CC BY
182
УДК 621.577
Термодинамическая эффективность теплонасосных установок
Канд. техн. наук А. А. СУХиХ, и. С. АНТАНЕНКоВА
Национальный исследовательский университет «Московский энергетический институт» 111250, г. Москва, ул. Красноказарменная, 14
In work results of the analysis of efficiency of use of a wide range of working substances as working bodies of heatpump installations are presented. The analysis is carried out on the basis of the technique developed by authors which assumes equality of temperature pressures between the heat-carrier and a working body in the evaporator and the condenser with the fixed parameters of heat-carriers in heat exchangers. Besides, preconditions and criteria of use of regenerative cycles of such installations for the purpose of increase of their thermodynamic efficiency are revealed and analysed, the circle of the working substances most suitable for this purpose is defined.
Keywords: thermodynamic efficiency, heatpump installations, refrigerating agents, working substances, regeneration, fluorocarbons.
Ключевые слова: термодинамическая эффективность, теплонасосные установки, холодильные агенты, рабочие вещества, регенерация, фторуглероды.
Термодинамическая эффективность цикла теплонасосной установки (ТНУ) является ключевым фактором при выборе рабочего вещества (РВ). Предложенная в работе [1] методика позволяет оценить эффективность применения большого количества чистых веществ и смесе-вых композиций в качестве рабочих тел ТНУ В ее основе лежит условие равенства температурных напоров между теплоносителем и рабочим телом в испарителе и конденсаторе с фиксированными параметрами теплоносителей в теплообменниках.
Принципиальная схема ТНУ, представленная авторами в статье [1], может быть идентичной для различных рабочих веществ, а конфигурации циклов, показаны на рис. 1.
Алгоритм предлагаемой методики в сокращенной форме можно представить в виде следующих пунктов:
1. задаются исходные данные для расчета, определяющие температуры выбранных теплоносителей, предполагаемый КПД компрессора, а также минимальные температурные напоры в теплообменных аппаратах установки;
2. с учетом требований [2, 3] определяется базовое рабочее вещество и ряд веществ, предлагаемых в качестве альтернативы;
3. рассчитываются температурные напоры в теплообменных аппаратах, а также характеристики энергетической эффективности установки, работающей на базовом рабочем веществе (в случае теплового насоса — коэффициент преобразования теплоты);
4. характеристики энергетической эффективности установки, работающей на базовом РВ, сравниваются с аналогичными показателями установки, работающей на альтернативном РВ, при соблюдении условия равенства полученных температурных напоров в теплообменниках;
Образцовым циклом для определения базовых температурных напоров в испарителе и конденсаторе ТНУ был принят цикл на фреоне R22. Это традиционный хла-
дагент, относящийся к группе ГХФУ Применение фреона R22, хорошо зарекомендовавшего себя в системах кондиционирования воздуха, торговых и транспортных холодильных установках, а также в воздухоохладительных системах и тепловых насосах, не отвечает долгосрочным перспективам развития в связи с ограничениями, наложенными Монреальским протоколом [4]. Использование R22 в качестве образцового объекта для сравнения при решении аналитических вопросов сопоставления термодинамической эффективности объясняется факторами широкой сферой его применения в «домонреаль-ский» период и высокой степенью изученности его теплофизических свойств.
Для расчета цикла ТНУ для нужд теплоснабжения и горячего водоснабжения на фреоне R22 и альтернативных ему веществах были приняты следующие исходные данные:
— температура горячего теплоносителя на входе в конденсатор установки: t ’ = 45 оС;
— температура горячего теплоносителя на выходе из конденсатора установки: t ’ ’ = 55 оС;
— температура холодного теплоносителя на входе в испаритель установки: t ’ = 15 °С:
і j хш
— температура холодного теплоносителя на выходе из испарителя установки: t ’ ’ = 8 оС;
— внутренний относительный КПД компрессора:
пкш = 0,65
— минимальный температурный напор в конденсаторе: Д/к = 3 оС;
А mm
— минимальный температурный напор в испарителе: Д/и . = 3 оС.
min
Расчет цикла ТНУ на веществе R22 с учетом заданных исходных данных определил базовые температурные напоры в конденсаторе Д/к = 10,23 ~ 10,2 оС; и испарителе установки Д/ = 6,5 оС;. Действительный коэффициент преобразования теплоты цикла составил при этом = 3,63.
к \ 2т Т 2д к \ 2т Т 2д
2'1 Рк \/У" у 2'/ Рк
Ри 1 3Ч Ри 2 \ 1
5'р4 5\ 4 \
5
5
Рис. 1. Конфигурации циклов ТНУ: а — циклы на индивидуальных РВ; б — циклы на неазеотропных смесевых РВ с отрицательным наклоном кривой конденсации в T, s-диаграмме; в — циклы на неазеотропных смесевых РВ с положительным наклоном кривой конденсации в T, s-диаграмме
Таблица 1
Результаты расчета циклов теплонасосных установок на различных РВ
б
а
в
Т
Вещество Р , МПа г и ¿4, °с ¿у , °с Р , МПа г к’ ¿2' , °с , °с ° О М, °с р ц, -*к’ кДж/кг 1д, к7 кДж/кг д
R22 0,5841 5,0 5,0 2,216 55,8 55,8 96,3 0 186,80 51,46 3,63
R125 0,7829 5,0 5,0 3,061 58,4 58,4 70,9 0 80,25 31,38 2,56
R134a 0,3497 5,0 5,0 1,638 58,9 58,9 76,3 0 165,03 49,26 3,35
R143a 0,7219 5,0 5,0 2,738 57,8 57,8 76,4 0 135,80 45,55 2,98
R152a 0,3148 5,0 5,0 1,408 57,3 57,3 90,6 0 282,93 77,37 3,66
R218 0,4860 5,0 5,0 2,022 59,8 59,8 64,8 11,49 51,64 22,08 2,34
RC318 0,1562 5,0 5,0 0,8307 59,6 59,6 70,7 20,63 96,73 29,98 3,23
R31-10 0,1336 5,0 5,0 0,7190 59,7 59,7 68,8 25,84 80,62 25,51 3,16
R32 0,9515 5,0 5,0 3,289 52,0 52,0 106,3 0 291,27 77,28 3,77
Я^90 0,5511 5,0 5,0 2,063 58,8 58,8 77,7 0 310,67 94,45 3,29
R600a 0,1867 5,0 5,0 0,8582 59,5 59,5 74,7 7,20 317,87 92,00 3,46
R600 0,1243 5,0 5,0 0,6289 59,4 59,4 76,3 6,89 357,25 100,55 3,55
R218/R846 (95/5 масс. %) 0,5153 2,6 5,2 2,160 59,2 60,3 65,1 9,85 50,39 22,14 2,28
R218/R846 (90/10 масс. %) 0,5450 0,8 5,4 2,300 58,8 60,6 65,2 8,09 48,56 22,11 2,20
RC318/R846 (95/5 масс. %) 0,1751 -9,7 6,2 0,985 54,7 63,5 75,0 20,62 103,04 31,52 3,27
RC318/R846 (90/10 масс. %) 0,1975 -17,1 7,6 1,133 51,5 66,2 77,8 19,90 106,25 32,32 3,29
R31-10/R846 (95/5 масс. %) 0,1535 -12,4 6,5 0,8815 54,0 64,3 74,0 26,05 89,29 27,34 3,27
R31-10/R846 (90/10 масс. %) 0,1772 -20,0 8,2 1,035 50,4 67,2 77,1 25,20 93,92 28,35 3,31
R152a/R600a (70/30 масс. %) 0,3486 4,9 5,1 1,505 58,4 58,8 80,4 0 260,31 75,49 3,45
R152a/R600a (80/20 масс. %) 0,3478 4,9 5,1 1,512 58,2 58,2 83,2 0 264,35 75,51 3,50
R152a/R134a (20/80 масс. %) 0,3321 4,9 5,1 1,549 58,3 58,4 81,5 0 190,24 55,15 3,45
R152a/R218 (83,5/16,5 масс. %) 0,3300 4,3 5,3 1,480 57,6 58,1 86,0 0 241,91 67,98 3,56
R600a/R290 (43/57 масс. %) 0,3513 -0,0 7,5 1,477 56,1 62,0 77,5 0 328,10 97,14 3,38
R404a 0,7045 4,6 5,1 2,762 58,0 58,2 74,7 0 115,49 40,11 2,88
R407c 0,5827 0,8 6,9 2,452 54,5 58,7 87,5 0 180,98 53,37 3,39
R410a 0,9347 5,0 5,1 3,410 54,6 54,7 88,9 0 181,04 54,02 3,35
R507a 0,7286 5,0 5,0 2,829 58,1 58,1 74,0 0 110,16 38,89 2,83
При расчете цикла парокомпрессионной установки на РВ, альтернативных фреону И22, принимается, что допустимое отклонение от базового температурного напора в конденсаторе и испарителе установки составляет ±0,05 оС.
Температурный глайд, характерный для неазеот-ропных смесей и столь нежелательный для холодильных установок, в ТНУ способствует снижению среднеинтегрального температурного напора в теплообменных аппаратах, приводит к уменьшению отношения давлений р /р и, как следствие, уменьшению работы компрессора, тем самым увеличивая коэффициент преобразования теплоты.
Результаты расчетов циклов ТНУ [1] на различных РВ представлены в табл. 1. Расчет термодинамических свойств, представленных в таблице веществ, производился с помощью программы REFPROP 8.0.
В табл. 1 приняты следующие обозначения: р — давление РВ в испарителе ТНУ; ґ. — температуры РВ в каждой /-й точке цикла, показанного на рис. 1; рк — давление РВ в конденсаторе ТНУ; Д. = ґ - ґ — перегрев РВ в регенеративном теплообменнике; q — удельная теплопроизводительность конденсатора ТНУ; Iя — действительная работа компрессора; -действительный коэффициент преобразования теплоты ТНУ
Анализ данных показал, что действительный коэффициент преобразования теплоты, превышающий базовый, получен только для двух рассчитанных циклов с фреонами R152a и R32. Однако при расчете цикла на фреоне R32 получен минимальный температурный напор в конденсаторе Аґ = 0,2 оС, что не удовлетворяет заданным условиям расчета Аґ/ > Аґ . = 3 оС. При пересчете данного цикла с обеспечением этого условия среднеинтегральный температурный напор в конденсаторе составил: Аґ = 14,06 оС, а действительный отопительный коэффициент несколько снизился — д = 3,55.
Сравнительно высокими значениями действительного отопительного коэффициента обладают циклы на фреонах R134a, RC318, R32, R290, R600a, R600, RC318/R846 (95/5, 90/10 масс. %), R31-10/R846 (95/5, 90/10 масс. %), R152a/R600a (70/30, 80/20 масс. %), R152a/R134a (20/80 масс. %), R152a/R218 (83,5/16,5 масс. %), R600a/R290 (43/57), R407c, R410a. Однако фреоны R152a, R290, R600a и R600 являются горючими, и, следовательно, применение этих веществ и их смесей ограничивается требованиями к пожаро- и взрывобезопасности.
Одним из возможных вариантов безопасного применения горючего фреона может быть смесь R152a/R218 (83,5/16,5). Чтобы снизить вероятность изменения состава в области концентраций, где преобладает пожароопасный компонент ^152а), в смесь добавляют негорючий компонент, давление насыщенных паров которого близко к давлению паров пожароопасного компонента или выше него (Я218). Кроме этого, возможно также использование фреона R152a в смеси с R134a (20/80 масс. %), так как последний является трудногорючим газом, давление насыщенных паров которого близко к давлению паров R152a.
Давления в теплообменных аппаратах установки на фреонах R32, R410a, R407c, полученные в результате расчета, сравнительно высоки, что, с одной стороны, приведет к уменьшению теплообменной поверхности аппарата, а с другой, к возрастанию гидравлических потерь.
Кроме этого, необходимо отметить, что применение неазеотропных смесей в ТНУ в качестве РВ предпочтительнее, чем применение чистых веществ и азеотропных смесей, так как значения местных температурных напоров по длине теплообменных аппаратов практически неизменны.
Многие из рассматриваемых фреонов обладают относительно невысокой температурой на выходе из компрессора по сравнению с R22 и, как уже отмечалось выше, более низким коэффициентом преобразования теплоты. Целесообразным в данном случае является исследование
Температура на входе в компрессор ґ, °С
Рис. 2. Зависимость коэффициента преобразования теплоты цикла ТНУ с регенерацией от температуры РВ на входе в компрессор
применения регенерации с ограничением температуры на выходе из компрессора ( ~ 90 оС.
В силу конфигурации циклов с отрицательным наклоном кривой конденсации на чистых фреонах группы FC и их смесях температура на выходе из компрессора невелика. Это обстоятельство позволяет существенно увеличить долю регенерации в циклах с повышением коэффициента преобразования. Такое расчетное исследование было проведено, его результаты иллюстрируются графически (рис. 2-4), а один из вариантов расчета приведен в табл. 2.
На рис. 2 представлена зависимость коэффициента преобразования теплоты цикла ТНУ с регенерацией от температуры на входе в компрессор для чистых веществ R134a, RC318 и смесей RC318/R846 (95/5),
RC318/R846 (90/10), R31-10/R846 (95/5), R31-10/R846 (90/10), R152a/R134a (20/80).
Анализ полученных данных показал возможность получения значительно большего значения отопительного коэффициента цикла ТНУ с применением регенерации по сравнению с циклом ТНУ на базовом РВ.
Наибольшее значение коэффициента преобразования теплоты имеет цикл ТНУ на смесевом РВ R31-10/Я846 (90/10) дд = 4,02 с температурой на входе в компрессор = 50 оС. Расчет рассматриваемого цикла ТНУ на смесевом хладагенте R31-10/R846 (90/10) показан в табл. 2.
При выполнении условия идентичности температур прямого и обратного потоков внешнего теплоносителя в конденсаторе и испарителе ТНУ с регенерацией, а так-
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0
-¿і-
□-
-¿г-
в
с
§
Е-
О
о
ё
&
С
о
5
сс
о
£
• — RC318/SF6 (95/5)
♦ — RC318/SF6 (90/10) ■ — C4F10/SF6 (95/5)
▲ — C4F10/SF6 (90/10) о — RC318
Д — R134a
□ — R152a/R134a(20/80)
10
20
30
40 50
Температура на входе в компрессор ґ1, °С
Рис. 3. Зависимость давления в испарителе ТНУ от температуры на входе в компрессор
к
и
в
с
§
Е-
о
о
а
§
к
§
сс
о
£
Температура на входе в компрессор ґр °С Рис. 4. Зависимость давления в конденсаторе ТНУ от температуры на входе в компрессор
Таблица 2
Расчет цикла ТНУ с регенерацией на смеси R31-10/R846 (90/10)
Точка цикла р, МПа ґ, °С V, м3/кг И, кДж/кг s, кДж/(кг • К)
1 0,1938 50,00 0,05903 157,50 0,6001
2 0,9610 79,55 0,01099 175,47 0,6001
2д 0,9610 89,60 0,01162 185,15 0,6271
2’ 0,9610 46,74 0,00073 74,09 0,2956
2” 0,9610 64,20 0,00990 160,46 0,5566
3 0,9610 17,40 0,00066 41,77 0,1897
4 0,1938 -0,59 0,01219 41,77 0,1955
5” 0,1938 10,60 0,05024 125,18 0,4935
/дк = И2д — h1 = 27,65 кДж/кг qк = h2д — h2 = 111,06 кДж/кг и“ = q % =111,06/27,65 = 4,02
г д -*к к 5 5 5
же при равенстве температурных напоров в аппаратах для всех сравниваемых хладагентов, увеличение температуры перед компрессором /1, как показано на рис. 3 и 4, ведет к некоторому росту давления насыщения при кипении и снижению — при конденсации, т. е. «сужению» цикла, а, следовательно, к уменьшению работы компрессора и увеличению коэффициента преобразования теплоты.
Анализ полученных результатов показал, что в результате применения регенерации при соблюдении условия равенства температурных напоров в аппаратах ни для одного из рассматриваемых веществ давление в испарителе не снизилось ниже атмосферного, а температура на выходе из компрессора не превысила 90 °С, что важно для обеспечения надежной работы оборудования.
Таким образом, полученные результаты сравнения термодинамической эффективности использования различных РВ для ТНУ позволили сделать следующие выводы:
— максимальным коэффициентом преобразования теплоты ТНУ, превышающим аналогичный показатель для базового вещества (3,63), для заданных параметров расчета обладают фреоны R152a и R32 (3,66 и 3,77 соответственно); обеспечение ограничения по величине минимального температурного напора в конденсаторе приводит к нивелированию преимущества в эффективности для фреона R32 (дд = 3,55);
— применение неазеотропных смесей в ТНУ в качестве РВ эффективнее, чем чистых веществ и азеотроп-ных смесей, так как значения локальных температурных напоров по длине теплообменных аппаратов практически не меняются, и, следовательно, снижается так называемая «внешняя» необратимость процессов;
— увеличение доли регенерации в циклах с отрицательным наклоном кривой конденсации, а также приме-
нение ее для фреонов с низкой температурой на выходе из компрессора позволяет существенно увеличить коэффициент преобразования теплоты таких установок;
— коэффициента преобразования в циклах ТНУ с регенерацией обеспечивается за счет «сужения» цикла: с ростом температуры на входе в компрессор растет давление в испарителе установки, снижается давление в конденсаторе установки, а, следовательно, работа компрессора уменьшается;
— наибольшее значение коэффициента преобразования теплоты было получено в цикле ТНУ с регенерацией на смесевом РВ R31-10/R846 (90/10) (дд = 4,02 с температурой на входе в компрессор ґ1 = 50 оС);
— по результатам сопоставления термодинамической эффективности ряда индивидуальных, азеотропных и неазеотропных смесевых РВ ТНУ могут быть рекомендованы к внедрению композиции на основе фторугле-родов ^31-10, RС318) с добавками гексафторида серы (5-10% R846).
Список литературы
1. Сухих А. А., Антаненкова И. С. Методика сравнения термодинамической эффективности циклов холодильных и теплонасосных установок // Вестник Международной академии холода. 2012. № 4.
2. Цветков О. Б. Холодильные агенты: Монография. 2-е изд. СПб.: СПбГУНиПТ, 2004.
3. Бараненко А. В., Кириллов В. В., Сива-чев А. Е. О выборе хладоносителя для систем косвенного охлаждения // Вестник Международной академии холода. 2010. № 2.
4. Рукавишников А. М. Реквием по хладагенту Я22 // Холодильная техника. 2012. № 6.
