范曉偉 張仙平 王鳳坤 沈恒根 陳圣光

(1 中原工學(xué)院能源與環(huán)境學(xué)院 鄭州 450007；2 東華大學(xué)環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院 上海 201620；3 河南工程學(xué)院土木工程系 鄭州 450007)

隨著國(guó)際上對(duì)合成工質(zhì)替代進(jìn)程的不斷加快，以及發(fā)展節(jié)能減排新技術(shù)的迫切需要，天然混合工質(zhì)在熱泵中的研究和應(yīng)用備受關(guān)注。通過對(duì)純工質(zhì)有目的的混合，可以得到熱力學(xué)性質(zhì)優(yōu)良的混合工質(zhì)。優(yōu)秀的混合工質(zhì)一般比純工質(zhì)組分能耗小、壓比低、排氣溫度低、標(biāo)準(zhǔn)蒸發(fā)溫度低。非共沸混合工質(zhì)還可實(shí)現(xiàn)非等溫?fù)Q熱，減少溫差傳熱引起的不可逆損失，表現(xiàn)出獨(dú)特的節(jié)能特點(diǎn)。熱泵作為一種高效節(jié)能技術(shù)，在能源與環(huán)境保護(hù)方面具有獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)。我國(guó)的熱泵研究開始于上世紀(jì)八十年代，近些年，在有關(guān)政策引導(dǎo)及支持下，熱泵在建筑供熱空調(diào)和工業(yè)用熱領(lǐng)域應(yīng)用日趨增多。然而，目前熱泵中采用的工質(zhì)主要是R22、R134a、R410A和R407C，這些合成工質(zhì)雖然對(duì)大氣臭氧層幾乎沒有破壞作用，但其溫室效應(yīng)指數(shù)均很高。按照《京都議定書》對(duì)全球消減溫室氣體排放制定的嚴(yán)格目標(biāo)，這些工質(zhì)只能是過渡選擇，不可能被長(zhǎng)期使用。在這種情況下，自然工質(zhì)包括R744、R290、R600、R600a、NH3、空氣、水等又重新受到重視[1]。自然工質(zhì)R744環(huán)保(ODP=0，GWP=1)、易獲取、安全、無毒、不可燃、具有優(yōu)良的熱物理性質(zhì)，跨臨界循環(huán)變溫放熱可以與變溫?zé)嵩摧^好配合，實(shí)現(xiàn)常規(guī)熱泵難以達(dá)到的高溫供熱。但與傳統(tǒng)的氟利昂類工質(zhì)相比，R744跨臨界循環(huán)系統(tǒng)的壓力較高，高壓側(cè)壓力將達(dá)到10MPa以上；且R744系統(tǒng)的能效比仍相對(duì)較低。自然工質(zhì)中另一種很有潛力的替代工質(zhì)是碳?xì)漕惞べ|(zhì)HCs，如丙烷R290、丁烷R600和異丁烷R600a等。此類工質(zhì)能量效率高、與原制冷系統(tǒng)兼容性好，但突出的缺點(diǎn)是易燃、易爆帶來的安全性問題。目前，它們多用于家用冰箱、汽車空調(diào)、冷柜等小型制冷器[2]。基于R744與HCs各自特點(diǎn)，一些學(xué)者嘗試將R744與HCs相混合組成非共沸混合工質(zhì)，取長(zhǎng)補(bǔ)短。一方面與純R744工質(zhì)熱泵系統(tǒng)相比，混合工質(zhì)不僅在冷凝器中，而且在蒸發(fā)器中也可以實(shí)現(xiàn)與載熱流體間溫度滑移的良好匹配，有效提高系統(tǒng)效率；而且高壓側(cè)壓力將隨著HCs濃度的增加而降低，可使系統(tǒng)運(yùn)行更為安全，另一方面與純質(zhì)HCs相比，混合工質(zhì)中的R744可以有效抑制HCs的可燃可爆性，從而增強(qiáng)系統(tǒng)運(yùn)行的安全性。

Kim和Kim[3]提出將R744/R290混合工質(zhì)用于自復(fù)疊制冷系統(tǒng)的工質(zhì)。Cho, Kim和 Kim[4]實(shí)驗(yàn)研究了R744/R290在不同質(zhì)量配比下水平和垂直流經(jīng)光管和微肋管內(nèi)沸騰換熱和阻力特性。Sarkar等人[5]理論研究了R744/R600和R744/R600a應(yīng)用于放熱側(cè)出水溫度分別為73℃和100℃的中高溫?zé)岜玫南到y(tǒng)性能變化規(guī)律。牛寶聯(lián)、張于峰[6]將R744/R290按71/29摩爾成分配比以代替冰柜系統(tǒng)所用的工質(zhì)R13。顏俊等[7]對(duì)R600a/R744和R290/R744(R744質(zhì)量配比：0.2～0.5)自復(fù)疊制冷系統(tǒng)進(jìn)行了模擬研究。沈永年等[8]研究了自復(fù)疊制冷系統(tǒng)中應(yīng)用于230K溫區(qū)的碳?xì)漕惞べ|(zhì)(R290、R600a、R170)和CO2相混合的種類、配比及變環(huán)境工況技術(shù)措施。彭勃和徐士鳴[9]采用數(shù)值模擬方法計(jì)算了R744/R290和R744/R600a(R744摩爾分?jǐn)?shù)：0.1～0.8)兩種混合自然工質(zhì)自復(fù)疊制冷系統(tǒng)的循環(huán)性能和影響因素。張仙平等[10-11]基于多年來對(duì)R744熱泵系統(tǒng)研究的擴(kuò)展，依據(jù)熱泵方面的國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)，設(shè)定工況條件，探討R744/R600及R744/R600a熱泵系統(tǒng)中不同配比的循環(huán)性能狀況，為R744天然混合工質(zhì)熱泵系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 熱力學(xué)分析模型

1.1 模型建立

圖1表示了用R744/R600和R744/R600a做制冷劑的熱泵系統(tǒng)流程圖，相應(yīng)的溫熵圖如圖2所示。熱泵循環(huán)由1-2壓縮過程、2-3-4等壓冷凝過程、4-5等焓節(jié)流過程、5-6-1等壓蒸發(fā)過程等組成，其中6-1為過熱過程，7點(diǎn)為蒸發(fā)壓力下的泡點(diǎn)溫度，蒸發(fā)過程5-6-1和冷凝過程2-3-4均為變溫過程。上部虛線a-b為熱匯變化曲線，下部虛線g-h為熱源變化曲線。

在熱力循環(huán)計(jì)算過程中，考慮蒸發(fā)器和冷凝器中的換熱過程中傳熱窄點(diǎn)溫差的作用。以冷凝器為例，已知熱匯進(jìn)口溫度，則工質(zhì)出口溫度等于熱匯進(jìn)口溫度與最小換熱溫差之和，經(jīng)過循環(huán)計(jì)算和迭代計(jì)算，最終確定工質(zhì)進(jìn)口溫度。冷凝器中每一處熱匯和工質(zhì)的溫差均滿足下式：

圖2 亞臨界非共沸混合制冷劑熱泵系統(tǒng)T-s圖Fig.2 T-s diagram of a subcritical heating system using zeotropic mixture as a refrigerant

混合工質(zhì)亞臨界循環(huán)的各性能指標(biāo)計(jì)算公式如下：

單位質(zhì)量制熱量

單位容積制熱量

單位功耗

制熱系數(shù)

1.2 模型計(jì)算假設(shè)

為簡(jiǎn)化熱力計(jì)算，作出以下假設(shè)：

1)假設(shè)冷凝器出口工質(zhì)為飽和液體狀態(tài)；2)忽略制冷劑在各換熱設(shè)備、連接管路中的壓降；3)忽略系統(tǒng)和周圍環(huán)境間的散熱損失；4)壓縮過程絕熱但不等熵，等熵效率取0.7；5)各組分工質(zhì)為純工質(zhì)，忽略潤(rùn)滑油對(duì)工質(zhì)或混合工質(zhì)熱物性的影響；6)蒸發(fā)器和冷凝器中的最小傳熱溫差取7℃；7)壓縮機(jī)的吸氣過熱度取10℃。

基于以上假設(shè)和分析，利用EES開發(fā)程序[12]，其中混合工質(zhì)的熱力參數(shù)利用接口程序調(diào)用美國(guó)NIST開發(fā)的工質(zhì)及混合物物性軟件(NIST REFPROP VERSION 8.0)得到[13-14]。

1.3 計(jì)算工況選擇

根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《家用和類似用途熱泵熱水器》的要求[15]，設(shè)定熱匯進(jìn)口和出口溫度分別為17℃和65℃，熱源進(jìn)口溫度為20℃，出口溫度為4℃。

當(dāng)混合制冷劑中R744的質(zhì)量配比大于90%時(shí)，此時(shí)R744/R600和R744/R600a的臨界溫度分別低于40.95℃和39.63℃，要獲得65℃的熱水出水溫度，并保證最小傳熱溫差，只能采用跨臨界循環(huán)，因此混合制冷劑中R744的配比范圍取為0～90%。

2 結(jié)果與討論

2.1 純R22、R600、R600a和R744計(jì)算結(jié)果

為了便于比較，在相同的工況范圍和計(jì)算條件下，計(jì)算了純R22、R600、R600a和R744制冷劑的循環(huán)特性，如表1所示。其中純R744熱泵系統(tǒng)采用跨臨界循環(huán)，表中所列R744各性能參數(shù)為最優(yōu)高壓側(cè)壓力下的結(jié)果。

表1 純工質(zhì)R22、R600、R600a和R744的系統(tǒng)性能參數(shù)比較Tab.1 Performance comparison for pure refrigerants R22,R600, R600a and R744

2.2 混合工質(zhì)配比對(duì)COPh的影響

圖3 混合工質(zhì)配比與制熱COPh的關(guān)系Fig.3 Variation of COPh with mass fraction of R744

圖3表示了混合工質(zhì)不同質(zhì)量配比下熱泵系統(tǒng)制熱性能系數(shù)的變化狀況。可以看出，隨著混合工質(zhì)中R744質(zhì)量配比的增加，COPh先快速增加，達(dá)到峰值后再逐漸降低，并在高于60%后略有波動(dòng)的趨勢(shì)。當(dāng)R744/R600配比為6/94時(shí)，系統(tǒng)的COPh取得最大值為3.955；而R744/R600a系統(tǒng)的COPh最大值為3.823，工質(zhì)配比為9/91?；旌瞎べ|(zhì)R744/R600和R744/R600a系統(tǒng)的最大COPh分別比純工質(zhì)R600和R600a增加36.43%和36.24%，比R22系統(tǒng)分別增大11.98%和8.24%，比跨臨界R744系統(tǒng)分別增大7.07%和4.71%。

圖4 混合工質(zhì)配比與單位質(zhì)量制熱量和功耗的關(guān)系Fig.4 Variation of unit mass heating capacity and compressor power with mass fraction of R744

在COPh增加階段，制熱量呈增加而壓縮機(jī)功耗呈減小的趨勢(shì)，如圖4所示；隨后，COPh又開始下降，因?yàn)橹茻崃康脑黾幼兊镁徛?，而壓縮機(jī)功耗線性增加，此階段R744/R600a的COPh稍大；R744的配比增加到50%時(shí)，COPh基本保持不變；R744的配比在80%～90%范圍內(nèi)變化時(shí)，COPh呈先小幅減小又小幅上升的變化趨勢(shì)。

考慮到混合制冷劑系統(tǒng)的COPh要與R22系統(tǒng)的COPh相當(dāng)，余下各圖中混合制冷劑的R744配比范圍僅考慮在0～40%范圍。

2.3 工質(zhì)配比對(duì)冷凝和蒸發(fā)壓力的影響

圖5 混合工質(zhì)配比與冷凝壓力、蒸發(fā)壓力和壓比的關(guān)系Fig.5 Variation of condensation, evaporation pressure and pressure ratio with mass fraction of R744

圖5表示了混合工質(zhì)中R744的質(zhì)量配比與冷凝壓力、蒸發(fā)壓力和壓比的關(guān)系，可以看出，隨著混合工質(zhì)中R744配比的增加，冷凝壓力逐漸升高，R744/R600和R744/R600a的冷凝壓力差別不大。在最優(yōu)配比下，即在壓比r的下拐點(diǎn)處，系統(tǒng)COPh最大，此時(shí)，R744/R600的冷凝壓力為0.8371MPa，R744/R600a的冷凝壓力為1.175MPa，低于R22的冷凝壓力，遠(yuǎn)低于純質(zhì)跨臨界R744系統(tǒng)的最優(yōu)壓力，但比純質(zhì)R600和R600a的冷凝壓力稍大，如前表1所示。R744的配比較小時(shí)，兩種混合工質(zhì)的蒸發(fā)壓力差別不大，隨著R744配比的增大，R744/R600a的蒸發(fā)壓力略大于R744/R600的蒸發(fā)壓力。壓比r的變化趨勢(shì)如圖中所示，隨著R744配比的增加，有一個(gè)極小值，在R744配比為30%左右時(shí)，r出現(xiàn)極大值。在制熱COPh最大的配比區(qū)間內(nèi)，壓比的值相對(duì)較低。

2.4 工質(zhì)配比對(duì)容積制熱量和排氣溫度的影響

圖6 混合工質(zhì)配比與單位容積制熱量和排氣溫度的關(guān)系Fig.6 Variation of volumetric heating capacity and discharge temperature with mass fraction of R744

混合工質(zhì)配比和容積制熱量及排氣溫度的關(guān)系如圖6所示，隨著R744配比的增加，容積制熱量呈線性增加趨勢(shì)，這意味著同樣工況條件下，壓縮機(jī)的體積越來越緊湊。壓縮機(jī)排氣溫度隨著R744配比的增加，出現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)。在最優(yōu)制熱COPh范圍內(nèi)，兩種混合工質(zhì)的排氣溫度均在90℃以下，低于R22的排氣溫度，利于系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行。

2.5 吸氣過熱度對(duì)最佳配比及系統(tǒng)性能的影響

圖7 吸氣過熱度tdsh對(duì)R744/R600熱泵系統(tǒng)性能的影響Fig.7 Variation of suction degree of superheat with COPh for R744/R600

圖8 吸氣過熱度tdsh對(duì)R744/R600a熱泵系統(tǒng)性能的影響Fig.8 Variation of suction degree of superheat with COPh for R744/R600a

壓縮機(jī)入口工質(zhì)一般要保持適當(dāng)?shù)倪^熱度，以免壓縮機(jī)內(nèi)出現(xiàn)液體，造成液擊現(xiàn)象。不同工質(zhì)和不同的工況條件下，吸氣過熱度對(duì)系統(tǒng)性能的影響不盡相同，有的工質(zhì)過熱度增加有利于提高系統(tǒng)COPh，有的工質(zhì)則相反。因此，有必要探討吸氣過熱度對(duì)R744/R600和R744/R600a兩種工質(zhì)系統(tǒng)性能的影響。在常用過熱度附近選取5組不同過熱度進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果分別如圖7、圖8所示。隨著過熱度的增加，兩種工質(zhì)的制熱COPh均呈下降趨勢(shì)。原因在于，為了在蒸發(fā)器和冷凝器中保持設(shè)定的最小傳熱溫差，混合工質(zhì)的平均蒸發(fā)溫度隨著過熱度的增加而下降，因而導(dǎo)致制熱COPh下降。過熱度從0變化到20℃，R744/R600和R744/R600a的COPh分別下降了16%和18%。因此，在設(shè)定工況下，過熱度不宜過大，建議在5～10℃范圍內(nèi)。從圖中還可以看出，過熱度越大，最優(yōu)配比越小。在所研究過熱度范圍內(nèi)，高于R22熱泵系統(tǒng)COPh的R744/R600的最優(yōu)配比范圍在5%～8%，R744/R600a的最優(yōu)配比范圍為8%～10%。

3 結(jié)論

對(duì)R744/R600和R744/R600a非共沸混合工質(zhì)應(yīng)用于中高溫?zé)岜玫膩喤R界循環(huán)特性進(jìn)行了分析，在設(shè)定工況下，得出以下結(jié)論：

1)R744/R600及R744/R600a的最佳制熱性能系數(shù)比工質(zhì)R22分別提高11.98%和8.24%，比純質(zhì)R600和R600a大36.43%和36.24%，比跨臨界循環(huán)R744系統(tǒng)增大7.07%和4.71%。

2)最優(yōu)配比下R744/R600和R744/R600a系統(tǒng)的冷凝壓力分別為0.84MPa和1.18MPa，低于R22系統(tǒng)的冷凝壓力，排氣溫度均在90℃以下，低于R22系統(tǒng)，壓比略高于R22系統(tǒng)。

3)過熱度對(duì)混合工質(zhì)的最優(yōu)配比和COPh均有影響。隨著過熱度的增加，兩種混合工質(zhì)COPh均呈下降趨勢(shì)。建議R744/R600和R744/R600a系統(tǒng)的過熱度限制在5～10℃范圍內(nèi)。

本文受河南省重點(diǎn)科技攻關(guān)項(xiàng)目資助(1021022102 53)。(The project was supported by Henan Province Key Scienti fi c and Technological Project (No.102102210253).)

符號(hào)說明

COP 性能系數(shù)，無量綱 希臘字母h 焓，kkJJ//kkgg P 壓力，PPaa PP 最小溫差，℃q 制熱量，kkJJ//kkgg 1-7 制冷劑狀態(tài)點(diǎn)s 熵，kkJJ// (kg. K) a,b,g,h 換熱介質(zhì)狀態(tài)點(diǎn)r 壓比，無量綱 c 冷凝器T 溫度， KK dsh 過熱度t 溫度，℃ h 加熱w 壓縮機(jī)功耗，kkJJ//kkgg s 等熵υ 比容， mm3/kg η 等熵效率, 無量綱下角標(biāo)

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