calculation and analysis of gax cycle with tfe/nmp as working fluids
zhang lisong et al
thermal calculations of gax cycle with tfe/nmp as working fluids are conducted on the base of a brief account on the cycle,a comparison and analysis between the results of calculation and results previously reported in the literature are made.
keywords:gax cycle,absorption refrigeration,working fluid
符 号
a——溶液循环倍率
r——精馏塔的回流比
h——焓值，kj/kg
x——溶液中制冷剂质量浓度
g——循环的加热量，kj/kg
下 标
f——液相
g——气相
g——单效循环
ggax——gax循环
1 引言
虽然以tfe/nmp为工质的吸收式制冷系统具有工作温度范围广、安全性能好、使用场合不受限制等优点，但该工质的物理特性决定了采用常规单效制冷循环其cop值偏低这一不利因素［1］，即使在热源温度较高的条件下，也无法采用象水/溴化锂吸收式制冷循环那样的多效蒸发方式使cop值提高。
但是tfe/nmp工作特点类似于氨/水，当冷却水温度较低而热源温度较高时，具有较大的放气范围。利用这一特点，可以采用gax循环来提高以tfe/nmp为工质的吸收式制冷循环热力系数。
gax概念最早由altenkirch于1913年提出，直至80年代才逐步受到重视。随着人们对吸收式制冷循环的深入研究，gax循环也出现了不同的结构形式，其中phillips于1990年提出了较为成熟的gax循环方式，称为基本gax循环［2］。它是利用某些在制冷循环中可具有较大放气范围的吸收式制冷工质对，在吸收式制冷机组中发生器和吸收器之间进行内部回热，回收吸收热以提高循环的性能系数。
为了充分发挥以tfe/nmp为工质的吸收式制冷系统的优势，提高其循环cop值，降低能耗，扩大其使用范围，本文对采用tfe/nmp工质的gax循环进行了计算和分析。
2 基本gax循环
gax基本流程见图1，在迪林图上的热力循环见图2。
图1 基本gax流程
图1中，吸收器与发生器均被分为三部分。吸收器包括gax吸收器gaxa、溶液冷却吸收器sca(或ahx)及外部冷却吸收器eca，发生器包括gax发生器gaxg、溶液加热发生器shg(或ghx)及外部加热发生器ehg。
图2 迪林图上表示的gax循环
状态为6的稀溶液进入gaxa吸收由蒸发器出来的tfe蒸气后，浓度升高，出口状态为7，吸收热(这部分热量用qgax表示)被gax内的传热介质带走。状态为7的溶液进入sca，进一步吸收来自蒸发器的tfe蒸气，浓度继续升高，出口状态为8。通过sca将吸收热传递给浓溶液，使浓溶液温度由1升高到2。然后溶液进入eca。在eca中，溶液继续吸收来自蒸发器的tfe蒸气，浓度至最大，温度降至最低，吸收终了浓溶液状态为1。由8到1的吸收热由冷却水带走。浓溶液进入sca另一侧获得吸收热(这部分热量用qsca表示)后温度升高，状态变为2。与精馏器的回流液混合，进入gaxg，在gaxg内吸热(通过传热介质回路)发生，浓度降低，温度升高，出gaxg的状态为3。然后进入shg，被高温稀溶液继续加热(这部分热量用qshg表示)发生后，出口状态变为4。状态为4的溶液在ehg中由外部热源加热继续发生出蒸气后，温度达到最高，浓度达到最小，发生终了稀溶液状态为5。溶液5进入shg，将热量传给发生侧，温度降低，出shg的稀溶状态为6。这样就完成了循环。
发生器中产生的tfe蒸气经精馏器rec后，依次进入冷凝器cond、蒸发器evap，最后进入吸收器吸收，完成制冷剂循环。
3 gax循环热力计算方法
gax循环热力循环如图2所示，1、2、5、6、9、10各点状态可由类似计算常规的吸收式制冷循环的方法确定［3］。由于gaxa和gaxg之间通过传热介质交换热量，故必然存在一定的温差，设t7=t2+δt,取δt=3℃。这样qgax便可由下式确定：
qgax=(a-1)hf6+g7hg7-(a-1+g7)hf7
(kj/kg) (1)
根据热平衡方程，便可确定3点的状态：
qgax=(a+r-g3)hf3+g3hg3-(a+r)hf2
(kj/kg) (2)
吸收过程中还有部分的热量(7点到8点)被用于吸收器出口(1点)到发生器入口(2点)浓溶液的加热过程。这部分热量为qsca，可由下式确定：
qsca=a(hf2-hf1) (kj/kg) (3)
根据热平衡方程，便可确定8点状态：
qsca=(a-1+g7)hf7+g8hg8-(a-1+g7+g8)hf8(kj/kg)(4)
发生器出口(5点)至吸收器入口(6点)稀溶液的放热量用到发生器的加热段，这部分热量为qshg，可由下式确定：
qshg=(a-1)(hf5-hf6) (kj/kg)(5)
根据热平衡方程，便可确定4点状态：
qshg=(a+r-g3-g4)hf4+g4hg4-(a+r-g3)hf3(kj/kg)(6)
式中g3、g4、g7、g8、分别为3、4、7、8点处所发生和吸收的制冷剂单位质量系数，其计算公式分别为：
g3=(a+r)(x2-x3)/(1-x3)(7)
g4=(a+r-g3)(x3-x4)/(1-x4)(8)
g7=(a-1)(x7-x6)/(1-x7)(9)
g8=(a+r-g7)(x8-x7)/(1-x8)(10)
由上述内容可知，gax循环实际的加热量应是单效循环加热量减去吸收过程的放热量qgax及稀溶液进入吸收器前的放热量qshg，其计算表达式为：
qggax=qg-qgax-qshg(kj/kg)(11)
需要注意的是，式(2)、(4)、(6)是隐式，需迭代求解。
4 算例
4.1 设计条件
(1)蒸发温度te=0℃；(2)冷凝温度tc=34.0℃；(3)发生终了稀溶液温度t5=125℃；(4)吸收终了溶液温度t1为冷却水入口温度与δta之和(δta取8℃)；(5)冷却水总温升取8℃，冷凝温度为冷却水出口温度与δtc之和(δtc取4℃)；(6)小型精馏塔的精馏效率取75.0%；(7)发生器内压力取1.03倍的冷凝器内压力；(8)吸收器内压力取0.98倍的蒸发器内压力。
4.2 单效循环计算结果［3］
tfe/nmp工质的热物性计算公式由日本三洋电机株式会社提供，由我们编制计算程序，并与三洋电机株式会社、大连三洋制冷有限公司合作研究开发以tfe/nmp为工质的吸收式热泵。本文的研究主要是比较常规单效循环cop值与gax循环cop值的差异。单效循环计算结果见表2、3。
表1 常规单效循环计算结果(各点参数值)
| | 温度
(℃) | 压力
(kpa) | 比焓
(kj/kg) | | 1 | 30.00 | 1.53 | 413.01 | | 2 | 54.92 | 15.31 | 459.00 | | 5 | 125.00 | 15.31 | 621.22 | | 6 | 75.73 | 1.53 | 519.03 | | 9 | 0.00 | 1.76 | 803.16 | | 10 | 34.00 | 14.86 | 845.76 |
表2 单效循环计算结果
| 计 算 项 目 | 计 算 值 | | 浓溶液浓度(%) | 60.36 | | 稀溶液浓度(%) | 15.68 | | 循环倍率 | 1.88 | | 回流比 | 0.024 | | 制冷量(kj/kg) | 327.19 | | 加热量(kj/kg) | 538.99 | | 回流冷却热(kj/kg) | 9.03 | | 冷凝热(kj/kg) | 369.79 | | 吸收热(kj/kg) | 483.76 | | 溶液换热(kj/kg) | 86.60 | | 散热损失(kj/kg) | 3.61 | | copc | 0.60 | | 热收支平衡(kj/kg) | 0.01 |
4.3 gax循环计算结果
gax循环计算结果表3、表4。
表3 gax循环计算结果(各点参数值)
| | 温度
(℃) | 压力
(kpa) | 比焓
(kj/kg) | | 1 | 30.00 | 1.53 | 413.01 | | 2 | 54.92 | 15.31 | 459.00 | | 3 | 71.02 | 15.31 | 489.50 | | 4 | 78.72 | 15.31 | 499.63 | | 5 | 125.00 | 15.31 | 621.22 | | 6 | 75.73 | 1.53 | 519.03 | | 7 | 57.92 | 1.53 | 476.54 | | 8 | 48.52 | 1.53 | 453.57 | | 9 | 0.00 | 1.76 | 803.16 | | 10 | 34.00 | 14.86 | 845.76 |
表4 gax循环计算结果
| 计 算 项 目 | 计 算 值 | | 浓溶液浓度(%) | 60.36 | | 稀溶液浓度(%) | 15.68 | | 循环倍率 | 1.88 | | 回流比 | 0.024 | | 制冷量(kj/kg) | 327.19 | | 加热量(kj/kg) | 352.98 | | shg换热量(kj/kg) | 87.51 | | gax换热量(kj/kg) | 98.51 | | sca换热量(kj/kg) | 84.01 | | 冷凝热(kj/kg) | 369.79 | | 吸收热(kj/kg) | 293.54 | | 回流冷却热(kj/kg) | 9.03 | | 散热损失(kj/kg) | 8.41 | | copc | 0.93 | | 热收支平衡(kj/kg) | -0.60 |
4.4 计算结果分析
以tfe/nmp为工质对的gax循环在所给出的设计条件下性能系数cop值远高于单效tfe/nmp制冷循环的性能系数cop值。
需要说明的是，上述计算过程中仅考虑了一些主要因素对循环性能系数的影响，还有一些如不完全精馏、不完全蒸发等未进行深入考虑，故计算的gax循环性能系数稍偏大。
5 以tfe/nmp为工质的gax循环分析
图3显示出了不同蒸发温度下gax循环copc值随冷凝温度的变化。随着冷凝温度的升高，gax循环吸收器和发生器之间的温度重叠减小，内部回热减弱，copc值变小。以蒸发温度等于-5℃为例，当冷凝温度高于47℃时，吸收器和发生器之间的温度重叠消失，gax循环的copc值与单效制冷的copc值相等，此时使用gax技术已无意义。从图3还可以看出，冷凝温度一定时，蒸发温度越低，同样gax循环吸收器和冷凝器之间的温度重叠减小，内部回热减弱，gax循环的copc值越变小。
图3 不同蒸发温度下copc值随冷凝温度的变化
6 结论与展望
在一定条件下，以tfe/nmp为制冷工质对的gax循环与单效循环相比，性能系数明显提高。同时gax机组结构较简单，故利用gax技术可获得良好的经济效益。这对采用新型低温制冷工质对的制冷循环的改进设计，具有指导意义。
随着人们对新型工质对tfe/nmp、传热传质机理以及吸收器发生器等部件的不断研究，gax机组的负荷能力将进一步改善，初投资和运行费用得以减低，以tfe/nmp为工质对的gax机组的应用前景将十分光明。
张利嵩（大连理工大学 116023 辽宁大连市大连理工大学动力系热能教研室）
徐士鸣（大连理工大学）
冷振（大连理工大学）
参 考 文 献
［1］ 徐士鸣.吸收式制冷循环及制冷工质研究进展(ⅱ).流体机械，1999；27(2)：52～57
［2］.周锦生等.高效吸收式热泵的gax技术及市场展望.流体机械，1998；27(7)：57～61
［3］.日本三洋电机株式会社，大连三洋制冷有限公司，大连理工大学.关于以tfe/nmp为工质的吸收式热泵技术改进共同研究、开发项目研究报告.1999 |
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