RU2658414C1 - Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе - Google Patents

Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе Download PDF

Info

Publication number
RU2658414C1
RU2658414C1 RU2017121737A RU2017121737A RU2658414C1 RU 2658414 C1 RU2658414 C1 RU 2658414C1 RU 2017121737 A RU2017121737 A RU 2017121737A RU 2017121737 A RU2017121737 A RU 2017121737A RU 2658414 C1 RU2658414 C1 RU 2658414C1
Authority
RU
Russia
Prior art keywords
temperature
evaporator
condenser
zeotropic mixture
working agent
Prior art date
Application number
RU2017121737A
Other languages
English (en)
Inventor
Александр Прокофьевич Усачев
Александр Владимирович Рулев
Елена Юрьевна Усачева
Original Assignee
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования "Саратовский государственный технический университет имени Гагарина Ю.А." (СГТУ имени Гагарина Ю.А.)
Priority date (The priority date 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 date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования "Саратовский государственный технический университет имени Гагарина Ю.А." (СГТУ имени Гагарина Ю.А.) filed Critical Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования "Саратовский государственный технический университет имени Гагарина Ю.А." (СГТУ имени Гагарина Ю.А.)
Priority to RU2017121737A priority Critical patent/RU2658414C1/ru
Application granted granted Critical
Publication of RU2658414C1 publication Critical patent/RU2658414C1/ru

Links

Images

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C09—DYES; PAINTS; POLISHES; NATURAL RESINS; ADHESIVES; COMPOSITIONS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; APPLICATIONS OF MATERIALS NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • C09K—MATERIALS FOR MISCELLANEOUS APPLICATIONS, NOT PROVIDED FOR ELSEWHERE
    • C09K5/00—Heat-transfer, heat-exchange or heat-storage materials, e.g. refrigerants; Materials for the production of heat or cold by chemical reactions other than by combustion
    • C09K5/02—Materials undergoing a change of physical state when used
    • C09K5/04—Materials undergoing a change of physical state when used the change of state being from liquid to vapour or vice versa
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F25—REFRIGERATION OR COOLING; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS; MANUFACTURE OR STORAGE OF ICE; LIQUEFACTION SOLIDIFICATION OF GASES
    • F25B—REFRIGERATION MACHINES, PLANTS OR SYSTEMS; COMBINED HEATING AND REFRIGERATION SYSTEMS; HEAT PUMP SYSTEMS
    • F25B9/00—Compression machines, plants or systems, in which the refrigerant is air or other gas of low boiling point
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P20/00—Technologies relating to chemical industry
    • Y02P20/10—Process efficiency

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Organic Low-Molecular-Weight Compounds And Preparation Thereof (AREA)

Abstract

Предлагаемый способ относится к получению рабочего агента в компрессионном тепловом насосе, согласно которому рабочий агент составляют из зеотропной смеси двух близких по физическим свойствам углеводородов с возможностью увеличения температуры ее кипения в противоточном трубном испарителе от начального значения на входе, более низкого, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на выходе из межтрубного пространства противоточного испарителя, до конечного значения на выходе из противоточного трубного испарителя, более низкого, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на входе в межтрубное пространство испарителя, и уменьшения температуры ее конденсации в противоточном трубном конденсаторе от начального значения на входе, большего, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на выходе из межтрубного пространства конденсатора, до конечного значения на выходе из противоточного трубного конденсатора, большего, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на входе в межтрубное пространство конденсатора. Подбор каждого из двух близких по физическим свойствам компонентов зеотропной смеси и величины молярной концентрации ее низкокипящего компонента осуществляют исходя из условия обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения, определяемого по указанному выражению. Технический результат заключается в уменьшении разности температур между рабочим агентом из зеотропной смеси в испарителе и конденсаторе теплового насоса до минимального значения, которому соответствует его максимальная энергетическая эффективность. 3 з.п. ф-лы, 2 ил., 2 табл.

Description

Предлагаемый способ относится к получению рабочего агента в компрессионном тепловом насосе. В частности, способ может найти применение в системах вентиляции жилых помещений, плавательных бассейнов при использовании теплоты уходящего из них теплого воздуха, т.е. источника теплоты с ограниченной объемной теплоемкостью, при воздушной низкотемпературной сушке сельскохозяйственной продукции, такой как трава, чай, овощи, фрукты, рыба, строительных материалов, таких как древесина, керамика, кирпич и при проведении аналогичных процессов.
Следует отметить, что в тех случаях, когда тепловой источник имеет ограниченную объемную теплоемкость, например воздух, температура которого при охлаждении в испарителе и нагревании в конденсаторе, существенно изменяется, использование в качестве рабочего агента вещества с постоянной температурой кипения, характеризуется снижением эффективности применения первичного органического топлива (жидкого, твердого и газообразного) на привод компрессора, непосредственно или путем преобразования в электроэнергию. В то же время реализация цикла с переменными температурами как теплового источника, так и рабочих агентов в испарителе и конденсаторе позволяет, в этом случае, повысить энергетическую эффективность использования тепловых насосов [Мартыновский B.C. Циклы, схемы и характеристики термотраснформаторов / B.C. Мартыновский. - М.: Энергия, 1979. - 285 с.]. Известно, что рабочие агенты, состоящие из зеотропных смесей имеют переменные температуры в испарителе и конденсаторе [Букин В.Г., Кузьмин А.Ю. Экспериментальное исследование малых холодильных машин на смеси R22/R142b. // Холодильная техника. - 1996, - №5. - С. 12-14], например смеси пропана и бутана (R290/600), пропана и изопентана R290/R601a, изобутана и пентана (R600a/R601) и другие. Использование зеотропных смесей в качестве рабочих агентов в тепловых насосах может позволить повысить их энергетическую эффективность в случае применения тепловых источников с ограниченной объемной теплоемкостью.
Известен способ использования теплоты воздуха при сушке фруктов и овощей, содержащий: снижение температуры насыщенной жидкой фазы рабочего агента с постоянной температурой кипения в регуляторе для снижения температуры насыщенной жидкой фазы до значения, меньшего, чем температура охлаждаемого воздуха в межтрубном пространстве испарителя, испарение жидкой фазы рабочего агента с постоянной температурой кипения в испарителе при температуре, меньшей, чем температура воздуха охлаждаемого в межтрубном пространстве испарителя, повышение температуры паровой фазы рабочего агента в компрессоре до значения, большего, чем температура воздуха в межтрубном пространстве конденсатора, конденсация паровой фазы рабочего агента с постоянной температурой конденсации в конденсаторе при температуре, большей, чем температура воздуха, нагреваемого в межтрубном пространстве конденсатора (Бауэр Е.П. Конвективная сушка с применением теплового насоса. / Е.П. Бауэр, В.М. Столетов // Продукты питания и рациональное использование сырьевых ресурсов. Сб. научн. работ. Кемеровский технологический институт пищевой промышленности. Вып. 14. Кемерово. 2007. - Стр. 120-122).
Недостатком данного способа является незначительное изменение температуры воздуха в межтрубном пространстве испарителя и конденсатора, как следствие, большая разность температур между рабочим агентом в конденсаторе и испарителе и низкая энергетическая эффективность теплового насоса.
Известен способ использования теплоты уходящего из плавательных бассейнов вентиляционного воздуха, заключающийся в снижении температуры насыщенной жидкой фазы рабочего агента с постоянной температурой кипения в регуляторе для снижения температуры насыщенной жидкой фазы до значения, меньшего, чем температура охлаждаемого воздуха в межтрубном пространстве испарителя, испарении жидкой фазы рабочего агента в испарителе при температуре, меньшей, чем температура воздуха охлаждаемого в межтрубном пространстве испарителя, повышении температуры паровой фазы рабочего агента в компрессоре до значения, большего, чем температура воздуха в межтрубном пространстве конденсатора, конденсации паровой фазы рабочего агента с постоянной температурой конденсации в конденсаторе при температуре, большей, чем температура воздуха нагреваемого в межтрубном пространстве конденсатора до высоких значений температур (Рей Д., Макмайкл Д. Тепловые насосы. Пер. с англ. - М.: Энергоиздат, 1982. Стр. 154-157).
Недостатком данного способа является большие разности температур между:
- рабочим агентом с постоянной температурой кипения в испарителе и воздухом, охлаждаемым в межтрубном пространстве испарителя;
- рабочим агентом с постоянной температурой конденсации в конденсаторе и воздухом, нагреваемым в межтрубном пространстве конденсатора;
- рабочим агентом в испарителе и конденсаторе и, как следствие, низкая энергетическая эффективность теплового насоса.
Большие разности температур обусловлены следующим. Температура применяемого рабочего агента, состоящего из одного вещества, при кипении в испарителе и при переходе из парообразного в жидкое состояние в конденсаторе остается постоянной. Вместе с тем, с целью более полного извлечения теплоты, температура влажного воздуха в испарителе должна уменьшиться в межтрубном пространстве испарителя до низких значений температур, а в конденсаторе, наоборот, увеличиться до высоких значений температур. Это приводит к увеличению средней разности температур между рабочим агентом и воздухом в испарителе и в конденсаторе теплового насоса, по сравнению со случаем, когда температуры рабочего агента и воздуха, а следовательно, разности их температур, будут постоянными в течение всего процесса.
Наиболее близким техническим решением по совокупности существенных признаков к предложенному изобретению является способ использования такого источника теплоты с ограниченной теплоемкостью, как вода, заключающийся в снижении температуры насыщенной жидкой фазы рабочего агента из зеотропной смеси в регуляторе до значения, меньшего, чем температура охлаждаемой воды на выходе из межтрубного пространства противоточного трубного испарителя; испарении жидкой фазы рабочего агента из зеотропной смеси с увеличением температуры кипения в противоточном трубном испарителе от начального значения на входе, более низкого, чем температура воды на выходе из межтрубного пространства испарителя, до конечного значения на выходе из проточного трубного испарителя, более низкого, чем температура воды на входе в межтрубное пространство противоточного испарителя; повышении температуры паровой фазы рабочего агента из зеотропной смеси в компрессоре до значения, большего, чем температура воды на выходе из межтрубном пространства противоточного конденсатора; конденсации паровой фазы рабочего агента из зеотропной смеси с уменьшением температуры конденсации в противоточном трубном конденсаторе от начального значения на входе, большего, чем температура воды на выходе из межтрубного пространства противоточного конденсатора, до конечного значения на выходе из противоточного трубного конденсатора, большего, чем температура воды на входе в межтрубное пространство конденсатора (Сухих А.А., Генералов К.С., Акимов И.А. Испытания теплового насоса для теплоснабжения индивидуального дома // Труды МГУИЭ: Техника низких температур на службе экологии. М.: МГУИЭ, 2000 г., с. 49 -53).
Недостатком данного способа является то, что при подборе компонентов зеотропной смеси и величины молярной концентрации ее низкокипящего компонента не устанавливается условие обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения и, как следствие, не достигается максимальная энергетическая эффективность теплового насоса.
Технической проблемой настоящего изобретения является большая разность температур между рабочим агентом из зеотропной смеси в испарителе и конденсаторе теплового насоса.
Технический результат заключается в уменьшении разности температур между рабочим агентом из зеотропной смеси в испарителе и конденсаторе теплового насоса до минимального значения, которому соответствует его максимальная энергетическая эффективность.
Поставленная проблема решается тем, что в способе получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе, рабочий агент составляют из зеотропной смеси двух близких по физическим свойствам компонентов с возможностью увеличения температуры ее кипения в противоточном трубном испарителе от начального значения на входе, более низкого, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на выходе из межтрубного пространства противоточного испарителя, до конечного значения на выходе из противоточного трубного испарителя, более низкого, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на входе в межтрубное пространство испарителя, и уменьшения температуры ее конденсации в противоточном трубном конденсаторе от начального значения на входе, большего, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на выходе из межтрубного пространства конденсатора, до конечного значения на выходе из противоточного трубного конденсатора, большего, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на входе в межтрубное пространство конденсатора. При этом зеотропная смесь в трубном испарителе течет в противоположном направлении, чем зеотропная смесь в трубном конденсаторе.
Новым в предложенном изобретении является то, что подбор каждого из двух близких по физическим свойствам компонентов зеотропной смеси и величины молярной концентрации ее низкокипящего компонента ψi осуществляют исходя из обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения, согласно выражению:
Figure 00000001
где ψi - i-е значение молярной концентрации низкокипящего компонента в зеотропной смеси из двух близких по физическим свойствам компонентов при ψi=ψн, … ψx, … ψy, … ψк, мол. %;
Figure 00000002
- средняя температура конденсации зеотропной смеси в противоточном конденсаторе, °C, определяемая как:
Figure 00000003
Figure 00000004
- средняя температура кипения зеотропной смеси в противоточном испарителе, °C, определяемая как:
Figure 00000005
Значения текущих температур конденсации t в конденсаторе в интервале
Figure 00000006
и текущих температур кипения t в испарителе
Figure 00000007
Figure 00000008
в зависимости от относительного количества X выкипевшей или сконденсировавшейся зеотропной смеси с заданной величиной молярной концентрации низкокипящего компонента ψi определяют согласно первому закону Коновалова по формуле [стр. 37. Рулев А.В. Системные исследования по повышению интенсивности теплообмена регазификаторов сжиженного углеводородного газа / А.В. Рулев, А.П. Усачев, А.Л. Шурайц и др. Саратов: Сарат. гос. техн. ун-т, 2010, 244 с.]:
Figure 00000009
где Р - абсолютное давление зеотропной смеси в испарителе или конденсаторе теплового насоса, Па⋅105; А1, В1, C1 - коэффициенты, характерные для компонента с более низкой температурой кипения и конденсации при давление смеси Р в определенных пределах температуры t; А2, В2, С2 - коэффициенты, характерные для компонента с более высокой температурой кипения и конденсации при давлении смеси Р в определенных пределах температуры t
Значения коэффициентов А1, B1, C1 и А2, В2, С2, используемые в формуле (4), даны в работе [Тиличев М.Д. Физико-химические свойства индивидуальных углеводородов. - М.-Л.: Гостопиздат, 1951. - Вып. 2-4. - 251 с.].
Температуру начала кипения зеотропной смеси в испарителе определяют в градусах Цельсия по формуле (4), когда текущая температура t приравнивается
Figure 00000010
, то есть
Figure 00000011
, при значении относительного количества выкипевшей зеотропной смеси X=0, а конца кипения
Figure 00000012
при значении X=1. Температуру начала конденсации зеотропной смеси в конденсаторе
Figure 00000013
определяют в градусах Цельсия по формуле (4) при значении относительного количества выкипевшей зеотропной смеси X=1, а конца конденсации
Figure 00000014
при значении X=0. Нахождение t при заданных X осуществляют по формуле (4) методом подбора.
Изобретение поясняется чертежами: фиг. 1 - фиг. 2.
На фиг. 1 представлена схема способа использования источника теплоты с ограниченной теплоемкостью, на фиг.2 изменение температур зеотропной смеси и источника теплоты с ограниченной теплоемкостью в испарителе и конденсаторе теплового насоса.
Позиции на чертеже (фиг. 1) обозначают: 1 - противоточный трубный испаритель; 2 - межтрубное пространство испарителя 1; 3 - трубопровод паровой фазы зеотропной смеси для соединения с выходной частью испарителя 1; 4 - компрессор; 5 - трубопровод паровой фазы зеотропной смеси для соединения с выходной частью компрессора 4; 6 - противоточный трубный конденсатор; 7 - межтрубное пространство конденсатора 6; 8 - трубопровод жидкой фазы зеотропной смеси для соединения с выходной частью противоточного трубного конденсатора 6; 9 - регулятор для снижения температуры насыщенной жидкой фазы зеотропной смеси; 10 - трубопровод жидкой фазы зеотропной смеси для соединения регулятора 9 с входной частью трубного испарителя 1. Значения температур
Figure 00000015
,
Figure 00000016
Figure 00000017
,
Figure 00000018
используемые в формулах (1)-(4), в целях компактности изображения приведены на фиг. 1 и на фиг. 2, как:
Figure 00000019
Figure 00000020
,
Figure 00000021
,
Figure 00000022
.
Способ реализуют следующим образом.
В противоточном трубном испарителе 1 (фиг. 1), в котором рабочий агент, составляемый из зеотропной смеси двух близких по физическим свойствам компонентов, (например, изобутана и пентана R600a/R601, пропана и бутана R290/R600, пропана и изопентана R290/R601a), переходит из жидкого в парообразное состояние при переменной температуре от начального
Figure 00000023
, на входе до конечного
Figure 00000024
значения на выходе испарителя 1, за счет подвода теплоты от источника теплоты с ограниченной теплоемкостью из межтрубного пространства 2. Изменение температуры двухкомпонентной зеотропной смеси в противоточном трубном испарителе 1 показано на диаграмме «температура - площадь теплообменника» (фиг. 2). В результате охлаждения источника теплоты с ограниченной теплоемкостью, он снижает свою температуру с начального
Figure 00000025
, на входе до конечного
Figure 00000026
значения на выходе из межтрубного пространства 2 испарителя (фиг. 2). При этом двухкомпонентная зеотропная смесь в противоточном трубном испарителе 1 и источник теплоты с ограниченной теплоемкостью в межтрубном пространстве 2 движутся в противоположных направлениях при средней разности температур между зеотропной смесью и источником теплоты с ограниченной теплоемкостью, равной Δtи, постоянной по величине в любой точке испарителя (цикл a-b-c-d-a, фиг. 2).
Образовавшуюся в противоточном трубном испарителе 1 насыщенную паровую фазу из зеотропной смеси через трубопровод 3 направляют в компрессор 4, где сжимают до давления, соответствующего температуре начала
Figure 00000027
конденсации, необходимой для нагрева источника теплоты с ограниченной теплоемкостью. Из компрессора 4 насыщенную паровую фазу из зеотропной смеси через трубопровод 5 направляют в противоточный трубный конденсатор 6. В противоточном трубном конденсаторе 6 зеотропная смесь переходит из парообразного в жидкое состояние при переменной температуре от начального на входе
Figure 00000028
до конечного
Figure 00000029
значения, на его выходе (фиг. 2), за счет передачи теплоты конденсации зеотропной смеси через стенки проточного трубного конденсатора 6 к нагреваемому источнику теплоты с ограниченной теплоемкостью, текущему в межтрубном пространстве 7. В результате источник теплоты с ограниченной теплоемкостью нагревается и повышает свою температуру с начального
Figure 00000030
на входе до конечного
Figure 00000031
значения на выходе из межтрубного пространства 7 конденсатора (фиг. 2). При этом конденсирующаяся зеотропная смесь, в противоточном трубном конденсаторе 6 и нагреваемый источник теплоты с ограниченной теплоемкостью, текущий в межтрубном пространстве 7, движутся в противоположных направлениях, при средней разности температур между зеотропной смесью и источником теплоты с ограниченной теплоемкостью, равной Δtкд, постоянной по величине в любой точке конденсатора 6 (цикл a-b-c-d-a, фиг. 2).
Образовавшуюся в противоточном трубном конденсаторе 6 насыщенную жидкую фазу из зеотропной смеси через трубопровод 8 направляют в регулятор 9, где ее давление снижают до значения, соответствующего температуре начала кипения
Figure 00000032
, необходимой для охлаждения источника теплоты с ограниченной теплоемкостью. Затем насыщенную жидкую фазу из зеотропной смеси с температурой начала кипения
Figure 00000033
, через трубопровод 10 направляют в противоточный трубный испаритель 1. В противоточном трубном испарителе 1 насыщенную жидкую фазу из зеотропной смеси вновь испаряют и цикл повторяют в последовательности, аналогичной описанной выше.
Подбор каждого из двух близких по физическим свойствам компонентов зеотропной смеси и величины молярной концентрации ее низкокипящего компонента ψi осуществляют исходя из обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения, согласно выражению:
Figure 00000034
где ψi - i-е значение молярной концентрации низкокипящего компонента в зеотропной смеси из двух близких по физическим свойствам компонентов при ψi=ψн, … ψх, … ψy, … ψк, мол. %;
Figure 00000035
- средняя температура конденсации зеотропной смеси в противоточном конденсаторе, °C, определяемая как:
Figure 00000036
Figure 00000037
- средняя температура кипения зеотропной смеси в противоточном испарителе, °C, определяемая как:
Figure 00000038
Значения текущих температур конденсации t в конденсаторе в интервале
Figure 00000039
и текущих температур кипения в испарителе
Figure 00000040
в зависимости от относительного количества X выкипевшей или сконденсировавшейся зеотропной смеси с заданной величиной молярной концентрации низкокипящего компонента ψi определяют согласно первому закону Коновалова по формуле [стр. 37. Рулев А.В. Системные исследования по повышению интенсивности теплообмена регазификаторов сжиженного углеводородного газа / А.В. Рулев, А.П. Усачев, А.Л. Шурайц и др. Саратов: Сарат. гос. техн. ун-т, 2010, 244 с.]:
Figure 00000041
где Р - абсолютное давление смеси в испарителе или конденсаторе теплового насоса, Па⋅105; t - температура кипения (конденсации) смеси, °C; А1, В1, C1 - коэффициенты, характерные для компонента с более низкой температурой кипения и конденсации при давление смеси Р в определенных пределах температуры t; А2, В2, С2 - коэффициенты, характерные для компонента с более высокой температурой кипения и конденсации при давление смеси Р в определенных пределах температуры t.
На основании наиболее точных экспериментальных данных по давлению в работе [Тиличев М.Д. Физико-химические свойства индивидуальных углеводородов. - М.-Л.: Гостопиздат, 1951. - Вып. 2-4. - 251 с.] подбирают коэффициенты А1, B1, С1 и А2, В2, С2, приведенные в формуле (2).
Температуру начала кипения зеотропной смеси в испарителе
Figure 00000042
определяют в градусах Цельсия по формуле (2) при значении относительного количества выкипевшей зеотропной смеси X=0, а конца кипения
Figure 00000043
при значении X=1. Температуру начала конденсации зеотропной смеси в конденсаторе
Figure 00000044
определяют в градусах Цельсия по формуле (2) при значении относительного количества выкипевшей зеотропной смеси X=1, а конца конденсации
Figure 00000045
при значении X=0. Нахождение t при заданных X осуществляют по формуле (2) методом подбора.
Подбор каждого из двух компонентов зеотропной смеси и концентрации ее низкокипящего компонента осуществляют согласно формулам (1)-(4) исходя из обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения в следующей последовательности.
1. Подбирают зеотропную смесь из двух компонентов, имеющую начальные температуры конденсации
Figure 00000046
и кипения
Figure 00000047
, отличающиеся от источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на значение температурного напора, принимаемое ориентировочно, равное Δtкд=Δtи=5,0÷7,0К.
2. По формуле (4) определяют методом подбора абсолютные давления Ркд и конечные температуры конденсации в конденсаторе
Figure 00000048
, а также абсолютные давления Pи и конечные температуры кипения в испарителе,
Figure 00000049
при различных значениях молярной концентрации ψi=ψн, … ψx, … ψу, … ψк, мол. %.
3. Проводят расчеты по определению разности
Figure 00000050
по формуле (1) для ряда значений молярной концентрации ψi=ψн, … ψх, … ψy, … ψк и затем выбирают из них минимальное значение.
Таким образом, согласно предложенному способу подбирают такие компоненты зеотропной смеси и концентрацию ее низкокипящего компонента, которые будут обеспечивать минимальное значение разности температур
Figure 00000051
и, следовательно, максимальную энергетическую эффективность теплового насоса.
Пример. Произвели подбор каждого из двух близких по физическим свойствам компонентов зеотропной смеси и величины молярной концентрации ее низкокипящего компонента ψi применительно к тепловому насосу, предназначенному для воздушной сушки строительной и сельскохозяйственной продукции.
Исходные данные
1. Температура сушильного воздуха на выходе из конденсатора по условиям низкотемпературной сушки принимается равной:
Figure 00000052
2. Температура сушильного воздуха на выходе из испарителя по условиям низкотемпературной сушки принимается равной:
Figure 00000053
Решение
1. Подбор провели на примере двух зеотропных смесей, каждая из которых состоит двух близких по физическим свойствам компонентов:
- зеотропная смесь «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)», с концентрацией низкокипящего компонента R600a (изобутана), принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %.
- зеотропная смесь «R290 (пропан) - R600 (н-бутан)» с концентрацией низкокипящего компонента R290 (пропана), принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %.
2. Приняли температурный напор между теплообменивающими потоками в противоточном конденсаторе в размере Δtкд=7°C.
3. Начальное значение температуры зеотропной смеси на входе в конденсатор определили по температуре сушильного воздуха на выходе и конденсатора
Figure 00000054
(см. исходные данные, которое составит
Figure 00000055
(см. диаграмму «температура (t) - площадь (F)» на фиг. 2).
4.1. По формуле (4) при значении X=1 (начало конденсации насыщенной паровой фазы), при
Figure 00000056
, методом подбора определили ряд значений абсолютного давления Ркд для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %.
Коэффициенты А1, В1, С1, А2, В2, С2 в формуле (4) для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)», характерные:
- для изобутана как компонента с более низкой температурой кипения и конденсации в пределах температуры t=12,57÷121,11°С: А1=4,3; B1=1119,7; C1=271,75 [Гиличев М.Д. Физико-химические свойства индивидуальных углеводородов. - М. - Л.: Гостопиздат, 1951. - Вып. 2-4. - 251 с.];
- для н-пентана как компонента с более высокой температурой кипения и конденсации в пределах температуры t=30,0÷120,0°C: А2=4,19; В1=1202,8; С2=297,1.
Отдельные характерные значения абсолютного давления Ркд для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 1.
4.2. По формуле (4) при значении X=1 (начало конденсации насыщенной паровой фазы), при
Figure 00000057
методом подбора определили ряд значений абсолютного давления Ркд для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан)» при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемых в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %.
Коэффициенты в формуле (4), характерные:
- для пропана R290 как компонента с более низкой температурой кипения и конденсации в пределах температуры t=-28,77÷96,81°С: A1=5,07; B1=1578,21; C1=360,65;
- для н-бутана как компонента с более высокой температурой кипения и конденсации в пределах температуры t=0,0÷75,0°C: А2=4,11; В2=1030,34; С2=251,04.
Отдельные характерные значения абсолютного давления Ркд для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан)» при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 2.
5.1. По формуле (4) при значении X=0 (конец конденсации насыщенной паровой фазы), методом подбора определили ряд значений конечных температур
Figure 00000058
для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %. при давлениях смеси Ркд, полученных в пункте 4.1. Отдельные характерные значения конечных температур
Figure 00000059
для зеотропной смеси «R600a (изобутан)-R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 1.
5.2. По формуле (4) при значении X=0 (конец конденсации насыщенной паровой фазы), методом подбора определили ряд значений конечных температур
Figure 00000060
для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бунтан)» при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %. при давлениях смеси, полученных в пункте 4.2. Отдельные характерные значения конечных температур
Figure 00000061
для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан)» при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 2.
6. Определили по формуле (2) средние значения температур конденсации
Figure 00000062
для обоих типов зеотропной смеси в противоточном конденсаторе при концентрациях низкокипящего компонента ψi=0,0÷100,0 мол. %, а полученные результаты занесли в таблицу 1 и таблицу 2.
7. Приняли температурный напор между теплообменивающими потоками в противоточном испарителе в размере Δtи=7°C.
8. Начальное значение температуры зеотропной смеси на входе в испаритель определили по температуре сушильного воздуха на выходе из испарителя
Figure 00000063
(см. исходные данные), которое составляет
Figure 00000064
Figure 00000065
(см. диаграмму «температура (t) - площадь (F)» на фиг. 2).
9.1. По формуле (4) при значении X=0 (начало испарения насыщенной паровой фазы), при
Figure 00000066
методом подбора определяем ряд значений абсолютного давления Ри для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %. Отдельные характерные значения абсолютного давления Ри для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 1.
9.2. По формуле (4) при значении X=0 (начало испарения насыщенной паровой фазы), при
Figure 00000066
методом подбора определяем ряд значений абсолютного давления Ри для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан) при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. %.
Отдельные характерные значения абсолютного давления Ри для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан) при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 2.
10.1. По формуле (4) при значении X=1 (конец испарения насыщенной жидкой фазы), методом подбора определили ряд значений конечных температур
Figure 00000067
для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. % и при соответствующих им абсолютных давлениях Ри. Отдельные характерные значения конечных температур
Figure 00000068
для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при концентрациях низкокипящего компонента R600a соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 1.
10.2. По формуле (4) при значении X=1 (конец испарения насыщенной жидкой фазы), методом подбора определили ряд значений конечных температур
Figure 00000069
для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан)» при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемой в интервале ψi=0,0÷100,0 мол. % с шагом 2,0 мол. % и при соответствующих им абсолютных давлениях Ри. Отдельные характерные значения конечных температур
Figure 00000070
для зеотропной смеси «R290 (пропан) - R600 (н-бутан) при концентрациях низкокипящего компонента R290 соответственно, принимаемых равными ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. % приведены в таблице 2.
11. Определили по формуле (3) средние значения температур кипения
Figure 00000071
для обоих типов зеотропной смеси в противоточном испарителе, а полученные результаты занесли в таблицу 1 и таблицу 2 при концентрациях низкокипящего компонента ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. %.
12. Определили по формуле (1) значения разности средних температур конденсации в конденсаторе и кипения в испарителе
Figure 00000072
для обоих типов зеотропной смеси, а полученные результаты занесли в таблицу 1 и таблицу 2 при концентрациях низкокипящего компонента ψi=0; 20; 40; 45; 50; 55; 60; 80; 100 мол. %.
Figure 00000073
Figure 00000074
Figure 00000075
Из результатов сравнения полученных значений в таблице 1 и таблице 2 видно, что минимальная величина разности средних температур конденсации и кипения
Figure 00000076
согласно выражению (1), достигается для зеотропной смеси «R600a (изобутан) - R601 (н-пентан)» при величине молярной концентрации низкокипящего компонента R600a (изобутан) в смеси, равной ψi=45 мол. %.
Из таблицы 1 и таблицы 2 также видно, что при достижении значений молярной концентрации низкокипящего компонента, равных ψi=0,0 мол. % и ψi=100 мол. %, смесь превращается в чистое вещество с постоянными температурами конденсации паровой фазы
Figure 00000077
в конденсаторе и с постоянными температурами испарения жидкой фазы
Figure 00000078
,
Figure 00000079
в испарителе. При этом величина разности средних температур конденсации в конденсаторе и кипения в испарителе согласно выражению (1) увеличивается до максимальных значений, равных
Figure 00000080
Figure 00000081
а энергетическая эффективность теплового насоса наоборот уменьшается до минимальных величин. Цикл теплового насоса при ψi=0,0 мол. % и ψi=100 мол. %, (фиг. 2) изображается как a'-b'-c'-d'-a'.
Таким образом, способ получения рабочего агента из зеотропной смеси в компрессионном тепловом насосе может найти применение в системах вентиляции жилых помещений, плавательных бассейнов, воздушной низкотемпературной сушке сельскохозяйственной продукции, строительных материалов, когда подбор каждого из двух близких по физическим свойствам компонентов зеотропной смеси и величины молярной концентрации ее низкокипящего компонента ψi осуществляются исходя из условия обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации
Figure 00000082
и кипения
Figure 00000083
. Применение предложенного способа обеспечивает уменьшение средней разности температур между воздухом и зеотропной смесью в испарителе и конденсаторе и, как следствие, увеличение энергетической эффективности теплового насоса.

Claims (4)

1. Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе, в котором рабочий агент составляют из зеотропной смеси двух близких по физическим свойствам компонентов с возможностью увеличения температуры ее кипения в противоточном трубном испарителе от начального значения на входе, более низкого, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на выходе из межтрубного пространства противоточного испарителя, до конечного значения на выходе из противоточного трубного испарителя, более низкого, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на входе в межтрубное пространство испарителя, и уменьшения температуры ее конденсации в противоточном трубном конденсаторе от начального значения на входе, большего, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на выходе из межтрубного пространства конденсатора, до конечного значения на выходе из противоточного трубного конденсатора, большего, чем температура источника теплоты с ограниченной теплоемкостью на входе в межтрубное пространство конденсатора, отличающийся тем, что подбор величины молярной концентрации низкокипящего компонента ψi зеотропной смеси из двух близких по физическим свойствам компонентов осуществляют исходя из обеспечения минимальной величины разности средних температур конденсации и кипения согласно выражению:
Figure 00000084
, где - i-е значение молярной концентрации низкокипящего компонента в зеотропной смеси из двух близких по физическим свойствам компонентов при ψi=ψн, … ψх, … ψу, … ψк, мол. %;
Figure 00000085
- средняя температура конденсации зеотропной смеси в противоточном конденсаторе, °С,
Figure 00000086
- средняя температура кипения зеотропной смеси в противоточном испарителе, °С.
2. Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе по п. 1, отличающийся тем, что параметр ψi принимают равным начальному ψн=0 мол. %, ряду промежуточных ψx, ψу и конечному ψк=100 мол. % значениям концентрации, то есть ψi=ψн, … ψх, … ψу, … ψк, мол. %.
3. Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе по п. 1, отличающийся тем, что среднюю температуру конденсации зеотропной смеси в противоточном конденсаторе определяют как
Figure 00000087
.
4. Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе по п. 1, отличающийся тем, что среднюю температуру кипения зеотропной смеси в противоточном испарителе определяют как
Figure 00000088
.
RU2017121737A 2017-06-20 2017-06-20 Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе RU2658414C1 (ru)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2017121737A RU2658414C1 (ru) 2017-06-20 2017-06-20 Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
RU2017121737A RU2658414C1 (ru) 2017-06-20 2017-06-20 Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе

Publications (1)

Publication Number Publication Date
RU2658414C1 true RU2658414C1 (ru) 2018-06-21

Family

ID=62713359

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
RU2017121737A RU2658414C1 (ru) 2017-06-20 2017-06-20 Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе

Country Status (1)

Country Link
RU (1) RU2658414C1 (ru)

Citations (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5848537A (en) * 1997-08-22 1998-12-15 Carrier Corporation Variable refrigerant, intrastage compression heat pump
CN1673308A (zh) * 2004-03-25 2005-09-28 顾雏军 一种节能环保型非共沸混合制冷剂
JP2007155175A (ja) * 2005-12-02 2007-06-21 Showa Tansan Co Ltd 非共沸混合冷媒を使用するヒートポンプシステムまたは空調機若しくは冷凍機システム
GB2508614A (en) * 2012-12-04 2014-06-11 Geothermal Boilers Ltd Refrigerant compositions and heat pump
RU2537599C2 (ru) * 2009-04-16 2015-01-10 Мексичем Аманко Холдинг С.А. Де С.В. Теплопередающие композиции
RU2543191C2 (ru) * 2009-09-11 2015-02-27 Аркема Франс Двухкомпонентный хладагент
WO2015093183A1 (ja) * 2013-12-20 2015-06-25 日立アプライアンス株式会社 空調装置

Patent Citations (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5848537A (en) * 1997-08-22 1998-12-15 Carrier Corporation Variable refrigerant, intrastage compression heat pump
CN1673308A (zh) * 2004-03-25 2005-09-28 顾雏军 一种节能环保型非共沸混合制冷剂
JP2007155175A (ja) * 2005-12-02 2007-06-21 Showa Tansan Co Ltd 非共沸混合冷媒を使用するヒートポンプシステムまたは空調機若しくは冷凍機システム
RU2537599C2 (ru) * 2009-04-16 2015-01-10 Мексичем Аманко Холдинг С.А. Де С.В. Теплопередающие композиции
RU2543191C2 (ru) * 2009-09-11 2015-02-27 Аркема Франс Двухкомпонентный хладагент
GB2508614A (en) * 2012-12-04 2014-06-11 Geothermal Boilers Ltd Refrigerant compositions and heat pump
WO2015093183A1 (ja) * 2013-12-20 2015-06-25 日立アプライアンス株式会社 空調装置

Similar Documents

Publication Publication Date Title
Yang et al. Thermoeconomic multi-objective optimization of an organic Rankine cycle for exhaust waste heat recovery of a diesel engine
Zhang et al. Flow boiling heat transfer and pressure drop characteristics of R134a, R1234yf and R1234ze in a plate heat exchanger for organic Rankine cycle units
JP2019082176A (ja) 熱から機械的エネルギーを発生させるための有機ランキンサイクルのための方法および組成物
Kim et al. Cooling performance of several CO2/propane mixtures and glide matching with secondary heat transfer fluid
Zhang et al. Theoretical and experimental studies on optimum heat rejection pressure for a CO2 heat pump system
Ju et al. Experiment and simulation study on performances of heat pump water heater using blend of R744/R290
Yu et al. A thermodynamic analysis of a transcritical cycle with refrigerant mixture R32/R290 for a small heat pump water heater
He et al. Experimental study on the performance of a vapor injection high temperature heat pump
Ju et al. Performance assessment of heat pump water heaters with R1233zd (E)/HCs binary mixtures
Sachdeva et al. Performance study of cascade refrigeration system using alternative refrigerants
JP2006504851A5 (ru)
Xu et al. Thermal design of intermediate fluid vaporizer for subcritical liquefied natural gas
Han et al. Thermal design optimization analysis of an intermediate fluid vaporizer for liquefied natural gas
RU2658414C1 (ru) Способ получения рабочего агента в компрессионном тепловом насосе
Zhang et al. Experimental performance of moderately high temperature heat pump with working fluid R1234ze (Z)
Dubey et al. Numerical optimization of a transcritical CO 2/propylene cascaded refrigeration-heat pump system with economizer in HT cycle
Reißner Development of a novel high temperature heat pump system
Fan et al. Simulation study on a heat pump system using R744/R290 as refrigerant
Montagner et al. A study on carbon dioxide cycle architectures for light-commercial refrigeration systems
Onaka et al. Analysis of heat pump cycle using CO2/DME mixture refrigerant
Mezentseva et al. Investigation of heat pump efficiency on zeotropic refrigerants R32/R134a and R32/R152a
NO156208B (no) Fremgangsmaate for oppvarming og/eller varmekondisjonering av et rom ved hjelp av en kompresjons-varmepumpe, samt varmepumpefluidblanding til bruk ved fremgangsmaaten.
Shuraits et al. Choice of mixtures of agents in heat pumps for heating and cooling media with limited capacity
Borgås Development of the hybrid absorption heat pump process at high temperature operation
Park et al. External condensation heat transfer coefficients of R22 alternative refrigerants on enhanced tubes at three saturation temperatures