Refrigeration cycle analysis on natural refrigerants - substitutes for R12, R13 and R22

Full Text

В последние годы все чаще в качестве хладагентов используются природные вещества, такие, как углеводороды [1], диоксид углерода [4], аммиак [2], воздух, азот, вода. Воздух, азот и вода находят применение в холодильных установках узкого технологического профиля [3]. Эти вещества не разрушают озонового слоя (ODP=0) и имеют минимальную величину потенциала глобального потепления (GWP).

В табл. 1 приведены теплофизические и экологические характеристики озонобезопасных хладагентов, которые предлагаются взамен CFC и HCFC.

 

Таблица 1. Теплофизические и экологические характеристики озонобезопасных хладагентов

Хладагент	Название	Химическая формула	Молек. масса, г/моль	tн.к,°С	Tкр,°С	ркр, МПа	GWP	Glide, °С
R12*	Дифтордихлорметан	CCl2F2	120,92	-29,8	111,8	4,12	8500	0
R600	н-Бутан	СН3 -СН2 -СН2-СН3	52,12	-0,5	152,0	3,80	3	0
R600a	Изобутан	СН(СН3)2 -СН3	52,12	-11,8	135,0	3,65	3	0
RC270	Циклопропан	- СН2 - СН2 - СН2 -	42,08	-33,5	125,2	5,58	0	0
0,6R290/ 0,4R600	Смесь	СН3 -СН2 -СН3/ СН3 -СН2 -СН2-СН3	49,6	-34,7	128,3	4,78	3	14
0,5R290/ 0,5R600a	Смесь	СН3-СН2-СН3/СН(СН3)2- СН3	51,107	-33,7	ПО	3,9	3	8,6
0,7R152a/ 0,3R600a	Смесь С1	CH3-CHF2/СН(СН3)2 -СН3	68,295	-29,9	115,4	4,71	98	0
R717	Аммиак	NH3	17,03	-33,3	132,2	11,33	0	0
R22*	Дифторхлорметан	CHClF2	86,47	-40,8	96,2	4,99	1700	0
R290	Пропан	СН3-СН2 -СН3	44,1	-42,1	96,8	4,25	0	0
R1270	Пропилен	СН3СН=СН2	42,09	-47,7	92,4	4,62	3	0
R13*	Трифторхлорметан	CClF3	104,46	-81,4	28,8	3,81	11700	0
R744	Диоксид углерода	СО2	44,01	-78,4	31,1	7,38	1	0
R170	Этан	СН3 -СН3	30,07	-88,8	32,2	4,89	3	0
R23*	Трифторметан	CHF3	70,1	-82,1	26,3	4,87	12100	0

Примечание. Для смесей перед обозначением компонентов указаны их массовые доли. t_н.к — температура кипения хладагента при нормальном атмосферном давлении; t_кр и р_кр — критические температура и давление хладагента; GWP — потенциал глобального потепления (для 100-летнего периода).

* Характеристики R12 и R13 (CFC), R22 (HCFC) и R23 (HFC) приведены для сравнения.

 

Из табл. 1 видно, что заменителями R12 по температуре нормального кипения t_н.к могут быть циклопропан (RC270), зеотропные смеси 0,6R290/0,4R600 и 0,5R290/0,5R600a, аммиак (R717). Азеотропная смесь 0,7R152a/0,3R600a содержит компонент R152a типа HFC, который практически уравнивает температуру нормального кипения смеси и R12. Углеводороды н-бутан (R600) и изобутан (R600a) значительно уступают R12 по температуре нормального кипения.

Аммиак по теплофизическим и экологическим характеристикам является перспективным заменителем R12. 

Исходя из величины температуры нормального кипения, заменителями R22 являются пропан (R290) и пропилен (R1270). Этан (R170), диоксид углерода и трифторметан (R23) могут быть заменителями R13 в низкотемпературной ветви каскадных холодильных установок. Использование этих хладагентов в интервале температур кипения t₀= -35...+5 °С приводит к высоким значениям давления в контуре холодильного оборудования. Низкая стоимость, доступность, экологическая безопасность диоксида углерода по сравнению с R170 и R23 открывают возможность для его применения в низкотемпературных холодильных установках, рассчитанных на более высокие параметры по давлению.

Хладагент R23 обладает большой величиной GWP, поэтому его использование вместо R13 при ретрофите каскадного холодильного оборудования будет вызывать сопротивление стран, подписавших Киотский протокол 1997 г.

В табл. 2 приведены основные характеристики реального холодильного термодинамического цикла на озонобезопасных хладагентах при температуре конденсации Т =30 °С.

 

Таблица 2. Основные характеристики реального холодильного термодинамического цикла на озонобезопасных хладагентах — заменителях R12 при температуре конденсации t_K=30 °С

Хладагент	t0, °С	р1, бар	t1, ◦С	р2, бар	t2, ◦С	πк	q0, кДж/кг	qv, кДж/м3	l, кДж/кг	ε	q(p,t), кДж/кг	η
R12*	1	3,2	20	7,4	62,2	2,31	135,7	2301	21,9	6,20	11,8	0.430
	-15	1,8	20	7.4	89,2	4,11	137,7	1293	38,7	3,56	20,8	0.483
	-35	0,8	15	7.4	122,9	9,25	135,1	562	64,1	2,11	28,5	0,487
R600	1	1,0	20	2,8	66,5	2,80	347,1	850	77,9	4,46	35,2	0,309
	-15	0,6	20	2,8	75,4	4,67	349.0	478	93,5	3,73	71,1	0,506
	-35	0,2	15	2,8	101,4	14,0	342,1	185	153,2	2,23	78.0	0,515
R600a	1	1,6	20	4,0	52,6	2,5	316,8	1283	49,7	6,37	31,7	0,442
	15	0,9	20	4,0	73,1	4,44	319,9	691	86,5	3,70	56,2	0,501
	-35	0,4	15	4.0	98,1	10,0	313,7	276	106,7	2,94	76,2	0,506
RC270	1	3,57	20	8,27	71,1	2,32	399,0	2622	63,9	6,24	25,6	0,433
	-15	2,06	20	8,27	102,5	4,01	403,8	1488	112,9	3,58	44,7	0,485
	-35	0,92	15	8,27	142,1	8,99	400,8	657	189,3	2,12	60,1	0.490
0,6R290/0,4R600	1	2,9	20	6,9	57,5	2,38	352,2	2177	56,0	6.29	21,0	0.436
	-15	1,6	20	6,9	81,0	4,31	357,0	1203	98,8	3,61	46,6	0.490
	-35	0,7	15	6,9	109,1	9,86	352,0	510	162,8	2,16	67,9	0,499
0,5R290/0,5R600a	1	3,0	20	7,0	55,6	2,33	333,6	2196	52,5	6.35	25,4	0,440
	-15	1,7	20	7,0	86,5	4,12	388,8	1232	92,4	4,21	50,5	0,496
	-35	0,8	15	7.0	104,7	8.75	333,5	534	153,1	2,18	71,2	0,503
0,7R152a/0,3R600a	1	2,9	20	7,1	60,7	2,45	270,4	2201	43,9	6,16	24,8	0,427
	-15	1,6	20	7,1	86,2	4,44	274,8	1206	77,5	3,55	42,6	0,481
	-35	0,7	15	7,1	117,7	10,1	271,7	494	128,9	2,11	57,2	0,487
R717	1	4,46	20	H,7	111	2,62	1170	3844	195	6,00	49	0,417
	-15	2.36	20	11,7	182	4,96	1185	2010	356	3,33	82	0,451
	-35	0,93	15	11,7	228	12,6	1184	792	628	1,88	110	0,435

Примечание. t₀ — температура кипения хладагента в испарителе (в соответствии с ГОСТ 22502-89 выбраны значения t₀ = 1, -15 и -35 °С); р₁ и р₂ — давления хладагента в испарителе и конденсаторе; t₁ и t₂ — температуры на входе в компрессор и выходе из него; π_к = p₁/p₂, — степень повышения давления хладагента в компрессоре; q₀ и q_v — массовая и объемная холодопроизводительности цикла; l — удельная работа сжатия хладагента в компрессоре при политропном коэффициенте h_i = 0,75; ε = q₀/l — холодильный коэффициент цикла; q(p, t) — удельная тепловая нагрузка регенеративного теплообменника; η — эксергический коэффициент холодильною цикла.

*Данные по R12 приведены для сравнения.

 

Из табл. 2 следует, что при температурах кипения хладагентов ниже -15 °С не следует применять R600 и R600a, так как давление в испарителе будет ниже атмосферного. Температуры кипения хладагента от -15 °С и выше можно получить, используя RC270, R717 и смесевые хладагенты 0,6R290/0,4R600, 0,5R290/0,5R600a, 0,7R152a/ 0,3R600a. При этом давление в испарителе будет выше атмосферного.

На рис. 1 и 2 приведены значения относительной (по отношению к R12) удельной объемной холодопроизводительности и относительной температуры на выходе из компрессора при температуре в испарителе t₀= 1, -15 и - 35 °С. Из рис. 1 видно, что, за исключением RC270 и R717, относительная объемная холодопроизводительность альтернативных хладагентов меньше 1. Объемная холодопроизводительность цикла на смесевых хладагентах практически сохраняется на уровне R12. Это обстоятельство позволяет успешно проводить ретрофит холодильного оборудования при условии соблюдения правил пожарной безопасности.

 

Рис. 1. Относительная удельная объемная холодопроизводительность озонобезопасных хладагентов при различных температурах кипения (в сравнении с R12)

 

Рис. 2. Относительная температура озонобезопасных хладагентов на выходе из компрессора при различных температурах кипения (в сравнении с R12)

 

R717 имеет по сравнению с R12 более высокие значения объемной холодопроизводительности и температуры на выходе из компрессора. При температурах кипения -15 °С и ниже необходимы либо двухступенчатое сжатие хладагента с промежуточным охлаждением, либо уменьшение нагрузки регенеративного теплообменника.

В табл. 3 приведены основные характеристики реального холодильного термодинамического цикла на озонобезопасных хладагентах - заменителях R22 (R290 и R1270) при t₀= 1, -15 и -35 °С и t_к=30°C, а также заменителях R13 (R170, R744 и R23) при t₀= -90°С и t_к = -60°С, которые характерны для каскадной холодильной установки в низкотемпературной ветви. Из табл. 3 видно, что R290 и R1270 являются удачными заменителями R22. Однако у R290 относительная удельная объемная холодопроизводительность меньше, в то время как у R1270 больше, чем у R22 (рис. 3). Для обоих хладагентов - заменителей R22 относительная температура на выходе из компрессора ниже (рис. 4).

 

Таблица 3. Основные характеристики реального холодильного термодинамического цикла на озонобезопасных хладагентах — заменителях R22 и R13

Хладон	t0,°С	tк,°С	р1, бар	t1,°С	р2, бар	t2,°С	πк	q0, кДж/кг	qv, кДж/м3	l, кДж/кг	ε	q(p,t), кДж/кг	η
R22*	1	30	5,1	20	11,9	72,0	2,33	182,7	3636	30,3	6,03	13,9	0,419
	-15	30	3,0	20	11,9	106,9	4,00	186,4	2052	54,7	3,41	23,8	0,462
	-35	30	1,3	15	11,9	151,6	9,10	185,7	908	92	2,02	31,9	0,466
R290	1	30	4,9	20	10,8	58,1	2,21	330,2	3206	54,3	6,08	34,0	0,421
	-15	30	2,9	20	10,8	81,5	3,72	337,0	1873	96.0	3,51	58,9	0,476
	-35	30	1,4	15	10,8	110	7,71	333,5	860	159,6	2,09	78,9	0,487
R1270	1	30	6,04	20	13,1	62,7	2.17	333,1	3831	55,6	5,99	31,6	0,415
	-15	30	3,64	20	13,1	89,0	3,60	340,7	2269	98,8	3,45	54,4	0,467
	-35	30	1,74	15	13,1	121,7	7,53	338,6	1063	165,7	2,04	72,9	0,471
R13*	-90	-30	0,63	-60	8,4	59,5	13,3	112,4	428	68,1	1,65	15,4	-
R170	-90	-30	0,94	-60	10,6	82,6	н,з	373,0	606	230,7	1,62	42,7	-
R744	-90	-30	0,90	-60	14,3	178	15,9	325,9	742	204,9	1,59	22,4	-
R23	-90	-30	0,62	-60	10,1	109,6	16,3	205,6	512	119,6	1,72	17,9	-

* Данные по R22 и R13 приведены для сравнения.

t_к - температура конденсации; остальные параметры см. примечание к табл. 2.

 

Рис. 3. Относительная удельная объемная холодопроизводительность хладагентов при различных температурах в испарителе (в сравнении с R22)

 

Рис. 4. Относительная температура хладагентов на выходе из компрессора при различных температурах в испарителе (в сравнении с R22)

Заменители R13 для низкотемпературной ветви каскадной холодильной установки обладают более высокими значениями как относительной удельной объемной холодопроизводительности (рис. 5), так и относительной температуры хладагента на выходе из компрессора (рис. 6). Особенно высокие значения получены на R744. Поэтому реальным заменителем R13 при ретрофите может стать озонобезопасный и пожаробезопасный R23, который относится к веществам типа HFC.
t_к - температура конденсации; остальные параметры см. примечание к табл. 2.

 

Рис. 5. Относительная удельная объемная холодопроизводительность при t₀ = -90◦C u t_к= 30°С (в сравнении с R13)

 

Рис. 6. Относительная температура хладагентов на выходе из компрессора при t₀ = –90°C u t_к=–30◦C (в сравнении с R13)

 

В заключение можно отметить следующее:

• использование углеводородов требует разработки нового холодильного оборудования с учетом пожаровзрывоопасности этих хладагентов, что, несомненно, приводит к повышению стоимости оборудования;
• применение углеводородов для ретрофита работающего холодильного оборудования приведет к значительному уменьшению холодопроизводительности;
• смесевые хладагенты на базе углеводородов для ретрофита работающего холодильного оборудования можно использовать только при обеспечении пожаро- и взрывобезопасных условий эксплуатации. С этой точки зрения смесевые хладагенты на основе углеводородов уступают регулируемым Монреальским протоколом смесям;
• аммиак перспективен как для коммерческих, так и промышленных холодильных установок;
• диоксид углерода по своим термодинамическим и экологическим показателям более эффективен по сравнению с R13 в нижней ветви каскадной холодильной установки;
• при модернизации действующего холодильного оборудования для снижения утечек хладагента необходимо использовать надежные герметичные и полугерметичные компрессоры, применять более эффективное теплообменное оборудование, а также уменьшать объем хладагента, находящегося в контуре;
• учитывая огромное количество холодильного оборудования, работающего на CFC и HCFC, в странах СНГ экономически нецелесообразен ускоренный вывод из потребления (ранее 2030 г.) хладагентов типа HCFC.

Сейчас на рынке стран СНГ представлено большое количество регулируемых Монреальским протоколом смесевых хладагентов на базе HCFC, HFC и PFC с небольшими количествами углеводородов, которые являются пожаровзрывобезопасными и имеют небольшой потенциал разрушения озонового слоя (ODP-0,05).

About the authors

O. V. Belyaeva

Institute of Energy Problems of the Institute of Nuclear Power Engineering of the National Academy of Sciences of Belarus

Author for correspondence.
Email: info@eco-vector.com

PhD in Engineering

Belarus, Minsk

A. Zh. Grebenkov

Institute of Energy Problems of the Institute of Nuclear Power Engineering of the National Academy of Sciences of Belarus

Email: info@eco-vector.com

PhD in Engineering

Belarus, Minsk

B. D. Timofeev

Institute of Energy Problems of the Institute of Nuclear Power Engineering of the National Academy of Sciences of Belarus

Email: info@eco-vector.com

D. in Technical Sciences, Professor

Belarus, Minsk

References

Supplementary files