reforef.ru 1

УДК: 621.575.9


ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
солнечного АДСОРБЦИОННОГО ХОЛОДИЛЬНИКА:
оптимальная температура регенерации


О.С. Попель, С.Е. Фрид, Ю.И. Аристов£

Объединенный институт высоких температур РАН
ул. Ижорская 13/19, Москва 125412, Россия
Тел./факс: (495)484-23-74; e-mail: O_Popel@oivtran.ru

£ Институт катализа им. Г.К. Борескова Сибирского отделения РАН
В работе проведена оценка энергетических показателей солнечного адсорбционного холодильника. Показано, что эффективность его работы существенно зависит от свойств используемого адсорбента: массы сорбата, обмениваемого в цикле, и величины перегрева сорбента выше температуры начала десорбции. Установлено, что существует оптимальная величина перегрева, которая оценена для четырех конкретных адсорбентов. Оказалось, что новые Селективные Сорбенты Воды («соль в пористой матрице») обеспечивают существенно более низкий перегрев (10…20ºС), чем традиционный адсорбент Silica Fuji Davison RD (около 50ºС). Для них (каких: ССВ или SFD RD?) рассмотренных ССВ оптимальная температура нагрева адсорбента в процессе его регенерации составляет 70…90ºС, что может быть достигнуто применением плоских солнечных коллекторов (без вакуумирования и использования оптических концентраторов).
ВВЕДЕНИЕ

Разработка эффективных солнечных адсорбционных холодильных установок (САХУ) привлекает внимание многих групп исследователей в связи перспективностью практического применения САХУ для охлаждения пищевых и медицинских продуктов и кондиционирования воздуха, прежде всего, у потребителей, находящихся вне систем централизованного электроснабжения. В отличие от традиционных парокомпрессионных холодильников, термохимические холодильные устройства не нуждаются в электрической или механической энергии, а потребляют лишь тепловую энергию. Они экологически безопасны (в качестве хладагента вместо фреонов используют воду или другие безопасные вещества), просты по конструкции и в эксплуатации.


Несмотря на большое число теоретических исследований, посвященных изучению эффективности САХУ (см., например, [1–5]), представляет интерес еще раз вернуться к анализу особенностей их работы с целью выявления основных ограничений и возможностей повышения их энергетической эффективности. Объектом рассмотрения в данной работе является адсорбционная холодильная установка периодического действия, в которой генерация холода осуществляется за счет испарения сорбата в холодильной камере. Пар сорбата поступает в охлаждаемый наружным воздухом адсорбер, где поглощается твердым сорбентом. Процесс генерации холода продолжается до тех пор, пока давление насыщенных паров сорбата в испарителе не сравняется с равновесным давлением его паров над сорбентом, зависящим от их температуры и количества поглощенного сорбата. В обратном процессе регенерации адсорбер нагревается за счет какого-либо внешнего источника тепла, например, за счет солнечной энергии, в результате чего давление паров сорбата над адсорбентом возрастает, что приводит к десорбции и перетоку паров сорбата в конденсатор, охлаждаемый наружным воздухом. В нем пары конденсируются и перемещаются назад в испаритель холодильной камеры. Процессы генерации холода и регенерации адсорбента циклически повторяются, причем при использовании солнечной энергии генерация холода происходит преимущественно в ночное время, а регенерация адсорбента – в дневное. Поддержание температуры холодильной камеры в пределах допустимого интервала обеспечивается ее хорошей теплоизоляцией и высокой тепловой инерционностью. Например, в холодильниках, предназначенных для хранения медицинских препаратов и вакцин, в соответствии с требованиями Всемирной организации здравоохранения (ВОЗ) [6] температура холодильной камеры должна поддерживаться в диапазоне 5…10ºС.

В работе авторов [5] с учетом результатов работ [1–4] и с использованием общих ограничений законов термодинамики были выполнены оценки предельных энергетических показателей солнечных адсорбционных холодильных установок. Данная работа посвящена анализу вопроса о влиянии свойств используемого адсорбента (в первую очередь, температуры его регенерации) на энергетические показатели САХУ.


МИНИМАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА РЕГЕНЕРАЦИИ АДСОРБЕНТА

Одной из принципиальных, но не рассмотренных подробно в [5], является проблема эффективного протекания процесса регенерации адсорбента, осуществляемого путем изобарической десорбции рабочей жидкости за счет подвода теплоты от внешнего источника. Для обеспечения высокой термодинамической эффективности этот процесс должен быть близок к равновесному: температурные напоры должны быть малыми, а давление паров сорбата над адсорбентом, находящимся при температуре T1, должно лишь незначительно превосходить давление насыщенных паров сорбата в конденсаторе при температуре окружающего воздуха T2. Аналогично, в процессе поглощения сорбата давление его насыщенных паров при температуре в холодильной камере T3 должно быть близко к давлению его паров над адсорбентом при T2:

, . (1)

Если считать, что удельные теплоты испарения сорбата qисп и сорбции qсорб постоянны в рассматриваемом диапазоне изменения температур, а для пара сорбата применимо уравнение состояния идеального газа, то интегрирование уравнения Клапейрона-Клаузиса дает:

, , (2)

где R – газовая постоянная. Из (1) из (2) можно получить выражение для температуры начала десорбции сорбата Т1*:

. (3)

Подставив эту температуру в выражение для эффективности цикла Карно [1], получим предельное для САХУ значение коэффициента преобразования теплоты, подведенной к адсорбенту в процессе регенерации, в энергию холода [2, 3, 7]. При подводе тепла к адсорберу при этой температуре получается и максимальный интегральный коэффициент преобразования энергии солнечного излучения в рассматриваемой солнечной адсорбционной холодильной установке [3, 5]. В работе [7] минимальная температура десорбции в адсорбционных и химических машинах была рассчитана в общем случае из энтропий и энтальпий адсорбции и испарения. В работах в [2, 8] для оценки минимальной температуры десорбции предложено использовать полуэмпирическое правило Трутона, декларирующее пересечение кривой равновесия для чистой жидкости и изостер адсорбции в одной точке. Его выполнимость была проверена в [9] для всех основных рабочих пар адсорбционных тепловых машин: вода – силикагель Fuji RD, вода – цеолит 13Х, вода – Селективные Сорбенты Воды, аммиак – уголь PX31, метанол – уголь AC-35, метанол – уголь TA90, метанол – цеолит CBV 901 Y и CO2 – уголь. Правило Трутона позволяет существенно упростить математические выражения, в частности (3) при этом превращается [2, 8] в


. (4)

Оказалось [9], что для всех рассмотренных рабочих пар значения Т1*, рассчитанные по формуле (4), отличаются от экспериментальных, как правило, не более, чем на 1…3ºС, что сравнимо с точностью определения этой величины. Таким образом, во всех последующих расчетах целесообразно пользоваться выражением (4), которое справедливо для всех практически важных случаев. Отметим, что при выполнении правила Трутона выражения (3) и (4) полностью совпадают, поскольку = Т23 [2], т.е. для адсорбционных устройств отношение независимым параметром не является, как, например, для случая химических холодильных машин. Для последних можно оценить погрешность применения правила Трутона при определении T1*, сравнивая выражения (3) и (4):

. (5)

Для солнечного химического холодильника характерный диапазон изменения температуры окружающей среды Т2 = 10…45ºС (283…308 К), а температуры охлаждения Т3 = –15…10ºС (258…283 К), и отношение изменяется в диапазоне 1,0…1,23. Зависимости от в этом диапазоне при различных значениях представлены на рис. 1. При характерном соотношении теплот практически во всем диапазоне изменения температуры и совпадают с погрешностью менее 1%, что позволяет в дальнейшем пользоваться правилом Трутона и для химических холодильников. Заметные отклонения будут наблюдаться только для случая, когда (рис. 1).


Итак, для обеспечения начала регенерации адсорбента он должен быть нагрет до температуры Т1*, рассчитываемой по (3) или (4). Если используемый для регенерации нагреватель не позволяет нагреть адсорбент до этой температуры, то адсорбционный холодильник работать вообще не будет, и его энергетическая эффективность будет равна нулю. Как отмечено в [3], наибольшая эффективность САХУ достигается тогда, когда весь сорбат удаляется непосредственно при этой температуре, как это осуществляется в химических тепловых машинах. Для такого идеального адсорбента изобара десорбции при давлении, равном давлению в конденсаторе, должна быть ступенчатой (рис. 2), что соответствует моновариантному типу равновесия [10]. Возможность синтеза реального адсорбента со свойствами, близкими к свойствам идеального, обсуждается в [10, 11].

В реальной САХУ адсорбционное равновесие дивариантно, и равновесное давление паров сорбата над адсорбентом является функцией двух переменных: температуры и влагосодержания адсорбента, а давление насыщенных паров сорбата зависит только от температуры в конденсаторе. Это приводит к тому, что для извлечения сорбата из адсорбента в процессе регенерации требуется повышение температуры адсорбента выше начальной температуры десорбции, т.е. до некоторой температуры , при которой осуществляется оптимальное по количеству извлечение сорбата из адсорбента. Наличие оптимума связано с тем, что при малой разности температур () эффективность мала, т.к. мала масса удаляемого сорбата (для изобар типа «с» на рис. 2), а при большой – она снова уменьшается из-за того, что основная часть сорбата уже удалена и дальнейшее повышение температуры приводит к росту тепловых потерь. Вопрос о выборе оптимальной температуры регенерации будет рассмотрен ниже.

ОПТИМАЛЬНАЯ ТЕМПЕРАТУРА РЕГЕНЕРАЦИИ АДСОРБЕНТА


Эффективность генерации холода в САХУ характеризуется ее холодильным коэффициентом . Он равен отношению количества тепла Q3, отведенного от испарителя холодильной камеры, к теплу Q1, подведенному к установке в процессах изостерического нагрева до температуры начала десорбции и изобарической десорбции (регенерации) при дальнейшем нагреве, и может быть представлен в виде [4]:

, (6)

где w – разность между максимальным и минимальным содержанием сорбата в адсорбенте в цикле, cиз – теплоемкость адсорбера на стадии изостерического нагрева, включая теплоемкость адсорбента с содержащимся в нем сорбатом, и теплоемкость пассивных элементов конструкции, – средняя теплоемкость адсорбера на стадии десорбции с учетом изменения содержания в нем сорбата, – перегрев адсорбера выше начальной температуры десорбции Т1* до максимальной температуры . Все удельные величины приведены к 1 кг сухого адсорбента.

Соотношение (6) можно преобразовать к виду:

, (7)

, (8)

поскольку член числителя (8), пропорциональный , в условиях работы реальной САХУ, как правило, существенно меньше первого члена, и его в первом приближении можно не учитывать.


Зависимость от количества обмениваемого в процессе работы САХУ сорбата при различных значениях α приведена на рис. 3. С ростом холодильный коэффициент приближается к предельному (), однако темп этого приближения сильно зависит от величины α.

Оценим типичные значения этого параметра для САХУ, использующей в качестве рабочей жидкости воду. Характерная теплота сорбции воды различными адсорбентами составляет q
сорб ≈ 3000 кДж/кг [5]. Теплоемкость многих сорбентов (цеолиты, силикагель и др.) составляет 0,7…1,0 кДж/(кг К) [12], а теплоемкость рабочей жидкости в адсорбированном состоянии можно принять близкой к ее теплоемкости в жидком состоянии [12, 13]. Тогда интегральную теплоемкость адсорбента можно оценить в 1.0…1.5 кДж/(кг К). Требуемую для работы холодильной установки минимальную разность температур оценим в 40ºС (Т2 = 30ºС, =70ºС). В предельном случае, когда теплоемкость всех инертных масс САХУ принята равной 0, α = 0,015…0,025, что соответствует верхней кривой на рис. 3. на уровне 90% от предельного в таких условиях может быть реализован уже при = 0,2 (какой показатель или процесс?). (вопрос не понятен, по-моему, все ясно из рис. 3)


Для учета теплоемкости инертных масс используем данные, представленные в литературе для нескольких хорошо сконструированных САХУ [14, 15]. В работе [14] приводятся полная теплоемкость всех элементов конструкции, контактирующих с адсорбентом, 8221 Дж/К, а полная теплоемкость адсорбента 5320 Дж/К и поглощенного аммиака (заполнение 0.23 кг/кг) 9645 Дж/К в сумме дают 14965 Дж/К (для какой, хотя бы, мощности САХУ?), т.е. в первом приближении, теплоемкость инертных масс составляет примерно половину от теплоемкости системы «адсорбент-поглощенный сорбат». К аналогичным результатам приводят данные, представленные в работе [15]: теплоемкость солнечного приемника (23250 Дж/К) примерно вдвое меньше, чем суммарная теплоемкость адсорбента (26420 Дж/К) и поглощенного метанола (25500 Дж/К). Таким образом, теплоемкость инертных частей адсорбера понижает эффективность хорошо сконструированных САХУ не слишком сильно (для каких мощностей?).

Очевидно, что для повышения эффективности адсорбционного холодильника следует стремиться к увеличению удельной массы обмениваемого сорбата , что, в принципе, подтверждает вывод работы [4]. Однако, как отмечено выше, в конкретных условиях работы установки может существовать оптимальное значение , при котором достигается максимальное значение COPx холодильной установки. (здесь мощность несущественна, главное соотношение «полезной» и инертной масс. Думаю, что описывать показатели установки не следует)

Дело в том, что коэффициент α в уравнении (7), как и величина удельной массы обмениваемого сорбата , зависят от температуры нагрева сорбента , что в выполненных выше оценках не учитывалось. Учет этих зависимостей позволяет уточнить сделанные оценки, а также оценить оптимальную величину перегрева сорбента и соответственно оптимальное значение , обеспечивающие получение максимального холодильного коэффициента COPx.


В соответствии с принципом Поляни [16] удельное содержание сорбата в сорбенте может быть описано функцией одной переменной – свободной энергией адсорбции ΔF - вместо обычных двух (температуры и давления). Воспользовавшись предложенным в [17] уравнением для описания равновесной адсорбции (разновидность уравнения Дубинина-Астахова)

, (9)

где a и b – эмпирические константы, характеризующие конкретный адсорбент, , и соответственно давление паров сорбата над адсорбентом и давление насыщенных паров при температуре Т, и исходя из условия равенства давлений (1), получим для максимального и минимального влагосодержаний следующие выражения:

, (10)

. (11)

Из (10) и (11) для можно получить

, (12)

где

, , (13)

а – величина перегрева сорбента выше температуры начала десорбции. Отметим, что Δw0 представляет собой максимально возможную удельную массу обмениваемого сорбата для данного адсорбента при заданных температурах конденсатора и испарителя, а  – характерный масштаб перегрева сорбента. Из соотношения (12) легко определить, что при в цикле холодильной установки будет обмениваться около 2/3 максимальной возможной массы сорбата Δw0, а при – более 95%.


Соотношение (6) для холодильного коэффициента преобразуем с использованием правила Трутона к виду:

, (14)

где – удельная теплоемкость поглощенного сорбата. Если теперь подставить (12) в (14), то можно получить уравнение, описывающее зависимость холодильного коэффициента от . Однако это выражение весьма громоздко, а получаемое из него уравнение для оптимального значения COPx – трансцендентное и не допускает аналитического решения.

Остановимся в связи с этим лишь на аналитических оценках, позволяющих получить обобщающую информацию, важную для анализа зависимости холодильного коэффициента от температуры перегрева адсорбента. Рассмотрим предельные случаи и (как отмечалось выше, последний практически реализуется уже при ). В этих предельных случаях выражение для COPx существенно упрощается. Имеем, соответственно,

, (15)

, (16)

где

, , , . (17)


Дифференцирование (15) и (16) по соответственно дает:

, (18)

и

, (19)

Видно, что производные (18) положительны, а производная (19) отрицательна. Это означает, что зависимость имеет максимум, который, с учетом ранее сделанных оценок, находится при .

Для проведения количественных оценок необходимо рассмотреть конкретные пары сорбент/сорбат.
СРАВНЕНИЕ НЕКОТОРЫХ АДСОРБЕНТОВ

Полученные выше соотношения являются достаточно общими и пригодны для оценки эффективности использования различных пар сорбент/сорбат при единственном существенном предположении о том, что равновесная сорбция описывается соотношением (9). Одним из типичных представителей таких сорбентов является промышленный силикагель Fuji Davison RD [18], который используется в единственном пока коммерческом адсорбционном холодильнике [19]. Именно он был выбран в дальнейших оценках в качестве базового адсорбента.

В последние годы в Институте Катализа СО РАН разработано новое семейство композитных сорбентов «соль в пористой матрице», так называемые Селективные Сорбенты Воды (ССВ) [10, 11]. Они отличаются тем, что за счет внедрения различных солей в поры обычных сорбентов удается а) существенно увеличить их сорбционную способность, б) осуществить обмен большого количества воды в узком температурном интервале и с) «подогнать» эту температуру к требуемой для данного цикла САХУ [10, 11]. Нами рассмотрены три адсорбента из этого семейства: ССВ-1К, ССВ-2К и ССВ-8K, которые представляют собой силикагели, модифицированные хлоридом кальция, хлоридом лития и нитратом кальция, соответственно. Характерные зависимости равновесного влагосодержания этих четырех сорбентов от свободной энергии адсорбции, измеренные в ИК СО РАН, представлены на рис. 4 сплошными линиями. Эти данные были аппроксимированы в практически интересном для САХУ диапазоне изменения ΔF=(4…10) кДж/моль [4] с использованием соотношения (9) (пунктирные линии на рис. 4).


Для всех новых адсорбентов (кроме ССВ-1К) практически во всем диапазоне изменения ΔF аппроксимация уравнением (9) хорошо согласуется с исходными данными. У ССВ-1К при изменении ΔF в интервале 5.2…5.5 кДж/моль происходит резкое падение Δw, что связано с изменением механизма сорбции в композитном адсорбенте, которое уравнением (8) не учитывается. Поэтому для оценок по ССВ-1К использовали 2 варианта аппроксимации: «грубая» – на интервале ΔF=(4…10) кДж/моль и «точная» (короткие штрихи на рис. 4) – на интервале ΔF=(5.5…10) кДж/моль. Последний интервал при Т3 = 5оС приблизительно соответствует T2>40°C.

Как и ранее [5], в расчетах рассматривались два рекомендованных Всемирной организацией здравоохранения [6] характерных значения температуры окружающего воздуха для жарких стран: типичное – 32°С и экстремальное – 43°С. Температура испарителя холодильной камеры принималась равной 5°С. Температура начала десорбции Т1* в этих случаях составляет, соответственно, 62°С и 86°С.

Полученные эмпирические коэффициенты уравнения (9), а также рассчитанные с их помощью ΔT0 и максимальные удельные массы обмениваемой воды Δw0 для всех четырех сорбентов приведены в Таблице 1. Видно, что при T2=32°С минимальное значение удельной массы воды, обмениваемой в цикле, имеет silica Fuji RD (0,12 г/г), максимальное (около 0,24 г/г) – ССВ-1К и ССВ-8K. Повышение температуры окружающей среды до T2=43°С ведет к значительному снижению доступной для обмена влаги: минимальное значение Δw0 = 0,026 г/г у ССВ-8K, максимальное – у ССВ-1К (0,093 г/г). Важным показателем является характерный масштаб требуемого перегрева адсорбента при регенерации ΔT0. Его величина слабо зависит от T2 и минимальна для ССВ-8K (менее 6°С), а максимальна для silica Fuji RD (около 25°С).


В таблице 2 приведены значения холодильного коэффициента, вычисленные по (15) при ΔT1*=1°С (при ΔT1*=0 COPx=0) и по (16) при ΔT1*=3ΔT0, а также предельные значения СОРх*, а в таблице 3 – характерные производные от COPx по температуре при трех значениях ΔT1*. При оценке максимального коэффициента преобразования энергии предполагалось, что теплоемкость адсорбера сиз равна 1 кДж/(кг К).

Производные COP'(3ΔT0), в рассмотренных случаях не превышают нескольких тысячных °С-1, что означает весьма слабую зависимость СОРх от температуры адсорбента при таких температурах его перегрева (на каждые 10°С дополнительного перегрева COPx уменьшается всего примерно на 1%). Физически это может быть объяснено тем, что перегрев адсорбента выше температуры начала десорбции T1* на ΔT1*>3ΔT0 уже практически не приводит к дополнительной десорбции влаги.

Производные COP0'(0) для всех адсорбентов велики, так что при ΔT1*=1°С значения COP0(ΔT1*=1°С) достигают значительных величин (таблица 2) на уровне нескольких десятых. Соответственно с ростом температуры производные резко уменьшаются и уже при ΔT1*=1°С COP0'(ΔT1*=1°С) равны всего нескольким десятым °С-1. Это означает, что холодильный коэффициент СОРх достаточно быстро приближается к максимуму при относительно небольших перегревах адсорбента ΔT1*.

Отметим, что более детальные численные расчеты, выполненные для рассмотренных адсорбентов, показали, что максимум СОРх лежит при ΔT1*(1,5…2,0)ΔT0. При выбранных расчетных температурах окружающей среды и испарителя холодильной камеры оптимальное значение перегрева адсорбента выше температуры начала десорбции T1* среди рассмотренных адсорбентов максимально для silica Fuji RD и составляет около 35оС, для ССВ-1К – 20…25ºС, для ССВ-2К – около 25ºС, для ССВ-8K – всего около 7ºС. С практической точки зрения важно оптимизировать не СОРх, а интегральный коэффициент преобразования солнечной энергии в энергию холода (STR), представляющий собой произведение кпд солнечного нагревателя и СОРх. Поскольку с ростом температуры нагрева кпд солнечного нагревателя падает [5], оптимум по ΔT1* находится при еще меньших значениях ΔT1* и может быть оценен как


(ΔT1*)опт = (1,0…1,5)ΔT0 = (1,0…1,5). (20)

Из (20) следует, что величина оптимального перегрева адсорбента прямо пропорциональна температуре окружающей среды T2 и обратно пропорционально показателю экспоненты b в (9).

Выявленная особенность поведения СОРх при ΔT1*3ΔT0 (малость производных COP'(3ΔT0)) позволяет сделать оценку максимально достижимых значений :

COP(T0) = . (21)

Соотношение (21) показывает, что максимально достижимое значение пропорционально отношению температур Т32 и возрастает с уменьшением ΔT0. На величину оказывают существенное влияние величины коэффициентов и , с уменьшением которых она возрастает. В свою очередь эти коэффициенты [см. (17)] уменьшаются с уменьшением изостерической теплоемкости адсорбера и ростом удельной массы сорбата , которая обменивается в заданных условиях работы установки.


Как видно из таблицы 2, максимально достижимые значения для всех рассмотренных сорбентов меньше предельных значений, и при расчетной температуре T2=32°C все 3 новых адсорбента имеют большее значение (0,75…0,84), чем традиционный силикагель Fuji Davison RD (0,70). При более высокой температуре окружающей среды (T2=43°C) у ССВ-1К и ССВ-2К эти показатели остаются лучшими (0,58…0,66), чем у Fuji RD (0,55), в то время как у ССВ-8К они хуже (0,46).
ВЫВОДЫ

Выполненный выше анализ и проведенные численные оценки позволяют сделать следующие выводы:

1. Ключевыми факторами, определяющими эффективность работы адсорбционной холодильной установки при фиксированных температуре охлаждения Т3 и температуре окружающей среды Т2 являются удельная масса обмениваемого в цикле сорбата Δw0 и характерный масштаб ΔТ0 перегрева сорбента выше начальной температуры десорбции T1*. Эффективность установки возрастает с ростом Δw0 и уменьшением ΔТ0. При заданных Т2 и Т3 эти факторы определяются лишь свойствами адсорбента и поэтому могут служить критериями при оптимизации его выбора.

2. Существует оптимальная величина перегрева адсорбента ΔT1* выше начальной температуры десорбции T1* в режиме регенерации. Для адсорбентов, равновесие которых с рабочей жидкостью описывается уравнением Дубинина-Астахова, максимальное значение внутреннего холодильного коэффициента преобразования энергии достигается при ΔT1*(1,5…2,0)ΔТ0. В случае САХУ, в которой регенерация адсорбента осуществляется с помощью солнечного приемника, оптимальное с точки зрения получения максимальной суммарной эффективности преобразования солнечной энергии в энергию холода значение перегрева должно быть еще ниже.


3. Для рассмотренных в работе четырех адсорбентов ΔТ0 = 6…25ºС, причем новые селективные адсорбенты воды ССВ-1К, ССВ-2К и ССВ-8К характеризуются существенно более низкими значениями ΔТ0, чем традиционный адсорбент silica Fuji RD. Δw0 у новых адсорбентов больше, чем у silica Fuji RD, что свидетельствует об их потенциальном преимуществе.

4. Оптимальный перегрев рассмотренных адсорбентов составляет не более 35ºС, что соответствует максимальному нагреву адсорбента в процессе регенерации выше температуры окружающей среды не более, чем на 70…80ºС. Такой нагрев достаточно эффективно и с минимальными затратами может быть осуществлен с помощью простейших конструкций солнечных нагревателей плоского типа, без использования концентраторов солнечного излучения или вакуумированных теплоприемников.

5. Выполненный анализ не учитывает ряда факторов, которые могут привести к дополнительному снижению эффективности работы адсорбционной холодильной установки, в том числе связанных с инерционностью процессов тепломассопереноса в адсорбере, нестационарностью температуры наружного воздуха и поступления солнечной энергии. Предполагалось, что адсорбер в режиме генерации холода и конденсатор в процессе регенерации адсорента охлаждаются до температуры окружающей среды. В реальной установке для сброса тепла требуется определенный температурный напор, учет которого должен привести к снижению кпд установки. С другой стороны, использованное в приведенном выше анализе предположение об одинаковости температуры наружного воздуха во время генерации холода и регенерации адсорбента в реальных условиях работы солнечной холодильной установки справедливо не в полной мере: обычно дневная и ночная температуры отличаются друг от друга (в некоторых климатических условиях на 10ºС и больше), что положительно может повлиять на работу установки.

Данная работа выполнена в рамках проектов РФФИ и проекта INTAS (INTAS/2003/51/6260). Авторы выражают благодарность за финансовую поддержку проводимых исследований. 


Литература


  1. Raldow W.M., Wentworth W.E. Chemical Heat Pumps a Basic Thermodynamic Analysis. // Solar Energy. 1979. V. 23. No. 1. PP. 75–79.

  2. Critoph R.E. Performance limitation of adsorption cycles for solar cooling. // Solar Energy. 1988. V. 41. No. 1. PP. 21–31.

  3. Sharonov V.E., Aristov Yu.I. Chemical and Adsorption Heat Pumps: Comments on the Second Law Efficiency. //2007. http://dx.doi.org/10.1016/j.cej.2007.07.026.

  4. Чалаев Д.М., Аристов Ю.И. Оценка работы низкотемпературного адсорбционного холодильника. // Теплоэнергетика. 2006. №3. СС. 73–77.

  5. Попель О.С., Фрид С.Е., Шаронов С.С. Анализ работы солнечной адсорбционной холодильной установки периодического действия. // Теплоэнергетика. 2007. В печати.

  6. Refrigerators and freezers for storing vaccines and freezing icepacks. //2007. http://www.who.ch/gpv-document

  7. Аристов Ю.И. Химические и адсорбционные тепловые машины: эффективность и граничные температуры цикла. // Теор. Основы Химич. Технологии, 2007. В печати.

  8. Haseler L.E. Absorption cycle heat pumps for domestic heating. – AERE-G 104R, AERE Harwell, 1978.

  9. Aristov Yu.I., Tokarev M.M., Sharonov V.E. Universal relation between the boundary temperatures of a basic cycle of sorption heat machines. // Chem. Engn. Sci. 2007 (submitted).

  10. Aristov Yu.I. New Composite Adsorbents for Conversion and Storage of Low Temperature Heat: Activity in the Boreskov Institute of Catalysis. // J. Heat Transfer Society of Japan. 2006. V. 45. No. 192. PP. 12–19.

  11. Aristov Yu.I., New family of materials for adsorption cooling: material scientist approach // J. Engn.Thermophysics, 2007, v. 16, No. 2, pp. 63–72.
  12. Аристов Ю.И., Токарев М.М., Каччиола Г., Рестучча Д. Теплоемкость и теплопроводность водных растворов хлорида кальция в порах силикагеля. // ЖФХ. 1997. Т. 71. № 3. СС. 391–394.


  13. Cacciola G., Maggio G., Restuccia G. // La Termotecnica. 1998. V. 4. PP. 67–72.

  14. Lambert M.A. Design of solar powered adsorption heat pump with ice storage. // Applied Thermal Engineering. 2007. V. 27. PP. 1612–1628.

  15. Maggio G., Gordeeva L., Freni A., Santori G., Aristov Yu., Polonara F., Restuccia G. Composite sorbent “lithium chloride in silica gel pores” for an efficient adsorptive ice-maker. // Appl. Therm. Engn., 2007 (submitted).

  16. Polanyi M. // Trans. Faraday Soc. 1932. V. 28, P. 316.

  17. Дубинин М.М., Астахов В.Ф. Адсорбция на микропористых сорбентах. // Известия АН СССР: Сер. Химия. 1971. С. 5–16.

  18. Chua H.T., Ng K.C., Chakraborty A., Oo N.M., Othman M.A. Adsorption characteristics of silica gel – water system. // J. Chem. Eng. Data. 2002. V. 47. PP. 1177–1181.

  19. Matsushita M. et al. Adsorption chiller using low-temperature heat sources. // Energy Conservation. 1987. V. 39. Nо. 10. P. 96.