E冷冻油在喷淋式蒸发器中的影响.docx

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E冷冻油在喷淋式蒸发器中的影响

冷冻油对R134A和R22管束喷淋蒸发换热性能的影响

ShaneAMoeykensMichaelB.Pate

翻译：

huym

摘要

本文研究冷冻油对喷淋蒸发换热性能的影响。

用制冷剂R134A对强化冷凝管、强化沸腾管、低翅管和光管的三角形管束进行了实验，油品采用了R134A制冷剂常用的340-SUS聚酯油。

分别以油相对于制冷剂/油混合物的质量百分比浓度1%和2.5%进行喷淋蒸发换热性能实验。

制冷剂R134A的实验采用了2种喷淋量以便从数据中来解释液膜供应量的影响。

对制冷剂R22与强化沸腾管束和光管束也进行了有限的实验，油品采用300-SUS烷基苯油（alkyl-benzene）。

制冷剂经位于管束正上方的低压降宽角喷嘴喷淋在管束上。

在R134A和R22的实验中设置了制冷剂收集器，以便判断接触管束的制冷剂百分比。

实验发现少量聚酯油对R134A制冷剂的换热性能产生了明显的增强。

在本实验被评价的相关参数中，油浓度对壳侧换热系数的影响比液膜供应量更大。

正如预测，相同饱和温度2C的无油R22的换热系数比无油R134A更高。

但是，含1%聚酯油的R134A混合物对强化沸腾管束表面的换热系数，比含1%烷基苯油的R22混合物对强化沸腾管束表面的换热系数高。

介绍

工业用大型制冷机蒸发器的传统换热模式是池内沸腾。

池内沸腾要求蒸发器中有很大的制冷剂充注量，成本不菲，特别是考虑到正进入工业应用的氯氟碳（CFC）新替代物质，成本更高。

对传统满液式蒸发器的一种替代形式是喷淋式蒸发器。

而且，相对于池内沸腾换热，喷淋式蒸发提供增强换热系数的潜力，并且能实质上减少给定容量机组的制冷剂充注量。

过去的工作主要集中于水和氨。

以下仅对卤代烃制冷剂的研究文献作一回顾。

Nakayama等人（1982）介绍了制冷剂R11竖板降膜换热实验。

通过将实验台上的换热面旋转90度，该实验装置既能进行池内沸腾实验，也能进行降膜换热实验。

其实验结果表明，对多孔核态沸腾表面和光滑表面的降膜实验所获得的换热系数比池内沸腾大。

在降膜换热模式中，所测得的多孔核态沸腾表面换热系数几乎与供液量无关，管子不能润湿的情况除外。

有槽垂直表面的实验结果显示低过热度（TW-TS）蒸发是换热的主要模式。

在蒸发占主导的换热状况下，换热系数与过热度无关（例如q”）.然而，只在流量接近0.2kg/（s.m）时才发现发生蒸发为主导的换热。

当制冷剂供应量大于0.2kg/（s.m）时，有效成核增多，随热流密度的增加换热性能提高。

当供应量低于此值时，换热性能随热流密度成反比变化。

Danilova等人（1976）评价了直径18mm的不锈钢光管的单管和管束在R22、R12和R113中的沸腾和非沸腾换热性能。

该研究揭示蒸发占主导的换热状况下，换热系数与液膜供应量有关，而与热流密度及饱和温度几乎无关。

在沸腾占主导的换热状况下，换热系数主要与饱和温度相关，但在过渡区（即蒸发和沸腾效应差不多）换热系数与液膜供应量、热流密度和饱和温度有关。

在蒸发主导区发现降膜换热系数是池内沸腾的2到5倍。

蒸发主导区发生在1~6KW/M2的热流密度范围内。

Danilova也对排排之间的距离与管径的比值（S/D）对换热系数的影响进行了分析。

S/D比值由1.1增加到1.5时比由1.5增加到2.0时换热系数增强得更多。

在沸腾完全形成区，换热系数与S/D比值及液膜供应量完全无关。

设计喷淋蒸发系统的目标是在可能最低的供液量时能增加换热系数或至少等于池内沸腾的换热系数。

一光管的单管研究（Moeykens和Pate1994），调查了低液膜供应量的换热性能，并将直径19.1mm管的喷淋蒸发性能与池内沸腾系数进行了比较。

在管壁热流密度为22.5KW/M2的情况下，当液膜供应量为0.013kg/（s.m）时，喷淋蒸发换热性能低于池内沸腾。

该管壁热流密度对应的过供比大约为4。

液膜供应量0.013kg/（s.m）名义上相当于Nakayama等人（1982）的竖板研究的最低供液量。

评价冷冻油对换热性能的影响是重要的，因为许多工业制冷机都是制冷剂和油的混合物在流动。

Moeykens等人（1995a）已经进行过制冷剂R134A和POE油的混合物浓度最大5%时的各种翅化管和强化管的单管实验研究。

该研究揭示出液膜中的冷冻油产生的发泡作用对换热性能起到了增强作用。

Dougherty和Sauer（1975）、Chaddock（1976）、Sauer等人（1978、1980）、Stephan和Mitrovic（1975）、Wanniarachchi等人在以前的研究文献中介绍和讨论过池内沸腾发泡现象及其对换热的增强效果，但其过程机理没有被很好地理解。

Moeykens和Pate（1995）、Moeykens等人（1995b）介绍了无油134A的管束试验数据。

第一个研究（Moeykens和Pate1995）显示，在几种制冷剂供液量和喷嘴布置情况下，低翅管三角形管束在喷淋蒸发模式下的壳侧对流换热系数都要比池内沸腾更大。

第二个研究（Moeykens等人1995b）报告了在整个热流密度评价范围内，强化冷凝管三角形管束在喷淋蒸发模式下的壳侧对流换热系数都要比池内沸腾环境中的核态沸腾强化管更大。

本文报告的工作涉及三角形管束在R134A和340-SUS聚酯油混合物中换热性能。

也介绍了在R22和烷基苯油混合物的几个有限实验与R134A结果的比较。

测试装置

用于本研究的实验装置能够测量池内沸腾和喷淋蒸发的换热系数。

装置包括几个主要部分：

实验段、管束、制冷剂回路、喷淋喷嘴装配件、乙二醇/水回路、封闭水回路（纯水）、油注入及取样站和数据采集设备。

Moeykens和Pate（1995）的文章曾对本实验装置进行过详细介绍。

实验装置原理图如图1。

图1。

实验装置原理图

管束正上方用可从市场上买到的低压降宽角喷嘴分配制冷剂。

本研究喷嘴布置的尺寸规格为：

●喷嘴在管束上方的高度66.7mm

●喷嘴喉部直径5.6mm

●喷淋液柱类型实心圆锥

●喷嘴数量7个

●喷嘴布置间距88.9mm

在原先的无油R134A研究中（Moeykens和Pate1995；Moeykens等人1995b）也是这样的喷嘴布置，在那些实验的同时进行了收集器实验。

本研究中用的喷嘴产生110~140度角实心制冷剂锥体。

锥角具体大小取决于系统制冷剂循环量。

本实验中制冷剂喷出喷嘴时绝对没有闪发。

240V加热器确保进入喷嘴盒的制冷剂的供液温度维持在0.0到3.0。

C之间，如图1所示加热器位于制冷剂泵的下游。

特别指出的是，输送制冷剂的屏蔽泵需要有2到4。

C的过冷度，加热器的作用是调节泵后制冷剂温度到0.0到2.0。

C。

本研究对4种不同的铜管进行了评价。

采用Webb和Pais（1991）推荐的命名，被试铜管是W-SC管（Wieland1993a）、Tu-B管（Wolverine1993a）、W-40管（Wolverine1993b）和光管（Wieland1993b）。

本研究中的4种管子的尺寸见表1。

W-40管是一种1575翅/米（40fpi）的低翅强化管。

W-SC管是一种带有Y形翅顶类似于低翅的强化冷凝管。

Tu-B管是一种已开发用于池内沸腾的核态沸腾强化管。

表1铜管几何尺寸

类型

翅片数翅/米

外径

D0（mm）

内径

Di（mm）

翅根径

Dr（mm）

翅高

Dr（mm）

光管

-

18.9

16.4

-

-

W-40

1575

18.7

15.7

17.1

0.9

W-SC

1024

18.9

14.2

16.8

1.1

Tu-B

1575

18.7

16.1

17.4

0.7

管束布置尺寸如图2所示（图中尺寸为英寸）。

管束总长660.4mm，两端各有一厚度25.4mm的不锈钢管板。

管束共4排每排5根管子。

由于实验装置热容量的限制，每排的第一根都被堵住变成了哑管。

图2。

三角形管孔布置

冷冻油通过油处理站注入和取样。

由低浓度逐渐到高浓度，冷冻油按照实验所需量分次成批注入。

处理站使用三个可来回运动的唧筒。

一个唧筒用于注入冷冻油，另外的唧筒用于每次抽取两个制冷剂/油混合物试样。

注入装置的冷冻油量通过测量油的密度和唧筒活塞在油注入时的位移长度来计算。

氮气用来向唧筒活塞提供动力，也用来施加背压使混合物被漫漫地抽入取样唧筒而制冷剂没有闪发。

取样口位于制冷剂回路中注油口的上游，这样做的好处是当混合物到达取样口时，油已在回路中与制冷剂充分混合了。

且注入和取样的时间间隔为4小时。

取样后，制冷剂经过节流阀从混合物中挥发掉，在出口用一个布质过滤器收集蒸汽带出的的冷冻油。

再将唧筒抽真空以便除掉油中残留的制冷剂。

空唧筒+清洁过滤器、满唧筒+清洁过滤器、只剩油的抽空唧筒+收集了油的过滤器被分别称重并记录。

除了取样器的尺寸比标准稍小外，用这三个重量计算的油的质量含量符合标准ASHRAE41.4-1984的要求。

用电子天平称量的重量的精度为±0.01克。

数据采集依靠一台台式电脑、一个万用表、一个50通路的采集器来完成。

采集到的数据通过阴极射线管（CRT）显示，并存储在硬盘上。

装置的检测仪表包括10个热电偶、3个压力传感器、7个温度计和2个质量流量计。

实验程序

下面介绍本研究的数据采集程序。

每轮数据采集得到7个温度数据，通过将热流密度从40KW/m2减小到19KW/m2的方式来进行实验，这个热流密度范围与管束热负荷23~11KW相对应。

采用减小热流密度的方式来进行实验，是为了避免使沸腾增加而增大热流密度时的换热滞后效应。

在R134A实验中采用了两个制冷剂供液量15kg/min和35kg/min（译者注：

对应供应量为0.02050和0.04784kg/（m.s）;对应喷淋密度为0.3434kg/（m2.s）和0.8015kg/（m2.s））。

R22实验中采用了一个制冷剂供液量15kg/min。

由于每轮测试中制冷剂供液量是固定的，当管束负荷不断减小时，相应地，液体过供比不断增加。

固定制冷剂供液量是为了消除同时改变供液量和管束负荷时可能产生的换热滞后效应。

冷冻油影响实验是在实验段压力固定的情况下来收集数据。

用R134A做实验时压力为314.5kpa（45.6psia）,用R22时的压力为531.3kpa（77.1psia），这两个不同的压力对应相同无油制冷剂饱和温度2。

C。

进行的溶解度分析用于确定R134A/POE油混合物以及R22/烷基苯油混合物的温度压力关系。

这种分析使得在进行冷冻油影响实验时能根据测得的实验段压力计算出饱和温度。

运行参数设定及每个设定最大的允许偏差规定如下：

●R134A饱和压力：

314.5kpa±0.6kPa，

●R22饱和压力：

531.3kpa±0.8kPa，

●管束热负荷：

设定值±0.3KW，

●制冷剂质量流量：

设定值±2.0kg/min，

●喷淋盒中液体温度：

0.0~3.0。

C，

●管束温差△T（水侧）：

1.9~2.1。

C。

将管束水侧测温差维持在2.0。

C是为了减小换热系数测量误差，确保在管束长度方向上换热系数变化最小。

数据整理

壳侧对流换热系数基于对数平均温差（LMTD）进行计算。

温度计测量水侧进、出口温差，用公式

（1）计算水侧换热量：

（1）

公式

（2）定义实验段的对数平均温差（LMTD）。

公式

（1）和

（2）可以用于整个管束的计算，也可通过测量单排出口温度进行相应的计算。

（2）

知道水侧换热量和对数平均温差就可以用公式（3）计算总传热系数：

（3）

变换公式（3）可以定义壳侧对流换热系数：

（4）

公式（5）和（6）分别表示实验段的热平衡式和实验段的再供比（RCR）。

系数x定义为供液量中蒸发掉的制冷剂量。

（5）

（6）

再