Mixed refrigerant refrigeration unit with hermetic compressor

Full Text

В настоящее время низкотемпературные холодильные установки на базе полугерметичных двухступенчатых компрессоров, работающие на смесевых многокомпонентных хладагентах в диапазоне температур -70...-40 °C, выпускают в основном зарубежные фирмы. Эти установки дороги и нуждаются в периодической дозаправке рабочим веществом. Потребитель вынужден регулярно контактировать с фирмой-производителем, поскольку состав рабочей смеси является коммерческой тайной. На практике отсутствие сервиса со стороны производителя приводит к полному выходу холодильного оборудования из строя уже через 2-3 года эксплуатации. И именно это наряду с высокой стоимостью является причиной медленного внедрения низкотемпературных автономных холодильных установок со смесевыми хладагентами.

Представляется целесообразной разработка отечественной относительно недорогой, высоконадежной установки холодопроизводительностью 50... 100 Вт с температурой охлаждения -70...-60 °C.

Хорошо известно, что холодильная установка на базе герметичного компрессора надежна, компактна, экологически безопасна и экономична. Кроме того, в цикле низкого давления потребление электроэнергии всегда заведомо ниже. Низкотемпературные установки с герметичным компрессором, работающие на различных многокомпонентных азотно-углеводородных смесевых хладагентах, могут обеспечивать температуры до -200 °C [1, 3, 5]. Из-за довольно низкой термодинамической эффективности их целесообразнее применять для получения небольших холодопроизводительностей.

Основной задачей настоящего исследования является разработка автономной холодильной установки с температурой в камере охлаждения -70...-60 °C. Такая установка на базе герметичного фреонового одноступенчатого компрессора, реализующая дроссельный цикл Линде, может использоваться для замораживания и хранения биологических образцов, сывороток, клеточных культур, препаратов крови.

Основные этапы решения поставленной задачи таковы:

* подбор схемы дроссельного цикла Линде (с отделителем жидкости или без него);

* формирование смесевого хладагента для заданного температурного уровня;

* расчет термодинамических свойств составленного многокомпонентного хладагента;

* оптимизация состава многокомпонентного хладагента по величине полезной холодопроизводительности;

* сопоставление расчетного оптимального состава с заправочным (с учетом его изменения при циркуляции в контуре);

* подбор дроссельного устройства либо определение длины дроссельного капилляра для разработанного смесевого хладагента.

На первой стадии исследований были проведены расчеты термодинамических свойств смесей хладагентов R14/R22 и R14/R22/ R23 с различным массовым содержанием компонентов.

Свойства многокомпонентных смесей рассчитывали последовательно в два этапа: сначала определяли фазовое равновесие для компонентов смеси и состав паровой и жидкой фазы, затем термодинамические свойства смеси (энтальпию, энтропию, удельный объем, теплоемкость и др.) по найденным в ходе первого этапа составам паровой и жидкой фазы для заданных значений температуры и давления.

Для расчета термодинамических свойств смесей фреонов применяли методику, основанную на использовании кубического уравнения Ван-дер-Ваальса в модификации Редлиха-Квонга:

 

$p^{п,ж}=\frac{R_{см}T}{V^{п,ж}-{b_{см}}^{п,ж}}-\frac{{{а}_{см}}^{п,ж}}{T^{0.5}{V}^{п,ж}(V^{п,ж}+{b_{см}}^{п,ж})}$

где pдавление;

R_см газовая постоянная смеси;

T температура;

V — объем;

a_см b_см коэффициенты, рассчитываемые для смесей по правилам смешения;

^п индекс для области пара;

^ж индекс для области жидкости.

Подробно методика расчета термодинамических свойств описана в работе [1].

По результатам расчета термодинамических свойств для различных массовых составов бинарной (R14/R22) и тройной (R14/R22/R23) смесей были построены диаграммы i-T и проведен анализ изменения изотермического эффекта дросселирования в зависимости от доли R14 в бинарной смеси и доли R23 в тройной смеси при переменном давлении нагнетания [2, 4].

Анализ результатов расчета для теоретического цикла на бинарной смеси R14/R22 позволяет сделать следующие выводы:

• минимальная температура охлаждения в цикле составляет -70 °C;
• при понижении температуры в диапазоне -70. ..-100 °C изотермический эффект дросселирования Az’_x уменьшается, а при -120 °C стремится к нулю для всех рассмотренных составов;
• повышение давления нагнетания при этих температурах слабо влияет на изотермический эффект дросселирования;
• увеличение доли низкотемпературного компонента R14 в составе бинарной смеси приводит к существенному росту изотермического эффекта дросселирования при температуре охлаждения -70 °C с одновременным его снижением при температуре окружающей среды. Так, увеличение массовой доли R14 с 0,1 до 0,8 повышает изотермический эффект дросселирования Az’_x с 8 до 120 кДж/кг при температуре охлаждения -70 °C и уменьшает Az’_t соответственно со 180 до 10 кДж/кг при температуре окружающей среды 20 °C;
• в составах бинарных смесей, которые могут применяться в рассматриваемом цикле при давлении нагнетания до 30 бар и температуре охлаждения -70 °C, массовая доля R14 должна изменяться в пределах 0,1...0,48. При этом максимальный изотермический эффект дросселирования составит 55 кДж/кг.

Увеличить изотермический эффект дросселирования в области низких температур и замедлить его снижение при температуре окружающей среды, а также понизить температуру охлаждения представляется возможным при добавлении в состав исследуемой смеси еще одного компонента R23.

Результаты расчета для теоретического цикла на тройной смеси R14/R22/R23 позволяют сделать следующие выводы:

• суммарное увеличение массовой доли низкотемпературных компонентов R23 и R14 в составе смеси до 0,8 не приводит к росту изотермического эффекта дросселирования при давлении нагнетания менее 30 бар. Чтобы заметно повысить изотермический эффект дросселирования с одновременным снижением температуры охлаждения, массовая доля R22 в составе смеси должна составлять 0,4...0,5.
• минимальная температура охлаждения в теоретическом цикле (-90 °C) соответствует составу R14 (0,3)/R22 (0,4)/R23 (0,3) с Az'_x = Az'_t =48 кДж/кг при давлении нагнетания = 25 бар;
• при температуре охлаждения -100 °C изотермический эффект дросселирования Az = Az = = 25 кДж/кг.

Экспериментальные исследования смесей проводили на экспериментальном образце низкотемпературной установки (рис. 1, а).

 

Рис. 1. Экспериментальный образец низкотемпературной установки: а — общий вид: 1 — воздушный конденсатор; 2 — изоляционный кожух рекуперативного теплообменника; 3 — рекуперативный теплообменник; 4 —изоляционный кожух испарителя; 5 — испаритель; 6 — компрессор; 7 — термопары; 8 б — схема размещения датчиков температуры (медьконстантановые термопары) в основных точках холодильного контура: 1 — на нагнетании компрессора; 2 — на выходе из конденсатора; 3 — на входе в дроссель; 4 — за дросселем; 5 — на выходе из испарителя; 6 — на всасывании в компрессор

 

В установке использован одноступенчатый герметичный компрессор SC10CL фирмы Danfoss холодопроизводительностью 159 Вт (/₀ = -35 °C, t_K = 32 °C), работающий на штатных хладагентах R404A или R22, с рабочим объемом 10,29 см³ и потребляемой мощностью 241 Вт. Смазочное масло входит в комплект поставки.

Рекуперативный теплообменник 3 витой двухпоточный типа “труба в трубе”, выполнен из медных трубок диаметрами 15 и 8 мм и толщиной 1 мм. Наружный диаметр теплообменника 160 мм, высота навивки 150 мм. Изготовлено две секции теплообменника, что позволяет в случае необходимости увеличить рабочую поверхность теплообмена.

Испаритель 5, изготовленный в виде петли из медной трубки диаметром 15, толщиной 1 и длиной 800 мм, размещается внутри морозильной камеры. По длине трубки испарителя расположены нагревательные элементы (резисторы с сопротивлением 2 Ом), имитирующие тепловую нагрузку величиной 5... 120 Вт.

Перед заправкой хладагентом система вакуумируется вакуумнасосом Rietschle CLF zlOl (скорость откачки 100 м³/ч, мощность 3 кВт).

В ходе эксперимента измеряли:

• давления всасывания и нагнетания компрессора и р₂;
• температуры окружающей среды t_ос, нагнетания t на выходе из конденсатора /₂, на входе в дроссель t, за дросселем /, на выходе из испарителя t, на всасывании компрессора /₆ (см. рис. 1, б);

• диаметр дюзы d
• время работы установки т.

Исследуемые смесевые хладагенты смеси R22/R14 и R22/ R14/R23 это первые экспериментальные смеси, разработанные в лабораторных условиях для проверки возможности получения температур в камере охлаждения на уровне -70...-60 °C (и желательно ниже).

На рис. 2 показаны экспериментальные кривые изменения во времени температур в основных точках контура (см. рис. 1, б) для исходного состава смеси R14 (0,07)/R22 (0,93).

 

Рис. 2. Изменение температур в основных точках холодильного контура (см. рис. 1, б)

 

Графики пускового давления, рабочих давлений нагнетания и всасывания при изменении массовой доли R14 в бинарной смеси и суммарной доли R14 и R23 в тройной смеси приведены на рис. 3. Видно, что увеличение доли R14 в бинарной смеси (кривые 7) приводит к росту давления нагнетания и одновременному росту давления на всасывании в компрессор. Рабочее давление нагнетания для бинарной смеси в среднем превышает штатное (на R22) примерно в 1,8 раза. Пусковое давление при работе компрессора на бинарной смеси R22/R14 различного состава в 1,6 раза превышает пусковое давление при работе на чистом R22. Давление всасывания (абсолютное) в ходе эксперимента менялось незначительно (от 0,1 до 0,2 МПа).

 

Рис. 3. Пусковые давления, давления нагнетания и всасывания при изменении долей компонентов рабочей смеси: 1 — бинарная смесь R22/R14 с изменяющейся массовой долей R14; 2 — тройная смесь R22/R23/R14 с изменяющейся суммарной массовой долей R14 + R23

 

С увеличением суммарной доли низкотемпературных компонентов R14 и R23 в составе тройной смеси существенно возрастают пусковое давление и давление нагнетания (кривые 2 на рис. 3). При суммарной доле R14 и R23, равной 0,25, пусковое давление увеличивается более чем в 2 раза по сравнению со штатным и в 1,4 раза по сравнению с давлением при работе на бинарной смеси, содержащей R14 в таком же массовом соотношении. Разница рабочих давлений нагнетания также существенна: для тройных смесей рабочее давление нагнетания выше в среднем на 20 %, чем для бинарных.

На рис. 4 представлены графики зависимости температуры нагнетания от диаметра дроссельной дюзы d для бинарных и тройных смесей. Для исследуемого типа компрессоров значения d^ > 0,4 мм являются критическими, поскольку в этом случае температура нагнетания превышает 100 °C и приближается к температуре вспышки многих минеральных и синтетических компрессорных масел.

 

Рис. 4. Зависимость температуры нагнетания от диаметра дроссельной дюзы ddp

 

На рис. 5 даны зависимости давлений всасывания и нагнетания от диаметра дроссельной дюзы. По графикам на рис. 4 и 5 можно определить критические значения давлений всасывания для всех составов смесей. Так, для смесей с массовым содержанием R22 выше, чем 0,9, из условия приемлемости температуры нагнетания (см. рис. 4) изучение режимов работы с давлением всасывания свыше 0,15 МПа становится невозможным (см. рис. 5, а).

Из рис. 4 очевидно, что фактором, определяющим значение температуры нагнетания при фиксированном диаметре дроссельной дюзы, является массовая доля высокотемпературного хладагента (в случае бинарной смеси это R22). Введение в смесь R23 не оказывает прямого влияния на температуру нагнетания, хотя существенно увеличивает давление нагнетания (см. рис. 5, б). При больших значениях диаметра дюзы температура нагнетания повышается, вероятно, из-за роста плотности смеси на всасывании в компрессор.

Как для бинарных, так и для тройных смесей с увеличением диаметра дроссельной дюзы повышается давление всасывания и снижается давление нагнетания (см. рис. 5). Причем бинарной смеси с меньшей массовой долей R14 при равном давлении всасывания соответствуют большие значения диаметра дроссельной дюзы. Это связано с тем, что добавление в смесь R14 при постоянном диаметре дроссельной дюзы приводит к увеличению давления нагнетания и, как следствие, к росту давления всасывания. Соответственно поддерживать давление всасывания на одном уровне при увеличении доли R14 можно, только уменьшая диаметр дроссельной дюзы. Это утверждение справедливо и для тройных смесей. На графиках (см. рис. 5, а) хорошо видно, что при добавлении R23 в рабочую смесь давление на всасывании в компрессор возрастает.

 

Рис. 5. Зависимость рабочих давлений от диаметра дроссельной дюзы: а — давление всасывания; б — давление нагнетания

 

На рис. 6 приведены графики экспериментальных зависимостей полезной холодопроизводительности от массовой доли R14 для бинарных смесей при различных значениях температуры t₅ на выходе из испарителя, а также расчетные графики холодопроизводительности.

Для бинарных смесей нулевой холодопроизводительности соответствует температура на выходе из испарителя t₅ = -80 °C. Максимальные значения холодопроизводительности для температур охлаждения ниже -50 °C получены для смесей с массовой долей R14, равной 0,12. При более высоких значениях температуры охлаждения большие значения холодопроизводительности соответствуют составам с большим содержанием R22. Разница между теоретическим и экспериментальным значениями холодопроизводительности при работе на “чистом” R22 объясняется малым значением коэффициента подачи исследуемого компрессора. В то же время резкое снижение холодопроизводительности при добавлении даже небольшого количества R14 объясняется ростом давления нагнетания и снижением коэффициента подачи. Тенденция к снижению холодопроизводительности для смесей с долей R14, большей 0,15, отмечается только экспериментально и объясняется условиями проведения эксперимента. Теоретически увеличение доли R14 приводит к повышению холодопроизводительности и снижению температуры охлаждения Z_s.

Меньшие расчетные значения холодопроизводительности (в сравнении с экспериментальными) можно объяснить разницей между принятым в расчетах теоретическим коэффициентом подачи X = 0,1 и реальным коэффициентом подачи, очевидно, большим по значению. Следует отметить низкие значения холодопроизводительности для всех рассмотренных составов бинарной смеси R14/R22.

Экспериментальные значения холодопроизводительности при работе установки на тройных смесях R14/R22/R23 различного состава представлены на рис. 7. Видно, что добавление R23 в бинарную смесь приводит к значительному увеличению холодопроизводительности, причем для тройных смесей с большей массовой долей R22 по-прежнему характерны более высокие значения холодопроизводительности при температурах, близких к -40 °C, и меньшие при более низких температурах.

Лучшие результаты, а именно холодопроизводительность 28 Вт при t₅ = -70 °C и 36 Вт при t₅ = = -60 °C, были получены на тройной смеси R22 (0,75)/R23 (0,1)/ R14 (0,15). Дальнейшее увеличение доли R23 в составе смеси не приводит к повышению холодопроизводительности, поскольку значительно растет давление нагнетания (см. рис. 5, б) и снижается коэффициент подачи компрессора. Единственный способ увеличения коэффициента подачи это повышение давления на всасывании путем открытия отверстия дюзы. Однако из рис. 4 хорошо видно, что увеличение диаметра дроссельной дюзы приводит к росту температуры нагнетания до критических значений. Именно поэтому смеси с массовым содержанием R23 более 0,1 и суммарной долей RI 4+R22, равной 0,25, не испытывали.

Представленные в статье первые результаты исследований позволяют сделать вывод о реальной возможности разработки низкотемпературной установки на смесевых хладагентах со значительным ресурсом работы.

About the authors

I. A. Arkharov

Moscow State Technical University. N.E. Bauman

Author for correspondence.
Email: info@eco-vector.com

Канд. техн, наук

Russian Federation

P. A. Lukyanov

Moscow State Technical University. N.E. Bauman

Email: info@eco-vector.com

канд. техн, наук

Russian Federation

E. S. Navasardyan

Moscow State Technical University. N.E. Bauman

Email: info@eco-vector.com

канд. техн, наук

Russian Federation

References

Supplementary files