R410A的低GWP替代制冷剂R452B在屋顶式空调机组上的性能评估

肩♦ f 寶销

34-38

REFRIGERATION AND AIR-CONDITIONING

R410A的低GWP

刘卫东

摘

要

制冷剂

R452B

在屋顶式空调机组上的

(英格索兰亚太工程技术中心）

评估

制冷空调行业的制冷剂替代经历了多个过程，目前基于修订的《蒙特利尔议定书》和欧洲F-gas法

规，对寻求低GWP的替代制冷剂提出了更高的要求。本文对R410A的可能替代制冷剂R452B的性能进 行研究，理论计算和对一台5 Rt的屋顶式空调机组测试的结果表明：将R452B直接充注于现有的R410A 机组时，制冷量相当，COP提升〜4%

。

关键词制冷剂替代；低GWP; R452B;屋顶式空调机组

Performance evaluation of rooftop air-conditioning unit using R452B with low GWP as alternative to R410A

Liu Weidong

(Ingersoll Rand Engineering & Technology Center-Asia Pacific)

ABSTRACT The refrigeration and ai--conditioning industry has experienced several phases of refrigerant substitution. Based on ants with lower

Kigali Amendment to Montreal Protocol and the Eu­

ropean F-gas legislation, higher requests are put forward to seek for alternative refriger­

GWP at present. The performance of R452B as an alternative to R410A is

GWP ；R452B；rooftop air-conditioning unit

的GWP高达1 924，为满足低GWP的要求，寻求 代R410A的第四代 1

制冷剂

目前R410A制冷剂的潜在替代制冷剂，大致可 以分成3类:第一类是单一工质R32,由于R32 的排气温

-，所以需要针对R32做专门的设计

迫在眉睫。

现有潜在的GWP值在750以下的R410A替代

studied. Through the theoretical calculation and the test on the rooftop air-conditioning u­nit of 5 Rt, the results show that as R452B is dropped in the existing R410A unit, the cooling capacity is equivalent, and the COP is improvedby 1 %〜4%.KEY WORDS refrigerant substitution；low

制冷剂的替代经历了多个过程，从第一代只 要能工作

以用的

，到第二代寻求具有

HCFC，再到第三代寻

稳定性和安全性的 求不会对臭氧层

的制冷剂（ODP -0)，再

第四代寻求低温室效应的制冷剂（低 GWP)。如图1所示[1]，根据2016年的《蒙特利尔 议定书》基加利修正案，美国等发达国家需要在 2019—2036年将HFC的量降至基准的15%，中 国等发展中国家需要在202*—2045年将HFC的 量降至基准的20%。而欧洲基于F-gas法规，需 要在2016—2030年将HFC的量降至基准的 21%。R410A是被 机组、屋顶

属于HFC的第三代

多

（热泵）

机组等场合的

机组、中小型

，

不 减少影响现有机组的运行工作范围；

第二类是基于R1234yf的混合 ，比如R452B(DR55)和R454B(DR-5A)等，这类制冷剂基本可以在 现有的R410A制冷剂机组上不 变更

简单的设计

以直接充注使用;第三类是基于R1234e(E)

的混合工质，比如 R446A(L41-1)，R447A(L41-2)和

R447B(L41-z)等，这类工质由于R1234ze(E)的单位

根据AR5[2]，R410A

收稿日期：2017-08-18，修回日期：2017-09-22

作者简介：刘卫东，硕士，工程师，主要从事冷水机组、热泵及换热器研发。

第7期刘卫东：R410A的低GWP替代制冷剂R452B在屋顶式空调机组上的性能评估•35 •

制冷量较小，所以需要对现有R410A机组做较大的 计变更 潜在的替代

达

被定

〇

燃制冷剂（其燃烧速度不大于10 cm/s[1])，这

对A2L制冷剂的安全规定确定以 化。对于这

要对机

量的限制以及成本方面作出权衡[4]。

要商业

R410A机组的 #

R410A潜在的替代 表1所示[3]。所有这些

ASHRAE的A2L微

欧盟（F-gas) #

、安全性、充

主要发达国家參一类发展中国家#二类发展中国家

®

⑩

(©-©-20

<3-2016 2018 2020 2022 2024 2026 2028 2030 2032 2034 2036 2038

2042 2044 2046 2048

年份

图1

基于《蒙特利尔议定书》基加利修正案和欧洲F-gas法规的HFC削减时间表

表1 R410A潜在替代制冷剂的物性参数

制冷剂

! ! ! ! !! !R410A!! ! ! ! ! !R32基于Rl234yf的混合制冷剂

R452B

R454BR446AR447AR447B

分R32/R125

R32/Rl234yf/Rl25R32/Rl234yf

R32/Rl234ze(E)/R600R32/Rl234ze(E)/Rl25R32/R!234ze(E)/Rl25

质量分数/N

50/5067/26/769/3168/29/368/28.5/3.568/24/8

GWP

1 924677675464470570710

烧速：/(m/s)

—6 .73 .5

——2 .9

基于Rl234ze(E)的混合制冷剂

2 R452B(DR55)与R410A的特性对比

R452B是含R1234yf的混合工质，对于现有

的R410A系统，可以不 系统中直接充

简单的设计变更就

可以直接充注使用。笔者针对R452B在R410A

进行分析。首先，根据制冷

剂的物性以及 AHRI 210/240:2008 Per/orwiawce

Rating of Unitary Air-Conditioning H Air-Source

HeatPumpEquipmen%5的A工况（室内干球温度

为 80 °F(26.7 °C)，湿球温度为 67 °F(19.4 °C);室 外干球温度为95 T(35 °C)，湿球温度为75 ' (23.9 °C))，以一台屋顶式空调机组（以下简称“屋 顶机.的典型工况为例：饱和蒸发温度为11.7 C (53 ')，压缩机的吸气过热度为8.3 °C(15 ')，饱 和冷凝温度为46.1 T (115 ')，过冷度为8.3 T (15 ')，压缩机的效率假定为70N。具体的计算 结果见图2和表2,为了简化，COP的计

从计

R410A稍

图2表2

屋顶机典型工况下不同制冷剂压-焓图的对比屋顶机典型工况下不同制冷剂的物性参数对比

制冷剂

117 C饱和温度下蒸发压力/bar46.1 C饱和温度下冷凝压力/bar临界压力/bar凝压力/临 压力

117 C饱和温度下汽化潜热/(kj/kg)制冷量#

COP

R410AR452B!!.428.049.057.1%206.4100%100%00.!!

!0 .726 .355.347.4%241.296.4%

R32!!.628.757 .849.6%296.!107.9%!5 .00

考虑

量和压缩机的耗功（不包括风机的耗功）。

以看出，R452B的冷凝压力比，冷凝压力与临界压力之比相对

^101.4%1011%4 .21.24

排气温度差#/C

117 C饱和温度下温度滑移/°C

R410A稍小些，这就意味着R452B会比R410A更

适用于高环境温度。针对11.7 C饱和温度下的汽

注！参数值（制冷量、COP和排气温度差）是基于R410A屋顶

机典型工况的比较。

•36 ,

竭泠#寶續

第！8卷

化潜热，R452B比R410A大16%左右，这就意味 要达到相同的制冷量，R452B的质量流量

J

为R410A的85%。从制冷量来看，R452B的制冷 量会比R410A稍小一些（3.6%)，而R452B的COP 会比R410A略高一些（1.4%)。虽然R452B的排气 温度比R410A稍高一些（4.2 °C)，但这相对于R32 气温度增加15 T 比

的改进。

3

测试机组及其测试方法测试 台额定 量为5 Rt的屋顶机。该机

台定速

压缩机，选用标准

RL32HPOE油，室内侧和室外侧换热器均采用微

通道换热器，风机为多级定速风机。如前述 ：

计算结果，考虑到R452B的质量流量和R410A的

量

差异，将机组中

的热力膨胀阀更

热力膨胀阀，当充注R452B制冷剂

，可以将

热力膨胀阀的开度调小以适

应R452B较小质量流量的需求（如表3所示）。

表3

测试机组（屋顶机）的配置

机组额定制冷量

5 Rt压缩机 定速 压缩机室内换热器 微通 发 室内风机

离心式风机 热器 微通

凝器 机

轴流式风机

膨胀阀

热力膨胀阀

为保证测试的安全，根据R452B的燃烧下限， 在机组底 多个经标定的 气体传感，同时将这些传感器的信号与试

的报警器

和强 扇分别 ， 控制。在

侧，关键的零

上下游

了

压力传感器和温度传感器，同时在液管路上 i

了质量流量计以及涡轮流量计以监 的

量#

试是在一^个15 Rt的]差试验台上进彳了，参

考的测试标准是AHRI 210/240:2008[5]。分别为 机组充注R410A制冷剂和R452B制冷剂，以对比 这2

在相

试条件下的差异。机组的

制冷剂充注量是基于AHRI 210/240:2008的B 工况（室内干球温度为80 °F(26.7 °C)，湿球温度 为67 °F ( 1*. 4 T);室外干球温度为82 °F (27.8 °C)，湿球温度为68 °F(20 °C))确定，选择机 组能效最 的充注量作为最佳充注量。

4

测试结果及分析

基于B工况的最高能效对应的制冷剂最佳充

注量，R452B的充注量是R410A充注量的85N (R452B的液体温度比R410A的液体温度高1.1 °C)，

R452B的质量流量是R410A质量流量的83%， R452B的液体密度大约是R410A液体密度的

*3%，R452B的液体体积流量是R410A的8*%。

如图3所示:在A工况(室外干球温

35 T)

下，R452B的制冷量比R410A的小1.5%，而R452B 的COP比R410A的高近3% ;在B工况（室外干球 温度为27.8 T)下，R452B的制冷量比R410A的小 2%，而R452B的COP比尺斗忉八的高2%。从图4 可以看出：室外干球温度在156〜517 T范围内时，

R452B的制冷量是R410A的*8%〜101%，COP是 R410A的101%〜104%;随

干球温度的升高，

R452B的制冷量和COP相对R410A逐渐增加，这

说明R452B在高环境温度下性能比R410A更有

。

10%

0590

制冷量■ COP ■流量

958085/70750

^wvoli3efe2loA工况 肛况

图3 不同工况下R452B与R410A的性能对比

106

制冷量■COP

驄1

l102100

98

PSQ

96

2*

94

L

15.6 26.7

32.2 37.7 43.3

48.9 51.7

室外干球温度/°C

图4

不同室外干球温度下R452B与R410A性能对比

从图5可以看出：在室外干球温度为55 T时，

R 410 A屋顶机的排气压力达到系统的设计压力，

而R452B屋顶机在室外干球温度为57.2 T时高 压比系统的设计压力低1 bar;从排气温度来看，

R452B在室外干球温度为15.5 T时，排气温度比 R410A高2.7 °C，在室外干球温度为54.4 T时高

近6 °C，所以在高压比 ，

R452B的应用范围

会比R410A稍小一些。

第7期刘卫东：R410A的低GWP替代制冷剂R452B在屋顶式空调机组上的性能评估•37 •

室外干球温度/，C

图5 不同室外干球温度下R452B和R410A的

排气压力和排气温度对比

A

20-30

-20 -10 0 10 20

饱和吸气温度/C

图G R452B与R410A工作运行图的对比

从图6可以看出，R452B在高饱和排气温度 区域会比R410A标准运行（图6中G&B&C—

D&H&E— F&G区域）有更广的运行范围（图6

中A&F— G&A区域％这得益于R452B的压力 比R410A小，而R452B在高压比的工况下，工作 运行图会有些缩小（图6中H&E—F&H区域）， 这主要是因为R452B的排气温度比R410A高。

热器的趋近温

够反映换热器的换热效

果，针对测试的机组，对蒸发器的趋近温度和冷凝 的趋近温度作如下定义：蒸发器的趋近温度- 气的人口干球温度-蒸发器出口制冷剂压力对应的饱和温度

（1)凝器的趋近温度-冷凝 口

压力对应

的饱和温度-

气人口干球温

2)发器趋近温度差-R410A的蒸发器趋近温度-

R452B的蒸发器趋近温

（3)

由图7可以看出，室外环境温度在15.5!57.2 T 范围内时，R410A蒸发器的趋近温度比R452B蒸 发器的趋近温 ，蒸发器趋近温度差范

7

!1!2.4 T。相比之下，冷凝器的趋近温度R452B

和R410A相当。

对

发器的趋近温度，R452B比R410A低，

25 r • R452B蒸发器‘R410A蒸发器 〇R452B冷凝器AR410A冷凝器

〇1------1------1------1------1------ 〇

10

20

30 40 50

60

室外干球温度/°C图7趋近温度的对比

100 r

质量流量蒸发器压降

图8 B工况下R452B与R410A的性能对比

这一方面得益于R452B较小的质量流量，蒸发器压 降较小，蒸发器饱和温度降较小，另一方面得益于

R452B较大的温度滑移。

从图8可以看出，B工况下R452B的质量流量 为R410A的83%，R452B的蒸发

压降为

R410A的77%左右。

量的限制，蒸发器的压

降测量值不 热管的压降，还包括微通

热的分 及集管的压降，但流量与压降的 趋

该

类似的，，

单独的换热管压降试数据，所以 热管压降对饱和温度

降产生的影响。

3.0趋近温度差（R410A-R452B)

2.5温度滑移差（R452B-R410A)

^2.0-糊1.00.5

15.6 1111121.1 26.7 32.2 37.8 43.3 48.9 lllllll

51.7 54.4

室外干球温度/。。

图9

温度滑移偏差对趋近温度偏差的贡献

从图9可以看出，R452B的温度滑移比R410A 大，幅度范围在0.8!1! T。在相同的室内温度条

•38 ,第！8卷

件下，R452B较低的蒸发器趋近温度意味着相对

的蒸发温度，从而压缩机的吸气口密 压缩机的质量流量增加，相 更接近R410A的 ，R452B的能效 5

结论

笔者通过理论计算和对一台5 Rt的屋顶式空 调机组的测试，对 进行了对比分析， 直接充注替代，机 工况

2)

R452B f R410A时的

R452B的

有更高的饱和蒸发温度，从而通过吸气量的增加而增 且 效。

参考文献

[1] KUJAK S. Flammability and new refrigerant options

[J]. ASHRAE Journal,2017(5) : 16-24.

[2] MYHRE G，SHINDELL D. Anthropogenic and natural

，量量量的增

。

量，使R410A机组直接充注R452B后

R452B机组耗功的降低而

的制冷量与原R410A机组的制冷量基本相当，而

了机组的

由于质量流量的增加而增加，使R452B的制冷量

量，这 比

了

数据比理论计算的数据稍高。

计算的能效更

；

：

量与R410A很接近（标准

op

radiative forcing [EB/OL]. IPCC Fifth Assessment Report (AR5). 2014:74. [2017-08-01]. https://www. ipcc. ch/pd//assessment-report/ar5/wgl/WGl AR5_Cha- pter08_FINAL. pdf.

[3] PHAM H M,M〇NNIER K. Interim and long-term

1) R452B制冷剂可以在现有的R410A机组中

1N〜2%)，机组c

高1N〜4N。

R452B的冷凝压力相对R410A稍低，

low-GWP refrigerant solutions for air conditioning

[C]//International Refrigeration and Air Conditioning

R452B比R410A更适合 凝温度的应用场合，而的

R410A。

且R452B在

3) ,

温

Conference at Purdue. 2016:1734.

[4] SCHULTZ K, KUJAK S. Performance of 4-RtRTU

R452B的排气温度相对R410A稍高

(在整个运行图中高2〜6 °C)，但排气温度比R3210 °C以上，对运行图的影响几 4)由 于R452B的温度滑 引起的饱和温度降，

压降所

以

。

抵消部分压降所

with R410A low GWP alternatives [C]//ASHRAE An­nual Conference. 2016.

[5] Performance rating of unitary air-conditioning ] air-

source heat pump equipment： AHRI Standard 210/

240-2008[S].

的质量流量会减小制

的饱和温度降，R452B比R410A

(上接第25页）

3结论

笔者以4M型橇装式压缩机为例，运用有限元

，校核了

过程中橇体的刚度和强度，标准要求和材料的

要，可

[J].科技资讯，2014(12)67-68.[2]

胡巍，徐宜桂.往复式CNG压缩机组撬体结构分析 [J].压缩机技术，2016(12)23-26.

[3] 武震华，赵崇卫，张艳春，等.成撬设备撬装应力分析

研究[J].石油和化工设备，2009,12(5) :18-1*[4]卢 永生.橇

备底

力分析[J].山东工业技

分析

确定该橇体的设计

求。在橇体设计过程中，结合有限元分析 体

强度分析与优化设计的

参考文献

效手段。

以对橇体的变形和应力云图进行整体评估，是橇

术，2013(15) :24-27.

[]马天骄，崔维，王国鹏.橇装压缩机优点及注意事项