obieg kaskadowy

obieg kaskadowy, chłodnictwo

[ Pobierz całość w formacie PDF ]
CHŁODNICTWO – INSTALACJE
Ocena efektywności energetycznej
obiegu kaskadowego w układzie
dwutlenek węgla/amoniak
Piotr BAJ, Dariusz BUTRYMOWICZ*
)
dycji stosowania w układach chłodniczych. Amoniak, stosowany w chłodnictwie
niemal od zarania tej dziedziny techniki – jest traktowany jako czynnik perspek-
tywiczny dla wielu aplikacji, także w obszarze stosunkowo niewielkich wydajności
chłodniczych poniżej 20 kW (a nawet na poziomie kilku kW). Z powszechnego
stosowania dwutlenku węgla w chłodnictwie zrezygnowano jeszcze przed pierw-
szą wojną światową. Dziś jego znaczenie uległo dramatycznej zmianie, bowiem
podobnie jak amoniak – czynnik ten jest traktowany jako perspektywiczny w wielu
zastosowaniach.
stopniowych dla amoniaku w zastosowa-
niach niskotemperaturowych. Jednakże
w obiegu dwustopniowym zarówno dolny
jak i górny stopień urządzenia pracuje na
tym samym czynniku chłodniczym, dlatego
zakres zastosowań tych obiegów ograni-
czony jest [5, 6]:
temperaturą krzepnięcia czynnika;
niskim ciśnieniem parowania;
bardzo dużymi gabarytami poszczegól-
nych podzespołów urządzenia.
Należy wspomnieć, iż czynniki te są
płynami naturalnymi, co stanowi jedną
z kluczowych przesłanek powrotu do szer-
szego stosowania tych substancji w technice
chłodniczej, klimatyzacyjnej i pomp ciepła
[1, 2]. Zasadnicze znaczenie w zakresie
perspektywicznych zastosowań płynów
roboczych w chłodnictwie ma szereg aktów
prawnych sankcjonujących w mniejszym
lub większym stopniu stosowanie czynni-
ków syntetycznych. Do aktów tych należy
przede wszystkim Dyrektywa 2037/2000/
WE, na mocy której wprowadzono krajową
ustawę ozonową, w której wyeliminowano
z zastosowań w nowych układach czyn-
niki syntetyczne z grup CFC oraz HCFC.
Z kolei Dyrektywa 842/2006/WE nakłada
wiele zobowiązań w zakresie stosowa-
nia czynników należących do grupy HFC,
mających na celu zminimalizowanie ich
emisji do atmosfery. Należy przypomnieć,
że w roku 2011 planowane jest dokonanie
oceny efektywności podejmowanych działań
obniżających emisję czynników o wysokim
potencjale tworzenia efektu cieplarniane-
go, zatem można spodziewać się dalszego
ciągu restrykcyjnych działań wobec zastoso-
wań tychże czynników roboczych. Z zasady
bowiem czynniki robocze syntetyczne (grupy
HFC oraz FC) są to płyny o bardzo wysokim
potencjale tworzenia efektu cieplarniane-
go GWP [3]. Sytuacja stwarza szczegól-
ne uwarunkowania do zastosowań płynów
naturalnych, takich jak amoniak i dwutlenek
węgla, których potencjał tworzenia efektu
cieplarnianego jest ekstremalnie niski.
O efektywnej emisji gazów cieplarnianych
przez układy chłodnicze, klimatyzacyjne
i pomp ciepła nie decyduje jednak sam
potencjał tworzenia efektu cieplarniane-
go GWP, bowiem wskaźnik ten obejmuje
jedynie emisję bezpośrednią – wynikają-
cą z emisji czynnika roboczego do atmo-
sfery wskutek nieszczelności, wycieków
eksploatacyjnych w trakcie obsługi układu
oraz jego likwidacji. Znacznie większa jest
emisja pośrednia, spowodowana emisją
gazów cieplarnianych podczas produkcji
energii napędowej tych układów (przede
wszystkim energii elektrycznej). Oznacza
to, iż uzyskanie wysokiej efektywności ener-
getycznej jest kluczowym zagadnieniem
dzisiejszego chłodnictwa, a w tym przede
wszystkim z zastosowaniem naturalnych
płynów roboczych. Rozpatrywane są zatem
liczne modyfikacje jednostopniowego układu
chłodniczego umożliwiające poprawę efek-
tywności energetycznej [4].
Z teorii obiegów lewobieżnych wiadomo
[3, 6, 7, 8], że zastosowanie układów dwu-
stopniowych bądź kaskadowych pozwala na
uzyskanie znaczącej poprawy efektywności
energetycznej, zwłaszcza w zakresie bardzo
niskich temperatur parowania. Uzasadnia
to powszechne stosowanie układów dwu-
Ograniczenia te nie dotyczą natomiast
układów kaskadowych, w których ciepło
parowania jest przekazywane do otoczenia
za pomocą kilku kolejnych obiegów jedno-
lub dwustopniowych, połączonych ze sobą
wymiennikiem kaskadowym zwanym skrap-
laczo-parownikiem. Urządzenie kaskadowe
pracuje na dwóch lub więcej czynnikach
chłodniczych w zależności od tego, z ilu
połączonych kolejno kaskad się składa.
W urządzeniu kaskadowym można tak
dobrać płyn roboczy poszczególnych
kaskad, aby był optymalny do wymaganych
warunków pracy.
W układach dwustopniowych pracu-
jących na jednym czynniku chłodniczym
wyznaczenie temperatury międzystopnio-
wej dokonywane jest w oparciu o prostą
zależność zakładającą równość sprężów
w obydwu stopniach. Dokładne obliczenie
optymalnej temperatury międzystopniowej,
dla której osiąga się maksymalną efektyw-
ność energetyczną COP, wymaga jednak
szczegółowej analizy dla konkretnej kon-
figuracji układu.
Wyznaczenie temperatury między-
stopniowej w układach kaskadowych
jest zagadnieniem nieco bardziej złożo-
nym, ponieważ układ kaskadowy pracuje
z dwoma lub więcej płynami roboczymi.
W dostępnej literaturze nie ma jedno-
znacznych wytycznych do wyznaczenia
temperatury spięcia międzystopniowego:
istnieją jedynie ogólne wytyczne aby posłu-
giwać się wartościami średnimi [10, 11, 17].
Bardzo ważnym zagadnieniem jest dobór
temperatury spięcia międzystopniowego na
odpowiednim poziomie, gdyż wpływa ona
*
)
Piotr BAJ, prof. PB dr hab. inż.
Dariusz BUTRYMOWICZ – Katedra
Techniki Cieplnej i Inżynierii Rolniczej,
Wydział Mechaniczny,
Politechnika Białostocka
30
www.chlodnictwoiklimatyzacja.pl
11/2008
30-35-Ocena efektywnosci-Butrymo30 30
2008-11-14 13:06:10
Z
arówno amoniak, jak i dwutlenek węgla, są czynnikami roboczymi o długiej tra-
CHŁODNICTWO – INSTALACJE
urządzeń chłodni-
czych.
wydajność chłodnicza 450 kW;
temperatury parowania t
o
= -52; -45;
-40; -35°C;
przegrzanie 5K;
Analiza
porównawcza
obiegów
dwustopnio-
wych
temperatura skraplania +40°C;
dochłodzenie 10K.
Obiegi porównywano dla jednakowych
temperatur parowania.
Rys. 1. Obiegi podkrytyczne (a) oraz nadkrytyczny (b) rozpatrywane
w celu porównania efektywności energetycznej dla różnych czynników
roboczych
W poniższym
rozdziale przepro-
wadzona zostanie
analiza porównaw-
cza obiegów:
Na rys. 6 przedstawiono graficznie wyniki
obliczeń efektywności energetycznej obie-
gów dla temperatury parowania -52°C. Jak
można zauważyć, współczynnik ten osiąga
najwyższą wartość COP = 1,90 dla obiegu
kaskadowego CO
2
/NH
3
przy temperaturach
spięcia międzystopniowego w skraplaczo-
parowaczu równej (-10;-15)°C (wyższa war-
tość odpowiada temperaturze skraplania
obiegu dolnego, zaś niższa – temperaturze
parowania obiegu górnego). Wartość zbli-
żoną do obiegu kaskadowego osiąga obieg
dwustopniowy NH
3
z podwójnym dławieniem
czynnika COP = 1,87. Jak można zauwa-
żyć w obiegu tym moc sprężarki na drugim
stopniu jest większa, w obiegu kaskadowym,
natomiast moc sprężarki pracującej na NH
3
jest mniejsza, dzięki temu efektywność ener-
getyczna tego obiegu jest wyższa. Obieg
dwustopniowy NH
3
z jednostopniowym
dwustopniowego
NH
3
z dochłodze-
niem cieczy w wę-
żownicy i podwójnym dławieniem (rys. 3),
na pracę i wydajność całego urządzenia.
Źle dobrana temperatura międzystopniowa
powoduje, że obiegi połączone w kaskadzie
nie współpracują ze sobą w najbardziej
optymalny sposób.
dwustopniowego obieg NH
3
z dochłodze-
niem w chłodnicy międzystopniowej i jed-
nostopniowym dławieniem (rys. 4),
oraz obiegu dwustopniowego CO
2
, które-
go górny stopień pracuje z parametrami
nadkrytycznymi (rys. 5).
Porównanie wybranych czynni-
ków chłodniczych z amoniakiem
i dwutlenkiem węgla
Obliczenia zostały przeprowadzone dla
następujących parametrów:
Poniżej dokonano porównania efek-
tywności energetycznej jednostopniowego
obiegu z dochłodzeniem dla czynników:
R22, R134a, R404A, R410A, R507, R717
i nadkrytycznego obiegu R744. Na rys. 1
zamieszczono porównywane obiegi, zaś
wyniki porównania dla warunków: zakres
temperatury parowania od -25 do -10°C,
temperatura skraplania: +30°C, dochłodze-
nie 5K, ciśnienie w obiegu nadkrytycznym
100 bar – zamieszczono w tabeli 1.
Jak można zauważyć na podstawie
zaprezentowanych danych w niskim zakre-
sie temperatury parowania amoniak R717
jest lepszy niż inne czynniki, w porównaniu
z czynnikiem R507 zaś w całym zakresie.
Wydajność chłodnicza obiegu nadkrytycz-
nego R744 jest mniejsza od obiegu parowe-
go, realizowanego przez pozostałe czynniki
w całym zakresie analizowanej tempera-
tury parowania. Dzieje się tak ponieważ
instalacja jednostopniowa na CO
2
pracuje
w warunkach nadkrytycznych, czyli w skrap-
laczu nie zachodzi proces skraplania pary
czynnika chłodniczego, lecz ochłodzenie
gazu, skraplacz wówczas traktuje się jako
wysokociśnieniowy wymiennik ciepła. Im
wyższe jest ciśnienie sprężania tym efektyw-
ność energetyczna osiąga niższą wartość.
Ze względu na to dwutlenek węgla staje się
konkurencyjnym czynnikiem chłodniczym
przy niższych temperaturach skraplania
(poniżej 0°C) i parowania (do ok. -56°C
i przy ciśnieniu powyżej 6 bar). Stąd też
wynika idea zastosowań tego płynu robo-
czego w niskich stopniach kaskadowych
Tabela 1. Wartości teoretycznego współczynnika efektywności energetycznej COP obiegu
jednostopniowego z dochłodzeniem dla różnych temperatur parowania przy temperaturze
skraplania +30°C i dochłodzeniu 5K
t
o
[
o
C]
-25
-20
-15
-10
R22
3,44
4,00
4,86
6,14
R134a
3,75
4,22
5,00
6,07
R404A
3,18
3,87
4,92
6,24
R410A
3,58
4,83
6,07
8,9
R507
2,76
3,54
4,07
5,22
R717
3,93
4,09
4,81
5,40
R744
1,9
2,06
2,43
2,73
Rys. 2. Schemat ideowy kaskadowego układu chłodniczego z płynami roboczymi CO
2
/NH
3
oraz przemiany zachodzące na wykresie p-h
11/2008
www.chlodnictwoiklimatyzacja.pl
31
30-35-Ocena efektywnosci-Butrymo31 31
2008-11-14 13:06:28
kaskadowego CO
2
/NH
3
(rys. 2),
 CHŁODNICTWO – INSTALACJE
dławieniem i obieg dwustopniowy CO
2
z dwustopniowym dławieniem wypadają
znacznie gorzej na tle pozostałych zapre-
zentowanych obiegów. Dla obiegów dwu-
stopniowych, temperatura międzystopniowa
jest stała, natomiast w przypadku obiegów
kaskadowych – zakłada się wartość tem-
peratury spięcia międzystopniowego. Tem-
peratura ta powinna być tak dobrana, aby
współczynnik efektywności energetycznej
COP osiągał wartość najwyższą.
Na rys. 7 zamieszczono wyniki obliczeń
porównawczych obiegów dla temp. parowa-
nia wynoszącej -45°C. Dla tej temperatury
parowania współczynnik COP osiąga naj-
wyższą wartość dla układu dwustopniowego
NH
3
z dwustopniowym dławieniem. Wartość
COP w tym przypadku wynosi 2,19. Układ
kaskadowy CO
2
/NH
3
wypada w tym przy-
padku nieco gorzej z wartością COP = 2,06
dla temperatur spięcia międzystopniowego
równą (-10;-15)°C. Jednakże wartości COP
w obydwu przypadkach można uznać za
porównywalne. Układ NH
3
cechuje w tym
przypadku lepszą wartość współczynnika
COP pomimo tego, że moce sprężarek na
II stopniu zarówno kaskady, jak i układu dwu-
stopniowego pracujące na NH
3
są zbliżone.
Jednak w tym zakresie temperatur na pierw-
szym stopniu moc pobierana przez sprę-
żarkę NH
3
jest niższa, niż przez sprężarkę
pracującą na CO
2
w kaskadzie. Widać na
tym przykładzie, jak ważny jest odpowiedni
dobór czynnika chłodniczego, który powi-
nien zapewniać optymalną pracę urządzenia
w założonych warunkach. Wartości COP dla
dwóch pozostałych układów dwustopnio-
wych NH
3
z jednostopniowym dławieniem
i CO
2
z dwustopniowym dławieniem, w miarę
wzrostu temperatury parowania zwiększa-
ją się nieznacznie, zatem ich efektywność
energetyczna wzrasta.
Z kolei przy temperaturze parowa-
nia wynoszącej -40°C (rys. 8) najwyższą
odnotowaną wartość COP = 2,40 osiąga
układ z systemem kaskadowym CO
2
/NH
3
dla temperatur spięcia międzystopniowego
(-15;-20)°C. Pozostałe prezentowane ukła-
dy osiągają niższe wartości współczynnika
efektywności energetycznej. Dla temperatu-
ry parowania -40°C i temperatury skraplania
+40°C sprężarki pracujące na NH
3
, zarówno
w układzie kaskadowym jak i dwustopnio-
wym, mają niemal identyczną wartość pobo-
ru mocy, jednak na dolnym stopniu lepszym
rozwiązaniem jest zastosowanie czynnika
CO
2
, dzięki któremu w układzie kaskadowym
pobór mocy przez sprężarkę CO
2
jest niższy.
Zatem z energetycznego punktu widzenia
najlepszym rozwiązaniem w tym przypadku
jest zastosowanie układu kaskadowego. Jak
można zauważyć na powyższych wykre-
sach dwustopniowy układ CO
2
pracujący
na parametrach nadkrytycznych zdecydo-
wanie odstaje od układów dwustopniowych
Rys. 3. Schemat z zamkniętym dochłodzeniem cieczy (obieg I) w wężownicy i podwójnym
dławieniem oraz przemiany na wykresie p-h
Rys. 4. Schemat z chłodzeniem pary w chłodnicy międzystopniowej i jednostopniowym dła-
wieniem (obieg II) oraz przemiany na wykresie p-h
Rys. 5. Schemat z otwartych chłodzeniem cieczy w chłodnicy międzystopniowej i podwójnym
dławieniem (dwutlenek węgla) oraz przemiany na wykresie p-h
32
www.chlodnictwoiklimatyzacja.pl
11/2008
30-35-Ocena efektywnosci-Butrymo32 32
2008-11-14 13:07:02
CHŁODNICTWO – INSTALACJE
Rys. 6. Zależność efektywności energetycznej COP różnych obiegów dwustopniowych od
temperatury spięcia międzystopniowego dla temperatury parowania -52°C
amoniakalnych i kaskadowych CO
2
/NH
3
.
Efektywność energetyczna układu, w którym
zachodzi ochładzanie gazu w wymienni-
ku ciśnieniowym (skraplaczu) jest o wiele
mniejsza, niż w układach tradycyjnych gdzie
w skraplaczu następuje skraplanie czynnika
chłodniczego.
Na rys. 9 zaprezentowano zależność
COP od temperatury międzystopniowej dla
temperatury parowania -35°C. Ze wszyst-
kich analizowanych wcześniej tempe-
ratur parowania najlepiej pod względem
energetycznym wypada układ kaskadowy
CO
2
/NH
3
o temperaturach spięcia między-
stopniowego (-10;-15)°C. Współczynnik
efektywności energetycznej COP wynosi
w tym przypadku 2,89 i jest to najwyższa
wartość tego współczynnika przy wszystkich
rozpatrywanych wcześniej temperaturach
parowania. Pomimo iż układ kaskadowy jest
najkorzystniejszy, to także wartości COP
pozostałych układów dla tej temperatury
parowania osiągają najwyższe wartości.
Podczas zwiększania temperatury paro-
wania w układzie kaskadowym obniża się
tym samym wartość pracy sprężarki pra-
cującej na dwutlenku węgla, a co za tym
idzie redukuje się moc potrzebną do jej
napędzania, spada także ilość czynnika
który krąży w instalacji. Wpływa to zatem na
współczynnik efektywności energetycznej,
który wzrasta.
Rys. 7. Zależność efektywności energetycznej COP różnych obiegów dwustopniowych od
temperatury spięcia międzystopniowego dla temperatury parowania -45°C
Obliczenia układu
kaskadowego CO
2
/NH
3
W rozdziale niniejszym zawarto pod-
stawowe obliczenia układu kaskadowego
oraz zasadę doboru temperatur spięcia
międzystopniowego dla układu kaskado-
wego CO
2
/NH
3
przy zadanych parametrach
roboczych.
11/2008
www.chlodnictwoiklimatyzacja.pl
33
30-35-Ocena efektywnosci-Butrymo33 33
2008-11-14 13:07:20
CHŁODNICTWO – INSTALACJE
Rys. 8. Zależność efektywności energetycznej COP różnych obiegów dwustopniowych od
temperatury spięcia międzystopniowego dla temperatury parowania -40°C
skraplacza wpływa para czynnika o wyższej
temperaturze, obciążenie cieplne skraplacza
wzrasta. Dla temperatur spięcia międzystop-
niowego (-10:-15)°C obiegi górnej i dolnej
kaskady współpracują razem najbardziej
optymalnie pod względem energetycznym.
Jeżeli temperatura spięcia międzystopnio-
wego jest za wysoka lub za niska, wówczas
dolna lub górna część kaskady przyjmuje
większe obciążenie, co wpływa bezpośred-
nio na wydajność całego urządzenia.
Dobór temperatur spięcia międzystopnio-
wego na odpowiednim poziomie jest zatem
istotny, bowiem poszczególne części kaska-
dy powinny współpracować w najbardziej
optymalnych dla siebie warunkach. Insta-
lacja kaskadowa pracuje z dwoma różnymi
czynnikami roboczymi co sprawia, że rea-
lizowane są w tym układzie niższe spręże,
a to z kolei powoduje ograniczenie strat
spowodowane nieodwracalnością obiegu
– maleją wówczas w szczególności straty
dławienia [4]. Straty te są nadzwyczaj duże
w przypadku dwutlenku węgla, natomiast
odgrywają znacznie mniejszą rolę dla obie-
gów amoniakalnych.
Podsumowanie
Rys. 9. Zależność efektywności energetycznej COP różnych obiegów dwustopniowych od
temperatury spięcia międzystopniowego dla temperatury parowania -52°C
Na podstawie przeprowadzonej analizy
obiegów kaskadowych oraz dwustopnio-
wych z zastosowaniem amoniaku i dwu-
tlenku węgla można wyciągnąć wniosek,
że efektywność energetyczna COP obiegu
kaskadowego CO
2
/NH
3
przy założonych
parametrach obliczeniowych osiąga maksy-
malną wartość dla temperatur spięcia mię-
dzystopniowego wynoszących (-10;-15)°C,
zaś dalsze obniżanie tej temperatury powo-
duje spadek efektywność energetycznej
obiegu. Instalacje kaskadowe CO
2
/NH
3
są
korzystniejsze energetycznie w odniesie-
niu do klasycznych amoniakalnych układów
dwustopniowych.
Pomimo wszystkich zalet dwutlenku
węgla jako czynnika roboczego, ze względu
na wysokie wartości ciśnień roboczych do
budowy instalacji na CO
2
wymagane jest
stosowanie specjalnych materiałów i rozwią-
zań konstrukcyjnych odpowiednio dostoso-
wanych do warunków pracy tego czynnika.
W sposób oczywisty może to wpłynąć na
gorszą efektywność ekonomiczną takiego
rozwiązania, bowiem należy spodziewać się
wyższych kosztów elementów składowych
układu kaskadowego.
Osobnym problemem jest zagadnienie
postoju układu, bowiem jedną z cennych
zalet układu CO
2
/NH
3
jest to, że w trakcie
pracy ciśnienia robocze w dolnej kaskadzie
są w granicach do około 50-60 bar. Pod-
czas postoju istnieje możliwość znaczne-
go przekroczenia ciśnienia w instalacji co
powoduje, iż wymagane są znacznie wyższe
ciśnienia dopuszczalne. Traci się wówczas
Na rys. 10 przedstawiono przykładową
instalację układu kaskadowego w układzie
CO
2
/NH
3
. W rozpatrywanym układzie zde-
cydowano, iż parownik będzie zasilany pom-
powo. Układ pompowy różni się od zasila-
nia ciśnieniowego tym, iż czynnik z zaworu
dławiącego wpływa do oddzielacza cieczy,
w którym następuje oddzielenie fazy ciekłej
od parowej. Z tego aparatu pompa wtła-
cza do parownika ciecz nasyconą czynnika
chłodniczego. W parowniku nie następuje
całkowite odparowanie czynnika chłodnicze-
go, zatem z parownika wypływa para mokra,
która z powrotem wpływa do oddzielacza
cieczy. Z oddzielacza parę nasyconą suchą
odsysa sprężarka. W zasilaniu pompowym
parowników, stosunek całkowitego stru-
mienia masy czynnika dopływającego do
parownika do części strumienia masy czyn-
nika która uległa odparowaniu, nazywa się
krotnością cyrkulacji, przy czym zazwyczaj
mieści się ona w granicach od 3 do 6 [6].
W tabeli 2 zostały zaprezentowane wyniki
obliczeń przykładowego układu kaskadowe-
go. Współczynnik COP osiąga maksymalną
wartość dla temperatur spięcia międzystop-
niowego wynoszących (-10:-15)°C, zaś dal-
sze obniżanie tych temperatur powoduje
spadek efektywność energetycznej obie-
gu. Wraz ze spadkiem temperatury spięcia
międzystopniowego obserwuje się wzrost
wartości obciążenia cieplnego skraplacza.
Dzieje się tak dlatego, że spada temperatura
parowania NH3 w skraplaczo-parowniku.
Sprężarka NH3 musi wówczas wykonać
większą pracę, aby sprężyć pary czynnika
do ciśnienia skraplania. Końcowa tempe-
ratura sprężania NH3 wzrasta, zatem do
34
www.chlodnictwoiklimatyzacja.pl
11/2008
30-35-Ocena efektywnosci-Butrymo34 34
2008-11-14 13:08:04
[ Pobierz całość w formacie PDF ]

zanotowane.pl

doc.pisz.pl

pdf.pisz.pl

anio102.xlx.pl