Selection of refrigerant for use in chillers

Full Text

Обоснование

Холодильные установки для охлаждения жидкостей(чиллеры) широко используются в промышленности. Основную область их применения можно определить следующим образом: чиллеры применяются в случае невозможности охлаждения продукта через непосредственный теплообмен между кипящим хладагентом и охлаждаемой средой. В качестве причины может выступать и стоимость хладагента, когда при большой длине магистралей хладагента требуется большое количество дорогостоящего вещества, и применение токсичных и пожароопасных хладагентов, когда утечка хладагента может привести к человеческим жертвам. Для данной категории холодильных машин можно условно выделить три области: высокотемпературную (производство изделий из пластика, центры обработки данных и т.д.), среднетемпературную (чиллеры для систем кондиционирования и т.д.) и низкотемпературную (чиллеры для ледовых полей, хранения пищевых продуктов).

Традиционно для высоко и среднетемпературных чиллеров применялись хладагенты R410A, R407C, R134a, а для низкотемпературных — R404A, R507A и некоторые другие.

Как правило, обоснование применения того или иного типа хладагента не приводилось. В ряде случаев оно основывалось на типе применяемых компрессоров, например, винтовые компрессоры, работающие с R134a, производятся серийно, а с R410A — нет.

Поскольку области применения чиллеров обширны, а объем их производства высок, то проектирования эффективного оборудования является важной задачей. Поэтому необходимо научное обоснование применения того или иного хладагента для разных температурных уровней [3].

Мы исключили из рассмотрения зеотропные хладагенты такие, как R407C из-за сложностей, связанных с эксплуатацией оборудования, работающего с данными хладагентами. Однако добавили к сравнению хладагент R1270 как перспективный с точки зрения применения в холодильной технике.

Цель исследования — дать обоснование применению хладагентов с точки зрения эффективности и долговечности работы холодильного оборудования.

Методы

Ниже приведен анализ чиллеров, работающих по циклу одноступенчатого сжатия с однократным дросселированием для хладагентов R134a, R404A, R410A и R1270. В качестве метода анализа применялся энтропийно-статистический метод термодинамического анализа.

Исходные данные для анализа чиллера, работающего на режиме ВТ приведены в табл. 1, для анализа чиллера, работающего на режиме СТ приведены в табл. 2, для анализа чиллера, работающего на режиме ВТ — приведены в табл. 3. Значения адиабатного КПД компрессора принимались на основании данных, указанных в программе подбора компрессоров Select 8.7.2.3519. Принципиальная схема цикла приведена на рис. 1.

Таблица 1. Исходные данные для анализа чиллера на режиме ВТ

Table 1. Initial data for chiller analysis at HT

Таблица 2. Исходные данные для анализа чиллера на режиме СТ

Table 2. Initial data for chiller analysis at MT

Таблица 3. Исходные данные для анализа чиллера на режиме НТ

Table 3. Initial data for chiller analysis at LT

Рис. 1. Принципиальная схема цикла. КМ — компрессор, Кд — конденсатор, И — испаритель, РВ — регулирующий клапан.

Fig. 1. Circuit diagram of the cycle. KM — compressor, Prz — condenser, I — evaporator, RV — control valve.

Для анализа использовались следующие основные зависимости:

• удельная массовая холодопроизводительность

$q_o=h_5-h_{1.2}$ (1)

• массовый расход

$G=\frac{Q_o}{q_o}$ (2)

• средняя логарифмическая температура хладоносителя

$T_{п}=\frac{T_{вх}-T_{вых}}{LN\left(\frac{T_{вх}}{T_{вых}}\right)}$ (3)

• необходимая удельная работа для генерации холода

$l_{min}=q_o\times \frac{T_{ос}-T_{п}}{T_{п}}$ (4)

• адиабатная работа сжатия

$l_{ад}=h_{2ад}-h_{1.2}$ (5)

• действительная затрачиваемая удельная работа сжатия

$l_{сж}=q_{кд}-q_o=h_2-h_4-(h_{1.2}-h_5)=\frac{l_{ад}}{{\eta }_{ад}}$ (6)

• степень термодинамического совершенства

${\eta }_{терм}=\frac{l_{min}}{l_{сж}}$ (7)

• холодильный коэффициент при адиабатном процессе сжатия

${\epsilon }_{ад}=\frac{q_{о}}{l_{ад}}$ (8)

• действительное значение холодильного коэффициента

${\epsilon }_{д}=\frac{q_o}{l_{сж}}$ (9)

Необходимые удельные затраты работы сжатия для компенсации производства энтропии в конденсаторе складываются из суммы минимально необходимых работ для компенсации производства энтропии при охлаждении паров хладагента от температуры нагнетания до температуры насыщения Δl_пк, конденсации паров хладагента в конденсаторе Δl_кк:

$\Delta l_{кд}=\Delta l_{пк}+\Delta l_{кк}$, (10)

где

$\Delta l_{пк}=(h_{2ад}-h_3)-T_{ос}\times (s_{2ад}-s_3)$ (11)

$\Delta l_{кк}=T_{ос}\times (h_3-h_4)\times \left(\frac{1}{T_{ос}}-\frac{1}{T_{к}}\right)$ (12)

Необходимые удельные затраты работы сжатия для компенсации производства энтропии при дросселировании:

$\Delta l_{др}={Т}_{ос}\times (s_5-s_4)$ (13)

Необходимые удельные затраты работы сжатия для компенсации производства энтропии в испарителе при передаче теплоты от охлаждаемого объекта в цикле при средней температуре воздуха в потребителях (кипение жидкого хладагента):

$\Delta l_{и.кип}=\left(h_{1.1}-h_4\right)\times T_{ос}\times \frac{T_{п}-T_o}{T_o\times T_{п}}$ (14)

Необходимые удельные затраты работы сжатия для компенсации производства энтропии в испарителе при передаче теплоты от охлаждаемого объекта в цикле при средней температуре воздуха в потребителях (перегрев хладагента в испарителе):

$\Delta l_{и.пер}={Т}_{п}\times (s_{1.2}-s_{1.1})-(h_{1.2}-h_{1.1})$ (15)

Общие необходимые удельные затраты работы сжатия для компенсации производства энтропии в испарителе:

$\Delta l_{и}=\Delta l_{и.кип}+\Delta l_{и.пер}$ (16)

Суммируя величины необходимых удельных затрат работ для компенсации производства энтропии во всех элементах холодильной машины, находим расчетную величину адиабатной работы сжатия:

$l_{ад.р}=l_{min}+\Delta l_{кд}+\Delta l_{др}+\Delta l_{и}$ (17)

Энергетические потери в компрессоре:

$\Delta l_{км}=l_{сж}-l_{ад.р}$ (18)

Расчетная работа сжатия:

$l_{сж.р}=l_{ад.р}+\Delta l_{км}$ (19)

Для сравнения потерь в элементах холодильной установки при использовании разных хладагентов целесообразно использовать потери мощности, определяемые по следующей зависимости:

$\Delta N_i=l_i\times G$ (20)

Результаты анализа приведены на рис. 2, рис. 3, рис. 4 и в табл. 4, табл. 5, табл. 6.

Рис. 2. Распределение потерь мощности по элементам чиллера на режиме ВТ, кВт.

Fig. 2. Distribution of power losses in chiller elements at HT, kW.

Рис. 3. Распределение потерь мощности по элементам чиллера на режиме СТ, кВт.

Fig. 3. Distribution of power losses in chiller elements at MT, kW.

Рис. 4. Распределение потерь мощности по элементам чиллера на режиме НТ, кВт.

Fig. 4. Distribution of power losses in chiller elements at LT, kW.

Результаты

В табл. 4, табл. 5, табл. 6 приведены значения показателей эффективности при использовании рассматриваемых хладагентов на разных температурных уровнях, на рис. 2, рис. 3, рис. 4 приведены значения распределения потерь мощности по элементам системы для разных температурных уровней.

Таблица 4. Показатели эффективности на режиме ВТ

Table 4. Performance chiller indicators at HT

Таблица 5. Показатели эффективности чиллера на режиме СТ

Table 5. Performance chiller indicators at MT

Таблица 6. Показатели эффективности чиллера на режиме НТ

Table 6. Performance chiller indicators at LT

Обсуждение

Природный хладагент R1270 обладает более высокими показателями эффективности по сравнению с традиционно используемыми хладагентами R410A, R134a и R404A. Значения холодильного коэффициента при адиабатном сжатии выше на 9,46% по сравнению с R404A, на 8,21% по сравнению с R410A, ниже на 3,55% по сравнению с R134a для режима ВТ. Значения холодильного коэффициента при адиабатном сжатии выше на 11,51% по сравнению с R404A, на 8,66% по сравнению с R410A, ниже на 2,93% по сравнению с R134a для режима СТ. Значения холодильного коэффициента при адиабатном сжатии выше на 15,8% по сравнению с R404A, на 9,26% по сравнению с R410A, ниже на 1,82% по сравнению с R134a для установки с температурой кипения -25°С.

Природный хладагент R1270 относится к Группе 3 — взрывоопасные и легковоспламеняемые холодильные агенты с нижней границей воспламеняемости ниже 3,5% по объему (ГОСТ 12.2.233-2012(ISO 5149:1993)) и к Группе А3 — хладагенты с низкой токсичностью и высокой горючестью (ГОСТ 34891.1-2022). В качестве мер безопасности для работы с данным хладагентом следует применять специальные материалы (например, нельзя использовать EPDM и каучуки для уплотнений, не допускается применение нержавеющей стали и соединений сталь-латунь); не допускать утечки хладагента в местах, где быть контакт с электрокомпонентами, которые могут быть источником воспламенения; лопасти и корпус должны быть выполнены из искробезопасных материалов; необходимо проводить регулярное обучение персонала; при заправке шланги должны быть зафиксированы, предприняты меры для снижения утечек, материалы, способные образовывать искры, должны быть удалены из места заправки; необходимо использовать специальные места хранения хладагентов; необходимо использовать средства индивидуальной защиты и портативные газовые анализаторы.

Более низкие показатели эффективности для R134a объясняются низкими значениями адиабатного КПД компрессора, обеспечивающему заданную холодопроизводительность. Значения холодильного коэффициента при действительном сжатии выше на 11,97% по сравнению с R404A, на 5,48% по сравнению с R410A, на 2,15% по сравнению с R134a для режима ВТ. Значения холодильного коэффициента при действительном сжатии выше на 14,13% по сравнению с R404A, на 3,41% по сравнению с R410A, на 3,04% по сравнению с R134a для режима СТ. Значения холодильного коэффициента при действительном сжатии выше на 21,95% по сравнению с R404A, на 11,44% по сравнению с R410A, на 29,73% по сравнению с R134a для установки с температурой кипения -25°С.

На режиме ВТ высокие показатели степени термодинамического совершенства получены для чиллеров с хладагентом R1270 — на 11,97% данный показатель выше, чем у чиллера с хладагентом R404A, на 2,15% чем у чиллера с хладагентом R134a и на 5,48% выше, чем у чиллера с хладагентом R410A. На режиме СТ чиллер с хладагентом R1270 продемонстрировал лучшие показатели степени термодинамического совершенства — на 14,13% данный показатель выше, чем у чиллера с хладагентом R404A, на 3,04% чем у чиллера с хладагентом R134a и на 3,41% выше, чем у чиллера с хладагентом R410A. На режиме НТ чиллер с хладагентом R1270 продемонстрировал также лучшие показатели степени термодинамического совершенства — на 21,95% данный показатель выше, чем у чиллера с хладагентом R404A, на 29,73% чем у чиллера с хладагентом R134a и на 11,44% выше, чем у чиллера с хладагентом R410A.

Применение хладагентом R410A и R134a при работе на НТ режиме ограничивается температурой нагнетания при действительном процессе сжатия — для R410A она составляет 116,94°С, для R134a — 114,63°С, что снижает срок службы оборудования. Самую низкую температуру при действительном сжатии 84,63°С можно получить, используя хладагент R404A. Температура нагнетания при использовании хладагента, несмотря на высокие показатели эффективности, составляет 96,84°С, что является достаточно высокой величиной.

Заключение

При выборе хладагента для чиллер следует ориентироваться не только на показатели эффективности, но и на эксплуатационные показатели, такие, как температура нагнетания. Углеводороды служат хорошими хладагентами для различных холодильных установок и системы кондиционирования [4]. А также имеют меньшую цену и доступность по сравнению с аналогами. Использование углеводородных хладагентов растет из-за их низкого воздействия на окружающую среду, выдающихся термодинамических характеристик и нетоксичности. Недостаток углеводородов, такой как воспламеняемость, можно преодолеть, используя системы минимальной заправки и тщательного обнаружения утечек Воспламеняемость также может быть снижена при использовании углеводородов в смесях, в том числе и с углекислым газом [5].

В долгосрочной перспективе применение углеводородов в качестве хладагентов является перспективным, поскольку применение и производство синтетических хладагентов (хладонов) будет сокращаться согласно графику, определяемым Кигалийской поправкой, что увеличит их стоимость. Углеводородных хладагентов такие ограничения не коснутся.

Дополнительная информация

Вклад авторов. М. С. Талызин — проведение расчетов, обзор литературы, сбор и анализ литературных источников, написание и редактирование текста статьи. А. В. Сколов —обзор литературы, сбор и анализ литературных источников, написание текста статьи.

Конфликт интересов. Авторы декларируют отсутствие явных и потенциальных конфликтов интересов, связанных с проведенным исследованием и публикацией настоящей статьи.

Источник финансирования. Авторы заявляют об отсутствии внешнего финансирования при проведении исследования и подготовке публикации.

Additional information

Authors’ contribution. M.S. Talyzin — calculations, literature review, collection and analysis of literary sources, writing and editing of the text of the article. A. V. Skolov — literature review, collection and analysis of literary sources, writing of the article.

Competing interests. The authors declare that they have no competing interests.

Funding source. This study was not supported by any external sources of funding.

Условные обозначения / Legend

About the authors

Maxim S. Talyzin

Author for correspondence.
Email: talyzin_maxim@mail.ru
ORCID iD: 0000-0001-7244-1946
SPIN-code: 6524-3085

Academician, Cand. Sci. (Eng.)

Andrey V. Skolov

Email: skolov@lekmaholod.ru
Russian Federation, Rostov-on-Don

References

Supplementary files

Supplementary Files

Action

1. JATS XML

Download

2. Fig. 1. Circuit diagram of the cycle. KM — compressor, Prz — condenser, I — evaporator, RV — control valve.

Download (78KB)

Indexing metadata

3. Fig. 2. Distribution of power losses in chiller elements at HT, kW.

Download (76KB)

Indexing metadata

4. Fig. 3. Distribution of power losses in chiller elements at MT, kW.

Download (70KB)

Indexing metadata

5. Fig. 4. Distribution of power losses in chiller elements at LT, kW.

Download (64KB)

Indexing metadata