Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ методов описания характеристик холодильных герметичных компрессоров. Постановка задач исследования 6
1.1.Методы описания характеристик холодильных герметичных компрессоров 6
1.2. Влияние физических свойств хладагентов на характеристики холодильных герметичных компрессоров 12
1.3.Диметиловый эфир как холодильный агент 17
1.4.Постановка задач исследования 20
Глава 2. Моделирование характеристик малых холодильныхгерметичных компрессоров 22
2.1. Моделирование и методика расчета характеристик холодильных малых герметичных компрессоров 22
2.2. Расчет термодинамических свойств хладагентов 31
2.3. Методика расчета эмпирических коэффициентов kFOCi kFH, Я, TJ3 37
Глава 3. Экспериментальные исследования характеристик холодильного герметичного компрессора 44
3.1. Экспериментальный стенд для исследования характеристик холодильного герметичного компрессора 44
3.2. Объект испытаний, методика проведения и обработки результатов испытаний 54
3.3. Оценка погрешностей измерений 62
3.4. Анализ результатов испытаний холодильного герметичного компрессора на хладагенте R-12 66
3.5. Анализ результатов испытаний холодильного герметичного компрессора на диметиловом эфире 74
Выводы 87
Литература ,89
Приложение 94
- Влияние физических свойств хладагентов на характеристики холодильных герметичных компрессоров
- Расчет термодинамических свойств хладагентов
- Объект испытаний, методика проведения и обработки результатов испытаний
- Анализ результатов испытаний холодильного герметичного компрессора на диметиловом эфире
Влияние физических свойств хладагентов на характеристики холодильных герметичных компрессоров
До последнего времени использовалось ограниченное количество хладагентов, в основном, R-J2, R-22, в меньшей степени R - 502.
Практически все работы по исследованию характеристик холодильных герметичных компрессоров выполнены применительно к этим хладагентам и использование полученных результатов применительно к имеющимся в продаже и разрабатываемым хладагентам, физические свойства которых существенно отличаются от вышеперечисленных, таких, например, как зеотропные смеси или углеводороды, требует определенных обоснований. В то же время влияние физических свойств хладагентов изучено мало. Так, в работе [20] принимается, что коэффициент подачи Л и электрический к.п.д. г}э холодильных герметичных компрессоров зависят только от степени сжатия компрессора.
Исследование влияния физических свойств хладагентов на характеристики холодильных герметичных компрессоров тем более важно, поскольку связано с необходимостью больших материальных затрат для создания или модернизации холодильных герметичных компрессоров под новые хладагенты. Выпускаемые в настоящее время холодильные герметичные компрессоры рассчитаны на применение одного, максимум двух марок хладагентов. В работе [10] проведен анализ влияния на величины коэффициентов подачи Я и эффективного к.п.д. компрессора таких свойств хладагента, как коэффициент адиабаты к, газовой постоянной R, удельной теплоемкости ср.
Особое внимание обращается на влияние на характеристики компрессора водяного эквивалента потока хладагента W-cpMai поскольку он во многом определяет температурный режим работы компрессора.
В то же время приведенные в этой работе результаты сравнительных испытаний компрессора ПГ10 на хладагентах R-22 и R-502 показывают, что коэффициент подачи компрессора ПГ10 для обоих хладагентов практически одинаков во всем исследованном диапазоне степеней сжатия.
Электрический к.п.д. компрессора ПГ10 при работе на хладагенте R — 22 при умеренных степенях сжатия (5...8) также практически совпадает с к.п.д. при работе на хладагенте R — 502, однако с ростом степени сжатия становится существенно меньшим, чем при работе на хладагенте R-502. Нарис. 1.1 представлены зависимости коэффициента Р / полезного действия г}э этих компрессоров от степени сжатия а- н/р для хладагентов R - 502 и R 22.
В настоящей работе приведены результаты пересчета энергетических характеристик холодильных герметичных компрессоров фирмы "L UNITE HERMETIQUE" одинакового описанного объема VH = 3,18м3 /час, приведенных в каталоге [21], работающих на хладагентах R-12, R-22, R- 502. На рис. 1.2 представлена зависимость коэффициента подачи Я от степени сжатия а холодильного герметичного компрессора фирмы "L UNITE HERMETIQUE" описанным объемом Уи= 3.18м3 /час.
Как следует из графиков, коэффициенты подачи Л для хладагентов R-22 и R — 502 близки друг к другу во всем диапазоне степеней сжатия. Коэффициент подачи для хладагента R-502 на 2...5% больше, чем для хладагента R-22, что согласуется с результатами работы [10]. В то же время, значения коэффициента подачи для хладагента R —12 существенно отличаются от значений коэффициентов подачи для хладагентов R- 22 и R-502, особенно при больших степенях сжатия.
Проведенный краткий анализ имеющихся литературных данных показывает, что физические свойства хладагента оказывают определенное влияние на характеристики холодильных герметичных компрессоров. Однако, имеющихся данных недостаточно для того, чтобы разработать надежную методику для пересчета характеристик холодильного герметичного компрессора при переходе на альтернативные хладагенты. Таким образом, вопрос влияния физических свойств хладагента на характеристики холодильного герметичного компрессора требует проведения дополнительных исследований.
Расчет термодинамических свойств хладагентов
Для расчета характеристик холодильной машины, а также герметичного холодильного компрессора необходимо вычислять основные термодинамические параметры хладагента: энтальпию, энтропию, плотность, теплоемкость.
Изучению термодинамических свойств хладагентов, а в общем случае, жидкостей и газов, посвящено большое количество работ. Среди них, в первую очередь, следует упомянуть работы Бадылькеса [39], Парушина, Перельштейна [40], Рида, Шервуда, Праусница [41],
Для расчета термодинамических свойств хладагентов необходимо знать термическое уравнение состояния и зависимость теплоемкости в идеально-газовом состоянии. При этом точность расчета термодинамических свойств определяется точностью термического уравнения состояния. К настоящему времени предложено большое количество термических уравнений состояния, достаточно полный обзор которых дан в монографии [41], Среди них наиболее теоретически обоснованным считается вириальное уравнение состояния Боголюбова-Майера. Для традиционных хладагентов, таких, как аммиак, R12, R22 и др., индивидуальные коэффициенты в вириальном уравнении состояния определены в работах Перельштейна [40].
Согласно этой работе для удобства расчета помимо термического уравнения состояния предлагается использовать уравнения для определения давления насыщенных паров, а также плотности кипящей жидкости.
Следуя [40], выпишем основные уравнения для определения термодинамических свойств хладагентов на основании вириального уравнения состояния Боголюбова-Май ера, преобразованные к приведенным параметрам состояния хладагента.
Термическое уравнение состояния: Для расчета термодинамических свойств хладагентов с использованием вириального уравнения состояния Боголюбова-Майера разработаны две программы: «FREON» (приложение 2) и «FR1» (приложение 3). Программа «FREON» предназначена для расчета термодинамических свойств в двухфазной области состояния; программа «FR1» предназначена для расчета термодинамических свойств в области перегретого пара. Обе программы реализованы на алгоритмическом языке «FORTRAN».
Эти программы будут использованы в дальнейшем при расчете характеристик холодильных компрессоров. К сожалению, вириальное уравнение состояния Боголюбова-Майера не может быть использовано для расчета термодинамических свойств диметилового эфира, а также для ряда новых рабочих веществ холодильных машин, поскольку имеющихся экспериментальных данных по их термодинамическим свойствам недостаточно для определения индивидуальных коэффициентов в этом уравнении. В связи с этим возникает необходимость в разработке метода расчета термодинамических свойств перспективных рабочих веществ холодильных машин с использованием ограниченного объема экспериментальных данных. Эта задача в значительной степени была решена в работах д.т.н. Жердева А.А. [43], который использовал для расчета термодинамических свойств двухпараметрическое уравнение состояния Редлиха-Квонга в модификации Соаве. Им предложен оригинальный метод расчета параметров в уравнении Редлиха-Квонга по экспериментальным данным на линии насыщения, основанный на равноправии всех экспериментальных данных, в том числе, и условий в критической точке. Предложенный Жердевым А.А. метод расчета термодинамических свойств обеспечивает точность их расчета в пределах 5%, что достаточно для инженерной практики. Согласно [43], уравнение Редлиха-Квонга в модификации Соаве имеет вид: а(Т) - некоторая температурная функция, которая определяется по экспериментальным данным на пограничной кривой. В приведенных параметрах уравнение Редлиха-Квонга имеет вид: Для диметилового эфира значения псевдокритических параметров, введенных Жердевым А.А. и коэффициентов Ь, а, /?, у имеют следующие значения: Постоянные интегрирования при определении энтальпии и энтропии соответственно равны: Для расчета термодинамических свойств им разработаны две программы «FRRKN» и «FRRKP» [28]. Подпрограмма «FRRKN» предназначена для расчета термодинамических свойств хладагентов на линии насыщения; подпрограмма «FRRKP» - в области перегретого пара. Обе подпрограммы реализованы на алгоритмическом языке «FORTRAN» и будут использованы в настоящей работе для расчета термодинамических свойств дим етилового эфира. Для получения эмпирических зависимостей для коэффициентов kF0C1 kFHi А, т]э использовалась следующая методика. При прочих равных условиях коэффициенты подачи X и полезного действия г}з являются функциями степени сжатия компрессора а и температуры паров хладагента Г/ на всасывании в цилиндр компрессора. Эти зависимости получают по результатам испытаний компрессора. Как показал предварительный анализ, зависимости Я и цэ от а и Т\ удовлетворительно аппроксимируются многочленами
Объект испытаний, методика проведения и обработки результатов испытаний
В качестве объекта испытаний был выбран герметичный холодильный компрессор компрессорно-конденсаторного агрегата ВН-315(2), характеристики которого приведены в таблице 2 [15]: Для сравнения результатов испытаний с расчетными значениями, проводилось измерение температуры хладагента под кожухом компрессора. Для этого в кожух компрессора были впаяны две гильзы из тонкостенной трубки (видны в верхней части кожуха компрессора на рис.3.6). Гильзы изготовлены из нержавеющей стали 12Х18Н9Т внутренним диаметром 3 мм и длиной 100 мм. Чтобы определить наиболее подходящие места расположения гильз в кожухе компрессора, предварительно был вскрыт кожух компрессора такой же модели. Одна гильза расположена вблизи всасывающего патрубка, другая - с диаметрально противоположной стороны (рис. 3.7). Для лучшей теплопроводности, гильзы наполовину были заполнены маслом, в которое помещались спаи медь-констаитановых термопар. Один из спаев, как было сказано выше, помещался в сосуд со смесью воды и льда. В дальнейшем, при обработке результатов испытаний, за температуру хладагента под кожухом компрессора принималось среднеарифметическое значение показаний этих термопар: термопар. Методика проведения испытаний заключалась в следующем. Для исключения из расчетов при обработке результатов испытаний систематической погрешности - теплопритоков к испарителю из окружающей среды, на первом этапе были определены теплопритоки к испарителю - электрическому калориметру. Для этого предварительно, с помощью вакуумного поста, вакуумировались теплоизоляционные полости электрического калориметра до давления не выше 1x10 мм рт. ст. Далее, с помощью выпрямителя ВСА-111К, на электрическую спираль калориметра подавалось питающее напряжение и устанавливалась мощность, потребляемая спиралью калориметра, равная si0 Вт, которая в дальнейшем при определении теплопритоков поддерживалась постоянной. В таком положении калориметр выдерживался до достижения установившегося режима, который фиксировался по показаниям термометров сопротивления, которые располагались на трубках входа и выхода хладагента из испарителя и измеряли температуру хладагента на входе и выходе из испарителя Т7, 7& 7 Т10. В общем виде зависимость, определяющая теплопритоки к испарителю-электрическому калориметру из окружающей среды выглядит следующим образом: где Ти - температура хладагента внутри испарителя, kFu - коэффициент пропорциональности. В качестве температуры хладагента внутри испарителя при расчете теплопритоков из окружающей среды было принято среднеарифметическое значение показаний четырех термометров Экспериментальное определение характеристик герметичного холодильного компрессора проводилось в следующей последовательности. С помощью вакуумного поста вакуумировались теплоизоляционные полости электрического калориметра до давления не выше 1 х 10"3 мм рт. ст.
Остаточное давление контролировалось по мановакууметру, установленному на вакуумном посту. Перед испытаниями контур рабочего тела вакуумировался до остаточного давления 1 х 10"1 мм рт. ст. Из паспортных данных известно, что компрессорно-конденсаторный агрегат на базе компрессора ВН-315(2) должен быть заправлен хладоном R-502 в количестве v — 9моль. Хладон был заправлен в агрегат в таком же количестве молей. Масса заправляемого хладагента была определена по формуле: Далее с помощью щита управления включалось измерительное оборудование и компрессорно-конденсаторный агрегат. Вращением вентиля дросселирующего устройства ДР устанавливалось заданное давление хладагента Р3 на всасывании в компрессор, которое поддерживалось постоянным в процессе испытаний на данном режиме. Через выпрямитель ВСА-111К на спираль испарителя -электрического калориметра подавалось напряжение постоянного тока. С помощью выпрямителя устанавливалась мощность, при которой хладагент на выходе из испарителя - электрического калориметра находился в заведомо перегретом состоянии. Режим считался установившимся, если в течение одного часа мощность, потребляемая калориметром и параметры хладагента (температура и давление) на выходе из испарителя -электрического калориметра практически не изменялись. На установившемся режиме проводилось измерение параметров холодильной машины согласно табл. 1. Обработка результатов испытаний проводилась по методике, аналогичной изложенной в п. 2.3. Расход хладагента определялся по формуле: К=7% ГДЄ і6 - энтальпия хладагента на выходе из испарителя, і 4 - энтальпия на входе в дросселирующий вентиль. Холодопроизводителыюсть холодильной машины определялась как сумма мощности N I U потребляемой калориметром и теплопритоков Qr к испарителю - электрическому калориметру: Как уже было отмечено, мощность, потребляемая калориметром, устанавливалась таким образом, что хладагент на выходе из калориметра находился в заведомо перегретом состоянии.
При этом вследствие регенерации тепла в регенеративном теплообменнике, хладагент на выходе из регенеративного теплообменника на линии высокого давления находился в состоянии переохлажденной жидкости, что позволяло однозначно идентифицировать состояние хладагента на входе в дросселирующий вентиль. На выходе из испарителя состояние хладагента, как было сказано выше, находилось в виде пара. Таким образом, удельная производительность цикла определялась по следующей зависимости: где энтальпия іб определялась по давлению Р2 на выходе из испарителя и температуре Т6 хладагента обратного потока на входе в регенеративный теплообменник,
Анализ результатов испытаний холодильного герметичного компрессора на диметиловом эфире
Экспериментальные результаты испытаний герметичного холодильного компрессора на диметиловом эфире представлены в табл. 6. Обработка результатов испытаний проводилась с помощью программы «КОМРЗ». В результате обработки были получены следующие аппроксимирующие зависимости для коэффициента подачи Хтэ и коэффициента полезного действия При этом среднеквадратичная погрешность аппроксимации соответственно составила: Сопоставление экспериментальных и рассчитанных зависимостей значений коэффициента подачи и электрического КПД компрессора г}э представлено в таблице 7. Для коэффициентов ICFQC и kFH были получены следующие зависимости: Среднеквадратичные погрешности аппроксимации соответственно составили: Сопоставление фактических и сглаженных коэффициентов (kFacJjim и (kFl{)m3 приведено на рис. ЗЛО. На рис. 3.11 приведено сопоставление сглаженных значений коэффициентов kF и kFN для R —12 и для ДМЭ. При этом для того, чтобы сопоставить значения этих характеристик с аналогичными для хладона R-12, в качестве независимой переменной принято произведение срМа. Как следует из графиков на рис, 3.11, значения kFn для хладона R-12 и диметилового эфира, при одинаковых значениях произведения срМа практически совпадают. В то же время значения параметра kF для диметилового эфира существенно выше, чем для хладона R-12 при одинаковых значениях произведения срМа. Другое обстоятельство, на которое следует обратить внимание, заключается в том, что угол наклона прямых kF и kF!f, как для диметилового эфира, так и для хладона R-12, практически совпадают и в координатах kF crMa близки друг к другу. При этом угол наклона прямых kF и kFH для диметилового эфира несколько выше, чем для хладона R-12. Сопоставление экспериментальных данных и сглаженных с помощью полученных эмпирических зависимостей для Лма, т]эдмэ, (kF0C)A! t (kFH)m3, как и для хладона R-12, производилось по холодопроизводительности QB, потребляемой мощности N3, температуре диметилового эфира под кожухом компрессора Г/ и на выходе из компрессора Ти- Результаты этого сопоставления приведены в табл. 8.
Среднеквадратичные погрешности сопоставления экспериментальных и рассчитанных с помощью эмпирических зависимостей для 1тз, г(этз, (kFoc)m:i, (kFH)m3 для Мд N3, 7//, Т}} соответственно составили: Из анализа экспериментальных данных видно, что отношение температуры на всасывании в компрессор Т, к температуре хладагента под кожухом компрессора Т] - величина практически постоянная и не зависит от режима работы: для R-12 -+ = 0.892...0.908, а для ДМЭ -+ = 0.891...0.902. В связи с вышесказанным методика расчета характеристик холодильного герметичного компрессора может быть упрощена. При этом следует обратить внимание на то обстоятельство, что на первом режиме испытаний при наименьшем расходе диметилового эфира относительная погрешность расчета температуры хладагента на выходе из компрессора составляет 18.84 %, Это объясняется тем, что, по-видимому, при малых расходах хладагента зависимость коэффициента kFu от расхода носит нелинейный характер.
При нулевом расходе хладагента очевидно, что в отличие от коэффициента kF , коэффициент kFH должен равняться нулю, т.е. kFH =0. Таким образом, рассчитанное с помощью эмпирической зависимости значение kFH завышено. В целом, проведенное сопоставление результатов испытаний и расчета показывает, что предложенная методика, как и для хладагента R-12, с достаточной для инженерной практики точностью обеспечивает расчет характеристик герметичного холодильного компрессора при работе на диметиловом эфире и может быть применена при использовании других хладагентов. На рис. 3.12 представлена зависимость коэффициента подачи X компрессора ВН-315(2) от степени сжатия а для хладагентов R-12 и ДМЭ для различных значений температуры Т\ хладагента под кожухом компрессора. Как следует из графиков, при малых степенях сжатия коэффициент подачи компрессора ВН-315(2) при работе на ДМЭ выше, чем на хладагенте R-12, а при высоких степенях сжатия наоборот, коэффициент подачи компрессора ВН-315(2) при работе на хладагенте R-12 выше, чем при работе на ДМЭ. Аналогичный характер имеют зависимости электрического к.п.д. г}э компрессора ВН-315(2), которые приведены нарис. 3.13. При этом зависимость как коэффициента подачи /L, так и электрического к.п.д. 7]э, для ДМЭ более существенно зависит от степени сжатия, чем для хладагента R-12.
