙效吸收式制冷機組制冷原理

制冷機組由高壓發(fā)生器、低壓發(fā)生器、冷凝器、蒸發(fā)器、吸收器、溶液泵、高低溫溶液熱交換器、節(jié)流閥和減壓閥等組成，以LiBr-H2O 組成工質對進行循環(huán)制冷。雙效吸收式水冷制冷循環(huán)如圖1 所示。溴化鋰稀溶液1 經(jīng)溶液泵進入低溫溶液熱交換器，與從低壓發(fā)生器出來的溴化鋰濃溶液7 進行熱交換后，進入高溫溶液熱交換器，與來自高壓發(fā)生器的溴化鋰中間濃度溶液5 進行熱交換,升高溫度后的溴化鋰稀溶液4 進入高壓發(fā)生器，在高壓發(fā)生器內(nèi)被外部高溫煙氣加熱沸騰，分別產(chǎn)生冷劑蒸汽9 和溴化鋰中間濃度溶液5，高壓冷劑蒸汽9 作為低壓發(fā)生器的驅動熱源，再次驅動從高溫溶液熱交換器出來的溴化鋰中間濃度溶液6，產(chǎn)生冷劑蒸氣11 和溴化鋰濃溶液7，冷劑蒸汽9 釋放熱量后與冷劑蒸汽11 一同進入冷凝器冷凝放熱，并進入節(jié)流閥節(jié)流降溫至蒸發(fā)壓力后，形成液相冷劑水13，進入蒸發(fā)器與用戶側的冷凍水回水進行蒸發(fā)吸熱，產(chǎn)生冷效益，完全蒸發(fā)至水蒸氣14 后，與來自低壓發(fā)生器并經(jīng)過低溫溶液熱交換器的溴化鋰濃溶液8 一同進入溶液吸收器進行混合稀釋，形成溴化鋰稀溶液1，以此往復循環(huán)，形成雙效吸收式制冷系統(tǒng)[6]。

圖1 煙氣型雙效溴化鋰吸收式制冷循環(huán)示意圖

1.2 系統(tǒng)熱力學性能校核

溴化鋰制冷循環(huán)熱力學性能校核計算主要有熱平衡校核計算和放氣范圍校核計算。熱平衡校核計算主要計算高壓發(fā)生、冷凝器、蒸發(fā)器、吸收器的熱量平衡關系，其平衡式如下：

式中：Qg為高壓發(fā)生器負荷，也為煙氣熱負荷；Qe為蒸發(fā)器負荷，即系統(tǒng)制冷量；Qc為冷凝器負荷荷；Qa為吸收器負荷。當熱平衡誤差小于1%時，符合系統(tǒng)熱平衡要求。

性能系數(shù)COP 定義為系統(tǒng)輸出能量與輸入能量的比值，反映了系統(tǒng)制冷能力的大小，一般雙溴化鋰制冷系統(tǒng)的COP 為1.1～1.5 之間，計算式為:

放氣范圍校核主要是計算系統(tǒng)循環(huán)中溴化鋰溶液濃度差值，計算式如下：

式中：ξd為進入發(fā)生器溶液濃度；ξd為流出發(fā)生器溶液濃度。該值大小反映了系統(tǒng)的運行經(jīng)濟指標,放氣范圍越大則系統(tǒng)的經(jīng)濟性越好，為了保證循環(huán)的經(jīng)濟性和安全性，高壓發(fā)生器的放氣范圍通常為0.02～0.035，低壓發(fā)生器的放氣范圍通常取0.015～0.025，總放氣范圍應在0.03-0.06 之間[7]。

2 系統(tǒng)流程的建立和模擬

2.1 模型假設和物性方法的選擇

由于雙效吸收式機組結構復雜，為了簡化模型，分析主要影響參數(shù)，在模擬之前，作出以下假設[8]：系統(tǒng)基于穩(wěn)態(tài)運行，系統(tǒng)各部件和管路之間沒有熱量損失和壓力損失。忽略溶液泵功影響，換熱單元均為逆流換熱，取對數(shù)平均溫差進行傳熱計算。溶液在吸收器中傳熱和傳質過程分開計算。吸收器壓力和蒸發(fā)器壓力相等，低壓發(fā)生器工作壓力和冷凝器壓力相等。吸收器出口稀溶液和發(fā)生器出口濃溶液均為飽和溶液。

物性方法的選擇是模擬中的一個關鍵步驟，溴化鋰為水溶液是強電解質，在模擬時采用適用于溴化鋰溶液的ELECNRTL 物性方法，同時選Wegstein 收斂方法進行模型收斂計算[9-10]，從而能夠確保溴化鋰吸收式制冷循環(huán)模擬結果的準確性和可靠性。

2.2 流程模型的建立

在穩(wěn)定運行的工況假設條件下，采用Aspen Plus V9 模塊化建模方法，根據(jù)圖1 建立的制冷系統(tǒng)設備流程圖，選擇合理的單元操作模塊模擬各個主要設備，并通過物質流路關系將系統(tǒng)設備進行連接，搭建雙效溴化鋰制冷系統(tǒng)平臺，其流程模型見圖2。熱源進口煙氣為燃氣機做功后的產(chǎn)物，主要成分為氮氣，過量氧氣，水蒸氣和二氧化碳。

圖2 雙效吸收式制冷流程模型

在系統(tǒng)起始運行狀態(tài)下，模型建立所選用的單元模塊以及參數(shù)設定見表1。

表1 吸收式制冷系統(tǒng)單元操作模塊及參數(shù)設定

溶液物流參數(shù)和冷凍水以及冷卻水起始狀態(tài)參數(shù)設定見表2。

表2 吸收式制冷系統(tǒng)初始物流狀態(tài)參數(shù)設定

2.3 模擬計算結果

根據(jù)模型的建立，操作單元以及輸入物流參數(shù)的設定，對模擬流程進行模擬。為保證模型的準確性，參數(shù)的選取來源文獻[11]，并將模擬結果與文獻結果進行對比驗證。系統(tǒng)主要設備的負荷和狀態(tài)點的模擬計算結果見表3 和表4。

表3 系統(tǒng)主要設備的負荷模擬結果與對比

表4 系統(tǒng)物流循環(huán)各狀態(tài)點的模擬結果

由表3 和表4 可知，系統(tǒng)模擬結果與文獻結果誤差均在依1.0%以內(nèi)，同時，系統(tǒng)熱平衡熱誤差為0.6%，符合系統(tǒng)熱平衡要求，系統(tǒng)總放氣范圍為0.05，符合系統(tǒng)放氣范圍要求。系統(tǒng)COP 為1.28。因此該模型可靠，可進行下一步模擬和分析。

3 參數(shù)變化對機組性能的影響分析

煙氣型雙效吸收式制冷機組的運行性能受多種因素的影響，在其他參數(shù)不變的情況下，本文模擬分析了煙氣進口溫度及流量變化、冷卻水進口溫度變化、冷凍水出口溫度變化對系統(tǒng)性能的影響。為便于分析，所有圖中煙氣流量，高壓發(fā)生器負荷與制冷量采用了對比值處理，即變工況與額定工況的比值。COP 及放氣范圍則為實際值。

3.1 煙氣進口溫度及流量變化對系統(tǒng)的影響

在模擬分析煙氣進口溫度及流量變化對系統(tǒng)的影響時，保持冷卻水進口溫度及流量以及冷凍水出口溫度及流量不變，并保證蒸發(fā)溫度為5 ℃，冷凝溫度為40 ℃時，通過改變煙氣溫度及流量，分析系統(tǒng)運行性能變化的影響（圖3～5）。

圖3 煙氣進口溫度和煙氣流量變化對制冷量影響

圖4 煙氣進口溫度和煙氣流量變化對COP 影響

由圖3～5 可知，制冷量隨著煙氣溫度和流量的增加而升高，這是因為隨著煙氣溫度和流量的增加，高壓發(fā)生器中流出的中間溶液濃度增加，產(chǎn)生的高壓冷劑蒸汽增加，從而導致低壓發(fā)生器吸熱量增加，流出的濃溶液濃度增加，系統(tǒng)的放氣范圍變大，因此制冷量也增加。當煙氣在300～500 ℃且保持某一溫度不變時，系統(tǒng)COP 隨著煙氣溫度和流量的增加呈先急劇上升后平穩(wěn)的趨勢，這是因為隨著煙氣流量的增加，制冷量增加，吸收器和冷凝器熱負荷也增加，冷凝效果和吸收效果增強，吸收器出口稀溶液溫度增加，放氣范圍增大，因此COP 增加。但受機組本身制約，系統(tǒng)COP 最后趨于平穩(wěn)。

從圖5 中可以知道，雖然制冷量和COP 都隨著煙氣溫度和流量的增加而升高，但是放氣范圍也一直在增加，當煙氣溫度為450 ℃和500 ℃、煙氣流量為130%和120%以上時，放氣范圍超了過系統(tǒng)經(jīng)濟運行允許的最大值。而經(jīng)濟性最低煙氣流量為0.03 的虛線與對應溫度曲線的交點，煙氣溫度為300 ℃、350 ℃、400 ℃、450 ℃、500 ℃時所對應的經(jīng)濟性最低流量分別為140%、110%、90%、75%、65%。因此，煙氣流量和溫度既不能無限增加，也不能一直減少，而應保持在某一區(qū)間范圍內(nèi)，才能使得制冷系統(tǒng)的經(jīng)濟性和安全性得到保障。

圖5 煙氣進口溫度和煙氣流量變化對放氣范圍影響

3.2 冷卻水進口溫度變化對系統(tǒng)的影響

在保持煙氣進口溫度及流量與額定工況一致，冷凍水出口溫度和流量不變情況下，冷卻水進口溫度由26 ℃升高至38 ℃時，系統(tǒng)高壓發(fā)生器負荷、制冷量、COP 以及放氣范圍的變化見圖6 和圖7。

圖6 冷卻水進口溫度變化對高壓發(fā)生器負荷和制冷量的影響

圖7 冷卻水進口溫度變化對COP 和放氣范圍的影響

由圖6 和與7 可知，系統(tǒng)高壓發(fā)生器負荷，系統(tǒng)制冷量，COP 和放氣范圍都隨著冷卻水進口溫度的升高而降低。這是因為在稀溶液流量不變的情況下，隨著環(huán)境溫度的升高，冷卻水進口溫度升高，使得吸收器換熱溫差減少，吸收器內(nèi)吸收效果減弱，不利于蒸發(fā)器內(nèi)的制冷劑蒸發(fā)，吸收器出口的稀溶液濃度升高。同時也使得冷凝器內(nèi)冷凝溫度和冷凝壓力升高，高低壓發(fā)生器出口溶液濃度降低，系統(tǒng)放氣范圍降低，產(chǎn)生的制冷劑蒸汽減少，因此制冷量和COP 都減少。

結果顯示，冷卻水進口溫度由26 ℃升高至38 ℃時，系統(tǒng)COP 由1.36 降低至1.03，制冷量由110%降低至70%，放氣范圍由0.063 降低至0.026。由放氣范圍變化可知，冷卻水進口溫度不可以過低，當進口溫度低于27 ℃時，會使得系統(tǒng)放氣范圍高于0.06，同時也會導致溴化鋰溶液結晶，影響系統(tǒng)運行的經(jīng)濟性和安全性。同時當冷卻水進口溫度高于37 ℃時，會導致系統(tǒng)放氣范圍低于0.03，同時系統(tǒng)制冷量和COP 均降低，影響系統(tǒng)運行性能。由圖7 可知，較為合理的冷卻水進口溫度為27～37 ℃。

3.3 冷凍水出口溫度變化對系統(tǒng)的影響

在保持煙氣進口溫度及流量與額定工況一致，冷卻水進口溫度和流量不變的情況下，冷凍水出口溫度由4 ℃升高至10 ℃時，系統(tǒng)高壓發(fā)生器負荷，制冷量，COP 以及放氣范圍的變化見圖8 和圖9。

圖8 冷凍水出口溫度變化對高壓發(fā)生器負荷和制冷量的影響

圖9 冷凍水出口溫度變化對COP 和放氣范圍的影響

由圖8 和與9 可知，系統(tǒng)高壓發(fā)生器負荷，系統(tǒng)制冷量、COP 和放氣范圍都隨著冷凍水出口溫度的升高而升高。這是因為在系統(tǒng)稀溶液流量不變的情況下，隨著冷凍水出口溫度的升高，蒸發(fā)器內(nèi)蒸發(fā)溫度和蒸發(fā)壓力升高，促使了吸收器內(nèi)的吸收效果增強，使得吸收器出口稀溶液的濃度降低，同時高低壓發(fā)生器出口溶液的濃度升高，系統(tǒng)總放氣范圍增大，發(fā)生器產(chǎn)生的制冷劑蒸汽增加，因此會使得系統(tǒng)的制冷量和COP 都增加。

結果顯示，冷凍水出口溫度由4 ℃升高至10 ℃時，系統(tǒng)COP 由1.15 升高至1.33，制冷量由78%升高至112%，放氣范圍由0.022 升高至0.64。雖然冷凍水出口溫度越高，系統(tǒng)性能越好，但是由放氣范圍變化可知，冷凍水出口溫度不可以過高。當出口溫度高于9 ℃時，會導致系統(tǒng)放氣范圍高于0.06，超出系統(tǒng)經(jīng)濟運行的最大范圍。同時冷凍水出口溫度也不能過低，當出口溫度低于5 ℃時，系統(tǒng)的放氣范圍低于0.03，系統(tǒng)制冷量和COP 均降低，且冷凍水溫度過低，容易導致蒸發(fā)器內(nèi)冷劑水或者冷凍水結冰，影響系統(tǒng)的正常運行。由圖9 可知，較為合理的冷凍水出口溫度為5～9 ℃。

4 結論

基于Aspen Plus V9 平臺，建立了制冷量為40 kW的煙氣型雙效溴化鋰吸收式制冷系統(tǒng)流程模型，并分析了煙氣流量及溫度、冷卻水進口溫度、冷凍水出口溫度對系統(tǒng)運行的影響。結果表明：

1）煙氣型制冷機組的制冷量和COP 均隨著煙氣溫度和流量的增加而升高，受放氣范圍限制，煙氣流量和溫度既不能無限增加，也不能一直減少，而應保持在某一區(qū)間范圍內(nèi)，才能使得制冷系統(tǒng)的經(jīng)濟性和安全性得到保障。煙氣溫度為300 ℃、350 ℃、400 ℃、450 ℃、500 ℃時所對應的經(jīng)濟性最低流量分別為額定工況流量的140%、110%、90%、75%、65%。煙氣溫度為450 ℃和500 ℃時，對應的經(jīng)濟性最高煙氣流量為額定工況流量的130%和120%。

2）冷卻水進口溫度和冷凍水出口溫度對系統(tǒng)的運行都有顯著影響，在保持煙氣進口溫度及流量與額定工況一致情況下，系統(tǒng)性能隨冷卻水進口溫度的升高而降低，隨冷凍水出口溫度的升高而升高。在保證系統(tǒng)安全性和經(jīng)濟性運行的前提下，以及其他參數(shù)不變的情況下，冷卻水溫度不能無限降低，冷凍水出口溫度不能無限增大，較為合理的冷卻水進口溫度為27～37 ℃，較為合理的冷凍水出口溫度為5～9 ℃。