Киев
ул. Полевая, 21, эт. 2, оф. 210/2 | тел.: (044) 277-47-82, (044) 361-38-00
E-mail: holod@pro-k.com.ua

Расчет терморегулирующего вентиля

Расчет терморегулирующего вентиля

Терморегулирующему вентилю (ТРВ) придается особое значение в холодильной установке, так как он способен, так или иначе, воздействовать на процесс тепло­обмена. Задачей ТРВ или расширительного клапана является подача в испари­тель определенного объема жидкого хладагента в целях полного его испарения в процессе кипения.

После кипения газообразный хладагент нагревается в испарителе, и образующаяся при этом разность температур может служить показателем эффективно­сти использования данного устройства.

Так, при низком коэффициенте использования испарителя увеличивается протяженность зоны нагрева газообразного хладагента, что, естественно, приво­дит к значительному перегреву.

Высокий же коэффициент использования дает обратный эффект – с соответствующим снижением уровня перегрева.

Перегрев всасываемого газа играет роль регулирующего воздействия в отношении расширительного клапана. Таким образом, правильно выбранный терморегулирующий вентиль, изменяя свое свободное проходное сечение, регулирует расход хладагента в зависимости от конкретного рабочего состояния испарителя.

Рисунок 1 показывает, что минимально устойчивый сигнал, выполняя функцию регулирующего воздействия для ТРВ, отделяет устойчивую зону пере­грева от неустойчивой.

Далее, нетрудно заметить, что передаваемая производительность испарите­ля при снижении перегрева возрастает до достижения минимально устойчивого сигнала (MSS).

При опускании кривой MSS (см. рис. 1) ниже установленного значения начинается так называемое «бросание» расширительного клапана, следствием чего является увеличение доли неиспарившейся жидкости в инжектируемом газе, что, в свою очередь, отнюдь не способствует росту полезной холодопроизводительности.

Если внести данную характеристику клапана в рис. 2, получим следую­щую картину: клапан 1 работает с перегревом ниже линии МSS, то есть неус­тойчиво. При увеличении статичного перегрева (при котором собственно и на­чинается открытие клапана) ТРВ функционирует вполне устойчиво – на небольшом «безопасном расстоянии» от линии МSS. Клапан полностью открыт, когда перегрев возрастает до уровня, необходимого для такого открытия. Вторая возможность может быть реализована клапаном меньшей мощности (клапан 2).

При расчете ТРВ прежде всего следует определить разность давлений в пространстве над расширительным клапаном.

При этом рекомендуется действовать таким образом:

1) вычесть величину давления кипения Р0 из величины давления конденсации РK: РK – Р0;

2)  определить падение давления в компонентах жидкостного трубопровода (если таковые имеются), например: DР осушителя, смотрового стекла, запорно­го вентиля с ручным управлением, электромагнитного клапана, восходящего участка, распределителя жидкого хладагента, распределительных трубок;

3) определить остаточный перепад давлений под действием расширительно­го клапана DРо6щ = (РK – Р0) – (DР1 + DР2 + DР3 + DР4 + DР5 + DР6 + DР7 + DР8)

4) установить температуру жидкого хладагента перед ТРВ.

Примечание. Перегрев жидкого хладагента в случае использования конденсаторных агре­гатов с воздушным охлаждением составляет порядка 2 К. Температура жидкого хладагента в комбинированных установках в режиме замораживания с посто­ронним либо собственным переохлаждением находится на уровне 0 °С;

5)  определить поправочный коэффициент для используемого параметра из п. 4;

6) определить поправочный коэффициент для установленного перепада дав­лений над клапаном из п. 3;

7)  вычислить производительность ТРВ при условиях работы данной уста­новки;

8) выбрать соответствующий тип ТРВ.

Пример расчета.

Низкотемпературная камера: Q0 = 7.8 кВт; tR = –20 °С; t0 = –28 °С; DТ (разность температур) = 8 К; испаритель SGВЕ 101 фирмы K?ba с много­кратным впрыском через распределитель K?ba-CAL: tК = +40 °С, t3 = +38 °С; t1’ = –22 °С; хладагент R404А; жидкостный трубопровод dж = 12 х 1 мм; lгеом = 12 м, из которых 7 м приходятся на восходящий участок; испаритель расположен над коллектором жидкости; 2 запорных вентиля с ручным управлением, встро­енные в жидкостный трубопровод – перед фильтром-осушителем и после него; смотровое стекло с индикатором уровня жидкости; осушитель, электромагнит­ный клапан.

Здесь должен использоваться ТРВ с внешним выравниванием давления в паяном исполнении с фланцем фирмы Алко.

Изготовитель указывает производительность клапана при определенных установленных температурах испарения и конденсации.

В этом случае приведенные в каталоге данные основаны на следующих характеристиках:

t0 = +4 °С; tК = +38 °С; переохлаждение = 1 К.

Поэтому требуется определить производительность при указанных условиях работы установки, для чего придется обратиться к таблицам, составленным изготовителем.

Для иных базовых условий, отличных от представленных в каталоге, номи­нальная производительность клапана вычисляется по формуле:

QН = Q0 ? Kt,Fl ? KDp

Поправочный коэффициент Kt,Fl для t3 = +38 °С и t0 = –28 °С находят путем интерполяции: Кt = 1.845.

Для вычисления коэффициента KDp надо сначала определить полную раз­ность давлений в зоне над ТРВ.

осушителя = 0.14 бар по ДИН 8949 – независимо от изготовителя и типа аппарата.

DР смотрового стекла: здесь величиной падения давления можно пренеб­речь, поскольку при этом не отмечается сколько-нибудь заметных изменений поперечного сечения. В паяном исполнении смотровое стекло выбирается того же диаметра, каким обладает жидкостный трубопровод.

DР запорного вентиля с ручным управлением: такой вентиль рассчитывает­ся с учетом диаметра имеющегося жидкостного трубопровода, так что обычно падение давления над этой арматурой остается неизвестным.

Изготовитель приводит в таблицах так называемый показатель kV (коэффи­циент пропускной способности) с единицей измерения в м3/час. Этот параметр устанавливается из расчета расхода воды с температурой tW = +20 °С и падением давления в 1 бар.

Для применения в отношении холодильной установки показатель kV при­дется преобразовать с помощью подходящих формул.

Выбран: запорный вентиль с ручным управлением Danfoss BML 12 мм;

коэффициент пропускной способности kV = 1.50 м3/час.

Объемный расход хладагента через данный вентиль составляет:

VF1 = (Q0 ? 3600) / (q0 ? rF1), м3/час

Q0 = 7.8 кДж/с

q0  = h1’ – h4 = 356 – 259 = 97 кДж/кг – удельная холодопроизводительность.

JF1 = 0.00105 м3/кг для R404A по диаграмме lg P – h

rа = 952.38 кг/м3 – плотность хладагента при t3$

VF1 = (7.8 ? 3600) / (97 ? 952.38) = 0.304 м3/час

Падение давления, обусловленное запорным вентилем с ручным управлением BML 12:

DР = (VF1 / kV)2 ? rF1 / 1000, бар

DР = (0.304 / 1.5)2 ? 952.38 / 1000 = 0.0391 бар

DР электромагнитного клапана = 0.1168 бар; DР жидкостного трубопровода = 0.1073 бар.

Вычисление скорости течения n:

n = (Q0 ? 4) / (rа ? q0 ? d1), м/с

где d1 – внутренний диаметр трубы, d1 = 0.01 м.

n = (7.8 ? 4) / (952.38 ? 97 ? 0.01) = 1.075 м/с

Определение падения давления в жидкостном трубопроводе, не считая его восходящего участка:

ж.тр. = (l ? l ? rа ? n2) / (d1 ? 2), бар

где l – коэффициент трения трубы, lмед = 0.03; l – lЭКВ, lЭКВ = 6.5 м (lгеом + 30% как прибавка на фитинги).

ж.тр. = 0.1073 бар

восходящего участка = h ? rа ? g, Н/м2 = Па,

где h – высота восходящего участка, h = 7 м

восходящего участка = 65 399.93 Па = 0.654 бар

распред. системы = DРраспределителя жидкого х.а. + DРраспределительных трубок = 0.5 бар (т.к. используется в данном случае распределитель K?ba-CAL).

В противном случае на практике принимают для распределителя Вентури DР = 0.5 бар и для распределительных трубок DР = 0.5; при использовании распределителя с трубкой Пито получается DР = 3.5.

Расчет полного падения давления при прохождении через ТРВ:

ОБЩ = (18.3 – 2.27) – (0.14 + 0.0391 + 0.1168 + 0.1073 + 0.654 + 0.5) = 14.47 бар

Поправочный коэффициент для указанной выше разности давлений составляет KDp = 0.846.

Номинальная производительность ТРВ вычисляется с помощью формулы:

QН = Q0 ? Kt,Fl ? KDp, кВт

QН = 12.17 кВт.

На основе вычисленной требуемой производительности ТРВ выбираем из каталога (таблица 1) следующий тип Alco TCLE 250 SW. Данный ТРВ имеет номинальную производительность по каталогу Q0 = 12.2 кВт. Эта величина базируется на температуре кипения t0 = 4 °С и температуре конденсации tК = +38 °С с учетом переохлаждения жидкости DT = 1К.

По этой причине требуется пересчет на фактические условия работы установки с помощью расчетной формулы QН = Q0 ? KDp.

Таблица 1 – Выбор ТРВ

ТРВ, модельный ряд

диапазон температур кипения –45 / –30 °С

Типоразмер R134a R22 R404a / R507 R407 Вставка клапана
Тип Номинальная производительность, кВт Тип Номинальная производительность, кВт Тип Номинальная производительность, кВт Тип Номинальная производительность, кВт
TCLE 25 MW 1.5 50 HW 1.9 25 SW 1.3 50 NW 2.1 X 22440-B1B
75 MW 2.9 100 HW 3.7 75 SW 2.6 100 NW 4.0 X 22440-B2B
150 MW 6.1 200 HW 7.9 150 SW 5.6 200 NW 8.5 X 22440-B3B
200 MW 9.3 250 HW 11.9 200 SW 8.4 300 NW 12.9 X 22440-B3, 5B
250 MW 13.5 300 HW 17.3 250 SW 12.2 400 NW 18.7 X 22440-B4B
350 MW 17.3 500 HW 22.2 400 SW 15.7 550 NW 24.0 X 22440-B5B
550 MW 23.6 750 HW 30.4 600 SW 21.5 750 NW 32.9 X 22440-B6B
750 MW 32.0 1000 HW 41.1 850 SW 29.0 1000 NW 44.4 X 22440-B7B
900 MW 37.2 1200 HW 47.8 1000 SW 33.8 1150 NW 51.7 X 22440-B8B
TJRE 11 MW 45 14 HW 58 12 SW 40 14 NW 62 X 11873-B4B
13 MW 57 18 HW 74 14 SW 51 17 NW 80 X 11873-B5B
TERE 16 MW 71 22 HW 91 18 SW 63 21 NW 99 X 9117-B6B
19 MW 81 26 HW 104 20 SW 72 25 NW 112 X 9117-B7B
25 MW 113 35 HW 143 27 SW 99 33 NW 155 X 9117-B8B
31 MW 135 45 HW 174 34 SW 120 42 NW 188 X 9117-B9B
TIRE 45 MW 174 55 HW 223 47 SW 154 52 NW 241 X 9166-B10B
THRE 55 MW 197 75 HW 253 61 SW 174 71 NW 273 X 9144-B11B
68 MW 236 100 HW 302 77 SW 209 94 NW 327 X 9144-B13B

Значения указанной номинальной производительности даны в пересчете на следующие характеристики: температура кипения t0 = 4 °С, температура конденсации tК = +38 °С переохлаждение жидкости DT = 1К на входе в клапан.