集成引射器与机械过冷的CO2冷热联供系统性能分析

2023-12-12代宝民赵瑞瑞刘圣春钱家宝徐田雅慧杨佩芳

制冷学报 2023年6期

代宝民赵瑞瑞刘圣春钱家宝徐田雅慧刘晨杨佩芳

(天津商业大学天津市制冷技术重点实验室天津 300134)

采用热泵空调系统进行建筑供冷供热是实现“双碳”目标的有效技术路径。在《〈蒙特利尔议定书〉基加利修正案》[1]对我国正式生效的背景下,采用自然工质CO2是未来热泵空调技术的重要发展方向。

CO2运行压力较高、节流损失大,导致CO2跨临界循环效率低于常规制冷热泵系统,国内外学者为改善系统性能进行了大量研究。宋昱龙等[2]讨论了跨临界CO2制冷或热泵技术并预测了跨临界CO2技术的未来发展趋势。其中,采用引射器可对CO2节流降压的膨胀功进行回收[3]。Zhu Yinhai等[4]对跨临界CO2引射膨胀系统的喷射器和冷却性能进行实验研究,结果表明,当引射器效率较高时,引射膨胀系统具有较大的COP(性能系数,coefficient of performance)。Huang Zhuo等[5]研究表明,在环境温度为35 ℃时,带引射器的增压制冷系统比常规CO2增压制冷系统的COP提高11%以上。Wang Yikai等[6]研究了集成引射器的CO2热泵系统,研究表明,当引射器效率为0.90时,集成引射和回热器系统的COP提高了7.38%,压比降至2.66。

为解决炎热或温暖气候条件下CO2制冷性能下降,以及供暖场景下回水温度过高导致能效衰减,可采用机械过冷技术(dedicated mechanical subcooling,DMS)[7]。代宝民等[8]对机械过冷CO2制冷系统的循环性能进行理论分析,结果表明,相对传统CO2制冷循环,可显著提高循环COP,降低CO2排气压力和温度。He Yujia等[9]提出了跨临界CO2热泵与DMS结合的三级水加热系统,结果表明,改进系统比现有系统的COP提高1.6%～7.6%。Dai Baomin等[10]将机械过冷的CO2冷热联供系统与传统的冷热联供系进行对比,结果表明,改进系统相比传统系统的一次能耗降低8.65%。

CO2冷热联供系统在制热和制冷方面受到广泛关注。A. T. Diaby等[11]提出一种新型跨临界CO2系统,用于加热、冷却、生活热水供应以及海水淡化。S. Minetto等[12]分析了用于空间加热、冷却和热水生产的集成引射器CO2系统的性能,结果表明该系统可获得与R410A系统相同的季节性能系数。

综上可知,CO2系统可用于建筑空间供冷供热,且采用机械过冷技术可解决CO2用于供热时回水温度过高及供冷时较高环境温度下的节流损失大导致的性能衰减问题,但节流前后压差依然较大,制约了系统性能的进一步提升。针对上述问题,通过引射器回收膨胀功,可以进一步降低节流压差较大导致的能量损失。因此,本文构建了基于引射器和机械过冷的跨临界CO2冷热联供系统,以满足建筑全年空间冷热需求,为推广CO2技术提供理论参考。

1 模型建立

1.1 系统介绍

图1和图2所示为集成引射器和机械过冷的跨临界CO2冷热联供系统(EJ-DMS)的原理图和温熵图。该系统由CO2循环(主循环)和机械过冷循环(辅助循环)组成,通过机械过冷循环对CO2气体冷却器出口流体进行过冷,可有效减少节流损失,显著增加制冷量和制热量。采用引射器替换节流阀,以回收节流过程的膨胀功,提高压缩机吸气压力。系统采用2个四通换向阀实现机械过冷CO2循环制冷和制热模式的切换,当四通换向阀切换为制热模式时,与供回水换热的换热器为气体冷却器/冷凝器。相反当系统为制冷模式时,换热器切换为蒸发器,生产冷冻水。系统制热时的供回水温度设定为60 ℃和35 ℃,制冷时的供回水温度设定为7 ℃和12 ℃。

图1 集成引射器和机械过冷的CO2冷热联供系统

T0环境温度;Tw,in回水水温;Tw.out供水水温;ain空气进口;aout空气出口;win水进口;wout水出口。

1.2 系统模型

系统建模基于以下假设[13-14]:1)忽略工质在换热器和管道中的热量损失和压降;2)各换热器窄点温差为5 ℃,且为逆流;3)引射器中的流动为一维流动;4)忽略引射器进出口的动能,一次流体和二次流体在混合室中定压混合。

1.2.1 引射器模型

引射器的喷嘴、混合、扩压效率分别为ηn=0.8、ηm=0.95、ηd=0.8[15-16]:

(1)

(2)

h5=(μh9+h3r)/(1+μ)-0.5u52

(3)

h6=h5+0.5u52

(4)

h6s=ηd(h6-h5)+h5

(5)

μ=(1-x6)/x6

(6)

式中:u4为喷嘴进口一次流体的流速,m/s;u5为混合室流体实际流速,m/s;μ为引射率;x6为引射器扩压室出口干度;h3r、h4s、h5、h6和h6s分别为喷嘴进口比焓、喷嘴等熵膨胀时出口的比焓、扩压室进口比焓、扩压室出口比焓和扩压室等熵压缩时出口的比焓,kJ/kg。

1.2.2 能量分析模型

循环中各部件的质量流量为:

mComp,CO2=mGC=mSC=m

(7)

mEvap=mValve1=μm

(8)

mEj=mSep=m(1+μ)

(9)

式中:下标Comp、GC、SC、Evap、Valve、Ej和Sep分别表示压缩机、气体冷却器、过冷器、蒸发器、节流阀、引射器和气液分离器。

辅助循环中的制冷剂流量为:

mMS=mSC(h3-h3r)/(h1′-h4′)

(10)

式中:mMS为机械过冷循环质量流量,kg/s。

压缩机和换热器等部件的热力学控制方程式如表1所示。

表1 EJ-DMS系统的热力学控制方程

1.2.3 季节与全年性能系数

以制热模式为例,环境温度为ti时的热负荷[17]:

Lh(ti)=qh,Desi(th,in-ti)/(th,in-th,Desi)

(11)

式中:qh,Desi为采暖设计热负荷,W/m2;th,in为室内设计温度,℃;th,Desi为室外设计温度,℃。

采用温频法获得制热季节总制热量(Qh,tot)、总耗电量(Wh,tot)和制热季节性能系数(COPh,tot):

(12)

(13)

Wh(ti)=Lh(ti)/COPh(ti)

(14)

COPh,tot=Qh,tot/Wh,tot

(15)

式中:Ah,Desi为总供热面积,m2;ni、Wh(ti)和COPh(ti)分别为环境温度ti下的小时数、单位面积电功耗(W/m2)与性能系数。

全年性能系数(COPann)的表达式如下:

COPann=(Qh,tot+Qc,tot)/(Wh,tot+Wc,tot)

(16)

式中:Qc,tot、Wc,tot分别为制冷季节总制冷量(kW·h)和总耗电量(kW·h)。

1.2.4 EJ-DMS计算流程

根据上述热力学计算模型和图3所示的热力学计算过程,通过迭代计算,得到系统的性能参数。

2 结果与讨论

2.1 热力学性能分析

以制热模式为例,在定过冷度(ΔTSC)或定排气压力(pd)下,系统运行于上海时性能参数的变化规律如图4所示。由图4(a)可知在环境温度T0=-0.3 ℃和ΔTSC=11 ℃时,主循环压缩机功耗(WComp,CO2)和辅助循环的蒸发温度均随pd的升高而增大,导致辅助循环压缩机功耗(WComp,R1234yf)逐渐减小,总功耗(WComp)呈现先减后增的趋势。而总热负荷(Qh)近似线性增加,最终导致系统COP随pd的增加呈现先增后减的趋势。由图4(b)可知,在pd=10 MPa时,随着辅助循环ΔTSC的增加,WComp,CO2几乎保持不变,但辅助循环蒸发温度逐渐降低,导致WComp,R1234yf迅速增大,总功耗WComp增幅显著。而Qh呈线性增加,综合结果导致系统COP先增加后降低。因此,pd和ΔTSC是影响系统性能的重要参数。本文以COP为目标函数,pd和ΔTSC为决策变量,采用遗传算法进行优化。详细优化过程如流程图3所示,遗传算法参数见表2。之后的分析均基于各系统的最优工况进行。

表2 遗传算法参数设置

图4 EJ-DMS系统关键参数随排气压力或过冷度的变化

图5所示为基本系统(BASE)、常规机械过冷系统(DMS)、常规引射系统(EJ)和EJ-DMS系统的最优COP和COP提升率随环境温度的变化。由图5(a)可知,无论制热还是制冷模式,COPEJ-DMS均高于其他系统。COP提升率定义为(COPEJ-DMS-COP)/COP×100%。由图5(b)可知制热模式下,EJ-DMS相比BASE系统的COP提升率随T0的升高呈线性降低,当T0=-30 ℃,提升率高达32.70%;相比DMS、EJ系统的COP最大提升率为10.90%、5.58%。制冷模式下,EJ-DMS相比BASE、EJ系统的COP提升率随T0的升高近似线性变化,当T0=40 ℃,相比BASE、EJ系统提升率高达48.71%、18.12%;相比DMS系统的COP提升率相对稳定,维持在8.27%～8.99%之间。因此,引射器和机械过冷的集成可进一步改善系统的性能,且在制热模式的低环境温度和制冷模式的高环境温度下,系统性能改进效果更为显著。

图5 最优COP和COP提升率随环境温度的变化

最优排气压力(pd,opt)和最优过冷度(ΔTSC,opt)随环境温度的变化如表3和表4所示。由表3可知在制热模式下,当T0低于10 ℃时,EJ-DMS的pd,opt仅高于DMS系统,相对BASE、EJ系统最大分别降低0.58、0.47 MPa。这是由于跨临界CO2循环pd与节流前温度呈正相关[20]。EJ-DMS的ΔTSC,opt较DMS系统明显降低,在T0=-30 ℃时,降低16.11 ℃。这是因为较低ΔTSC导致节流前温度较高,相应的pd较高[20]。由表4可知,制冷模式下EJ-DMS与DMS系统的pd,opt相差不明显,但低于BASE和EJ系统,在T0=40 ℃时,相对BASE、EJ系统最大分别降低1.16、0.77 MPa。EJ-DMS的ΔTSC,opt稍低于DMS系统,当T0=34 ℃时,相差6.58 ℃。

表3 制热模式下最优排气压力和过冷度

表4 制冷模式下最优排气压力和过冷度

可以看到,无论制热还是制冷,EJ-DMS的ΔTSC,opt均小于DMS系统,这是由于ΔTSC越大,节流前后可回收的膨胀功越小,引射器发挥的作用越不显著。对于EJ-DMS系统,其ΔTSC,opt相对DMS的偏低,此时的膨胀功较大并进一步被引射器回收。

2.2 季节与全年性能系数评价

为进一步评价不同系统用于建筑全年冷热联供的性能,以总面积为200 m2的典型民居住宅为例,针对我国5个建筑气候分区,各选取1个典型城市进行全年性能分析,包括哈尔滨、北京、上海、昆明、广州,其全年环境温度分布如图6所示。

图6 典型城市的环境温度分布

图7对建筑全年冷热量以及采用4个系统的全年能耗进行分析。可以看到,对于不同城市采用EJ-DMS系统的全年耗电量最低,EJ-DMS相比BASE、DMS、EJ系统分别降低16.00%～20.43%、6.69%～7.37%、2.95%～5.64%。因为EJ-DMS系统的COP提升率在冬天低环境温度和夏天高环境温度下提升效果更明显,所以系统运行于严寒气候区的哈尔滨和夏热冬暖气候区的广州时,系统的耗电量降低率相比其他城市更显著。对于广州,EJ-DMS系统相较BASE、DMS和EJ系统分别降低20.43%、7.37%和5.64%;对于哈尔滨,分别降低19.76%、7.04%和4.77%。

图7 不同系统应用于不同城市的全年冷、热量与耗电量

不同城市采用不同系统的季节和全年性能系数如图8所示。由图8(a)和(b)可知,EJ-DMS相比BASE系统的制热季节性能系数(COPh,tot)和制冷季节性能系数(COPc,tot)提升较为明显,分别提升16.70%～24.51%和25.58%～30.80%;相比DMS系统的提升率较为稳定,分别维持在6.93%～7.54%和8.43%～8.67%;相对EJ系统的提升率分别为2.07%～4.96%和5.28%～8.21%。结合图5(a)中COP随环境温度的变化与图6中环境温度分布可知,广州冬季环境温度多高于5 ℃,昆明夏季环境温度多低于30 ℃,因此广州的COPh,tot和昆明的COPc,tot高于其他城市。此外,虽然哈尔滨的COPh,tot及北京和广州的COPc,tot最低,但以上3个城市EJ-DMS相较其他系统的提升率基本均高于其他城市,相对BASE系统分别提升24.51%、30.80%和30.79%。因此,对于供热模式,EJ-DMS系统同样适用于严寒地区,如哈尔滨;对于供冷模式,EJ-DMS系统同样适用于夏热冬暖地区,如广州。

图8 不同系统应用于不同城市的季节与全年性能系数

全年性能系数(COPann)如图8(c)所示,可知广州EJ-DMS的COPann高于其他城市,表明系统在环境温度高的地区使用时的全年综合性能更好,相比BASE、DMS和EJ系统COPann分别提升25.67%、7.95%和5.98%。此外,虽然哈尔滨的COPann最低,但其EJ-DMS的COPann提升率仅次于广州,相比BASE、DMS和EJ系统分别提升24.61%、7.57%、5.01%。综上,EJ-DMS在环境温度相对较高的夏热冬暖地区以及环境温度相对较低的严寒地区使用时,其COPann提升更加显著。