高温LiBr双吸收式热变换器火用分析

郝 兆 龙， 马 学 虎＊， 兰 忠， 白 涛

（大连理工大学 化学工程研究所，辽宁 大连 116024）

0 引 言

目前在石油化工和冶金等工业生产过程中存在大量的高温废热源，这些废热的价值并没有被充分地加以利用，而是应用到需要较低温位热能的地方.由热力学第二定律可知，热能品质上是有差别的，若把高品质的热能用于仅需低品质热能的地方，虽然热能在数量上是相等的，但是造成了可用能（火用）值的极大浪费.吸收式热变换器（AHT）可以将部分废热热能回收提高温位后重新在高温位进行利用，在能量品质利用方面实现了节约，近年来在工业领域受到越来越多的关注［1－3］.然而，目前 AHT 技术在国内工业领域还没有得到应有的大范围推广，其中一个主要原因是其适用温度范围的限制，常规AHT一般应用于回收120℃以下的废热源.溴化锂溶液－水作为吸收式系统应用最广泛的工质对，其在高温状态下对金属的强腐蚀性是制约AHT适用工况范围扩展的瓶颈.针对AHT应用于高温工况下存在的关键问题，大连理工大学化学工程研究所进行了一系列的研究.Chen等［4］实验研究了高温（150～200℃）条件下不锈钢在溴化锂溶液中的腐蚀特性，得到了高温条件下基础腐蚀实验数据.根据溴化锂溶液中不锈钢腐蚀特性，Chen等［5］提出了一种改进的水热法在不锈钢304表面制备SiO2膜，实验分析该膜的抗腐蚀性表明，该膜可以有效减小溴化锂溶液在高温条件下对不锈钢的腐蚀.应用该SiO2膜在线成膜工艺，郝兆龙等［6］建立了首台高温工况条件下吸收式热变换器（HAHT）实验样机，其功率为5kW，工质对为溴化锂溶液－水，工作温度为150～205℃.实验测试表明，该HAHT输出可用热温度大于200℃，系统温升大于40℃，COP大于0.4，达到设计要求，实验过程中无明显腐蚀现象.为了提高HAHT热力学性能，马学虎等［7］提出一种新的高温双再生器吸收式热变换器，其在传统AHT的再生器和冷凝器之间增加了一个再生器，分析表明系统COP可以提高20%，达到0.61.

本文在文献报道关于HAHT相关研究的基础上，采用双吸收式热变换器（DAHT）进一步提高回收热的温位，基于热力学第二定律火用分析方法对高温双吸收式热变换器（HDAHT）进行研究，分析在高温工况下操作温度、循环倍率（Rf）、溶液热交换器换热效率（Ef）和系统温升（Tgl）对系统火用性能（ECOP）、主要部件火用损失（Ed）和总火用损失（Et）的影响规律，以期为下一步研制高温位、大温升的HDAHT提供热力学工况和系统性能等数据，为实验样机设计和运行提供理论指导.

1 高温LiBr双吸收式热变换器工作原理

HDAHT工作循环如图1所示，包括吸收器（AB）、再生器（GE）、吸收－蒸发器（AE）、冷凝器（CO）、蒸发器（EV）和溶液热交换器（HX）.高温废热量提供给再生器，使LiBr稀溶液在中间温度tg（大于150℃）和低压pg（正压）条件下浓缩产生水蒸气工质，水蒸气进入冷凝器，在低温tc和低压pc条件下冷凝放出热量被循环冷却介质带走.冷凝器冷凝水一部分经由泵进入蒸发器，吸收高温废热量在中间温度te和高压pe下蒸发；另一部分冷凝水经由泵进入吸收－蒸发器吸收热Qae在高温tae和最高压力pa下蒸发.质量分数为X1的浓溶液从再生器经由泵经过溶液热交换器进入吸收器，在最高温度ta和最高压力pa条件下吸收来自吸收－蒸发器的蒸汽，放出吸收热Qa（高品位输出可用热）成为中间质量分数X2的溶液.该中间质量分数溶液一部分经过溶液热交换器回到再生器完成一次循环，而另一部分进入吸收－蒸发器吸收来自蒸发器的蒸汽工质，放出吸收热Qae后成为低质量分数X3的稀溶液流回再生器完成循环.

图1 高温双吸收式热变换器循环示意图Fig.1 Schematic of high temperature double effect absorption heat transformer

2 热力学模型

基于热力学第一、第二定律火用分析方法建立HDAHT热力学模型，基本假设如下：

（1）吸收器、吸收－蒸发器和再生器出口溶液处于平衡状态；

（2）蒸发器、吸收－蒸发器和冷凝器出口蒸汽（水）工质均为饱和状态；

（3）再生器出口蒸汽处于过热状态；

（4）忽略系统部件的热损失和压降；

（5）流体经过节流阀是等焓过程；

（6）用高温水作为废热源向再生器和蒸发器提供热量，并且带走吸收器放出的吸收热，低温水作为冷却介质带走冷凝器释放的热量；

（7）环境参考温度（T0）为298.15K.

忽略核效应、电磁效应、电子效应和化学效应，流体的火用计算式为［8］

其中h0和s0为参考环境温度（T0）下的值.

稳态时控制体火用平衡速率方程为

对主要部件建立能量、质量和火用平衡.

蒸发器：

冷凝器：

吸收器：

再生器：

吸收－蒸发器：

溶液热交换器：

泵：

其中v为比体积，m3·kg－1.

系统总火用损失

循环倍率定义为

溶液热交换器换热效率是指实际换热量与最大可能换热量之比：

系统温升定义为

溴化锂溶液物性由Kaita［9］提出的公式计算，水和水蒸气物性数据来自文献［10］.

3 结果与讨论

系统的主要操作温度、蒸发器输入功率和溶液热交换器换热效率作为模型的初始已知条件：tc为108～128℃，te和tg为163～180℃，ta为236～257℃，吸收－蒸发温度tae为192～210℃，Ef为0.1～0.9，Qe为5kW.

3.1 再生温度和蒸发温度对系统的影响

图2和3给出te和tg对各个主要部件Ed、系统ECOP和Et的影响.由图可知，随着te和tg从168℃增加到177℃，吸收器Ed占系统Et比例从28%减小到24%；再生器Ed占系统Et比例从13%增加到30%，成为火用损失最大的部件；而溶液热交换器Ed占系统Et比例从23%减小到5%，成为火用损失最小的部件.随着te和tg的增大，虽然吸收器的蒸汽和进出口溶液温差减小，但是溶液与热源的温差仍然较大，所以吸收器Ed占系统Et比例下降幅度较小；随着tg增加，再生器出口溶液质量分数X1增大而吸收－蒸发器出口溶液质量分数X3减小，再生器进出口溶液浓度差增大，所以成为火用损失最大的部件.而随着再生器出口溶液温度增大，进入溶液热交换器的溶液温差减小，所以溶液热交换器Ed急剧减小.由图3可知，随着te和tg的增大，系统Et先减小后缓慢增加，并且随着ta增大，系统Et增大.系统ECOP先是急剧增加，当te和tg增加到某一值时，ECOP增加变缓，同时可看出ta越高，ECOP越低.

图2 再生温度和蒸发温度对各个部件火用损失的影响Fig.2 Variation of percentage of exergy destruction in each component with the generator and evaporator temperatures

图3 再生温度和蒸发温度对系统ECOP和Et的影响Fig.3 Variation of ECOPand Etwith the generator and evaporator temperatures

3.2 冷凝温度对系统的影响

图4 和5是tc对各个主要部件Ed、系统ECOP和Et的影响.由图4可知，再生器Ed占Et比例从tc为113℃的33%减小到123℃时的16%.这是由于当tc增大，再生器内溶液的浓度差减小，其溶液混合引起的不可逆因素减小.由图2和4可知，再生器不可逆因素主要是由进出口溶液浓度差引起的.随着tc增大，吸收器Ed占Et比例从24%略微增加到27%，虽然tc升高，吸收器进出口溶液浓度差减小，但是吸收器溶液与热源温差仍然较大，所以吸收器Ed占Et比例不仅没有减小反而略微增加.由此可知，吸收器Ed主要是溶液与蒸汽和热源之间温差引起的.由图5可知，随着tc增大，系统ECOP在较低tc时缓慢减小，当tc超过某一值时急剧减小；Et先减小后增大.由图还可知，ta越高，系统Et损失越大，ECOP越小.

图4 冷凝温度对各个部件火用损失的影响Fig.4 Variation of percentage of exergy destruction in each component with the condenser temperature

图5 冷凝温度对系统ECOP和Et的影响Fig.5 Variation of ECOP and Etwith the condenser temperature

3.3 吸收－蒸发温度对系统的影响

图6 和7是tae对各个部件Ed、系统ECOP和Et的影响.由图6可知，吸收器Ed占Et比例较大且受tae影响较小.与图2类似，随着tae增大，再生器Ed占Et比例随之增大而溶液热交换器Ed占Et比例随之减小.原因与前文讨论的相同，当tae增大，再生器进出口溶液浓度差增大，溶液热交换器进出口温差减小.由图7可知，ECOP随着tae增大而增大，Et随着tae增大而减小；tae越高，系统的热力学性能越差.由此可知，提高tae可以有效提高系统的性能.

3.4 吸收温度对系统的影响

图8和9是ta对各个主要部件Ed、系统ECOP和Et的影响.由图8可知，随着ta增大，吸收器Ed占Et比例从25%略微增加到28%.当ta增大时，吸收器出口稀溶液浓度增大，吸收器进出口溶液浓度差减小，但是吸收器溶液与热源和蒸汽的温差增大，最终的耦合效果使其Ed略微增加.再次证明了影响吸收器Ed的主要因素是其溶液与热源和蒸汽的温度差.另一方面，随着ta增大，再生器Ed占Et比例从31%减小到17%，这是由于ta增大，再生器溶液浓度差减小，同样再次证明了影响再生器的Ed主要原因是溶液浓度差.由图9可知，随着ta增大，系统Et增大而ECOP减小，系统性能降低.

图6 吸收－蒸发温度对各个部件火用损失的影响Fig.6 Variation of percentage of exergy destruction in each component with the absorber－evaporator temperature

图7 吸收－蒸发温度对系统ECOP和Et的影响Fig.7 Variation of ECOP and Etwith the absorber－evaporator temperature

图8 吸收温度对各个部件火用损失的影响Fig.8 Variation of percentage of exergy destruction in each component with the absorber temperature

图9 吸收温度对系统ECOP和Et的影响Fig.9 Variation of ECOPand Etwith the absorber temperature

3.5 循环倍率对系统的影响

图10给出了Rf对系统ECOP和Et的影响.由图可知，随着Rf增大，系统ECOP急剧减小，而Et先减小而后急剧增大；减小ta，能得到较好的系统性能.

图10 循环倍率对系统ECOP和Et的影响Fig.10 Variation of ECOPand Etwith the flow ratio

3.6 溶液热交换器换热效率对系统的影响

图11 是Ef对系统ECOP和Et的影响.由图可知，Ef越高，其回收的热量越多，吸收器和再生器内部温差越小，其火用损失就越低，系统性能越好.所以，溶液热交换器是HDAHT重要的部件，其换热效率对系统性能影响明显.

3.7 系统温升对系统的影响

图12给出了Tgl对系统ECOP和Et的影响.一般来说，对于AHT，系统温升越高，其热力学性能就越差.由图12可知，随着Tgl增加，ECOP开始基本保持不变，当Tgl超过72K，系统ECOP开始减小并且减小速率随着Tgl增加而加快.而系统Et随着温升增加先是缓慢减小后急剧增加.所以HDAHT系统温升不应超过72K.

图11 溶液热交换器换热效率对系统ECOP和Et的影响Fig.11 Variation of ECOPand Etwith the effectiveness of solution heat exchanger

图12 系统温升对系统ECOP和Et的影响Fig.12 Variation of ECOPand Etwith the gross temperature lift

4 结 论

（1）吸收器和再生器是高温LiBr双吸收式热交换器火用损失最大的部件.吸收器不可逆因素主要是由溶液与热源和蒸汽之间温差引起的；再生器不可逆因素主要是由进出口溶液浓度差引起的.

（2）系统ECOP随着再生温度、蒸发温度和吸收－蒸发温度增大而增大；随着吸收温度和冷凝温度增大而减小.

（3）溶液热交换器换热效率直接影响系统的性能，应该尽可能提高；该部件火用损失受操作温度影响较大，可以通过对操作温度优化来减少该部件的不可逆因素.

（4）为了获得更好的系统性能，循环倍率应该尽可能低.

（5）对于高温LiBr双吸收式热变换器，系统温升越高，系统性能越差，为了获得较好的系统性能，系统温升不应超过72K.

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