工业高温热泵的回顾与展望
Jiatong Jiang
a
a
^("a ") { }^{\text {a }} , Bin
Hu
a
Hu
a
Hu^("a ") \mathrm{Hu}^{\text {a }} , R.Z. Wang
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,
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^(a,**) { }^{\mathrm{a}, *} , Na Deng
b
b
^(b) { }^{\mathrm{b}} , Feng Cao
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c
^("c ") { }^{\text {c }} , Chi-Chuan Wang
d
d
^(d) { }^{\mathrm{d}} 上海交通大学制冷与低温研究所，太阳能与制冷研究中心（中国教育部），上海 200240，中国 天津大学环境科学与工程学院，中国 300072 天津 西安交通大学 能源与动力工程学院， 中国 710049 西安 国立阳明交通大学机械工程系，中国台湾新竹 300
A R TICLE INFO 关键词： 高温热泵 低 GWP 制冷剂 工业加热 碳中和
摘要 随着工业向碳中和过渡，供热行业的减排需求迫在眉睫。高温热泵（HTHP）作为一种高效的供暖替代技术，不仅能提升能源利用效率，还有望助力碳中和电气化进程。因此，本研究基于当前研究现状与应用案例，提出了 HTHP 未来发展的若干方向，旨在加速替代工业锅炉的步伐。针对散热器温度高于
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
71
%
71
%
71% 71 \%
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
67
%
67
%
67% 67 \%
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40^{\circ} \mathrm{C}
1. 引言 早在 1992 年，人们就开始认识到温室气体排放对全球气候变化前所未有的严重影响，联合国随后通过了《联合国气候变化框架公约》。截至 2016 年，共有 197 个国家签署了该公约，其目标是减少大气中的温室气体并保持其浓度在稳定水平。随后，1997 年通过的《京都议定书》到 2009 年已有 183 个国家签署。2016 年，人们进一步意识到必须采取更多行动应对气候变化，因此共有 178 个国家签署了《巴黎协定》，承认世界需要立即采取行动减少温室气体排放，并增强应对气候变化的能力。上述三项协议是人类历史上应对气候变化的里程碑。此外，2020 年，许多国家承诺通过政策采取更严厉的措施。例如，丹麦将 率先在 2025 年实现碳中和，英国和日本计划到 2050 年实现碳中和，中国宣布其碳排放将在 2030 年前达到峰值，并力争在 2060 年实现碳中和。
加热过程是温室气体排放的主要来源，在英国占
25
%
25
%
25% 25 \%
20
%
20
%
20% 20 \%
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
33
%
33
%
33% 33 \%
SO
2
SO
2
SO_(2) \mathrm{SO}_{2}
27
%
27
%
27% 27 \% 术语表
ACHP
吸附压缩 HP
CFC
氯氟烃
COP
电位系数
DS
双级
DX-SAHP
直接太阳能辅助 HP
EEV
电动膨胀阀
FT
闪蒸罐
GWP
全球变暖潜势
HCFC
氢氯氟烃
HCFO
氢氯氟烯烃
HFO
氢氟烯烃
HP
热泵
HTHP
高温热泵
IHX
中间热交换器
ID-SAHP
间接太阳能辅助热泵
MVR
机械蒸汽再压缩
ORC
有机朗肯循环
SHX
溶液换热器
SS
单级
ACHP adsorption-compression HP
CFC Chlorofluorocarbons
COP Coefficient of Potential
DS Double Stage
DX-SAHP Direct Solar Assisted HP
EEV Electric Expansion Valve
FT Flash Tank
GWP Global Warming Potential
HCFC Hydrochlorofluorocarbons
HCFO Hydrochlorofluorolefins
HFO Hydrofluoroolefins
HP Heat Pump
HTHP High-temperature Heat Pump
IHX Intermediate Heat Exchanger
ID-SAHP Indirect Solar Assisted HP
MVR Mechanical Vapor Recompression
ORC Organic Rankine Cycle
SHX Solution Heat Exchanger
SS Single Stage | ACHP | adsorption-compression HP |
| :--- | :--- |
| CFC | Chlorofluorocarbons |
| COP | Coefficient of Potential |
| DS | Double Stage |
| DX-SAHP | Direct Solar Assisted HP |
| EEV | Electric Expansion Valve |
| FT | Flash Tank |
| GWP | Global Warming Potential |
| HCFC | Hydrochlorofluorocarbons |
| HCFO | Hydrochlorofluorolefins |
| HFO | Hydrofluoroolefins |
| HP | Heat Pump |
| HTHP | High-temperature Heat Pump |
| IHX | Intermediate Heat Exchanger |
| ID-SAHP | Indirect Solar Assisted HP |
| MVR | Mechanical Vapor Recompression |
| ORC | Organic Rankine Cycle |
| SHX | Solution Heat Exchanger |
| SS | Single Stage |
限制其推广[7]。总体而言，由于一次能源消耗和污染物排放严重，化石燃料的燃烧是供热过程的最后手段。为满足供热行业碳中和的需求，推荐使用热泵（HPs），尤其是高温热泵（HTHPs）来替代一次能源消耗的锅炉。热泵的使用不仅能够回收工业过程中的废热，提高能源利用效率，还能减少化石燃料的使用，从而降低
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 关于锅炉替代，必须认识到相应应用场景，以明确高温热泵（HTHP）发展的未来。因此，本研究首先回顾了 HTHP 技术的最新进展，阐述了实验室规模与实际工业应用之间的差距，随后指出了弥合 HTHP 未来发展差距的视角。接着，回顾了输出温度高于
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
1985 年初，Yamazaki 等人[9]报告了使用 R601 单级热泵实现的最高冷凝温度
135
∘
C
135
∘
C
135^(@)C 135{ }^{\circ} \mathrm{C}
热源 散热器 (
∘
C
∘
C
^(@)C { }^{\circ} \mathrm{C}
Year
Reference
Year
Reference
{:[" Year "],[" Reference "]:} \begin{gathered} \text { Year } \\ \text { Reference } \end{gathered}
20
406080100120140160
20
406080100120140160
20quad406080100120140160 20 \quad 406080100120140160
1
R601
150-400
1985 [9]
2
R142b
8-11
2010 年 [10]
4
BY-4
44-141
2014 年 [11]
5
100-500
2014 年 [12]
6
R1336mzz(Z)
T
12
2015 年 [13]
7
HT125
12
2016 [14]
8
R245fa
6-12
2017 年 [15]
9
BY-5
16-19
2017 年 [16]
10
R513A, R134a
-25
-
2019 年 [17]
11
NBY-1
14-17.5
2019 年[18]
12
-
-
-
2020 年 [19]
13
300-380
2013 年 [20]
14
226-230
2019 [21]
15
LG6
10
2015 年 [22]
16
R1336mzz(Z)
12
2016 年 [23]
17
R600
20-40
2017 年 [24]
19
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 35-60
2019 [25]
20
R600
160
2017 年 [26]
21
R124
195-245
2015 年 [29]
22
ÖKO1 250-400
2016 年 [30]
23
R245fa 300-500
2014 年 [31]
24
R
1336
mzz
(
Z
)
R
1233
zd
(
E
)
,
R
1223
yd
(
Z
)
R
1336
mzz
(
Z
)
R
1233
zd
(
E
)
,
R
1223
yd
(
Z
)
{:[R1336mzz(Z)],[R1233zd(E)","],[R1223yd(Z)],[]:} \begin{aligned} & \mathrm{R} 1336 \mathrm{mzz}(\mathrm{Z}) \\ & \mathrm{R} 1233 \mathrm{zd}(\mathrm{E}), \\ & \mathrm{R} 1223 \mathrm{yd}(\mathrm{Z}) \\ & \hline \end{aligned} -
10
2019 年 [32]
25
Ejector
BY-4
-
600
2016 年 [33]
26
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} -
3.5
2018 年 [34]
27
DS with FT
R1234ze(E)
Turbo
20,000
2016 年 [36]
28
700
2014 [37]
29
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} 1147-1618
2016 年 [38]
30
ECO3
50-200
2012 年 [39]
31
R134a
226-230
2010 年 [40]
32
H
2
O
H
2
O
H_(2)O \mathrm{H}_{2} \mathrm{O}
10
−
1
,
000
(possible)
10
−
1
,
000
(possible)
{:[10-1","000],[" (possible) "]:} \begin{aligned} & 10-1,000 \\ & \text { (possible) } \end{aligned} 2017 [41]
33
R245fa
H
2
O
H
2
O
H_(2)O \mathrm{H}_{2} \mathrm{O} -
20-40
2017 年 [42]
34
R290/R600
20-30
2017
,
2019
[
43
,
44
]
2017
,
2019
[
43
,
44
]
{:[2017","2019],[[43","44]]:} \begin{gathered} 2017,2019 \\ {[43,44]} \end{gathered}
35
(-1~)
20
2019 年 [45]
36
BY3ARAR24fa,
BY3BR245f,
BY3BBY6
BY3ARAR24fa,
BY3BR245f,
BY3BBY6
{:[" BY3ARAR24fa, "],[" BY3BR245f, "],[" BY3BBY6 "]:} \begin{aligned} & \text { BY3ARAR24fa, } \\ & \text { BY3BR245f, } \\ & \text { BY3BBY6 } \end{aligned} 16.3-19
2019 [46]
37
R410.AR24fa/HO
470
2020 年 [47]
38
ACHP
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O} 22-79
2016[50]
39
-
10
2013 [51]
40
DX-SAHP
R134a
-
(-5
0)
7
2009 年 [53]
41
ID-SAHP
R600a
-
2.5-4.8
2011 年 [54]
42
R1233zd(E)
1.21-3.29
2018 [55]
Cycles Refrigerant Compressor Heat source Heat sink ( ^(@)C ) Heating capacity (kW) " Year
Reference "
Single-stage 20quad406080100120140160
1 R601 Screw 150-400 1985 [9]
2 R142b Piston 8-11 2010 [10]
4 BY-4 Double Scroll 44-141 2014 [11]
5 Water Centrifugal 100-500 2014 [12]
6 R1336mzz(Z) Piston T 12 2015 [13]
7 HT125 Piston 12 2016 [14]
8 R245fa Scroll 6-12 2017 [15]
9 BY-5 Scroll 16-19 2017 [16]
10 R513A, R134a Scroll -25 - 2019 [17]
11 NBY-1 Scroll 14-17.5 2019 [18]
12 R1234ze(Z), R245fa, R134a, R227ca,R236fa - - - 2020 [19]
13 Single-stage + liquid injection Water Twin screw 300-380 2013 [20]
14 Water Twin screw 226-230 2019 [21]
15 Single-stage with IHX LG6 Piston 10 2015 [22]
16 R1336mzz(Z) Piston 12 2016 [23]
17 R600 Piston 20-40 2017 [24]
19 CO_(2) Piston 35-60 2019 [25]
20 Single-stage with IHX & subcooler R600 Piston 160 2017 [26]
21 Injection with economizer R124 Twin screw 195-245 2015 [29]
22 ÖKO1 Twin scroll 250-400 2016 [30]
23 Single-stage with IHX & economizer R245fa Twin screw 300-500 2014 [31]
24 "R1336mzz(Z)
R1233zd(E),
R1223yd(Z)
" - 10 2019 [32]
25 Ejector BY-4 - 600 2016 [33]
26 Ejector with IHX CO_(2) - 3.5 2018 [34]
27 DS with FT R1234ze(E) Turbo 20,000 2016 [36]
28 Water Centrifugal 700 2014 [37]
29 DS with IMC NH_(3) Twin screw 1147-1618 2016 [38]
30 Parallel compression ECO3 Scroll 50-200 2012 [39]
31 R134a Twin screw 226-230 2010 [40]
32 DS turbo compression H_(2)O Centrifugal "10-1,000
(possible) " 2017 [41]
33 Cascade R245fa H_(2)O - 20-40 2017 [42]
34 R290/R600 Piston 20-30 "2017,2019
[43,44]"
35 Twin screw (-1~) 20 2019 [45]
36 " BY3ARAR24fa,
BY3BR245f,
BY3BBY6 " Piston 16.3-19 2019 [46]
37 R410.AR24fa/HO Twin screw 470 2020 [47]
38 ACHP NH_(3)-H_(2)O Centrifugal 22-79 2016[50]
39 - 10 2013 [51]
40 DX-SAHP R134a - (-5 0) 7 2009 [53]
41 ID-SAHP R600a - 2.5-4.8 2011 [54]
42 R1233zd(E) Rotary 1.21-3.29 2018 [55] | | Cycles | Refrigerant | Compressor | Heat source Heat sink ( ${ }^{\circ} \mathrm{C}$ ) | | | | Heating capacity (kW) | $\begin{gathered} \text { Year } \\ \text { Reference } \end{gathered}$ |
| :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: |
| | Single-stage | | | $20 \quad 406080100120140160$ | | | | | |
| 1 | | R601 | Screw | | | | | 150-400 | 1985 [9] |
| 2 | | R142b | Piston | | | | | 8-11 | 2010 [10] |
| 4 | | BY-4 | Double Scroll | | | | | 44-141 | 2014 [11] |
| 5 | | Water | Centrifugal | | | | | 100-500 | 2014 [12] |
| 6 | | R1336mzz(Z) | Piston | | T | | | 12 | 2015 [13] |
| 7 | | HT125 | Piston | | | | | 12 | 2016 [14] |
| 8 | | R245fa | Scroll | | | | | 6-12 | 2017 [15] |
| 9 | | BY-5 | Scroll | | | | | 16-19 | 2017 [16] |
| 10 | | R513A, R134a | Scroll | | -25 | | | - | 2019 [17] |
| 11 | | NBY-1 | Scroll | | | | | 14-17.5 | 2019 [18] |
| 12 | | R1234ze(Z), R245fa, R134a, R227ca,R236fa | - | - | | | | - | 2020 [19] |
| 13 | Single-stage + liquid injection | Water | Twin screw | | | | | 300-380 | 2013 [20] |
| 14 | | Water | Twin screw | | | | | 226-230 | 2019 [21] |
| 15 | Single-stage with IHX | LG6 | Piston | | | | | 10 | 2015 [22] |
| 16 | | R1336mzz(Z) | Piston | | | | | 12 | 2016 [23] |
| 17 | | R600 | Piston | | | | | 20-40 | 2017 [24] |
| 19 | | $\mathrm{CO}_{2}$ | Piston | | | | | 35-60 | 2019 [25] |
| 20 | Single-stage with IHX & subcooler | R600 | Piston | | | | | 160 | 2017 [26] |
| 21 | Injection with economizer | R124 | Twin screw | | | | | 195-245 | 2015 [29] |
| 22 | | ÖKO1 | Twin scroll | | | | | 250-400 | 2016 [30] |
| 23 | Single-stage with IHX & economizer | R245fa | Twin screw | | | | | 300-500 | 2014 [31] |
| 24 | | $\begin{aligned} & \mathrm{R} 1336 \mathrm{mzz}(\mathrm{Z}) \\ & \mathrm{R} 1233 \mathrm{zd}(\mathrm{E}), \\ & \mathrm{R} 1223 \mathrm{yd}(\mathrm{Z}) \\ & \hline \end{aligned}$ | - | | | | | 10 | 2019 [32] |
| 25 | Ejector | BY-4 | - | | | | | 600 | 2016 [33] |
| 26 | Ejector with IHX | $\mathrm{CO}_{2}$ | - | | | | | 3.5 | 2018 [34] |
| 27 | DS with FT | R1234ze(E) | Turbo | | | | | 20,000 | 2016 [36] |
| 28 | | Water | Centrifugal | | | | | 700 | 2014 [37] |
| 29 | DS with IMC | $\mathrm{NH}_{3}$ | Twin screw | | | | | 1147-1618 | 2016 [38] |
| 30 | Parallel compression | ECO3 | Scroll | | | | | 50-200 | 2012 [39] |
| 31 | | R134a | Twin screw | | | | | 226-230 | 2010 [40] |
| 32 | DS turbo compression | $\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}$ | Centrifugal | | | | | $\begin{aligned} & 10-1,000 \\ & \text { (possible) } \end{aligned}$ | 2017 [41] |
| 33 | Cascade | R245fa $\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}$ | - | | | | | 20-40 | 2017 [42] |
| 34 | | R290/R600 | Piston | | | | | 20-30 | $\begin{gathered} 2017,2019 \\ {[43,44]} \end{gathered}$ |
| 35 | | | Twin screw | (-1~) | | | | 20 | 2019 [45] |
| 36 | | $\begin{aligned} & \text { BY3ARAR24fa, } \\ & \text { BY3BR245f, } \\ & \text { BY3BBY6 } \end{aligned}$ | Piston | | | | | 16.3-19 | 2019 [46] |
| 37 | | R410.AR24fa/HO | Twin screw | | | | | 470 | 2020 [47] |
| 38 | ACHP | $\mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}$ | Centrifugal | | | | | 22-79 | 2016[50] |
| 39 | | | - | | | | | 10 | 2013 [51] |
| 40 | DX-SAHP | R134a | - | (-5 | 0) | | | 7 | 2009 [53] |
| 41 | ID-SAHP | R600a | - | | | | | 2.5-4.8 | 2011 [54] |
| 42 | | R1233zd(E) | Rotary | | | | | 1.21-3.29 | 2018 [55] |
在蒸发温度为
65
∘
C
65
∘
C
65^(@)C 65^{\circ} \mathrm{C}
35
−
45
∘
C
35
−
45
∘
C
35-45^(@)C 35-45{ }^{\circ} \mathrm{C}
60
−
85
∘
C
60
−
85
∘
C
60-85^(@)C 60-85^{\circ} \mathrm{C}
45
∘
C
45
∘
C
45^(@)C 45^{\circ} \mathrm{C}
85
∘
C
85
∘
C
85^(@)C 85^{\circ} \mathrm{C}
10
∘
C
10
∘
C
10^(@)C 10^{\circ} \mathrm{C}
25
∘
C
25
∘
C
25^(@)C 25^{\circ} \mathrm{C}
50
−
70
∘
C
50
−
70
∘
C
50-70^(@)C 50-70^{\circ} \mathrm{C}
80
−
110
∘
C
80
−
110
∘
C
80-110^(@)C 80-110^{\circ} \mathrm{C}
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30{ }^{\circ} \mathrm{C}
(
90
−
110
∘
C
)
90
−
110
∘
C
(90-110^(@)C) \left(90-110^{\circ} \mathrm{C}\right)
100
−
500
kW
100
−
500
kW
100-500kW 100-500 \mathrm{~kW}
25
−
30
∘
C
25
−
30
∘
C
25-30^(@)C 25-30^{\circ} \mathrm{C}
150
∘
C
150
∘
C
150^(@)C 150{ }^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70{ }^{\circ} \mathrm{C}
140
∘
C
140
∘
C
140^(@)C 140^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C}
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120^{\circ} \mathrm{C}
49
∘
C
49
∘
C
49^(@)C 49{ }^{\circ} \mathrm{C}
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C}
85
∘
C
85
∘
C
85^(@)C 85^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C}
0
∘
C
0
∘
C
0^(@)C 0{ }^{\circ} \mathrm{C}
60
∘
C
60
∘
C
60^(@)C 60^{\circ} \mathrm{C} 由于高温条件下的排气温度较高，可采用液体喷射冷却技术确保压缩机的安全运行，尤其适用于绝热系数较高的水制冷剂。典型过程如图 1(b)所示。Chamoun 等人[20]搭建了水高温热泵试验台，展示了系统参数的动态演变过程。为避免压缩机腔室过热，将来自闪蒸罐(FT)的液态水注入双螺杆压缩机的吸气腔室。在热源温度从 85℃变化至
95
∘
C
95
∘
C
95^(@)C 95{ }^{\circ} \mathrm{C}
119
−
121
∘
C
119
−
121
∘
C
119-121^(@)C 119-121^{\circ} \mathrm{C}
87
∘
C
87
∘
C
87^(@)C 87^{\circ} \mathrm{C}
126
∘
C
126
∘
C
126^(@)C 126^{\circ} \mathrm{C} 基本的单级压缩配置在大温差提升时通常效率较低。为了提高效率，应用了循环优化。从图 1©可以看出，配备 IHX 的单级循环提高了冷凝器入口处蒸汽的焓值，从而增加了冷凝器中的热交换速率。Reißner 等人[22]组成了一种新型、安全且环保的工作流体，称为 LG6。使用单级高压和 IHX，在
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
140
∘
C
140
∘
C
140^(@)C 140{ }^{\circ} \mathrm{C}
155
∘
C
155
∘
C
155^(@)C 155^{\circ} \mathrm{C}
2.7
(
Δ
T
=
45
∘
C
)
2.7
Δ
T
=
45
∘
C
2.7(Delta T=45^(@)C) 2.7\left(\Delta T=45^{\circ} \mathrm{C}\right)
110
∘
C
110
∘
C
110^(@)C 110{ }^{\circ} \mathrm{C}
冷凝器出口处的制冷剂被分成两股流，其中一部分被节流至过冷状态，而大部分制冷剂则通过经济器并由过冷流体冷却。He 等人[28]应用带有经济器的蒸汽喷射系统，提供高达
88
∘
C
88
∘
C
88^(@)C 88^{\circ} \mathrm{C}
0.82
−
0.98
MPa
0.82
−
0.98
MPa
0.82-0.98MPa 0.82-0.98 \mathrm{MPa}
80
−
130
∘
C
80
−
130
∘
C
80-130^(@)C 80-130^{\circ} \mathrm{C}
60
∘
C
60
∘
C
60^(@)C 60^{\circ} \mathrm{C} 法国开发了一种带有 IHX 和节能器（如图 2©所示）的蒸汽喷射高温热泵，其供热能力为 300 至 500 kW。采用了 R245fa 制冷剂和双螺杆压缩机。该设计提供了最高散热温度为
102
∘
C
102
∘
C
102^(@)C 102{ }^{\circ} \mathrm{C}
32
∘
C
32
∘
C
32^(@)C 32{ }^{\circ} \mathrm{C}
30
−
80
∘
C
30
−
80
∘
C
30-80^(@)C 30-80^{\circ} \mathrm{C}
150
∘
C
150
∘
C
150^(@)C 150{ }^{\circ} \mathrm{C}
60
∘
C
60
∘
C
60^(@)C 60^{\circ} \mathrm{C}
110
∘
C
110
∘
C
110^(@)C 110^{\circ} \mathrm{C}
15
%
15
%
15% 15 \% 来自冷凝器的
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C}
μ
=
P
outlet
/
P
ejected
μ
=
P
outlet
/
P
ejected
mu=P_("outlet ")//P_("ejected ") \mu=\mathrm{P}_{\text {outlet }} / \mathrm{P}_{\text {ejected }}
T
heat source
=
74
∘
C
T
heat source
=
74
∘
C
T_("heat source ")=74^(@)C \mathrm{T}_{\text {heat source }}=74{ }^{\circ} \mathrm{C}
T
heat
sink
=
130
∘
C
T
heat
sink
=
130
∘
C
T_("heat ")sink=130^(@)C \mathrm{T}_{\text {heat }} \operatorname{sink}=130{ }^{\circ} \mathrm{C}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C}
22
∘
C
22
∘
C
22^(@)C 22{ }^{\circ} \mathrm{C}
10.3
%
10.3
%
10.3% 10.3 \% 调查显示，当时仅有一些实验性原型机。Friotherm 公司[36]推出了使用 R1234ze(E)作为制冷剂的两级高温热泵。该回路配备了一个开式闪蒸经济器，在热源温度为
33.8
∘
C
33.8
∘
C
33.8^(@)C 33.8^{\circ} \mathrm{C}
95
∘
C
95
∘
C
95^(@)C 95^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
87
∘
C
87
∘
C
87^(@)C 87{ }^{\circ} \mathrm{C}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
85
∘
C
85
∘
C
85^(@)C 85{ }^{\circ} \mathrm{C}
25
∘
C
25
∘
C
25^(@)C 25^{\circ} \mathrm{C}
35
∘
C
35
∘
C
35^(@)C 35^{\circ} \mathrm{C} 并行 HP 系统在过去几十年中已发展为一种典型配置，包括单循环中的并行压缩和两个并行循环。单循环中的并行压缩在相同的单级压缩配置下将加热能力翻倍。Bobelin 等人[39]设计了一台使用两台并行涡旋压缩机的 200 kW HTHP。该原型机达到了最高冷凝温度
140
∘
C
140
∘
C
140^(@)C 140^{\circ} \mathrm{C}
50
−
60
∘
C
50
−
60
∘
C
50-60^(@)C 50-60^{\circ} \mathrm{C}
125
∘
C
125
∘
C
125^(@)C 125^{\circ} \mathrm{C}
(
45
/
90
∘
C
)
45
/
90
∘
C
(45//90^(@)C) \left(45 / 90^{\circ} \mathrm{C}\right)
43
∘
C
43
∘
C
43^(@)C 43^{\circ} \mathrm{C}
23
∘
C
23
∘
C
23^(@)C 23^{\circ} \mathrm{C}
63
∘
C
63
∘
C
63^(@)C 63^{\circ} \mathrm{C}
43
∘
C
43
∘
C
43^(@)C 43^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
160
∘
C
160
∘
C
160^(@)C 160^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
160
∘
C
160
∘
C
160^(@)C 160{ }^{\circ} \mathrm{C}
Lee 等人[42]进行了一项由 R245fa 低温循环和蒸汽生成过程组成的高温热泵(HTHP)实验。在
60
∘
C
60
∘
C
60^(@)C 60^{\circ} \mathrm{C}
110
∘
C
110
∘
C
110^(@)C 110^{\circ} \mathrm{C}
104
∘
C
104
∘
C
104^(@)C 104{ }^{\circ} \mathrm{C}
85
∘
C
85
∘
C
85^(@)C 85{ }^{\circ} \mathrm{C}
52
−
63
∘
C
52
−
63
∘
C
52-63^(@)C 52-63^{\circ} \mathrm{C}
125
∘
C
125
∘
C
125^(@)C 125{ }^{\circ} \mathrm{C}
140
∘
C
140
∘
C
140^(@)C 140{ }^{\circ} \mathrm{C}
74
%
74
%
74% 74 \%
83
%
83
%
83% 83 \%
−
1
∘
C
−
1
∘
C
-1^(@)C -1{ }^{\circ} \mathrm{C}
1
∘
C
1
∘
C
1^(@)C 1{ }^{\circ} \mathrm{C}
4
∘
C
4
∘
C
4^(@)C 4^{\circ} \mathrm{C}
113
∘
C
113
∘
C
113^(@)C 113^{\circ} \mathrm{C}
118
∘
C
118
∘
C
118^(@)C 118^{\circ} \mathrm{C}
116
∘
C
116
∘
C
116^(@)C 116^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
110
∘
C
110
∘
C
110^(@)C 110^{\circ} \mathrm{C}
170
∘
C
170
∘
C
170^(@)C 170^{\circ} \mathrm{C}
58
/
52
∘
C
58
/
52
∘
C
58//52^(@)C 58 / 52^{\circ} \mathrm{C}
125
∘
C
125
∘
C
125^(@)C 125{ }^{\circ} \mathrm{C}
100
−
130
∘
C
100
−
130
∘
C
100-130^(@)C 100-130^{\circ} \mathrm{C}
100
−
140
∘
C
100
−
140
∘
C
100-140^(@)C 100-140{ }^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100{ }^{\circ} \mathrm{C}
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120{ }^{\circ} \mathrm{C}
35
∘
C
35
∘
C
35^(@)C 35^{\circ} \mathrm{C}
14
∘
C
14
∘
C
14^(@)C 14^{\circ} \mathrm{C} 2.6. 混合热泵系统 为了实现高温输出，蒸汽压缩热泵必须包含高冷凝温度，因此导致大压缩比和高排气温度。为了降低压缩比，采用了一些有效方法来提高热泵系统的热源质量。例如，太阳能热辅助 系统可以被采用。另一方面，为了降低压缩机的高排气温度，可以将吸收式热泵集成到热泵中，以提供更高温度的输出。吸收式热泵能够在驱动温度高于
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
100
−
150
∘
C
100
−
150
∘
C
100-150^(@)C 100-150{ }^{\circ} \mathrm{C}
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
LiBr
−
H
2
O
LiBr
−
H
2
O
LiBr-H_(2)O \mathrm{LiBr}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}
H
2
O
H
2
O
H_(2)O \mathrm{H}_{2} \mathrm{O}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
50
∘
C
50
∘
C
50^(@)C 50^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
0.42
kg
/
kg
0.42
kg
/
kg
0.42kg//kg 0.42 \mathrm{~kg} / \mathrm{kg}
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}
−
10
∘
C
−
10
∘
C
-10^(@)C -10{ }^{\circ} \mathrm{C}
−
10
∘
C
−
10
∘
C
-10^(@)C -10^{\circ} \mathrm{C}
115
∘
C
115
∘
C
115^(@)C 115{ }^{\circ} \mathrm{C}
15
∘
C
15
∘
C
15^(@)C 15{ }^{\circ} \mathrm{C}
96.4
%
96.4
%
96.4% 96.4 \% 太阳能辅助热泵主要有两种类型，即直接式太阳能辅助热泵（DX-SAHP）和间接式太阳能辅助热泵（ID-SAHP）。前者将太阳能集热器作为充有制冷剂的蒸发器使用，而后者则利用太阳能集热器内的介质（如水或空气）作为热泵的热源。如参考文献[52]所示，DX-SAHP 已在理论和实验上得到了全面研究。大多数研究针对的是用于家庭供暖、热水温度较低（低于
50
∘
C
50
∘
C
50^(@)C 50{ }^{\circ} \mathrm{C}
60
−
90
∘
C
60
−
90
∘
C
60-90^(@)C 60-90^{\circ} \mathrm{C}
20
∘
C
20
∘
C
20^(@)C 20^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
64
∘
C
64
∘
C
64^(@)C 64^{\circ} \mathrm{C}
102
∘
C
102
∘
C
102^(@)C 102^{\circ} \mathrm{C}
65
∘
C
65
∘
C
65^(@)C 65^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C} 广泛用作工作流体。与此同时，由于对毒性、易燃性、经济性和操作难度的担忧，大多数已被逐步淘汰，但仍有相当数量的制冷剂在不同条件下适用[57]。在制冷剂替代过程中，大约经历了 4 个显著的发展阶段[58]。第一代是 1830-1930 年代，使用的主要是溶剂或挥发性流体，如
CO
2
,
NH
3
,
SO
2
,
HCOOCH
3
CO
2
,
NH
3
,
SO
2
,
HCOOCH
3
CO_(2),NH_(3),SO_(2),HCOOCH_(3) \mathrm{CO}_{2}, \mathrm{NH}_{3}, \mathrm{SO}_{2}, \mathrm{HCOOCH}_{3}
HCs
,
CCl
4
HCs
,
CCl
4
HCs,CCl_(4) \mathrm{HCs}, \mathrm{CCl}_{4}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
3.1. HFCs 卤代烃化学材料中的氯原子在臭氧层消耗中充当催化剂，一个氯原子可以消耗 10 万个臭氧分子 臭氧分子。CFCs 中的氯含量高于 HCFCs。因此，自 1996 年起，发达国家已逐步淘汰 CFCs，而发展中国家在 2010 年全面禁止了 CFCs 的使用。为了替代 CFCs，合成了 ODP 值低得多的 HCFCs，但由于其非零的 ODP 和相对较高的 GWP，发达国家自 2020 年起、发展中国家自 2030 年起也开始逐步淘汰 HCFCs。HFCs 作为 CFCs 和 HCFCs 的替代品，提供了零 ODP 的优势。然而，HFCs 仍具有较高的 GWP 和在大气中的长寿命。此外，安全性也是一个额外的问题。随着《京都议定书》的限制，HFCs 在可预见的未来也将被淘汰。
迄今为止，由于购置成本低、化学稳定性好以及优异的热力学特性，HFCs 仍主导着制冷和热泵的主要市场。例如，R134a 在中温热泵和冷水机组中得到了广泛应用。在中国，R134a 的消耗量从 2007 年的
2.5
∗
10
4
2.5
∗
10
4
2.5**10^(4) 2.5 * 10^{4}
7.5
∗
10
4
7.5
∗
10
4
7.5^(**)10^(4) 7.5^{*} 10^{4}
3.2.
HFOs
,
HCFO
HFOs
,
HCFO
HFOs,HCFO \mathrm{HFOs}, \mathrm{HCFO} HFOs 因其可忽略的全球变暖潜能值（GWP）及与 HFCs 相似的热力学性质，被推荐作为热泵中 HFCs 的替代品。部分 HFOs 可作为现有 HFCs 的直接替代品，无需对制冷系统进行任何修改[31]。除 R1336mzz 外，表 2 中列出的其他 HFOs 具有较低的易燃性，被归类为 A2 和 A2L 级别，这也限制了其在大容量高温热泵中的应用。R1336mzz 和 HCFOs 在安全性方面表现出色。
高温高压应用下制冷剂的比较特性（ODP：基于 R11
=
1.0
=
1.0
=1.0 =1.0
100
−
100
−
100- 100-
CO
2
=
1.0
CO
2
=
1.0
CO_(2)=1.0 \mathrm{CO}_{2}=1.0
类型 制冷剂 化学式 描述 Tc/
∘
C
∘
C
^(@)C { }^{\circ} \mathrm{C} pc/bar ODP
GWP（100 年） SG
NBP
/
∘
C
/
∘
C
//^(@)C /{ }^{\circ} \mathrm{C}
CFC
R114
CClF
2
CClF
2
CClF
2
CClF
2
CClF_(2)CClF_(2) \mathrm{CClF}_{2} \mathrm{CClF}_{2} 1,2-三氯-1,1,2,2-四氟乙烷 145.7
32.6
0.58
8590
A1
3.8
R113
CCl
2
FCClF
2
CCl
2
FCClF
2
CCl_(2)FCClF_(2) \mathrm{CCl}_{2} \mathrm{FCClF}_{2} 1,1,2-三氯-1,2,2-三氟乙烷 214
33.9
0.85
5820
A1
47.6
HCFC
R124
C
2
HClF
4
C
2
HClF
4
C_(2)HClF_(4) \mathrm{C}_{2} \mathrm{HClF}_{4} 1-氯-1,2,2,2-四氟乙烷 126.7
37.2
0.03
527
A1
-12
R142b
CH
3
CCl
2
F
CH
3
CCl
2
F
CH_(3)CCl_(2)F \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CCl}_{2} \mathrm{~F} 1,1-二氯-1-氟乙烷 137.1
40.6
0.065
782
A2
-10
R21
CHCl
2
F
CHCl
2
F
CHCl_(2)F \mathrm{CHCl}_{2} \mathrm{~F} 二氯氟甲烷 178.5
51.7
0.04
148
B1
8.9
R123
C
2
HCl
2
F
3
C
2
HCl
2
F
3
C_(2)HCl_(2)F_(3) \mathrm{C}_{2} \mathrm{HCl}_{2} \mathrm{~F}_{3} 2,2-二氯-1,1,1-三氟乙烷 183.7
36.6
0.03
79
B1
27.8
HFC
R134a
CH
2
FCF
3
CH
2
FCF
3
CH_(2)FCF_(3) \mathrm{CH}_{2} \mathrm{FCF}_{3} 1,1,1,2-四氟乙烷 101.1
40.6
0
1300
A1
-26
R161
CH
3
CH
2
F
CH
3
CH
2
F
CH_(3)CH_(2)F \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{~F} 氟乙烷 102.2
50.9
0
12
A3
-37.5
R152a
CH
3
CHF
2
CH
3
CHF
2
CH_(3)CHF_(2) \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CHF}_{2} 1,1-二氟乙烷 113.3
45.2
0
138
A2
-24
R236fa
CF
3
CH
2
CF
3
CF
3
CH
2
CF
3
CF_(3)CH_(2)CF_(3) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CF}_{3} 1,1,1,3,3,3-六氟丙烷 124.9
32
0
8060
A1
-1.4
R245fa
CHF
2
CH
2
CF
3
CHF
2
CH
2
CF
3
CHF_(2)CH_(2)CF_(3) \mathrm{CHF}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CF}_{3} 1,1,2,2,3-五氟丙烷 154.0
36.5
0
858
B1
14.9
R245ca
CHF
2
CH
2
CH
2
F
CHF
2
CH
2
CH
2
F
CHF_(2)CH_(2)CH_(2)F \mathrm{CHF}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{~F} 1,1,2,2,3-五氟丙烷 174.4
39.3
0
716
n.a
25.1
R365mfc
CF
3
CH
2
CF
2
CH
3
CF
3
CH
2
CF
2
CH
3
CF_(3)CH_(2)CF_(2)CH_(3) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CF}_{2} \mathrm{CH}_{3} 1,1,1,3,3-五氟丁烷 186.9
32.7
0
804
A2
40.2
HFO
R1234yf
CF
3
CF
=
CH
2
CF
3
CF
=
CH
2
CF_(3)CF=CH_(2) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CF}=\mathrm{CH}_{2} 2,3,3,3-四氟-1-丙烯 94.7
33.8
0
<1
A2L
-29
R1234ze(E)
CF
3
CH
=
CHF
(
E
)
CF
3
CH
=
CHF
(
E
)
CF_(3)CH=CHF(E) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHF}(\mathrm{E}) 反式-1,3,3,3-四氟丙烯 109.4
36.4
0
<1
A2L
-19
R1336mzz(E)
CF
3
CH
=
CHCF
3
(
E
)
CF
3
CH
=
CHCF
3
(
E
)
CF_(3)CH=CHCF_(3)(E) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHCF}_{3}(\mathrm{E}) trans-1,1,1,4,4,4-六氟-2-丁烯 137.7
31.5
0
18
A1
7.5
R1234ze(Z)
CF
3
CH
=
CHF
(
Z
)
CF
3
CH
=
CHF
(
Z
)
CF_(3)CH=CHF(Z) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHF}(\mathrm{Z}) cis-1,3,3,3-四氟-1-丙烯 150.1
35.3
0
<1
A2L
9.8
R1336mzz(Z)
CF
3
CH
=
CHCF
3
(
Z
)
CF
3
CH
=
CHCF
3
(
Z
)
CF_(3)CH=CHCF_(3)(Z) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHCF}_{3}(\mathrm{Z}) 1,1,1,4,4,4-六氟-2-丁烯 171.3
29
0
2
A1
33.4
HCFO
R1224yd(Z)
CF
3
CF
=
CHCl
(
Z
)
CF
3
CF
=
CHCl
(
Z
)
CF_(3)CF=CHCl(Z) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CF}=\mathrm{CHCl}(\mathrm{Z}) 1-氯-2,3,3,3-四氟丙烯 155.5
33.3
0.00012
<1
A1
14
R1233zd(E)
CF
3
CH
=
CHCl
(
E
)
CF
3
CH
=
CHCl
(
E
)
CF_(3)CH=CHCl(E) \mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHCl}(\mathrm{E}) 1-氯-3,3,3-三氟丙烯 166.5
36.2
0.00034
1
A1
18
HC
R290
CH
3
CH
2
CH
3
CH
3
CH
2
CH
3
CH_(3)CH_(2)CH_(3) \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3} 丙烷 96.7
42.5
0
3
A3
-42
R600a
CH
(
CH
3
)
2
CH
3
CH
CH
3
2
CH
3
CH(CH_(3))_(2)CH_(3) \mathrm{CH}\left(\mathrm{CH}_{3}\right)_{2} \mathrm{CH}_{3} 异丁烷 134.7
36.6
0
3
A3
-11
R600
CH
3
CH
2
CH
2
CH
3
CH
3
CH
2
CH
2
CH
3
CH_(3)CH_(2)CH_(2)CH_(3) \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3} 丁烷 152.0
38
0
4
A3
-0.5
R601a
CH
3
CH
2
CH
2
CH
2
CH
3
CH
3
CH
2
CH
2
CH
2
CH
3
CH_(3)CH_(2)CH_(2)CH_(2)CH_(3) \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3} Isopentane
187.8
33.8
0
4
A3
27.7
R601
CH
3
CH
2
CH
2
CH
2
CH
3
CH
3
CH
2
CH
2
CH
2
CH
3
CH_(3)CH_(2)CH_(2)CH_(2)CH_(3) \mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3} 戊烷 196.6
33.7
0
5
A3
36.1
Natural
R717
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} 氨 132.3
113.3
0
0
B2L
-33
R718
H
2
O
H
2
O
H_(2)O \mathrm{H}_{2} \mathrm{O} 水 373.9
220.6
0
0
A1
100
R744
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 二氧化碳 31.0
73.8
0
1
A1
-78.5
合成 NBY-1
未披露 154.5
35.8
0
523
A1
13.5
BY4
未披露 150
44.4
0
755
A1
11.9
BY-5
未披露 155
43.7
0
800
A1
15.6
ECO3
未披露 980
B1
Type Refrigerant Chemical formula Description Tc/ ^(@)C pc/bar ODP GWP (100yr) SG NBP //^(@)C
CFC R114 CClF_(2)CClF_(2) 1,2-Trichloro-1,1,2,2-tetrafluoroethane 145.7 32.6 0.58 8590 A1 3.8
R113 CCl_(2)FCClF_(2) 1,1,2-Trichloro-1,2,2-trifluoroethane 214 33.9 0.85 5820 A1 47.6
HCFC R124 C_(2)HClF_(4) 1-Chloro-1,2,2,2-tetrafluoroethane 126.7 37.2 0.03 527 A1 -12
R142b CH_(3)CCl_(2)F 1,1-Dichloro-1-fluoroethane 137.1 40.6 0.065 782 A2 -10
R21 CHCl_(2)F Dichlorofluoromethane 178.5 51.7 0.04 148 B1 8.9
R123 C_(2)HCl_(2)F_(3) 2,2-Dichloro-1,1,1-trifluoroethane 183.7 36.6 0.03 79 B1 27.8
HFC R134a CH_(2)FCF_(3) 1,1,1,2-Tetrafluoroethane 101.1 40.6 0 1300 A1 -26
R161 CH_(3)CH_(2)F Fluoroethane 102.2 50.9 0 12 A3 -37.5
R152a CH_(3)CHF_(2) 1,1-Difluoroethane 113.3 45.2 0 138 A2 -24
R236fa CF_(3)CH_(2)CF_(3) 1,1,1,3,3,3-Hexafluoropropane 124.9 32 0 8060 A1 -1.4
R245fa CHF_(2)CH_(2)CF_(3) 1,1,2,2,3-Pentafluoropropane 154.0 36.5 0 858 B1 14.9
R245ca CHF_(2)CH_(2)CH_(2)F 1,1,2,2,3-Pentafluoropropane 174.4 39.3 0 716 n.a 25.1
R365mfc CF_(3)CH_(2)CF_(2)CH_(3) 1,1,1,3,3-Pentafluorobutane 186.9 32.7 0 804 A2 40.2
HFO R1234yf CF_(3)CF=CH_(2) 2,3,3,3-Tetrafluoro-1-propene 94.7 33.8 0 <1 A2L -29
R1234ze(E) CF_(3)CH=CHF(E) trans-1,3,3,3-Tetrafluoro-1-propene 109.4 36.4 0 <1 A2L -19
R1336mzz(E) CF_(3)CH=CHCF_(3)(E) trans-1,1,1,4,4,4-Hexafluoro-2-butene 137.7 31.5 0 18 A1 7.5
R1234ze(Z) CF_(3)CH=CHF(Z) cis-1,3,3,3-Tetrafluoro-1-propene 150.1 35.3 0 <1 A2L 9.8
R1336mzz(Z) CF_(3)CH=CHCF_(3)(Z) 1,1,1,4,4,4-Hexafluoro-2-butene 171.3 29 0 2 A1 33.4
HCFO R1224yd(Z) CF_(3)CF=CHCl(Z) 1-chloro-2,3,3,3-Tetrafluoro-propene 155.5 33.3 0.00012 <1 A1 14
R1233zd(E) CF_(3)CH=CHCl(E) 1-chloro-3,3,3-Trifluoro-propene 166.5 36.2 0.00034 1 A1 18
HC R290 CH_(3)CH_(2)CH_(3) Propane 96.7 42.5 0 3 A3 -42
R600a CH(CH_(3))_(2)CH_(3) Isobutane 134.7 36.6 0 3 A3 -11
R600 CH_(3)CH_(2)CH_(2)CH_(3) Butane 152.0 38 0 4 A3 -0.5
R601a CH_(3)CH_(2)CH_(2)CH_(2)CH_(3) Isopentane 187.8 33.8 0 4 A3 27.7
R601 CH_(3)CH_(2)CH_(2)CH_(2)CH_(3) Pentane 196.6 33.7 0 5 A3 36.1
Natural R717 NH_(3) Ammonia 132.3 113.3 0 0 B2L -33
R718 H_(2)O Water 373.9 220.6 0 0 A1 100
R744 CO_(2) Carbon dioxide 31.0 73.8 0 1 A1 -78.5
Synthesized NBY-1 Undisclosed 154.5 35.8 0 523 A1 13.5
BY4 Undisclosed 150 44.4 0 755 A1 11.9
BY-5 Undisclosed 155 43.7 0 800 A1 15.6
ECO3 Undisclosed 980 B1 | Type | Refrigerant | Chemical formula | Description | Tc/ ${ }^{\circ} \mathrm{C}$ | pc/bar | ODP | GWP (100yr) | SG | NBP $/{ }^{\circ} \mathrm{C}$ |
| :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: |
| CFC | R114 | $\mathrm{CClF}_{2} \mathrm{CClF}_{2}$ | 1,2-Trichloro-1,1,2,2-tetrafluoroethane | 145.7 | 32.6 | 0.58 | 8590 | A1 | 3.8 |
| | R113 | $\mathrm{CCl}_{2} \mathrm{FCClF}_{2}$ | 1,1,2-Trichloro-1,2,2-trifluoroethane | 214 | 33.9 | 0.85 | 5820 | A1 | 47.6 |
| HCFC | R124 | $\mathrm{C}_{2} \mathrm{HClF}_{4}$ | 1-Chloro-1,2,2,2-tetrafluoroethane | 126.7 | 37.2 | 0.03 | 527 | A1 | -12 |
| | R142b | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CCl}_{2} \mathrm{~F}$ | 1,1-Dichloro-1-fluoroethane | 137.1 | 40.6 | 0.065 | 782 | A2 | -10 |
| | R21 | $\mathrm{CHCl}_{2} \mathrm{~F}$ | Dichlorofluoromethane | 178.5 | 51.7 | 0.04 | 148 | B1 | 8.9 |
| | R123 | $\mathrm{C}_{2} \mathrm{HCl}_{2} \mathrm{~F}_{3}$ | 2,2-Dichloro-1,1,1-trifluoroethane | 183.7 | 36.6 | 0.03 | 79 | B1 | 27.8 |
| HFC | R134a | $\mathrm{CH}_{2} \mathrm{FCF}_{3}$ | 1,1,1,2-Tetrafluoroethane | 101.1 | 40.6 | 0 | 1300 | A1 | -26 |
| | R161 | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{~F}$ | Fluoroethane | 102.2 | 50.9 | 0 | 12 | A3 | -37.5 |
| | R152a | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CHF}_{2}$ | 1,1-Difluoroethane | 113.3 | 45.2 | 0 | 138 | A2 | -24 |
| | R236fa | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CF}_{3}$ | 1,1,1,3,3,3-Hexafluoropropane | 124.9 | 32 | 0 | 8060 | A1 | -1.4 |
| | R245fa | $\mathrm{CHF}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CF}_{3}$ | 1,1,2,2,3-Pentafluoropropane | 154.0 | 36.5 | 0 | 858 | B1 | 14.9 |
| | R245ca | $\mathrm{CHF}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{~F}$ | 1,1,2,2,3-Pentafluoropropane | 174.4 | 39.3 | 0 | 716 | n.a | 25.1 |
| | R365mfc | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CF}_{2} \mathrm{CH}_{3}$ | 1,1,1,3,3-Pentafluorobutane | 186.9 | 32.7 | 0 | 804 | A2 | 40.2 |
| HFO | R1234yf | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CF}=\mathrm{CH}_{2}$ | 2,3,3,3-Tetrafluoro-1-propene | 94.7 | 33.8 | 0 | <1 | A2L | -29 |
| | R1234ze(E) | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHF}(\mathrm{E})$ | trans-1,3,3,3-Tetrafluoro-1-propene | 109.4 | 36.4 | 0 | <1 | A2L | -19 |
| | R1336mzz(E) | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHCF}_{3}(\mathrm{E})$ | trans-1,1,1,4,4,4-Hexafluoro-2-butene | 137.7 | 31.5 | 0 | 18 | A1 | 7.5 |
| | R1234ze(Z) | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHF}(\mathrm{Z})$ | cis-1,3,3,3-Tetrafluoro-1-propene | 150.1 | 35.3 | 0 | <1 | A2L | 9.8 |
| | R1336mzz(Z) | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHCF}_{3}(\mathrm{Z})$ | 1,1,1,4,4,4-Hexafluoro-2-butene | 171.3 | 29 | 0 | 2 | A1 | 33.4 |
| HCFO | R1224yd(Z) | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CF}=\mathrm{CHCl}(\mathrm{Z})$ | 1-chloro-2,3,3,3-Tetrafluoro-propene | 155.5 | 33.3 | 0.00012 | <1 | A1 | 14 |
| | R1233zd(E) | $\mathrm{CF}_{3} \mathrm{CH}=\mathrm{CHCl}(\mathrm{E})$ | 1-chloro-3,3,3-Trifluoro-propene | 166.5 | 36.2 | 0.00034 | 1 | A1 | 18 |
| HC | R290 | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3}$ | Propane | 96.7 | 42.5 | 0 | 3 | A3 | -42 |
| | R600a | $\mathrm{CH}\left(\mathrm{CH}_{3}\right)_{2} \mathrm{CH}_{3}$ | Isobutane | 134.7 | 36.6 | 0 | 3 | A3 | -11 |
| | R600 | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3}$ | Butane | 152.0 | 38 | 0 | 4 | A3 | -0.5 |
| | R601a | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3}$ | Isopentane | 187.8 | 33.8 | 0 | 4 | A3 | 27.7 |
| | R601 | $\mathrm{CH}_{3} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{2} \mathrm{CH}_{3}$ | Pentane | 196.6 | 33.7 | 0 | 5 | A3 | 36.1 |
| Natural | R717 | $\mathrm{NH}_{3}$ | Ammonia | 132.3 | 113.3 | 0 | 0 | B2L | -33 |
| | R718 | $\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}$ | Water | 373.9 | 220.6 | 0 | 0 | A1 | 100 |
| | R744 | $\mathrm{CO}_{2}$ | Carbon dioxide | 31.0 | 73.8 | 0 | 1 | A1 | -78.5 |
| Synthesized | NBY-1 | | Undisclosed | 154.5 | 35.8 | 0 | 523 | A1 | 13.5 |
| | BY4 | | Undisclosed | 150 | 44.4 | 0 | 755 | A1 | 11.9 |
| | BY-5 | | Undisclosed | 155 | 43.7 | 0 | 800 | A1 | 15.6 |
| | ECO3 | | Undisclosed | | | | 980 | B1 | |
特性，例如在高温下相对较低的压力，这可以在相同的系统压力下产生更高的输出温度。请注意，HCFOs 的臭氧消耗潜能值（ODP）并非为零。然而，其在大气中的生命周期较短。例如，
R
1233
z
d
(
E
)
R
1233
z
d
(
E
)
R1233 zd(E) \mathrm{R} 1233 z d(\mathrm{E}) 自 2010 年以来，关于 HFOs 和 HCFOs 在热泵中替代 HFCs，尤其是高温应用中替代 R245fa，已有大量理论与实验研究[65-67]。例如，Alhamid 等人[65]在带 FT 的两级压缩系统中比较了 R1224yd(Z)、R1233zd(E)与 R245fa 的热力学及环境性能。在蒸发温度为
50
∘
C
50
∘
C
50^(@)C 50{ }^{\circ} \mathrm{C}
110
∘
C
110
∘
C
110^(@)C 110{ }^{\circ} \mathrm{C}
60
∘
C
60
∘
C
60^(@)C 60^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C}
50
∘
C
50
∘
C
50^(@)C 50^{\circ} \mathrm{C}
95
∘
C
95
∘
C
95^(@)C 95^{\circ} \mathrm{C}
12
%
12
%
12% 12 \%
R718：水具有无毒性、不可燃性和良好的稳定性。此外，水源广泛且成本低廉。就热力学特性而言，水具有高临界温度（
374.15
∘
C
374.15
∘
C
374.15^(@)C 374.15^{\circ} \mathrm{C}
150
∘
C
150
∘
C
150^(@)C 150{ }^{\circ} \mathrm{C}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
50
∘
C
50
∘
C
50^(@)C 50^{\circ} \mathrm{C}
150
∘
C
150
∘
C
150^(@)C 150^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C} R717：氨是一种应用广泛的制冷剂，具有优异的热力学和传输特性，已在供暖和冷却系统中得到广泛应用[72]。在美国，氨用于超过
95
%
95
%
95% 95 \%
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} R744：天然制冷剂
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
3
−
10
3
−
10
3-10 3-10
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
3.4. HCs
HCs（碳氢化合物）也是高温热泵（HTHP）应用中制冷剂的重要组成部分。针对 R600 [23,25,43]和 R601 [8]的研究已在单级高温热泵中展开。此外，HCs 作为级联高温热泵的制冷剂也得到了广泛应用[41,
43
,
44
,
80
,
81
43
,
44
,
80
,
81
43,44,80,81 43,44,80,81
13.5
%
13.5
%
13.5% 13.5 \%
Li 等[86]测试了 R22/R141b 共沸制冷剂，其最大压力低于 2.5 MPa。对于
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
37
%
37
%
37% 37 \%
大量研究已证实相变区域内焓与温度之间存在非线性关系。然而，理论上会存在一个狭窄的传热点（最小或最大温差），且难以实现完美的温度匹配。此外，非共沸制冷剂的性能易受组分或泄漏的影响。值得注意的是，对于近共沸制冷剂，其气相与液相的组分几乎相同。Yu 等人[10]测试了一种名为 BY-4 的近共沸制冷剂，其最大压力为 1.73 MPa，输出温度可达
110
∘
C
110
∘
C
110^(@)C 110^{\circ} \mathrm{C}
50
∘
C
50
∘
C
50^(@)C 50^{\circ} \mathrm{C}
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
工业过程中蕴含着大量的废热资源，而中国仅回收了其中的
30
%
30
%
30% 30 \%
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C} 神户制钢（Kobe Steel）[99]开发了一系列采用双级螺杆压缩机和 R245fa 作为工质的高温热泵（HTHP）。该装置在冷凝温度约为
120
−
160
∘
C
120
−
160
∘
C
120-160^(@)C 120-160{ }^{\circ} \mathrm{C}
380
−
660
kW
380
−
660
kW
380-660kW 380-660 \mathrm{~kW} Friotherm 公司（瑞典）生产了一款采用双级离心式压缩机并使用卤代烃或碳氢化合物作为制冷剂的高温高压机组。该机组名为 Unitop-50FY，额定制热能力为 30 MW [100]。这些机组服务于芬兰最大的能源公司，用于区域供热和供冷[101]，其中一台如图 7 所示。机组从处理过的污水中回收废热，温度从 20℃升至
4
∘
C
4
∘
C
4^(@)C 4{ }^{\circ} \mathrm{C}
88
∘
C
88
∘
C
88^(@)C 88{ }^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C} 表 3 HTHP 在工业中的应用概述（阴影表格：模拟研究）。
行业 使用 配置 热源（进/出）
(
∘
C
)
∘
C
(^(@)C) \left({ }^{\circ} \mathrm{C}\right) 散热器（进/出）
(
∘
C
)
∘
C
(^(@)C) \left({ }^{\circ} \mathrm{C}\right) 加热容量 *number (kW) 制冷剂 Compressor
COP
Reference
年份
Vapor
DS
-
120
−
160
(steam)
120
−
160
(steam)
{:[120-160],[" (steam) "]:} \begin{aligned} & 120-160 \\ & \text { (steam) } \end{aligned} 380-660*1
R245fa
Screw
2.5-3.2
神户制钢所 2011[99]
区域供热 加热 DS
40/2
45/88
18,113*5
CFCs
/
HCs
CFCs
/
HCs
CFCs//HCs \mathrm{CFCs} / \mathrm{HCs} 离心 3-3.3
芬兰 2006 [101]
15/7
65/90
15,500
-
2.7
意大利 2008 [102]
油田 原油加热 SS
55-65
85-95
675-893*2
R245fa 双螺杆 3.5-4.4
He 等人 2015 年 [103]
食物 酿酒 级联
5
−
35
(ambient)
5
−
35
(ambient)
{:[5-35],[" (ambient) "]:} \begin{gathered} 5-35 \\ \text { (ambient) } \end{gathered} 120（steam） 150*1
R410A/R245fa 双螺杆
1.95
(
Th
=
14
∘
C
)
1.95
Th
=
14
∘
C
{:[1.95],[(Th=14^(@)C)]:} \begin{gathered} 1.95 \\ \left(\mathrm{Th}=14^{\circ} \mathrm{C}\right) \end{gathered} Yan 等人。 2020 年 [47]
面条干燥 ACHP
99
144.5
(steam)
144.5
(steam)
{:[144.5],[" (steam) "]:} \begin{gathered} 144.5 \\ \text { (steam) } \end{gathered} 432*1
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O} -
5.3
Liu 等 2019 [104]
家禽处理、加热、消毒 级联 20-30
62-90
270*5
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} 活塞 4.18
Jiang 等人。 2019 [105]
SS
83
125
750*1
水 双螺杆
染色 染色液 SS
74/64
94.4/97.3
108*1
R245fa 双螺杆 2.4
Wuet al. 2016 [106]
干燥 干燥 DS+IHX 55/50
70/130
62
∗
1
62
∗
1
62^(**)1 62{ }^{*} 1 R134a Turbo 3
Umezawa 等人 2011 年[107]
木材干燥 SS+DS 43-60
60-95
143*1
R245fa -
1.42
张等人。 2013 年 [108]
粉末制造 SS + 过冷器，过热器 65/40
75/130
2,250*1
非共沸制冷剂 活塞 2.66-3 08
Zühlsdorf 等人 2017 年 [109]
喷雾干燥 ACHP
75/55
85/111（空气） 206*1
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O} -
3.5-4.0
Jensen 等人。 2015 年 [110]
医学 制药 SS + IHX 36.5/31
60/90
1
,
500
−
3
,
900
1
,
500
−
3
,
900
{:[1","500-],[3","900],[]:} \begin{aligned} & 1,500- \\ & 3,900 \\ & \hline \end{aligned}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} -
3.0-3.9
Urbanucci 等 2019 [111]
化学工业 -
SS+MVR 58
118（steam） 348*1
R245fa -
3.05
Lee 等人 2017 年 [112]
Industry Use Configuration Heat source (in/out) (^(@)C) Heat sink (in/out) (^(@)C) Heating capcity *number (kW) Refrigerant Compressor COP Reference Year
Vapor DS - "120-160
(steam) " 380-660*1 R245fa Screw 2.5-3.2 Kobe Steel 2011[99]
District heating Heating DS 40/2 45/88 18,113*5 CFCs//HCs Centrifugal 3-3.3 Finland 2006 [101]
15/7 65/90 15,500 - 2.7 Italy 2008 [102]
Oil field Crude oil heating SS 55-65 85-95 675-893*2 R245fa Twin-screw 3.5-4.4 He et al. 2015 [103]
Food Winemaking Cascade "5-35
(ambient) " 120 (steam) 150*1 R410A/R245fa Twin-screw "1.95
(Th=14^(@)C)" Yan et al. 2020 [47]
Noddle drying ACHP 99 "144.5
(steam) " 432*1 NH_(3)-H_(2)O - 5.3 Liuet al. 2019 [104]
Poultry handling, heating, disinfect Cascade 20-30 62-90 270*5 NH_(3) Piston 4.18 Jiang et al. 2019 [105]
SS 83 125 750*1 Water Twin-screw
Dyeing Dyeing liquid SS 74/64 94.4/97.3 108*1 R245fa Twin-screw 2.4 Wuet al. 2016 [106]
Drying Drying DS+IHX 55/50 70/130 62^(**)1 R134a Turbo 3 Umezawa et al. 2011 [107]
Wood drying SS+DS 43-60 60-95 143*1 R245fa - 1.42 Zhang et al. 2013 [108]
Powder making SS + subcooler, superheater 65/40 75/130 2,250*1 Zeotropic refrigerant Piston 2.66-3 08 Zühlsdorf et al. 2017 [109]
Spray-drying ACHP 75/55 85/111(air) 206*1 NH_(3)-H_(2)O - 3.5-4.0 Jensen et al. 2015 [110]
Medicine Pharmaceutical SS + IHX 36.5/31 60/90 "1,500-
3,900
" NH_(3) - 3.0-3.9 Urbanucci et al. 2019 [111]
Chemical industry - SS+MVR 58 118(steam) 348*1 R245fa - 3.05 Lee et al. 2017 [112] | Industry | Use | Configuration | Heat source (in/out) $\left({ }^{\circ} \mathrm{C}\right)$ | Heat sink (in/out) $\left({ }^{\circ} \mathrm{C}\right)$ | Heating capcity *number (kW) | Refrigerant | Compressor | COP | Reference | Year |
| :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: | :---: |
| | Vapor | DS | - | $\begin{aligned} & 120-160 \\ & \text { (steam) } \end{aligned}$ | 380-660*1 | R245fa | Screw | 2.5-3.2 | Kobe Steel | 2011[99] |
| District heating | Heating | DS | 40/2 | 45/88 | 18,113*5 | $\mathrm{CFCs} / \mathrm{HCs}$ | Centrifugal | 3-3.3 | Finland | 2006 [101] |
| | | | 15/7 | 65/90 | 15,500 | - | | 2.7 | Italy | 2008 [102] |
| Oil field | Crude oil heating | SS | 55-65 | 85-95 | 675-893*2 | R245fa | Twin-screw | 3.5-4.4 | He et al. | 2015 [103] |
| Food | Winemaking | Cascade | $\begin{gathered} 5-35 \\ \text { (ambient) } \end{gathered}$ | 120 (steam) | 150*1 | R410A/R245fa | Twin-screw | $\begin{gathered} 1.95 \\ \left(\mathrm{Th}=14^{\circ} \mathrm{C}\right) \end{gathered}$ | Yan et al. | 2020 [47] |
| | Noddle drying | ACHP | 99 | $\begin{gathered} 144.5 \\ \text { (steam) } \end{gathered}$ | 432*1 | $\mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}$ | - | 5.3 | Liuet al. | 2019 [104] |
| | Poultry handling, heating, disinfect | Cascade | 20-30 | 62-90 | 270*5 | $\mathrm{NH}_{3}$ | Piston | 4.18 | Jiang et al. | 2019 [105] |
| | | SS | 83 | 125 | 750*1 | Water | Twin-screw | | | |
| Dyeing | Dyeing liquid | SS | 74/64 | 94.4/97.3 | 108*1 | R245fa | Twin-screw | 2.4 | Wuet al. | 2016 [106] |
| Drying | Drying | DS+IHX | 55/50 | 70/130 | $62{ }^{*} 1$ | R134a | Turbo | 3 | Umezawa et al. | 2011 [107] |
| | Wood drying | SS+DS | 43-60 | 60-95 | 143*1 | R245fa | - | 1.42 | Zhang et al. | 2013 [108] |
| | Powder making | SS + subcooler, superheater | 65/40 | 75/130 | 2,250*1 | Zeotropic refrigerant | Piston | 2.66-3 08 | Zühlsdorf et al. | 2017 [109] |
| | Spray-drying | ACHP | 75/55 | 85/111(air) | 206*1 | $\mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O}$ | - | 3.5-4.0 | Jensen et al. | 2015 [110] |
| Medicine | Pharmaceutical | SS + IHX | 36.5/31 | 60/90 | $\begin{aligned} & 1,500- \\ & 3,900 \\ & \hline \end{aligned}$ | $\mathrm{NH}_{3}$ | - | 3.0-3.9 | Urbanucci et al. | 2019 [111] |
| Chemical industry | - | SS+MVR | 58 | 118(steam) | 348*1 | R245fa | - | 3.05 | Lee et al. | 2017 [112] |
在原油生产行业中，He 等[103]在中国辽宁锦州原油处理站进行了高温热泵（HTHP）现场测试。该装置设计为两个独立的单级循环，共享同一蒸发器，如图 8 所示。选用 R245fa 作为制冷剂，并采用双螺杆压缩机。从原油中分离出的废水温度约为
55
−
65
∘
C
55
−
65
∘
C
55-65^(@)C 55-65^{\circ} \mathrm{C}
95
∘
C
95
∘
C
95^(@)C 95{ }^{\circ} \mathrm{C}
57
%
57
%
57% 57 \% 在食品生产行业中，Yan 等人[47]研究了一种用于分布式蒸汽生成的空气源热泵，以替代中国的燃煤锅炉，现场图片如图 9 所示。根据现场测试结果，系统在平均环境温度为
14
∘
C
14
∘
C
14^(@)C 14^{\circ} \mathrm{C}
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120^{\circ} \mathrm{C}
0.25
t
/
h
0.25
t
/
h
0.25t//h 0.25 \mathrm{t} / \mathrm{h}
180
∘
C
180
∘
C
180^(@)C 180^{\circ} \mathrm{C}
(
144.5
∘
C
)
144.5
∘
C
(144.5^(@)C) \left(144.5^{\circ} \mathrm{C}\right)
99
∘
C
99
∘
C
99^(@)C 99{ }^{\circ} \mathrm{C}
66.2
%
66.2
%
66.2% 66.2 \% 天然气锅炉。Jiang 等人[105]提出了一个家禽屠宰厂的多功能热力系统。该系统包括制冷系统、冷凝热回收系统和蒸汽发生系统。制冷系统和热回收热泵系统均采用
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
80
−
90
∘
C
80
−
90
∘
C
80-90^(@)C 80-90{ }^{\circ} \mathrm{C}
125
∘
C
125
∘
C
125^(@)C 125{ }^{\circ} \mathrm{C} 在染色行业的案例研究中，Wu 等人[106]测试了一种采用双螺杆压缩机和 R245fa 作为制冷剂的单级高温热泵（HTHP）应用于染色过程。流程图如图 11 所示。为确保高温条件下的安全运行，采用液态制冷剂喷射来冷却压缩机电机，并安装了过冷器以保护电子膨胀阀（EEV）。安装了一个滑动阀以根据染色液体需求的波动调节加热能力。在波动运行条件下，最高输出温度达到
95
∘
C
95
∘
C
95^(@)C 95^{\circ} \mathrm{C}
75
∘
C
75
∘
C
75^(@)C 75{ }^{\circ} \mathrm{C}
53
%
53
%
53% 53 \% HTHPs 已广泛应用于干燥行业。Umezawa 等人[107]开发了一种 R134a HTHP，用于回收废热以产生
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130{ }^{\circ} \mathrm{C} 来自干燥炉排气的加压热水。采用了两级压缩涡轮压缩机。
115
∘
C
115
∘
C
115^(@)C 115^{\circ} \mathrm{C} 废气将水加热至
55
∘
C
55
∘
C
55^(@)C 55^{\circ} \mathrm{C} ，作为 HTHP 的热源。
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C} 热水产生时 COP 达到了 3.0。最终，
20
∘
C
20
∘
C
20^(@)C 20^{\circ} \mathrm{C} 空气被加热至
125
∘
C
125
∘
C
125^(@)C 125^{\circ} \mathrm{C} 通过
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C} 热交换器中的热水被供应到干燥炉中。Zhang 等人[108]介绍了 R245fa 高温热泵在松木板材生产过程中的应用案例研究。蒸发器从回风中吸收废热，并去除空气中的水分。冷凝器用于加热干燥室内的空气。因此，高温热泵同时提供了加热和除湿功能。回收的湿空气温度为
49.3
∘
C
49.3
∘
C
49.3^(@)C 49.3^{\circ} \mathrm{C} ，且产生的热空气温度范围在 65 至
95
∘
C
95
∘
C
95^(@)C 95^{\circ} \mathrm{C} 在 260 小时的逐渐加热期间，平均 COP 约为 1.42，平均制热能力为 143 kW。Zühlsdorf 等人[109]构建了一个热回收系统，该系统包括一个 HTHP 和一些热回收热交换器，应用于牛奶或咖啡粉生产的喷雾干燥过程中，如图 12 所示。单级 HTHP 配备了过冷器、过热器和减温器。为了满足 2.25 MW 的制热需求，选择了往复式活塞压缩机。蒸发器和冷凝器连接了一个二次水循环回路。
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C} 来自过滤器的废气首先在热交换器内向二次水回路（蒸发器侧）释放热量。
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130{ }^{\circ} \mathrm{C} 二次水可在冷凝器中生成，
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70{ }^{\circ} \mathrm{C} 干燥空气在热交换器（冷凝器侧）中进一步加热至
125
∘
C
125
∘
C
125^(@)C 125^{\circ} \mathrm{C} 通过
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C} 基于相同的工作条件，模拟了系统使用不同非共沸混合制冷剂时的性能。
50
%
/
50
%
50
%
/
50
%
50%//50% 50 \% / 50 \% 丙烷/异戊烷达到了最佳的 COP 值 3.08
80
%
/
20
%
80
%
/
20
%
80%//20% 80 \% / 20 \% 丙烷/正戊烷获得了最佳 COP，为 3.04。对于纯制冷剂，丙烷、异丁烷、正丁烷、异戊烷的 COP 分别为 2.66、2.78、2.89 和 2.78。Jensen 等人[110]实施了一项
NH
3
−
H
2
O
NH
3
−
H
2
O
NH_(3)-H_(2)O \mathrm{NH}_{3}-\mathrm{H}_{2} \mathrm{O} ACHP 在喷雾干燥设施中。
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C} 来自喷雾干燥室的废气被分成两路，一路作为 ACHP 的热源，另一路被指定为热汇。COP 是
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} 质量分数
(
x
)
(
x
)
(x) (x) ，循环比
(
f
)
(
f
)
(f) (f) 以及排风热回收负荷。在最佳 COP 条件下，热回收负荷较高时，循环比会降低。当质量分数固定为 0.55 时，最佳 COP 受限于
10
%
10
%
10% 10 \% 和
20
%
20
%
20% 20 \% 热负荷比分别为 4.0 和 3.5 时
f
f
f f 分别为 0.7 和 0.52。 图 9. 中国山东酿造过程中用于蒸汽生成的高温高压设备[47]。 CON: 冷凝器 AP: 氨泵 AHEX: 氨热交换器 EVA: 蒸发器 VHEX: 蒸汽换热器 COM: 压缩机 PC: 部分冷凝器 REC: 整流器 ABS: 吸收器 VAL: 节气门阀 REB: 再沸器 SP: 溶液泵 SHEX：溶液热交换器 LCOM: 液体压缩机
图 10. 用于面条干燥的 ACHP 流程图[104]。
在医药行业中，Urbanucci 等人[111]研究了一种采用三联供系统的高温热泵（HTHP）。该 HTHP 利用吸收式制冷机冷凝器的废热作为热源。研究通过数值模拟评估了带中间换热器（IHX）的单级系统中多种制冷剂的性能，结果表明
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} 在化工行业中，Lee 等人[112]在某化工厂内构建了一个示范站点。他们提出采用 R245fa 单级热泵与机械蒸汽再压缩（MVR）循环串联的方式，以生产高于
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
58
∘
C
58
∘
C
58^(@)C 58^{\circ} \mathrm{C} To date, there are no specific application cases for the solar-assisted HTHP which can supply hot water higher than
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C} 迄今为止，尚无具体应用案例表明太阳能辅助高温热泵（HTHP）能够提供高于
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C} 指出，太阳能辅助热泵（SAHP）的一个关键限制在于高温应用领域，缺乏关于高温运行条件下集热器寿命和性能的信息。在此类高温条件下，太阳能集热器的效率会下降，若采用太阳能聚光以提高辐射强度，则必须考虑太阳跟踪的极限。因此，高温 SAHP 技术仍处于研究阶段。 5. 当前 HTHP 技术现状分析 对 HTHPs 进行的实验研究，实现了供应温度高于
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C} 实验结果表明，在相同温升条件下，COP 通常随散热器温度的升高而增加。能够产生高温输出和大 图 11. 使用 HTHP 系统的染色工艺流程图[106]。 温升主要位于图的右下角。COP 高于 4 的原型主要分布在图的左上角。图的右上角明显可见一片空白区域，以阴影区表示。通常，只有具有高温输出和小温升的高温热泵（如
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
T
c
<
120
∘
C
T
c
<
120
∘
C
T_(c) < 120^(@)C \mathrm{T}_{\mathrm{c}}<120^{\circ} \mathrm{C} 在图的右下部分。对于
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
130
∘
C
130
∘
C
130^(@)C 130^{\circ} \mathrm{C} 按温升和配置排序的 COP 如图 14 所示。为了便于比较，上限给出了卡诺循环在
120
∘
C
(
100
%
)
120
∘
C
(
100
%
)
120^(@)C(100%) 120^{\circ} \mathrm{C}(100 \%)
60
%
COP
carnot
60
%
COP
carnot
60%COP_("carnot ") 60 \% \mathrm{COP}_{\text {carnot }}
75
∘
C
75
∘
C
75^(@)C 75{ }^{\circ} \mathrm{C}
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C}
60
∘
C
60
∘
C
60^(@)C 60^{\circ} \mathrm{C}
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 图 13. 不同冷凝温度（Tc）和温升下 HTHPs 的实验性能总结。（红色：单级，蓝色：改进型单级，绿色：双级，黑色：喷射器，橙色：复叠式，粉色：并联式）。（关于图例中颜色引用的解释，请读者参考本文的网络版。） Fig. 14. COP of the summarized experimental HTHPs as a function of temperature lift (
Δ
T
liff
Δ
T
liff
DeltaT_(liff) \Delta \mathrm{T}_{\mathrm{liff}} 温度提升大于
70
∘
C
70
∘
C
70^(@)C 70{ }^{\circ} \mathrm{C}
115
∘
C
115
∘
C
115^(@)C 115{ }^{\circ} \mathrm{C}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
88
∘
C
88
∘
C
88^(@)C 88^{\circ} \mathrm{C}
90
∘
C
90
∘
C
90^(@)C 90^{\circ} \mathrm{C} 据估算，2010-2016 年间中国陆地生物圈碳汇平均每年固碳 11.1 亿吨，相当于约
45
%
45
%
45% 45 \% 在此期间，海洋对年度中国人为排放量也起到了至关重要的作用[115]。
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 缓解、封存
31
±
4
%
31
±
4
%
31+-4% 31 \pm 4 \% 人为的
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 如果仅考虑生态系统的碳汇作用，
20
%
−
20
%
−
20%- 20 \%-
28
%
28
%
28% 28 \% 人类活动产生的碳排放无法被完全吸收。然而，预计温室气体富集引起的气候变化和变异将减少海洋的
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 吸收
12
%
12
%
12% 12 \% 与恒定气候相比[117]。因此，至少平均而言，
34
%
CO
2
34
%
CO
2
34%CO_(2) 34 \% \mathrm{CO}_{2} 本研究中需要考虑还原率。To 说明 HTHP 效率在助力碳减排中的效果，图 15 展示了强度变化
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 排放（1 千瓦时的加热热量等于 3.6 兆焦耳），随着系统 COP 的升高而减少。此外，
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 对具有相同供热能力的电锅炉、燃煤锅炉和燃气锅炉的排放进行了分析。结果表明，
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 排放量为
940.8
g
,
399.7
g
940.8
g
,
399.7
g
940.8g,399.7g 940.8 \mathrm{~g}, 399.7 \mathrm{~g} 分别为 359.7 克对应 3.6 兆焦耳热量，图中以实线表示。同时，
34
%
34
%
34% 34 \% 减少
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 排放用虚线表示。假设为电锅炉和 HTHP 提供的电力均来自传统煤炭燃烧。在保守估计中，
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 减速比应大于
34
%
34
%
34% 34 \% ，如图 15 中三个加热锅炉的虚线所示。可以观察到
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 任何 COP 下热泵的减比均已超过
34
%
34
%
34% 34 \% 然而，与电锅炉相比
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 若不使用可再生能源发电，排放量仍然很高。HTHP 系统的 COP 必须超过 3.5 和 4.0，才能实现
34
%
CO
2
34
%
CO
2
34%CO_(2) 34 \% \mathrm{CO}_{2} 与燃煤和燃气锅炉相比，减排比例分别如阴影区域所示。如果电力仅由 Fig. 15.
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 在火力发电方面，COP 超过 4.0 的高温热泵（HTHP）能够实现碳中和，这也印证了 HTHP 向 COP 达到 4.0 方向发展的趋势。简而言之，图 15 基于当前火力发电厂的碳排放比例，而到 2030 年可再生能源
52
%
52
%
52% 52 \%
73
%
73
%
73% 73 \%
100
%
100
%
100% 100 \%
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 从前述实验研究中总结如图 16 所示，HTHP 的发展主要由中国、德国、挪威、法国、韩国、瑞士和美国推动。然而，这些国家也大力促进碳减排。此外，HTHP 应用水平较高的国家主要为欧洲国家（包括意大利[102,111]、芬兰[101]、瑞典[100]、丹麦[109,110]）、中国[46,103-106,108]、日本[99,107]和韩国[112]。
图 17 展示了不同工业 HTHP 应用中，依据表 3 给出的不同制热能力下的散热器温度，案例通过不同颜色排序以代表所采用的不同压缩机。其中，Unitop-50FY HTHPs [100-102] 配备双级离心压缩机，实现了超过 10 MW 的最高制热能力。此外，工业流程中的其他单级压缩 HTHP 机组主要低于 1 MW。统计数据显示，
67
%
67
%
67% 67 \% 图 16. 不同国家进行的高温高压实验研究比例。 天然制冷剂，如
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3} 早在 20 世纪 90 年代，许多国家已将目光投向中高温热泵，如日本的超级热泵能源积累系统项目[119]、国际能源署(IEA)热泵中心及国际制冷学会(IIR)热泵发展计划，以及欧洲大型热泵研究中心，均将中高温热泵列为重点研究内容[120]。时至今日，碳中和已成为人类社会可持续发展必须达成的目标。为实现可持续工业供热，工业锅炉的电气化已成为减少碳排放的趋势[121]。因此，高温热泵(HTHPs)在替代工业过程供热中将扮演越来越重要的角色。
本研究对 HTHP 进行了广泛综述，详细报告了实验室规模研究及当前工业现状。深入探讨了各种 HTHP 的配置，包括单级压缩、多级压缩、复叠系统及混合系统。同时，针对从高 GWP 制冷剂到低 GWP 制冷剂的影响进行了相应分析。基于上述讨论，提出了一些重要观点：
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C} temperature lift, of which the supply temperature is lower than
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120^{\circ} \mathrm{C} a. 在当前的运行条件下，供应温度低于
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120^{\circ} \mathrm{C}
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C}
b. There is a research depletion region for HTHPs with
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40^{\circ} \mathrm{C} temperature lift, heat sink higher than
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C} b. 对于温升为
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
c. The researches about HTHP with large temperature lift (
>
70
∘
C
>
70
∘
C
> 70^(@)C >70^{\circ} \mathrm{C} ) have been conducted since 2017. The largest temperature lift of
115
∘
C
115
∘
C
115^(@)C 115{ }^{\circ} \mathrm{C} is achieved by an air-source cascade heat pump cooperated with water vapor compression, supplying
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120^{\circ} \mathrm{C} d. 实验室中的
71
%
71
%
71% 71 \% 关于 HTHPs 在工业中应用的案例分析揭示了 HTHPs 替代工业锅炉的潜力及其应用水平
当前的 HTHPs。 c. 在审查的高温热泵（HTHPs）中，
67
%
67
%
67% 67 \% 实验室规模原型与商业设备之间的差异受系统可靠性、灵活性、安全性、经济性及环保性等因素影响。制冷剂、配置及组件的成熟度对高温热泵（HTHPs）的系统性能产生综合影响，这决定了设计方案在实践中是否可行。
首先，鉴于可预见的环境问题，大多数研究基于低 GWP 制冷剂展开，约 71%的已审查实验性高温热泵采用了低 GWP 制冷剂。针对直接替代制冷剂的可行性研究，主要集中在新型合成制冷剂上，如 HFOs、HCFOs 及其混合物，以替代 HFCs [65,66,86]。直接替代关注的重点包括制冷剂与组件材料及润滑油的兼容性、相当的制热能力与性能，以及环境影响。此外，还研究了一些低 GWP 制冷剂混合物，以综合多种制冷剂的优势。
尽管已有研究表明直接替换具有高效率和可行性，但在实际应用中，低全球变暖潜能值（GWP）制冷剂的高温热泵（HTHPs）仍面临诸多挑战与问题。首先，系统组件需耐受高温高压，特别是对于如
H
2
O
,
NH
3
H
2
O
,
NH
3
H_(2)O,NH_(3) \mathrm{H}_{2} \mathrm{O}, \mathrm{NH}_{3}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2}
NH
3
NH
3
NH_(3) \mathrm{NH}_{3}
CO
2
CO
2
CO_(2) \mathrm{CO}_{2} 此外，在 HTHP 应用中，选择有利的配置具有重要意义。从理论和实验研究来看，系统配置的优化不仅提高了能效、增加了输出温度和温升，还确保了在高温或高压下的安全运行。例如，利用膨胀阀后的低温液态制冷剂冷却压缩机电机；在较高蒸发温度下设置外部冷却系统冷却压缩机；通过液体或蒸汽喷射冷却压缩机腔体；通过经济器实现两级压缩之间的完全冷却；在节流设备前添加过冷器。然而，实际应用中有一半的配置基于单级压缩循环或带有双级压缩机的单循环，没有像 IHX、经济器等系统旁路。在实践中应用最优配置的挑战主要源于复杂构造的难度、高成本以及复杂加工导致的高故障率。
此外，最优控制系统对于实现 HTHP 高效运行至关重要。一个合适的控制系统不仅能 优化机组运行参数，确保高效率，同时提升机组适应性，以应对多变工况，缩短反馈时间并保障输出稳定性。变频压缩机、电子膨胀阀（EEV）及其他电动阀在热泵机组中广泛应用，需配备合适的控制系统以调节状态。此外，复杂系统配置同样依赖于合理的控制系统，如注入质量流量和中间换热能力。特别是对于高温热泵（HTHP），过热预警与冷却策略对控制系统至关重要。鉴于工业过程的复杂性，控制系统设计应因地制宜。同时，还需考虑 HTHP 与工业加热过程的联合控制。
最后，HTHP 系统中的关键组件——热交换器，应予以重点关注。除常规类型如板式、翅片管式、管壳式和套管式热交换器外，针对特定应用场景，还设计有诸如微通道或超大规模等特殊类型的热交换器。在这些场景中，甚至需在热交换器中考虑表面处理或涂层材料的应用。此外，从材料改进、密封方式及表面处理等方面，热交换器还需具备承受高压高温的能力。
HTHPs 研究面临的挑战和问题可概括为： a. 从材料、结构、防护等方面提高组件抵抗高压和高温的能力。 b. 开发适用于低全球变暖潜能值（GWP）制冷剂的合适组件，包括热交换器、压缩机、传感器、润滑剂等 c. 采取有效的冷却措施或配置，以确保安全运行。 d. 提高复杂系统设计的合理性及安装技术，如密封和焊接。 e. 提升独立研发和生产新型合成制冷剂的能力，避免垄断以降低制冷剂成本。通过开发混合制冷剂，利用物理或化学阻燃方法降低纯制冷剂的可燃性，从而增加充注量。
6. HTHPs 的展望 基于之前对高温热泵（HTHP）配置的分析，具有
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C}
30
∘
C
30
∘
C
30^(@)C 30^{\circ} \mathrm{C}
120
∘
C
120
∘
C
120^(@)C 120{ }^{\circ} \mathrm{C}
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100^{\circ} \mathrm{C}
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40{ }^{\circ} \mathrm{C}
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40^{\circ} \mathrm{C}
50
∘
C
,
60
∘
C
50
∘
C
,
60
∘
C
50^(@)C,60^(@)C 50^{\circ} \mathrm{C}, 60^{\circ} \mathrm{C}
80
∘
C
80
∘
C
80^(@)C 80^{\circ} \mathrm{C} 新型绿色制冷剂（纯物质和混合物）的开发及其在直接替换中的适应性和特性优化研究，是制冷剂领域的长期发展前景。在环境保护方面，自然界中已长期存在的稳定物质是最为理想的候选制冷剂。因此，HTHP 制冷剂的另一重要前景在于通过配置优化，利用绿色制冷剂提高 HTHP 的效率。 组件改进、安全操作等，以促进工业 HTHPs 中的商业应用。
对当前工业中高温热泵（HTHPs）的总结性调查揭示了从供热能力、配置、制冷剂、效率、经济性等方面来看，HTHP 应用的技术成熟度。大多数单一 HTHP 机组的供热能力低于 1 MW，显示了中小容量热泵的成熟性。尽管通过多台较小容量的并联机组也能达到相同的供热能力，但大容量单机组的组件更少，从而降低了故障率的可能性。基于供热能力低于 1 MW 的相对成熟热泵，大容量热泵的发展趋势显而易见。同时，兆瓦级中低温热泵的成功应用已证明大规模 HTHP 的可能性。为钢铁厂余热回收和区域供热安装的 10 MW 离心式热泵展示了良好的运行状况和经济效益[123]。为了弥合差距，提高大容量 HTHP 组件，尤其是压缩机的定制能力至关重要。 此外，压缩机、电机、电子膨胀阀（EEVs）及其他组件的冷却技术也需进一步改进，以确保在高温条件下的安全运行。与实验室规模的高温热泵（HTHPs）配置类似，单级和双级蒸汽压缩配置因其系统结构简单而成为最受欢迎的布局。因此，提升系统规模和效率将有助于增强替代工业锅炉的可能性。
在实验研究中，多个装置利用低全球变暖潜能值（GWP）制冷剂实现了高温输出和大温升的高效性能，但这些研究仍处于实验室规模。一些应用中的大规模高温热泵虽实现了相对较高的效率，但温升较小，且使用了高 GWP 制冷剂。
考虑到当前的研究水平和应用环境，总结出四个预测性前景：i) 低全球变暖潜能值（GWP）制冷剂的开发与应用（
GWP
<
150
GWP
<
150
GWP < 150 \mathrm{GWP}<150
100
∘
C
100
∘
C
100^(@)C 100{ }^{\circ} \mathrm{C}
40
∘
C
40
∘
C
40^(@)C 40{ }^{\circ} \mathrm{C} 利益冲突声明 作者声明，他们没有已知的竞争性财务利益或个人关系可能影响本文所报告的研究工作
致谢 本研究得到了国家自然科学基金重点项目（52036004）和国家重点研发计划（2016YFB0601200）的资助。作者衷心感谢挪威研究理事会及 HighEFF（未来能源高效与竞争力工业中心，一项为期 8 年的 FME 计划研究中心）用户伙伴提供的资金支持。R.Z. Wang 提出了研究概念并指导了整体研究。Jiatong Jiang 和 Bin Hu 负责了全文的初稿撰写，Na Deng 主要修订了制冷剂部分，Feng Cao 主要修订了系统配置部分，Chi-Chuan Wang 对全文进行了修订。
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CO
,
NH
3
CO
,
NH
3
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150
∘
C
150
∘
C
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120
∘
120
∘
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160
∘
C
160
∘
C
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CO
2
CO
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