JP5901191B2 - Turbo chiller performance evaluation apparatus and method - Google Patents
Turbo chiller performance evaluation apparatus and method Download PDFInfo
- Publication number
- JP5901191B2 JP5901191B2 JP2011199619A JP2011199619A JP5901191B2 JP 5901191 B2 JP5901191 B2 JP 5901191B2 JP 2011199619 A JP2011199619 A JP 2011199619A JP 2011199619 A JP2011199619 A JP 2011199619A JP 5901191 B2 JP5901191 B2 JP 5901191B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- loss
- water outlet
- condenser
- outlet temperature
- cooling water
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Active
Links
Images
Landscapes
- Air Conditioning Control Device (AREA)
Description
本発明は、ターボ冷凍機の性能評価装置およびその方法に関するものである。 The present invention relates to a turbo chiller performance evaluation apparatus and method.
従来、ターボ冷凍機の性能を評価する方法として、特許文献1に開示される方法が知られている。特許文献1には、損失のない理想的な環境下でのCOP特性が逆カルノーサイクルに近似している点に着目し、逆カルノーサイクルを表わす式に圧縮機特性を表わす修正係数を加えてターボ冷凍機が発揮可能な最大COP(以下「目標COP」という。)を算出する方法が開示されている。
Conventionally, a method disclosed in
特許文献1に開示された目標COPの算出方法は、逆カルノーサイクルの式で表わされた損失のない理想的な環境下でのCOP特性に対して、実際に生じる機器損失分を補正項として与えるという技術思想に基づいている。
特許文献1に開示の方法では、圧縮機による機器損失が相対負荷率をパラメータとする修正係数Cfとして与えられているが、ターボ冷凍機を構成する圧縮機以外の機器、例えば、蒸発器や凝縮器などの熱交換器の損失分については、損失相当温度差Tdという項で一定値として与えられていた。
The calculation method of the target COP disclosed in
In the method disclosed in
本発明は、損失のない理想的な環境下でのCOP特性に対して実際に生じる機器損失分を補正項として与えることにより、目標COPを算出する場合において、凝縮器の性能に応じた損失相当温度差を与えることにより、目標COPの算出精度を向上させるターボ冷凍機の性能評価装置およびその方法を提供することを目的とする。 According to the present invention, when a target COP is calculated by giving a device loss amount actually generated as a correction term to a COP characteristic under an ideal environment without loss, the loss corresponding to the performance of the condenser is calculated. An object of the present invention is to provide a turbo chiller performance evaluation apparatus and method for improving the calculation accuracy of a target COP by giving a temperature difference.
上記課題を解決するために、本発明は以下の手段を採用する。
本発明は、圧縮機および熱交換器として凝縮器を備えるターボ冷凍機の性能評価装置であって、損失のない理想的な環境下でのCOP特性を表わす式に、実際に生じる機器損失分を補正項として与えた演算式を用いて、当該冷凍機が発揮可能な最大のCOPである目標COPを算出する演算手段を備え、前記演算式には、前記凝縮器の熱交換損失が前記補正項として含まれており、前記凝縮器の熱交換損失は、負荷率、冷却水出口温度、および冷水出口温度と冷却水出口温度との差をパラメータとした関数を用いて算出されるターボ冷凍機の性能評価装置を提供する。
In order to solve the above problems, the present invention employs the following means.
The present invention is an apparatus for evaluating the performance of a turbo chiller including a compressor and a condenser as a heat exchanger, and an actual loss of equipment is expressed in an expression representing COP characteristics under an ideal environment without loss. Using an arithmetic expression given as a correction term, a calculation means for calculating a target COP that is the maximum COP that can be exhibited by the refrigerator is provided, wherein the heat exchange loss of the condenser is the correction term. The heat exchange loss of the condenser is calculated using a load factor, a cooling water outlet temperature, and a function of the centrifugal chiller calculated using a function with a difference between the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature as a parameter. A performance evaluation apparatus is provided.
本発明によれば、損失のない理想的な環境下でのCOP特性を表わす式に、実際に生じる機器損失分を補正項として与えた演算式を用いて冷凍機が発揮可能な最大のCOPである目標COPが算出される。この場合において、該演算式には、凝縮器の熱交換損失が補正項として含められ、かつ、この凝縮器の熱交換損失は負荷率、冷却水出口、および冷水出口温度と冷却水出口温度との差をパラメータとした関数で表わされているので、目標COPの算出に、負荷率、冷却水出口温度、および冷水出口温度と冷却水出口温度との差に依存する凝縮器の熱交換損失を反映させることが可能となる。これにより、目標COPの算出精度を向上させることができる。 According to the present invention, the maximum COP that can be exhibited by the refrigerator using an arithmetic expression in which an actual device loss is given as a correction term in an expression representing the COP characteristic in an ideal environment without loss. A certain target COP is calculated. In this case, the arithmetic expression includes the heat exchange loss of the condenser as a correction term, and the heat exchange loss of the condenser includes the load factor, the cooling water outlet, and the cold water outlet temperature and the cooling water outlet temperature. The heat exchange loss of the condenser depends on the load factor, the cooling water outlet temperature, and the difference between the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature to calculate the target COP. Can be reflected. Thereby, the calculation accuracy of the target COP can be improved.
上記ターボ冷凍機の性能評価装置において、前記凝縮器の熱交換損失を算出するための演算式は、冷却水出口温度と前記凝縮器の熱交換損失との関係を負荷率ごとに求め、該関係から導出されることが好ましい。 In the turbo chiller performance evaluation apparatus, the calculation formula for calculating the heat exchange loss of the condenser obtains the relationship between the cooling water outlet temperature and the heat exchange loss of the condenser for each load factor, and the relationship Is preferably derived from
このように、冷却水出口温度と凝縮器の熱交換損失との関係を負荷率ごとに求め、この関係から導出される関数を用いて凝縮器の熱交換損失を算出するので、信頼性の高い凝縮器の熱交換損失を得ることができる。 In this way, the relationship between the cooling water outlet temperature and the heat exchange loss of the condenser is obtained for each load factor, and the heat exchange loss of the condenser is calculated using a function derived from this relationship, so the reliability is high. The heat exchange loss of the condenser can be obtained.
上記ターボ冷凍機の性能評価装置において、前記凝縮器の熱交換損失は、例えば、負荷率と冷却水出口温度とで表わされる冷媒ガスの比体積の変化をパラメータとする冷媒ガスの風量の影響による損失相当温度差と、冷水出口温度と冷却水出口温度との差をパラメータとする過熱蒸気の影響による損失相当温度差との和で表わされる。
例えば、上記冷媒ガスの風量の影響による損失相当温度差は、冷却水出口温度が低いほど高い数値を示すという特性を有しており、上記過熱蒸気の影響による損失相当温度差は、冷却水出口温度が高いほど高い数値を示すという特性を有している。
In the turbo chiller performance evaluation apparatus, the heat exchange loss of the condenser is, for example, due to an influence of an air volume of the refrigerant gas having a change in a specific volume of the refrigerant gas represented by a load factor and a cooling water outlet temperature as a parameter. It is represented by the sum of a loss-corresponding temperature difference and a loss-corresponding temperature difference due to the influence of superheated steam with the difference between the cold water outlet temperature and the cooling water outlet temperature as a parameter.
For example, the loss-corresponding temperature difference due to the effect of the air volume of the refrigerant gas has a characteristic of showing a higher value as the cooling water outlet temperature is lower, and the loss-corresponding temperature difference due to the influence of the superheated steam is The higher the temperature, the higher the numerical value.
上記ターボ冷凍機の性能評価装置において、前記損失のない理想的な環境下でのCOP特性は、逆カルノーサイクルを表わす式により表わされていてもよい。 In the turbo chiller performance evaluation apparatus, the COP characteristic in an ideal environment without loss may be represented by an equation representing an inverse Carnot cycle.
このように、損失のない理想的な環境下でのCOP特性を表わす式として、逆カルノーサイクルを表わす式を用いることにより、目標COPの演算式を簡素化することができ、目標COPの算出に要する時間の短縮、処理負担の軽減を図ることができる。 As described above, by using an expression representing the inverse Carnot cycle as an expression representing the COP characteristic under an ideal environment without loss, the arithmetic expression of the target COP can be simplified, and the calculation of the target COP can be performed. The time required and the processing burden can be reduced.
上記ターボ冷凍機の性能評価装置において、前記演算式には、前記圧縮機の性能による機械損失が前記補正項として与えられていてもよい。 In the turbo chiller performance evaluation apparatus, a mechanical loss due to the performance of the compressor may be given as the correction term in the arithmetic expression.
目標COPを算出する演算式に、圧縮機の性能による機械損失が補正項として与えられていることにより、圧縮機による機械損失を目標COPに反映させることが可能となる。これにより、目標COPの算出精度を更に向上させることが可能となる。 Since the mechanical loss due to the performance of the compressor is given as a correction term in the arithmetic expression for calculating the target COP, the mechanical loss due to the compressor can be reflected in the target COP. Thereby, the calculation accuracy of the target COP can be further improved.
本発明は、圧縮機および熱交換器として凝縮器を備えるターボ冷凍機の性能評価方法であって、損失のない理想的な環境下でのCOP特性を表わす式に、実際に生じる機器損失分を補正項として与えた演算式を用いて、当該冷凍機が発揮可能な最大のCOPである目標COPを算出する演算工程を備え、前記演算式には、前記凝縮器の熱交換損失が前記補正項として含まれており、前記凝縮器の熱交換損失は、負荷率、冷却水出口温度、および冷水出口温度と冷却水出口温度との差をパラメータとした関数を用いて算出されるターボ冷凍機の性能評価方法を提供する。 The present invention is a method for evaluating the performance of a turbo chiller including a compressor and a condenser as a heat exchanger, and an actually generated equipment loss is expressed in an expression representing COP characteristics under an ideal environment without loss. A calculation step of calculating a target COP that is the maximum COP that can be exhibited by the refrigerator using the calculation formula given as the correction term is provided, and the calculation formula includes the heat exchange loss of the condenser as the correction term. The heat exchange loss of the condenser is calculated using a load factor, a cooling water outlet temperature, and a function of the centrifugal chiller calculated using a function with a difference between the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature as a parameter. A performance evaluation method is provided.
本発明によれば、目標COPの算出精度を向上させることができるという効果を奏する。 According to the present invention, there is an effect that the calculation accuracy of the target COP can be improved.
以下に、本発明に係るターボ冷凍機の性能評価装置の一実施形態について、図面を参照して説明する。また、本実施形態では、ターボ冷凍機の性能評価装置がターボ冷凍機の制御を行う制御装置に設けられている場合について説明する。なお、以下の説明では、インバータターボ冷凍機を例示して説明するが、本発明に係るターボ冷凍機の性能評価装置は、インバータターボ冷凍機に限られることなく、固定速のターボ冷凍機に対しても適用可能である。 Hereinafter, an embodiment of a performance evaluation device for a centrifugal chiller according to the present invention will be described with reference to the drawings. In the present embodiment, a case will be described in which the performance evaluation device for a centrifugal chiller is provided in a control device that controls the centrifugal chiller. In the following description, an inverter turbo chiller will be described as an example. However, the performance evaluation device for a turbo chiller according to the present invention is not limited to an inverter turbo chiller, but a fixed speed turbo chiller. Is applicable.
図1は、インバータターボ冷凍機1の概略構成を示した図である。インバータターボ冷凍機1は、冷媒を圧縮するターボ圧縮機11、ターボ圧縮機11によって圧縮された高温高圧のガス冷媒を凝縮する凝縮器12、および凝縮器12を経由した液冷媒を蒸発させる蒸発器13、インバータターボ冷凍機1の制御を行う制御装置14を主な構成として備えている。
FIG. 1 is a diagram showing a schematic configuration of an
また、インバータターボ冷凍機1には、冷水入口温度Tr1を測定する温度センサ30、冷水出口温度Tr2を測定する温度センサ31、冷水流量F1を測定する流量センサ32、冷却水入口温度Tw1を測定する温度センサ33、冷却水出口温度Tw2を測定する温度センサ34、冷却水流量F2を測定する流量センサ35などが設けられている。これら各センサ30〜35の計測値は、制御装置14に送信される。
Further, the
なお、図1に示したインバータターボ冷凍機1の構成は一例であり、この構成に限定されない。また、インバータターボ冷凍機1は冷房機能のみを有する場合に限定されず、例えば、暖房機能のみ、或いは、冷房機能及び暖房機能の両方を有しているものであってもよい。
In addition, the structure of the
制御装置14は、各センサから受信した測定値や上位システムから送られてくる負荷率などに基づいてターボ圧縮機11の回転数などを制御する機能や、本冷凍機の性能評価を行う機能を有している。
The
制御装置14は、例えば、図示しないCPU(中央演算装置)、RAM(Random Access Memory)、及びコンピュータ読み取り可能な記録媒体等から構成されている。後述の各種機能を実現するための一連の処理の過程は、プログラムの形式で記録媒体等に記録されており、このプログラムをCPUがRAM等に読み出して、情報の加工・演算処理を実行することにより、後述の各種機能が実現される。
The
図2は、制御装置14が備える機能のうち、性能評価に関する機能を展開して示した機能ブロック図である。図2に示されるように、制御装置14は、データ取得部101、記憶部102、演算部103を備えている。
FIG. 2 is a functional block diagram showing expanded functions related to performance evaluation among the functions of the
データ取得部101は、インバータターボ冷凍機1の運転データを入力データとして取得する。運転データとしては、例えば、温度センサ30により計測された冷水入口温度Tr1、温度センサ31により計測された冷水出口温度Tr2、温度センサ33により計測された冷却水入口温度Tw1、温度センサ34により計測された冷却水出口温度Tw2、および現在の負荷率等が挙げられる。
The
記憶部102には、インバータターボ冷凍機1が各運転点において性能上出し得る最大COPである目標COPを算出するための演算式などが格納されている。以下、記憶部102に格納されている演算式について説明する。
The
COPct={(Tr2+273.15)/(Tw2−Tr2+Td)}/Cf (1) COP ct = {(Tr2 + 273.15) / (Tw2-Tr2 + Td)} / Cf (1)
上記(1)式は、逆カルノーサイクルの式で表わされた損失のない理想的な環境下でのCOP特性(以下「実機理想COP」という。)に対して、実際に生じる機器損失分を補正項Cf、Tdとして与えた演算式である。この(1)式を用いることで、目標COPctが算出される。
(1)式において、補正項Cfはターボ圧縮機11の機器特性による機器損失を実機理想COPに反映させるための補正項であり、Tdは蒸発器および凝縮器による損失相当温度差を実機理想COPに反映させるための補正項である。また、Tr2は冷水出口温度、Tw2は冷却水出口温度であり、上記温度センサ31、34の計測値が代入される。
The above equation (1) shows the actual device loss for the COP characteristic in an ideal environment without loss represented by the inverse Carnot cycle equation (hereinafter referred to as “actual machine ideal COP”). This is an arithmetic expression given as correction terms Cf and Td. By using this equation (1), the target COP ct is calculated.
In the equation (1), the correction term Cf is a correction term for reflecting the device loss due to the device characteristics of the
補正項Cfは、具体的には以下の(2)式で求められる。
Cf=f(Qfr) (2)
Specifically, the correction term Cf is obtained by the following equation (2).
Cf = f (Qfr) (2)
ここで、Qfrは以下の(3)式で表わされる。 Here, Qfr is expressed by the following equation (3).
Qfr=Qf/Qr (3) Qfr = Qf / Qr (3)
上記(3)式は、ターボ圧縮機11の機器特性に基づいて導出された演算式であり、運転基準点として設定された所定の冷却水出口温度と所定の冷水出口温度との差における所定の負荷率に対する、現在の冷却水出口温度と現在の冷水出口温度との差における現在の負荷率を相対値で表わした相対負荷率Qfrを算定するための演算式である。(3)式において、Qfは現在の負荷率、Qrは以下の(4)式で与えられる。
The above expression (3) is an arithmetic expression derived based on the device characteristics of the
Qr=φ/μad1/2(Had/k100)1/2=0.1*(Had/19.4)1/2 (4) Qr = φ / μad 1/2 (Had / k 100 ) 1/2 = 0.1 * (Had / 19.4) 1/2 (4)
(4)式におけるHadは、熱力学の特性から以下の(5)式で与えられる。 Had in the equation (4) is given by the following equation (5) from the thermodynamic characteristics.
Had=(-2.7254*10-4Tr22-9.0244*10-3Tr2+47.941)*{log10Pc-log10Pe}*1000/9.8067 (5) Had = (-2.7254 * 10 -4 Tr2 2 -9.0244 * 10 -3 Tr2 + 47.941) * {log 10 Pc-log 10 Pe} * 1000 / 9.8067 (5)
上記(5)式において、Pcは凝縮器の飽和圧力[MPa]、Peは蒸発器の飽和圧力[MPa]、Tr2は冷水出口温度[℃]である。 In the above equation (5), Pc is the saturation pressure [MPa] of the condenser, Pe is the saturation pressure [MPa] of the evaporator, and Tr2 is the cold water outlet temperature [° C.].
また、補正項Tdは、具体的には以下の(6)式で求められる。
Td=Tde+Tdc (6)
Further, the correction term Td is specifically obtained by the following equation (6).
Td = Tde + Tdc (6)
(6)式において、Tdeは蒸発器の熱交換損失を考慮した損失相当温度差であり、Tdcは凝縮器の熱交換損失を考慮した損失相当温度差である。ここで、凝縮器の熱交換損失を考慮した損失相当温度差Tdcは、本発明の主たる特徴の一つであり、この導出方法については後に詳細に述べる。また、蒸発器の熱交換損失を考慮した損失相当温度差については、負荷率をパラメータとして有する所定の関数を用いて算出することとしてもよいし、一定値としてもよい。 In equation (6), Tde is a loss-corresponding temperature difference considering the heat exchange loss of the evaporator, and Tdc is a loss-corresponding temperature difference considering the heat exchange loss of the condenser. Here, the loss equivalent temperature difference Tdc considering the heat exchange loss of the condenser is one of the main features of the present invention, and the derivation method will be described in detail later. Further, the loss-corresponding temperature difference considering the heat exchange loss of the evaporator may be calculated using a predetermined function having the load factor as a parameter, or may be a constant value.
上述のように、記憶部102には、目標COPを演算するために主として機能する演算式の他、これらの演算式で用いられる各種パラメータを演算するための付随的な演算式が格納されている。
As described above, the
演算部103は、データ取得部101によって入力データが取得されると、記憶部102から各種演算式を読み出し、これら演算式を用いて現在の運転点における目標COPを算出する。具体的には、演算部103は、上記(2)式から(5)式を用いて現在の運転点に対応する補正項Cfを得るとともに、(6)式を用いて現在の運転点に対応する補正項Tdを得る。そして、得た補正項CfおよびTdを(1)式に代入することで、現在の運転点に対応する目標COPを得る。
When the input data is acquired by the
次に、上記(6)式における凝縮器の熱交換損失を考慮した損失相当温度差の導出方法について、図3から図7を参照して説明する。ここで、本実施形態に係る凝縮器12は、シェルアンドチューブ凝縮器であり、ターボ圧縮機11から吐出された冷媒ガスが流入され、この冷媒ガスとチューブ内を通る冷却水との間で熱交換を行うものである。熱交換により、冷媒ガスは凝縮し、その凝縮潜熱をチューブ内を通る冷却水で冷却する。
Next, a method for deriving a loss-corresponding temperature difference in consideration of the heat exchange loss of the condenser in the above equation (6) will be described with reference to FIGS. Here, the
ここで、凝縮器における熱交換の一般的な式を(7)式に示す。 Here, a general equation for heat exchange in the condenser is shown in Equation (7).
Q=K×A×ΔTm (7) Q = K × A × ΔTm (7)
上記(7)式において、Qは熱交換量(kW)、Kは平均熱通過率(kW/m2・K)、Aは有効伝熱面積(m2)、ΔTmは平均温度差(K)であり、以下の(8)式で与えられる。 In the above equation (7), Q is the amount of heat exchange (kW), K is the average heat transmission rate (kW / m 2 · K), A is the effective heat transfer area (m 2 ), and ΔTm is the average temperature difference (K) And is given by the following equation (8).
ΔTm=(ΔT1+ΔT2)/2 (8)
ΔT1=凝縮温度−冷却水入口温度=Tc−Tw1(K)
ΔT2=凝縮温度−冷却水出口温度=Tc−Tw2(K)
ΔTm = (ΔT1 + ΔT2) / 2 (8)
ΔT1 = condensation temperature−cooling water inlet temperature = Tc−Tw1 (K)
ΔT2 = condensation temperature−cooling water outlet temperature = Tc−Tw2 (K)
上記(7)式において、平均熱通過率K及び有効伝熱面積Aが一定である場合、冷却水入口温度Tw1、冷却水出口温度Tw2が与えられれば、交換熱量Qに対して凝縮温度Tcは一意に決まることが分かる。また、平均熱通過率K及び有効伝熱面積Aが一定である場合、熱交換を行うための伝熱推進力は、冷媒ガスとチューブ内を流れる冷却水の温度差となる。そのため、交換熱量Qが大きいほど伝熱推進力、換言すると、前記温度差が必要となる。 In the above equation (7), when the average heat passage rate K and the effective heat transfer area A are constant, if the cooling water inlet temperature Tw1 and the cooling water outlet temperature Tw2 are given, the condensing temperature Tc with respect to the exchange heat quantity Q is It can be seen that it is uniquely determined. Further, when the average heat passage rate K and the effective heat transfer area A are constant, the heat transfer driving force for heat exchange is the temperature difference between the refrigerant gas and the cooling water flowing in the tube. Therefore, as the exchange heat quantity Q is larger, the heat transfer driving force, in other words, the temperature difference is required.
図3は、上記シェルアンドチューブ凝縮器における伝熱状態を示した図である。図3において、凝縮温度は所定値Tcで一定である。凝縮器の入口において温度Tw1であった冷却水は(図3におけるA点)、凝縮器において冷水と熱交換が行われることにより徐々に昇温され(図3における領域B)、凝縮器の出口において温度Tw2まで昇温されることがわかる(図3におけるC点)。冷却水出口温度Tw2と凝縮温度Tcとの温度差ΔT2が小さいほど、凝縮器の熱交換損失が小さいことを示している。 FIG. 3 is a view showing a heat transfer state in the shell and tube condenser. In FIG. 3, the condensation temperature is constant at a predetermined value Tc. The cooling water having a temperature Tw1 at the inlet of the condenser (point A in FIG. 3) is gradually heated by the heat exchange with the cold water in the condenser (region B in FIG. 3), and the outlet of the condenser It can be seen that the temperature is raised to the temperature Tw2 at (point C in FIG. 3). The smaller the temperature difference ΔT2 between the cooling water outlet temperature Tw2 and the condensation temperature Tc, the smaller the heat exchange loss of the condenser.
発明者らは、負荷率が大きいほど冷却水出口温度Tw2と凝縮温度Tcとの温度差ΔT2が大きくなるとの経験上の知見から、凝縮器の熱交換損失は負荷率に依存する、より具体的には、負荷率が高いほど凝縮器の熱交換損失も大きくなるのではないかと考え、負荷率と凝縮器の熱交換損失の関係を検証すべく、実験を行った。
また、凝縮器では負荷率に加え凝縮温度も変化し、凝縮器内を流れる冷媒ガスの比体積は凝縮温度に依存することから、凝縮温度(冷却水出口温度)と凝縮器の熱交換損失の関係についても併せて検証を行った。
The inventors have empirically found that the temperature difference ΔT2 between the cooling water outlet temperature Tw2 and the condensation temperature Tc increases as the load factor increases. More specifically, the heat exchange loss of the condenser depends on the load factor. Therefore, the higher the load factor, the greater the heat exchange loss of the condenser, and the experiment was conducted to verify the relationship between the load factor and the heat exchange loss of the condenser.
In addition, in the condenser, the condensation temperature changes in addition to the load factor, and the specific volume of the refrigerant gas flowing in the condenser depends on the condensation temperature, so the condensation temperature (cooling water outlet temperature) and the heat exchange loss of the condenser The relationship was also verified.
図4は、各負荷率における冷却水出口温度と凝縮器の熱交換損失との関係を示した図である。図4において、横軸は冷却水出口温度(℃)、縦軸は凝縮器の熱交換損失であり、冷却水出口温度と凝縮温度との差分で表わされる。また、図4では、負荷率を100%、80%、60%、40%、30%、20%としたときのそれぞれの関係を示している。 FIG. 4 is a diagram showing the relationship between the cooling water outlet temperature and the heat exchange loss of the condenser at each load factor. In FIG. 4, the horizontal axis represents the cooling water outlet temperature (° C.), and the vertical axis represents the heat exchange loss of the condenser, which is represented by the difference between the cooling water outlet temperature and the condensation temperature. FIG. 4 shows the respective relationships when the load factor is 100%, 80%, 60%, 40%, 30%, and 20%.
図4に示されるように、負荷率が大きいほど凝縮器の熱交換損失が大きくなることが検証された。また、ほとんどの領域において冷却水出口温度が低下するほど、熱交換損失が大きくなることが分かった。
これは、冷却水出口温度が小さくなるほど凝縮器へ流入する冷媒ガスの比体積が大きくなる、即ち風量が大きくなり、有効伝熱面積が減少するためである。
一方で、冷却水出口温度30℃付近で変曲点を持つことも分かった。これについて、図5を用いて以下に説明する。
As shown in FIG. 4, it was verified that the heat exchange loss of the condenser increases as the load factor increases. Moreover, it turned out that heat exchange loss becomes large, so that the cooling water exit temperature falls in most area | regions.
This is because the specific volume of the refrigerant gas flowing into the condenser increases as the cooling water outlet temperature decreases, that is, the air volume increases and the effective heat transfer area decreases.
On the other hand, it was also found that the cooling water outlet temperature has an inflection point around 30 ° C. This will be described below with reference to FIG.
図5は、凝縮器内の冷媒液と冷媒ガスの状態を概略的に示した図である。ターボ圧縮機11から吐出された冷媒ガス(過熱蒸気)は凝縮温度まで冷やされ、チューブ管表面で凝縮が始まり、さらにその後凝縮液が過冷却される。過熱蒸気が凝縮温度まで冷やされる間は顕熱交換のため、過熱蒸気と触れている伝熱面は単位伝熱面積あたりの交換熱量も小さく、凝縮器全体として熱交換損失が大きくなる。
FIG. 5 is a diagram schematically showing the state of the refrigerant liquid and the refrigerant gas in the condenser. The refrigerant gas (superheated steam) discharged from the
また、図6に、断熱ヘッドによる過熱度の違いを表す。図6(a)は断熱ヘッドが高い場合を表しており、図6(b)は断熱ヘッドが低い場合を表している。図6(a)、(b)に示すように、冷水出口温度Tr2を一定とした場合、冷却水出口温度Tw2が高いほど過熱度が大きくなるため過熱蒸気の混在比率も増大し、過熱蒸気による熱交換損失への影響が増大する。 FIG. 6 shows the difference in the degree of superheat due to the heat insulating head. 6A shows a case where the heat insulating head is high, and FIG. 6B shows a case where the heat insulating head is low. As shown in FIGS. 6 (a) and 6 (b), when the chilled water outlet temperature Tr2 is constant, the higher the cooling water outlet temperature Tw2, the greater the degree of superheat, so the mixture ratio of superheated steam increases, Increased impact on heat exchange loss.
以上のことから凝縮器の熱交換損失は、例えば、以下の(9)式及び図7のように、負荷率と冷却水出口温度による冷媒ガスの比体積の変化をパラメータとする冷媒ガスの風量の影響、及び、冷水出口温度と冷却水出口温度の差をパラメータとする過熱蒸気の影響を合わせたものということがわかった。 From the above, the heat exchange loss of the condenser is, for example, the air flow rate of the refrigerant gas with the change in the specific volume of the refrigerant gas depending on the load factor and the coolant outlet temperature as a parameter as shown in the following equation (9) and FIG. And the effect of superheated steam with the difference between the cold water outlet temperature and the cooling water outlet temperature as a parameter.
Tdc=Tdcv+Tdcs (9) Tdc = Tdcv + Tdcs (9)
(9)式において、Tdcvは負荷率と冷却水出口温度による冷媒ガスの比体積の変化をパラメータとする冷媒ガスの風量の影響による損失相当温度差、Tdcsは冷水出口温度と冷却水出口温度の差をパラメータとする過熱蒸気の影響による損失相当温度差である。
図7に示すように、冷媒ガスの風量の影響による損失相当温度差Tdcsは、冷却水出口温度が低いほど高い数値を示すという特性を有しており、過熱蒸気の影響による損失相当温度差Tdcsは、冷却水出口温度が高いほど高い数値を示すという特性を有している。
In equation (9), Tdcv is a loss-corresponding temperature difference due to the effect of the air flow rate of the refrigerant gas with the change in the specific volume of the refrigerant gas depending on the load factor and the cooling water outlet temperature as a parameter, and Tdcs is the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature. This is the loss equivalent temperature difference due to the effect of superheated steam with the difference as a parameter.
As shown in FIG. 7, the loss-corresponding temperature difference Tdcs due to the effect of the refrigerant gas flow rate has a characteristic that it shows a higher numerical value as the cooling water outlet temperature is lower, and the loss-corresponding temperature difference Tdcs due to the effect of superheated steam. Has a characteristic that the higher the cooling water outlet temperature, the higher the numerical value.
例えば、負荷率と冷却水出口温度による冷媒ガスの比体積の変化をパラメータとする冷媒ガスの風量の影響は、以下の(10)式で表わされる。 For example, the influence of the air flow rate of the refrigerant gas with the change in the specific volume of the refrigerant gas depending on the load factor and the coolant outlet temperature as a parameter is expressed by the following equation (10).
Tdcv=f(Tw2)+av (10)
av=f(Qf) (11)
Tdcv = f (Tw2) + av (10)
av = f (Qf) (11)
(10)式において、Tw2は冷却水出口温度、avは現在の負荷率Qfをパラメータとする変数であり、(11)式で与えられる。
なお、(10)式では、冷却水出口温度をパラメータとした多項式として表わしたが、指数関数などその他の関数で表わされてもよい。
In Equation (10), Tw2 is a coolant outlet temperature, and av is a variable having the current load factor Qf as a parameter, and is given by Equation (11).
In the equation (10), although expressed as a polynomial with the cooling water outlet temperature as a parameter, it may be expressed by other functions such as an exponential function.
また、冷却水出口温度と冷水出口温度との差をパラメータとする過熱蒸気による影響は、以下の(12)式で表される。 The influence of superheated steam with the difference between the cooling water outlet temperature and the cold water outlet temperature as a parameter is expressed by the following equation (12).
Tdcs=f(Tw2−Tr2)+as (12)
as=f(Qf) (13)
Tdcs = f (Tw2-Tr2) + as (12)
as = f (Qf) (13)
(12)式において、Tw2は冷却水出口温度、Tr2は冷水出口温度、asは現在の負荷率Qfをパラメータとする変数であり、(13)式で与えられる。
なお、(12)式では、冷却水出口温度と冷水出口温度の差をパラメータとした多項式として表わしたが、指数関数などその他の関数で表わされてもよい。
In the equation (12), Tw2 is the cooling water outlet temperature, Tr2 is the cold water outlet temperature, and as is a variable having the current load factor Qf as a parameter, and is given by the equation (13).
In the equation (12), the difference between the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature is expressed as a polynomial, but may be expressed by other functions such as an exponential function.
次に、本実施形態に係るターボ冷凍機の性能評価装置の作用について説明する。
まず、データ取得部101は、インバータターボ冷凍機1の運転データを入力データとして取得し、取得した入力データを演算部103に出力する。演算部103は、記憶部102に格納されている上記演算式と、データ取得部101から入力された運転データとを用いて、現在の運転点における目標COPを算出する。
Next, the operation of the turbo chiller performance evaluation apparatus according to the present embodiment will be described.
First, the
具体的には、上記(2)式から(5)式を用いて現在の運転点に対応する補正項Cfを得るとともに、(6)式および(9)式〜(13)式を用いて熱交換器の熱交換損失Tdを算出する。より具体的には、(10)式のTw2に現在の冷却水出口温度を、(12)式のTw2に現在の冷却水出口温度及びTr2に現在の冷水出口温度を代入することで、凝縮器の損失相当温度差Tdcを算出し、算出した凝縮器の損失相当温度差Tdcを(6)式に代入することで、凝縮器および蒸発器による損失相当温度差Tdを得る。
そして、補正項CfとTdとを得ると、この補正項を(1)式に代入することで現在の運転点に対応する目標COPを算出する。
Specifically, the correction term Cf corresponding to the current operating point is obtained using the equations (2) to (5), and the heat is calculated using the equations (6) and (9) to (13). The heat exchange loss Td of the exchanger is calculated. More specifically, by substituting the current cooling water outlet temperature into Tw2 of equation (10), the current cooling water outlet temperature into Tw2 of equation (12), and the current cooling water outlet temperature into Tr2, a condenser is obtained. Is calculated, and the loss equivalent temperature difference Td between the condenser and the evaporator is obtained by substituting the calculated loss equivalent temperature difference Tdc of the condenser into the equation (6).
When the correction terms Cf and Td are obtained, the target COP corresponding to the current operating point is calculated by substituting these correction terms into the equation (1).
算出されたCOPは、通信媒体を介して図示しない監視装置へ送信される。また、制御装置14では、上述した目標COPの算出処理と並行して、例えば、出力熱量、現在の運転点における実測COP(出力熱量[kW]を消費電力[kW]で除算した値)等が演算されており、これらの演算結果についても通信媒体を介して監視装置へ送信される。
監視装置では、制御装置14から受信した目標COP、実測COP、出力熱量等がモニタに表示され、ユーザにこれらの情報が提供される。
The calculated COP is transmitted to a monitoring device (not shown) via a communication medium. In addition, in the
In the monitoring device, the target COP, the actual measurement COP, the output heat amount, and the like received from the
以上、説明してきたように、本実施形態に係るターボ冷凍機の性能評価装置およびその方法によれば、従来は定数として与えられていた熱交換器の熱交換損失に対して、負荷率、冷却水出口温度、冷却水出口温度と冷水出口温度の差を考慮した凝縮器の熱交換損失を採用するので、目標COPの算出精度を向上させることが可能となる。これにより、ターボ冷凍機の性能評価の精度を向上させることが可能となる。 As described above, according to the turbo chiller performance evaluation apparatus and method according to the present embodiment, the load factor, the cooling, and the heat exchange loss of the heat exchanger that are conventionally given as constants Since the condenser heat exchange loss considering the water outlet temperature and the difference between the cooling water outlet temperature and the cold water outlet temperature is adopted, the calculation accuracy of the target COP can be improved. Thereby, it becomes possible to improve the accuracy of performance evaluation of the turbo refrigerator.
なお、上述した実施形態では、制御装置14がターボ冷凍機の性能評価装置の機能を有している場合について述べたが、ターボ冷凍機の性能評価装置は、単独のシステムとして成立していてもよい。この場合、ターボ冷凍機の性能評価装置は、制御装置14からターボ冷凍機に関する運転データを所定の通信媒体を介して受信し、これらの情報を用いて目標COPなどを算出することとなる。また、本発明のターボ冷凍機の性能評価装置は、ターボ冷凍機の運転制御を監視する監視装置にその機能が内蔵されていてもよい。
In the above-described embodiment, the case where the
1 ターボ冷凍機
11 ターボ圧縮機
12 凝縮器
13 蒸発器
14 制御装置
101 データ取得部
102 記憶部
103 演算部
DESCRIPTION OF
Claims (6)
損失のない理想的な環境下でのCOP特性を表わす式に、実際に生じる機器損失分を補正項として与えた演算式を用いて、当該冷凍機が発揮可能な最大のCOPである目標COPを算出する演算手段を備え、
前記演算式には、前記凝縮器の熱交換損失が前記補正項として含まれており、
前記凝縮器の熱交換損失は、負荷率、冷却水出口温度、および冷水出口温度と冷却水出口温度との差をパラメータとした関数を用いて算出されるターボ冷凍機の性能評価装置。 A turbo chiller performance evaluation device comprising a compressor and a condenser as a heat exchanger,
The target COP, which is the maximum COP that can be exhibited by the refrigerator, is calculated using an arithmetic expression in which the actual device loss is given as a correction term in an expression that expresses the COP characteristic in an ideal environment without loss. Computation means for calculating,
The arithmetic expression includes the heat exchange loss of the condenser as the correction term,
The heat exchanger loss of the condenser is a performance evaluation device for a turbo chiller, which is calculated using a load factor, a cooling water outlet temperature, and a function using a difference between the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature as a parameter.
損失のない理想的な環境下でのCOP特性を表わす式に、実際に生じる機器損失分を補正項として与えた演算式を用いて、当該冷凍機が発揮可能な最大のCOPである目標COPを算出する演算工程を備え、
前記演算式には、前記凝縮器の熱交換損失が前記補正項として含まれており、
前記凝縮器の熱交換損失は、負荷率、冷却水出口温度、および冷水出口温度と冷却水出口温度との差をパラメータとした関数を用いて算出されるターボ冷凍機の性能評価方法。
A method for evaluating the performance of a turbo refrigerator equipped with a compressor and a condenser as a heat exchanger,
The target COP, which is the maximum COP that can be exhibited by the refrigerator, is calculated using an arithmetic expression in which the actual device loss is given as a correction term in an expression that expresses the COP characteristic in an ideal environment without loss. It has a calculation process to calculate,
The arithmetic expression includes the heat exchange loss of the condenser as the correction term,
The heat exchange loss of the condenser is a turbo chiller performance evaluation method calculated using a load factor, a cooling water outlet temperature, and a function having a difference between the cooling water outlet temperature and the cooling water outlet temperature as parameters.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2011199619A JP5901191B2 (en) | 2011-09-13 | 2011-09-13 | Turbo chiller performance evaluation apparatus and method |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2011199619A JP5901191B2 (en) | 2011-09-13 | 2011-09-13 | Turbo chiller performance evaluation apparatus and method |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2013061110A JP2013061110A (en) | 2013-04-04 |
JP5901191B2 true JP5901191B2 (en) | 2016-04-06 |
Family
ID=48185923
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2011199619A Active JP5901191B2 (en) | 2011-09-13 | 2011-09-13 | Turbo chiller performance evaluation apparatus and method |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP5901191B2 (en) |
Families Citing this family (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN116415517A (en) * | 2023-02-27 | 2023-07-11 | 中国人民解放军战略支援部队航天工程大学士官学校 | Supercooling system cooling performance evaluation method and optimization method |
Family Cites Families (13)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
US4885914A (en) * | 1987-10-05 | 1989-12-12 | Honeywell Inc. | Coefficient of performance deviation meter for vapor compression type refrigeration systems |
JPH0480578A (en) * | 1990-07-24 | 1992-03-13 | Toshiba Corp | Efficiency diagnosing device for heat source apparatus |
JP2956362B2 (en) * | 1992-07-17 | 1999-10-04 | 東京瓦斯株式会社 | Absorption refrigerator |
JPH06221699A (en) * | 1993-01-26 | 1994-08-12 | Kubota Corp | Heat absorbing device, heat radiation device and heat thermal absorption radiation device using both devices |
JP4435533B2 (en) * | 2003-10-09 | 2010-03-17 | 高砂熱学工業株式会社 | Heat source system and control device |
JP4301085B2 (en) * | 2004-06-07 | 2009-07-22 | 株式会社日立製作所 | Deterioration diagnosis system for heat source equipment |
JP4630702B2 (en) * | 2005-03-28 | 2011-02-09 | 三機工業株式会社 | Heat source system optimum operation control device |
JP4859500B2 (en) * | 2006-03-24 | 2012-01-25 | 株式会社三菱地所設計 | Heat source system and control method thereof |
JP2008134013A (en) * | 2006-11-29 | 2008-06-12 | Toyo Netsu Kogyo Kk | Operation control method of cold source machine and cold source system using the same |
JP4966921B2 (en) * | 2008-07-03 | 2012-07-04 | 株式会社日立製作所 | Deterioration diagnosis apparatus, deterioration diagnosis method, and deterioration diagnosis system for cooling / heating supply system |
JP5398395B2 (en) * | 2009-07-17 | 2014-01-29 | 東洋熱工業株式会社 | How to control the number of refrigerators |
JP5427563B2 (en) * | 2009-11-20 | 2014-02-26 | 三菱重工業株式会社 | Inverter turbo refrigerator performance evaluation system |
JP5563327B2 (en) * | 2010-02-15 | 2014-07-30 | 荏原冷熱システム株式会社 | Heat source equipment operation verification device |
-
2011
- 2011-09-13 JP JP2011199619A patent/JP5901191B2/en active Active
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP2013061110A (en) | 2013-04-04 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
JP5738116B2 (en) | Turbo chiller performance evaluation apparatus and method | |
JP5427563B2 (en) | Inverter turbo refrigerator performance evaluation system | |
JP5523972B2 (en) | Turbo refrigerator performance evaluation device | |
JP6324707B2 (en) | Heat source machine and control method thereof | |
JP6682301B2 (en) | Vapor compression refrigerator and control method thereof | |
Bouaziz et al. | Energy and exergy investigation of a novel double effect hybrid absorption refrigeration system for solar cooling | |
JP6053405B2 (en) | Parallel type refrigerator control device, method and program | |
JP2009204262A (en) | Turbo refrigerating machine, heat source system and their control method | |
CN103168204B (en) | Device for estimating flowrate of heating medium, heat source device, and method for estimating flowrate of heating medium | |
Yang et al. | Analysis and comparison of influence factors of hot water temperature in transcritical CO2 heat pump water heater: An experimental study | |
JP6618860B2 (en) | Heat source system and control method thereof | |
JP2010107189A (en) | Method and device for diagnosing refrigerating device, and refrigerating device | |
CN104583691B (en) | For the method controlling chiller system | |
CN205066276U (en) | Air conditioner | |
JP2018004097A5 (en) | ||
JP2007225140A (en) | Turbo refrigerating machine, and control device and method of turbo refrigerating machine | |
CN105378392A (en) | Air-conditioning device | |
JP2022501785A (en) | Vehicle temperature control system | |
Ye et al. | Comparison between reverse cycle and hot gas bypass defrosting methods in a transcritical CO2 heat pump water heater | |
Huang et al. | Study on the feature-recognition-based modeling approach of chillers | |
JP5901191B2 (en) | Turbo chiller performance evaluation apparatus and method | |
CN110177980A (en) | The performance diagnogtics device and performance diagnogtics method of air conditioner | |
CN103629762B (en) | A method of the system based on refrigerant and a kind of raising system effectiveness | |
JP6072311B2 (en) | Refrigeration cycle apparatus, air conditioner, and circulating composition calculation method in refrigeration cycle apparatus | |
JP5409474B2 (en) | Water heater |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20140902 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20150528 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20150616 |
|
TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20160209 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20160308 |
|
R151 | Written notification of patent or utility model registration |
Ref document number: 5901191 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R151 |
|
S111 | Request for change of ownership or part of ownership |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313111 |
|
R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |