Расчет терморегулирующего вентиля

11 Сен 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 Р_K: Р_K – 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 DР_о6щ = (Р_K – 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; t_R = –20 °С; t₀ = –28 °С; DТ (разность температур) = 8 К; испаритель SGВЕ 101 фирмы K?ba с много­кратным впрыском через распределитель K?ba-CAL: t_К = +40 °С, t₃ = +38 °С; t_1’ = –22 °С; хладагент R404А; жидкостный трубопровод d_ж = 12 х 1 мм; l_геом = 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; t_К = +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:

Q_Н = Q₀ ? K_t,Fl ? K_Dp

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

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

DР_{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 k_V (коэффи­циент пропускной способности) с единицей измерения в м³/час. Этот параметр устанавливается из расчета расхода воды с температурой t_W = +20 °С и падением давления в 1 бар.

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

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

коэффициент пропускной способности k_V = 1.50 м³/час.

Объемный расход хладагента через данный вентиль составляет:

V_F1 = (Q₀ ? 3600) / (q₀ ? r_F1), м³/час

Q₀ = 7.8 кДж/с

q₀  = h_1’ – h₄ = 356 – 259 = 97 кДж/кг – удельная холодопроизводительность.

J_F1 = 0.00105 м³/кг для R404A по диаграмме lg P – h

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

V_F1 = (7.8 ? 3600) / (97 ? 952.38) = 0.304 м³/час

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

DР = (V_F1 / k_V)² ? r_F1 / 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) / (r_а ? 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:

DР_ж.тр. = (l ? l ? r_а ? n²) / (d₁ ? 2), бар

где l – коэффициент трения трубы, l_мед = 0.03; l – l_ЭКВ, l_ЭКВ = 6.5 м (l_геом + 30% как прибавка на фитинги).

DР_ж.тр. = 0.1073 бар

DР_{восходящего участка} = h ? r_а ? g, Н/м² = Па,

где h – высота восходящего участка, h = 7 м

DР_{восходящего участка} = 65 399.93 Па = 0.654 бар

DР_{распред. системы} = DР_{распределителя жидкого х.а.} + DР_{распределительных 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:

DР_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 K_Dp = 0.846.

Номинальная производительность ТРВ вычисляется с помощью формулы:

Q_Н = Q₀ ? K_t,Fl ? K_Dp, кВт

Q_Н = 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 t_К = +38 °С с учетом переохлаждения жидкости DT = 1К.

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

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 t_К = +38 °С переохлаждение жидкости DT = 1К на входе в клапан.