2019, Vol. 35
对非共沸混合工质制冷循环的深入研究推动了单级压缩节流制冷机在深冷领域的应用，而自动复叠制冷循环（auto-cascade refrigeration cycle，ARC）制冷机在这类制冷机中具有明显优势。ARC系统采用的都是混合工质，它可以在−220～−40 ℃的广阔温度区域内灵活应用。自动复叠制冷循环结构简便、性能可靠的特点使其具有很强的实用性［1］。
由于ARC系统中工质成分复杂，导致工作中工质的运行成分不可控性变大。系统中工质的充注比例往往不是运行比例。同时，在充注气体时，工质在系统中的滞流是必须要考虑的重要因素，这种特性是非共沸工质自身特性和循环硬件回路结构特点综合作用的结果。国内有学者对混合工质组元的选择、配比的优化、热物性计算及预测、工作压力的优化等做了大量的研究［2-4］，为后续研究打下了良好的基础。一些研究者以相分离器中两处气体成分分析采样点为例分析了多级自动复叠制冷系统在非共沸混合工质运行过程中由于相分离、积液和工质积存等原因引起的混合工质组分发生变化的问题［5-7］。
本文基于五级自动复叠系统，对其运行成分进行采样、测试和分析，并将系统的运行工况、各温度测点以及压力测点等采集到的数据与气象色谱仪分析得到的数据进行比较，全面了解循环过程中的状态，为混合工质的运行成分分析提供指导与建议。
1 实验原理及装置本文对五级自动复叠制冷循环展开研究。选择的是1HP的常规制冷压缩机，所设计的制冷循环如图1所示。对该系统进行改进，并对其部分系统进行重新设计，增设了一个真空筒，对低温部分采用真空筒并进行保温处理，同时更进一步优化了设计，精简了结构。本文针对系统中气体运行成分以及制冷剂充注配比进行研究。
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K1~K6—运行成分采样点; D1~D4—气液分离器; E1~E5—干燥过滤器; F1~F6—中间换热器; G、G1~G5—毛细管; A—压缩机; B—冷凝器;H—蒸发器; E—干燥过滤器; I—膨胀容器; P—压力控制器; M—电磁阀; 0—压缩机入口; 1—压缩机出口; 2、3、4、5、6、7—各级换热器高温工质入口; 8、9、10、11、12、13—各级换热器低温工质出口; 14、15、16、17—各级气液分离器入口; 18、19、20、21、22—各级毛细管入口; 23、24、25、26、27—各级换热器低温工质入口; 28、29、30、31、32—各级毛细管出口 图 1 五级自动复叠制冷循环系统 Fig.1 Five-stage automatic cascade refrigeration cycle system |
本系统与其他系统的区别在于其压缩机吸入口与最后一级气液分离器之间增加了一个膨胀容器和缓冲器，增加的这一回路由电磁阀控制。由于系统开机时温度还未达到要求，中低温工质仍以气态存在，导致吸入气体的压力过高，此时，电磁阀会打开，以便迅速降低吸入口压力，从而保证压缩机的正常工作。而膨胀容器和缓冲器会降低电磁阀通断时对系统的冲击，保证系统的平稳运行［8］。膨胀容器的主要作用在于降低机组停机后的平衡压力，从而保护系统。
根据实验要求选择合适的制冷剂，分别为R600a、R23、R14、R740、R728。各制冷剂相关物性参数如表1所示，表中：ODP为臭氧衰减指数，表示对臭氧层的危害程度；GWP为温室指数，表示对造成温室效应危害程度。通过气液相平衡图计算出制冷剂的初步配比，再经过多次的验算和对比［9］，最终选定混合制冷剂R600a、R23、R14、R740、R728初始充注质量比为45∶25∶20∶5∶5。经过数据分析对系统中的制冷剂配比进行进一步的调整。然后再进行气体分析，重新改变比例，最终获得的系统稳定工况为：充注气体压力为1.2 MPa；排气压力为1.9 MPa；压缩比为9；最终蒸发器进口温度为−126 ℃；开机后系统需要7.3 h达到稳定。系统中最终混合工质R600a、R23、R14、R740、R728的充注质量比为50∶21.8∶24.7∶2.5∶1，工质总质量为465 g。
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表 1 所选工质的主要物性参数 Table 1 Main physical parameters of the selected working fluids |
为了对气体组分进行更直观的分析，采用GC112A气相色谱仪［10-11］与N（VI）2000色谱数据工作站联合分析气体组分。由于设备精度原因未能检测出R23气体，因此主要对系统中的工质R600a、R14、R740、R728进行分析。
气相色谱仪图谱的清晰度与准确度对实验过程有很大的影响，且均依靠其出峰的时间和出峰的稳定程度来保证。所以实验必须将图谱调整到合适的状态。在样品气体R600a、R14、R740、R728质量比为32∶15.5∶20.5∶32时进行实验，通过控制变量法依次控制载气流量，再利用恒定电流法，通过对比谱图中气体峰值的先后顺序来确定工质的成分和比例［12］。图2为样品气体标况下的图谱。表2为样品气体的分析结果。当选取图2和表2的实验方案为气体图谱的标况时，得到的结果最贴近样品气体的比例，而且峰值时间也合适。进行气体采样时，需注意：①系统必须处于运行状态且达到稳定；②必须控制好时间差，因为一旦对某个测点采样后，系统的稳定性就会遭到破坏，所以必须快速采样；③采样时要注意样品的量，不能太少，否则检测不出。
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图 2 样品气体标况下的图谱 Fig.2 Sample gas spectrum under the standard condition |
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表 2 样品气体的分析结果 Table 2 Analysis results of the sample gas |
将本实验中系统稳定工况下采集到的数据与标准数据进行对比，在G1～G5稳定工况下温度分别为−20、−40、−76、−105、−126 ℃时对K1～K6运行成分进行采样分析。
2.2.1 测试点K1工质组分分析气体样品测试点K1测试的是压缩机吸入口中工质的组分，图3和表3分别为K1对应的气体图谱和分析结果。从表3中可以看出，吸入口有三种工质，经过对比，按照出现的时间顺序各波峰对应的工质分别为R14、R740和R600a，混合工质R600a、R14、R740的质量比约为 38∶20∶42。经分析，吸入口应有R23和R728，但是R23和R728未被检出。分析其原因有：①开机时系统由于压力过高保护后，气体进入膨胀容器后大量滞留在其内，使R23和R728无法进行正常循环；②R23和R728在系统中的量太少，没有参与循环；③在采样时未采集到R23和R728前就关闭了采样阀。另外，从表3中可以看到，只有少量R600a和R14进入回气管路，其原因是由于系统中R600a和R14大部分都以液体存在，参与循环的量很少，而系统中大部分R740是不凝性气体，所以气体比例会与充注时的相差很大。
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图 3 压缩机吸入口气体图谱 Fig.3 Gas spectrum of the compressor suction port |
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表 3 压缩机吸入口气体的分析结果 Table 3 Gas analysis results of the compressor suction port |
气体样品测试点K2测试的是气液分离器D1中工质的组分。图4和表4分别为K2对应的气体图谱和分析结果。图4中有三个波峰，可以确定检测出三种工质。对照波峰出现的时间顺序可以看出，对应的三种物质分别为R14、R740和R600a，混合工质R600a、R14、R740的质量比为6∶31∶63。理论上，经过第一级气液分离器后，样品中仅有少量R600a，这与所测结果相差不大。而这三种物质中，R14和R740的质量比为1∶2，这与充注配比相差较大，同时可以看到，与吸气口相比，R14和R740比例相差不大。在该测试点，气体中仍有R23存在，但是仪器未能检出。
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图 4 气液分离器D1气体图谱 Fig.4 Gas spectrum of the gas-liquid separator D1 |
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表 4 气液分离器D1气体的分析结果 Table 4 Gas analysis results of the gas-liquid separator D1 |
气体样品测试点K3测试的是气液分离器D2中工质的组分。图5和表5分别为K3对应的气体图谱和分析结果。图5中只有两个波峰，经过对比，可以得到按照出现的时间顺序两个波峰对应的工质分别为R14和R740。结果显示，混合工质中R14、R740的质量比为42∶58。首先，第二级分离器内不存在气态制冷剂R600a，都变成了液体。而R14和R740这两种制冷剂的质量比与上级气液分离器D1的质量比变化不大，约为1∶1.5，R14的含量有所上升。可以看到，第二级中间换热器运行方向出口温度为−25 ℃，R14和R740不可能发生冷凝。这种变化是由气体在系统内发生了滞留或工质流动的不均匀造成的。
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图 5 气液分离器D2气体图谱 Fig.5 Gas spectrum of the gas-liquid separator D2 |
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表 5 气液分离器D2气体的分析结果 Table 5 Gas analysis results of the gas-liquid separator D2 |
气体样品测试点K4测试的是气液分离器D3中工质的组分，图6和表6分别为K4对应的气体图谱和分析结果。图6中只有两个波峰，经过对比，可以得到按照出现的时间顺序的两个波峰对应的工质是R14和R740，结果显示混合工质R14、R740质量比为48∶52。注意到此级并没有R600a，且R14的质量分数增加。分析原因为：①R14在该级的滞留量相对较大，该级存在大量的R14气体；②对样品进行采集时，流动工质具有不稳定性，使得结果偏差变大，导致R14检测值变大。
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图 6 气液分离器D3气体图谱 Fig.6 Gas spectrum of the gas-liquid separator D3 |
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表 6 气液分离器D3气体的分析结果 Table 6 Gas analysis results of the gas-liquid separator D3 |
气体样品测试点K5测试的是气液分离器D4中工质的组分。图7和表7分别为K5对应的气体图谱和分析结果。图7中只有两个波峰，经过对比，可以得到按照出现的时间顺序两个波峰对应的工质分别为R14和R740。结果显示，混合工质中R14、R740质量比为36∶64，接近初始的循环比例。当不考虑上一级测试结果时，发现R14的质量分数逐渐增加。第四级中间换热器出口温度为−96 ℃，在该温度下有少部分R14发生冷凝液化，而在系统中其质量分数在变大，说明工质R14在流动过程中有部分滞留。R740在该级的质量分数大幅降低有两个原因：①R740在前几级一直是以不凝性气体存在，流动时有极大的不稳定性，同时在系统中的滞留量较大，其质量分数一直在波动；②工质R740在该级已部分发生液化并参与循环。同时，未发现R728原因是：①其质量分数太少，未能参与到循环中；②由于流动时的不均匀性，采样时未能采集到R728。
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图 7 气液分离器D4气体图谱 Fig.7 Gas spectrum of the gas-liquid separator D4 |
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表 7 气液分离器D4气体的分析结果 Table 7 Gas analysis results of the gas-liquid separator D4 |
气体样品测试点K6测试的是第五级毛细管G5节流后的工质的组分。图8和表8分别为K6对应的气体图谱和分析结果。从图8中可以看出，第五级的测试结果与第四级测试结果相差不大，按照出现的时间顺序两个波峰对应工质分别为R14和R740。结果显示，混合工质中R14、R740的质量比为22∶78。理论上该级在节流后主要工质应为R728，但是根据节流后温度−126 ℃判断，工质不可能为R728。而第六级中间换热器F6的出口温度为−110 ℃，结合R14和R740的气液相平衡图分析，因为工质存在形式为气液两相，所以R14气体的比例减少较多，流入第五级毛细管的工质为气液两相；同时可看到在该循环中最终是由R14、R740组成的混合物代替了R728进入蒸发器进行蒸发。
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图 8 毛细管G5节流后气体图谱 Fig.8 Gas spectrum after throttling of the capillary G5 |
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表 8 毛细管G5节流后气体分析结果 Table 8 Gas analysis results after throttling of the capillary G5 |
本文搭建了一套五级自动复叠制冷循环系统，经过调试得到了−126 ℃的低温环境。本实验仅初步运用气相色谱仪以及其工作站对五级自动复叠系统中的制冷剂进行了研究。由于实验中并未测出R23、R728这两种工质，所以得到的实验结果还不够完善，但对于进一步的研究还是有一定的指导意义。本文主要结论为：
（1）自动复叠制冷循环中制冷剂的配比影响很大。运行过程中，充入R14能有效地降低系统温度，但会增加系统压力。系统充注的低温制冷剂越多，不凝性气体越多，系统稳定性就越差。
（2）ARC系统中工质运行状况较复杂，存在制冷剂滞留和流动不均匀等情况，所以制冷剂在制冷循环中的循环量与充注量不相等，而且这些状况也造成了气体采样的不准确性，可能会使分析结果偏离原来的方向。
（3）ARC系统中制冷剂的实际充注量与计算结果相差较大。在确定制冷剂配比的过程中不可控制因素很多，各个制冷剂工质之间相互制约。要想获得更低的温度，充入某种工质会影响所有工质的运行状况，系统各级温度都会发生变化，须注意补充适量其他制冷剂。
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