摘要：溴化鋰吸收式制冷機在我國得到了飛速的發(fā)展。特別是隨著天然氣能源在我國能源中的比例不斷增加，燃?xì)饪照{(diào)的不斷發(fā)展，溴化鋰吸收式冷（熱）水機的發(fā)展近年來更呈上升的勢頭。在評論直燃型溴化鋰吸收式冷（熱）水機組與蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組的性能系數(shù)上存在一定的差異。直燃型與蒸汽型溴化鋰吸收式冷（熱）水機中，熱源加熱量的計算方法不一。文中討論了鍋爐效率與熱利用效率。闡述如何有效利用排熱提高性能系數(shù)。建議在計算蒸汽型機組ＣＯＰ時，其加熱源的總熱量與計算直燃型機組ＣＯＰ時加熱源的總熱量相同，其凝水溫度的比焓應(yīng)為環(huán)境溫度下凝水的比焓，。即加入機組的熱量為加熱蒸汽的潛熱量與加熱蒸汽凝水冷卻至環(huán)境溫度的顯熱量之和。關(guān)鍵詞：溴化鋰吸收式制冷機 性能系數(shù) COP 直燃型 蒸汽型 1 前言 溴化鋰吸收式冷（熱）水機由于利用熱能為驅(qū)動源，其制冷劑（水）與吸收劑（溴化鋰水溶液）對大氣層均無污染，視為與環(huán)境親善。而作為限制氟氯烴化合物使用的取代制冷機之一，得到了進(jìn)一步的發(fā)展。特別是隨著天然氣能源在我國能源中的比例不斷增加，燃?xì)饪照{(diào)的不斷發(fā)展，溴化鋰吸收式冷（熱）水機的發(fā)展近年來更呈上升的勢頭。據(jù)中國冷凍空調(diào)協(xié)會統(tǒng)計2004年我國蒸汽型溴化鋰吸收式制冷機生產(chǎn)1311臺套，較2003年增加24.5 ％；直燃型溴化鋰吸收式制冷機生產(chǎn)4234臺套，較2003年增加52 ％。 溴化鋰吸收式冷（熱）水機的主要性能指標(biāo)是性能系數(shù)，根據(jù)我國GB/T18431—2001“蒸汽和熱水型溴化鋰吸收式冷水機組”,GB/T18362—2001“直燃型溴化鋰吸收式冷(溫)水機組”的標(biāo)準(zhǔn),以及日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JISB8622—2002“吸收式冷凍機”,美國空調(diào)和制冷學(xué)會標(biāo)準(zhǔn)ARI1560“吸收式冷熱水機”規(guī)定：無論單效或雙效、多效溴化鋰吸收式制冷機，性能系數(shù)定義為“供給制冷機的熱源熱量和產(chǎn)生的制冷能力（加熱能力）的比”。性能系數(shù)表示了制冷機能量消耗的程度，因此是衡量制冷機性能的主要參數(shù)。其供給制冷機的熱源熱量還包括冷劑泵、溶液泵及其它耗電設(shè)備的能量。因為所占比例較小，約在小數(shù)點后三位的范圍內(nèi)，暫略而不計。但在評論直燃型溴化鋰吸收式冷（熱）水機組與蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組的性能系數(shù)上存有一定的差異。2 問題的提出2.1 熱源加熱量的計算方法 直燃型與蒸汽型溴化鋰吸收式冷（熱）水機中，熱源加熱量的計算方法不一致。 按標(biāo)準(zhǔn)GB/T18431—2001“蒸汽和熱水型溴化鋰吸收式冷水機組”，性能系數(shù)按下式計算：COP=Qc/(Qi+A) ……………………(1)式中，COP—性能系數(shù)；Qc—制冷量，kW；Qi—加熱源耗熱量，kW；A—消耗電功率?在具有絕熱措施時，加熱源耗熱量對蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機按下式計算：Qi=(1/3600)Ws(hs1-hs2)……………(2)式中，Ws—蒸汽流量，kg/h；hs1—蒸汽比焓，kJ/kg；hs2—凝結(jié)水比焓，kJ/kg?而在標(biāo)準(zhǔn)GB/T18362—2001“直燃型溴化鋰吸收式冷(溫)水機”中，制冷時性能系數(shù)亦按式（１）計算。在具有絕熱措施時，對直燃型溴化鋰吸收式冷（溫）水機，加熱源耗熱量按下式計算：ａ）燃?xì)猓篞i=Wgqg/3600………………………(3)式中，Wg—燃?xì)饬髁浚琺3/h；qg—燃?xì)鉄嶂担琸J/m3?ｂ）燃油：Qi=Woqo/3600………………………(4)式中，Wo—燃油流量，kg/h；qo—燃油熱值kJ/kg? 可見，在計算加熱源耗熱量時，蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組計算的是加入機組的凈加熱量，即進(jìn)機組加熱蒸汽的比焓與出機組蒸汽凝水的比焓差。而直燃型溴化鋰吸收式冷（熱）水機計算的是加入機組的燃料（氣或油）的總有效發(fā)熱量。其中除加入機組的凈加熱量外，還包括排出機組的煙氣排熱量。顯然二者比較的基點并不一致。2.2 鍋爐效率與熱利用效率 在直燃型機組中高壓發(fā)生器即相當(dāng)于溶液鍋爐，高壓發(fā)生器的熱效率即為溶液鍋爐的熱效率。加入高壓發(fā)生器的有效利用熱量為加入機組燃料（氣或油）的總有效發(fā)熱量與鍋爐熱效率的乘積。因而以加入機組燃料（氣或油）的總有效發(fā)熱量為基準(zhǔn)是完全必要的。但對蒸汽型機組而言，與燃料對應(yīng)的加熱源則是加熱蒸汽，加熱蒸汽的總有效發(fā)熱量是加熱蒸汽的比焓與環(huán)境溫度下蒸汽凝水的比焓差，可見同樣存在熱利用效率，在蒸汽機組中也可看成是加熱蒸汽的總有效發(fā)熱量與熱利用效率的乘積。該效率的大小取決于凝水出口溫度的高低。2.3 有效利用排熱提高性能系數(shù) 在直燃型溴化鋰吸收式冷（熱）水機中，充分利用煙氣的排熱，降低排煙氣溫度，提高鍋爐效率，無疑是提高機組性能系數(shù)的途徑。排煙氣溫度每下降20℃，鍋爐效率即可升高１％。而在蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組中，充分利用蒸汽凝水的排熱雖可降低機組的加熱蒸汽單耗，但根據(jù)上述的計算公式（２），隨著凝水熱量的利用，加入機組的凈加熱量也增加，機組性能系數(shù)反下降。因此，在蒸汽型機組中衡量機組的性能指標(biāo)就不能單看性能系數(shù)，更主要的是加熱源（蒸汽）的單耗。因為此指標(biāo)與用戶的經(jīng)濟(jì)效益直接掛鉤。加熱源的單耗降低，就意味著加熱源量降低和能耗降低，運轉(zhuǎn)費用隨之降低。此種矛盾長期在蒸汽型機組中存在，以致不能完全用性能系數(shù)來評價機組的性能指標(biāo)。3 統(tǒng)一直燃型與蒸汽型溴化鋰吸收式冷（熱）水機性能系數(shù)的設(shè)想 如上所述，現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)計算性能系數(shù)COP時，對直燃型與蒸汽型溴化鋰吸收式冷（熱）水機采用的熱源耗量計算方法是有差異的。造成了蒸汽型機組性能系數(shù)COP高，蒸汽單耗亦高。筆者進(jìn)行了計算，以加熱蒸汽壓力0.8 MPa(表)的飽和蒸汽為加熱源，在冷卻水進(jìn)口溫度32 ℃?冷水出口溫度7 ℃?濃度差5.5 %為前提，若不采用凝水換熱器，即加熱蒸汽出機組的凝水溫度174.5 ℃，此時COP1.39，蒸汽單耗3.54 kg/萬J (14.8 kg/萬kcal)。而采用了凝水換熱器，凝水出機組的溫度降至90 ℃，此時COP1.32?蒸汽單耗3.15 kg/萬J (13.2kg/萬kcal)。顯然，后者具有較高的經(jīng)濟(jì)性，為用戶節(jié)省了運轉(zhuǎn)費用，是各制冷機生產(chǎn)廠家采用的方案。但其COP較低，性能系數(shù)與蒸汽單耗的矛盾是不言而喻的。 為何在蒸汽型機組中性能系數(shù)與加熱源（蒸汽）單耗不能統(tǒng)一可從下式說明。若不考慮機組中的耗電功率，在具有絕熱措施時，加熱源耗熱量也可按下式計算Qi=Qr+Qt……………………………(5)式中，Qr為加熱蒸汽潛熱變化時放出的熱量；Qt為蒸汽凝水顯熱變化時放出的熱量?顯然，兩種熱量的品質(zhì)是不一樣的。Qr可視為高品質(zhì)熱量, 而Qt為低品質(zhì)熱量，二者加在一起作為比較的變量（直燃型機組中當(dāng)燃料流量一定時此值為定量）是欠妥當(dāng)?shù)摹?nbsp;特別是，目前為提高空調(diào)制冷用設(shè)備的節(jié)能，已對房間空調(diào)器與風(fēng)冷和水冷冷水機組制定了能效分等標(biāo)準(zhǔn)，其能效等級的考核標(biāo)準(zhǔn)是以性能系數(shù)COP(W/W)為基礎(chǔ)分類的。現(xiàn)水冷式冷水機組中，電動壓縮式空調(diào)制冷設(shè)備（包括活塞式、渦旋式、螺桿式、離心式）均已制定了能效等級，而溴化鋰吸收式冷（熱）水機組的能效等級亦將制定。為此，統(tǒng)一直燃型與蒸汽型溴化鋰吸收式冷（熱）水機的性能系數(shù)計算方法是必要的前提。 過去曾認(rèn)為蒸汽型的凝水熱量可由鍋爐回收，不致產(chǎn)生浪費。但實際的情況是回收凝水的機組并不多。回收凝水用熱水泵的功耗較高，若鍋爐與機房相距較遠(yuǎn)則更不合算。即使回收凝水，凝水溫度也宜低于90 ℃。因此建議：（１）在計算蒸汽型機組COP時，其加熱源的總熱量與計算直燃型機組COP時加熱源的總熱量相同，定義為：Qi=(1/3600)W(hs1—hs3)…………（６）式中：hs3為90℃凝水溫度的比焓，kJ/kg；其余同前。這樣，不管蒸汽機組中是否加有凝水換熱器，或加有多大的凝水換熱器，該加熱源的總熱量，對于一定品質(zhì)（壓力）的加熱蒸汽(hs1-hs3)是不變的。這就避免了蒸汽型機組中不采用凝水換熱器性能系數(shù)反上升的矛盾。（２）從理論上分析，hs3應(yīng)為環(huán)境溫度下凝水的比焓。環(huán)境溫度一般在40 ℃左右?本文采用90 ℃溫度的原因：一是因為現(xiàn)在大多數(shù)制冷機生產(chǎn)廠家生產(chǎn)的蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組的凝水排出溫度均在90 ℃左右；二是因為即使凝水回鍋爐循環(huán)使用,其凝水溫度以低于90 ℃為宜4 小結(jié) （１）在蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組中，一直存在性能系數(shù)與蒸汽單耗不能統(tǒng)一的矛盾。即機組不利用蒸汽凝水的性能系數(shù)高，但蒸汽單耗大，運轉(zhuǎn)費用增加；利用蒸汽凝水，機組的蒸汽單耗減小，運轉(zhuǎn)費用降低，但性能系數(shù)也降低。因此，長期以來在蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組中，比較習(xí)慣于以加熱蒸汽的單耗來評價機組能耗的高低，而避免采用性能系數(shù)COP?但在即將制訂的溴化鋰吸收式冷水機組的能效等級標(biāo)準(zhǔn)中，均以性能系數(shù)COP作為衡量能效等級的指標(biāo)。因此,求得性能系數(shù)COP與蒸汽單耗的統(tǒng)一是必要的。本文分析了產(chǎn)生這種矛盾的原因，主要在于計算其性能系數(shù)COP中的加熱量時，采用的計算方法直燃型與蒸汽型有差異而致。 (2)本文提出了統(tǒng)一直燃型與蒸汽型溴化鋰吸收式冷(熱)水機計算性能系數(shù)COP的設(shè)想。在國內(nèi)外現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)中，計算直燃型溴化鋰吸收式冷熱水機性能系數(shù)COP時，加入機組的熱量采用了熱源（燃料）的總發(fā)熱值。即包括被機組有效利用的熱量與未被機組利用的熱量；而在計算蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組性能系數(shù)COP時，加入機組的熱量采用了熱源（蒸汽）的有效加熱量。不包括未被機組利用、排出機組的熱量。因而二者有一定的差異。 本文的設(shè)想是計算蒸汽型溴化鋰吸收式冷水機組性能系數(shù)時，加入機組的熱量亦采用熱源（蒸汽）的總發(fā)熱值，即為加熱蒸汽的潛熱量與加熱蒸汽凝水冷卻至環(huán)境溫度的顯熱量之和。為與現(xiàn)行生產(chǎn)廠家的產(chǎn)品保持一致，可考慮總發(fā)熱量為加熱蒸汽的潛熱量與凝水冷卻至90℃溫度的顯熱量之和。
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