阮建文，黃彥陶，張成，梁競(jìng)維，顏栩翰，羅華茂

（廣東海洋大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，廣東湛江，520444）

管翅式蒸發(fā)器在冷凍冷藏領(lǐng)域得到非常廣泛的應(yīng)用，同行對(duì)于管翅式蒸發(fā)器的強(qiáng)化換熱的研究也日久彌新［1］。對(duì)于大型的制冷系統(tǒng)，管翅式蒸發(fā)器作為重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器，提高蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)的流速是強(qiáng)化換熱常規(guī)手段，通過(guò)熱虹吸原理使工質(zhì)液體再循環(huán)，從而使蒸發(fā)器工質(zhì)側(cè)的換熱得到改善［2］［3］。氣液分離器是重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)最重要的制冷系統(tǒng)組件之一，與直接膨脹供液所采用的氣液分離器不同，重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)用氣液分離器一般采用“兩進(jìn)兩出”方式進(jìn)行氣液分離，在無(wú)附加其他能量消耗的前提下，為再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器提供供液壓頭進(jìn)行多倍供液，在重力供液制冷系統(tǒng)中，氣液分離器不僅對(duì)來(lái)自蒸發(fā)器回汽管內(nèi)的兩相制冷劑進(jìn)行氣液分離，防止壓縮機(jī)液擊，而且自身必須要有一定的液位，為再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑多倍循環(huán)提供動(dòng)力，保證制冷系統(tǒng)的正常運(yùn)行，因此，設(shè)計(jì)或采用適合于重力供液制冷系統(tǒng)的氣液分離器對(duì)于整個(gè)系統(tǒng)的有效運(yùn)行有重大的影響。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)氣液分離器做了較多的研究，宋賢良［4］對(duì)旋風(fēng)分離器的流場(chǎng)進(jìn)行了分析，提出將單進(jìn)口改成雙進(jìn)口布置，曹學(xué)文［5］對(duì)管柱式分離器進(jìn)行了研究，提出了一種新型管柱式分離器的加工工藝和方法，朱斌［6］對(duì)雙進(jìn)口，筒錐型重力沉降式分離器進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明該分離器分離效果良好，王亞安［7］對(duì)旋流分離器進(jìn)行研究，結(jié)果表明，操作參數(shù)一定時(shí)，液膜厚度沿軸向向上趨于減??；在某一軸向位置，液膜厚度隨入口氣量的增大呈現(xiàn)“S”形分布，隨入口液量的增大而近線性增大，吳騰飛［8］對(duì)立式氣液分離器進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，介紹了氣液分離的機(jī)理，Xue X［9］等利用模擬軟件對(duì)旋風(fēng)分離器顆粒物進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明，隨著氣體顆粒溫度上升，分離效果變差，Zhiping［10］等對(duì)小型旋風(fēng)分離器進(jìn)行研究，結(jié)果顯示分離器的壓降隨著操作壓力的增大而增加，Liang F［11］等提出一種新型分離裝置用于研究氣液分離過(guò)程，結(jié)果表明氣液兩相分離受斷裂位置，表面速度等影響。

再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器的基本思想就是增大蒸發(fā)器內(nèi)液體制冷劑流量，使其數(shù)倍于其蒸發(fā)量，這樣不僅可以強(qiáng)化蒸發(fā)器的傳熱，而且可以促進(jìn)潤(rùn)滑油迅速排出蒸發(fā)器和提高多組并聯(lián)運(yùn)行蒸發(fā)器的供液均勻程度［2］。要使重力供液系統(tǒng)的液體制冷劑形成內(nèi)部的再循環(huán)，氣液分離器與蒸發(fā)器之間所成的動(dòng)力壓頭（供液壓頭）必須等于或大于回路中所有的阻力壓降［3］。

再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器一般采用“下進(jìn)上出”的方式進(jìn)行供液和回汽，氣液分離器通過(guò)供液管向蒸發(fā)器內(nèi)供液，再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器進(jìn)口為飽和液體，由于多倍供液，蒸發(fā)器內(nèi)液體制冷劑蒸發(fā)不完全，出口為兩相混合物，這就會(huì)造成進(jìn)口密度和出口密度不一致，這是熱虹吸產(chǎn)生的原因，因此重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)用蒸發(fā)器是以熱虹吸為基礎(chǔ)，在不增加附加能耗的基礎(chǔ)上，以氣液分離器內(nèi)靜液面至蒸發(fā)器底部的之間的高差為動(dòng)力壓頭形成的多倍供液制冷系統(tǒng)。為了保證再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器穩(wěn)定性，重力供液系統(tǒng)進(jìn)行分離器的研究和設(shè)計(jì)以重力沉降分離機(jī)理為基礎(chǔ)。

1 氣液分離器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 分離理論的基本假設(shè)

混合流體（氣液混合物）中進(jìn)入重力式分離器的液相部分假定均勻分布于分離器的橫截面上，所有液滴夾帶為球形顆粒，該假設(shè)被Grassmann（1982）and Prandtl et al. （1990）證實(shí)［12］。

臥式氣液分離器再循環(huán)制冷系統(tǒng)中，來(lái)自節(jié)流之后的兩相制冷劑管路位于分離器的單側(cè)，被壓縮機(jī)吸走的制冷劑氣體管路位于分離器頂部的左側(cè)，來(lái)自蒸發(fā)器不完全蒸發(fā)的兩相制冷劑管路位于分離器頂部的右側(cè)，向蒸發(fā)器底部供給的飽和液體制冷劑管路位于分離器的底部。氣液分離器主要分離來(lái)自節(jié)流之后的兩相制冷劑和來(lái)自回氣管內(nèi)的兩相制冷劑，實(shí)際分離過(guò)程較為復(fù)雜，這里結(jié)合單液滴模型對(duì)分離過(guò)程進(jìn)行相應(yīng)的簡(jiǎn)化。模型的假設(shè)如下［13］［14］：

（1）進(jìn)入氣液分離器的液態(tài)制冷劑為球形顆粒，并均勻分布于分離器的橫截面上；

（2）在流場(chǎng)中的每一個(gè)位置，氣液兩相相互滲透，存在相間耦合，每一相都有各自的速度和體積分?jǐn)?shù)；

（3）只考慮鉛直方向液滴的受力作用，忽略其他方向力的作用。

1.2 氣液分離器模型

圖1 液滴沉降圖

受重力的影響，制冷劑液滴在制冷劑氣相做自由落體運(yùn)動(dòng)，其重力沉降過(guò)程如圖 2- 1所示，單液滴在制冷劑氣相中的受力情況如圖 2- 2所示［15］［16］

圖2 液滴受力分析圖

由上式可以看出，液滴的終端速度與液滴的物性，粒徑以及阻力系數(shù)有關(guān)，其中阻力系數(shù)主要取決于液滴雷諾數(shù) 。

1.3 阻力系數(shù)和沉降速度

1）阻力系數(shù)

阻力系數(shù)CD與 臨界雷諾數(shù)Rep有 關(guān)，經(jīng)試驗(yàn)測(cè)得如圖 2- 3所示［17］

圖3 阻力系數(shù)CD與顆粒雷諾數(shù)Rep的關(guān)系

一般來(lái)說(shuō)，阻力系數(shù)取值一般在前3個(gè)區(qū)域，即第4個(gè)區(qū)域在沉降過(guò)程中是達(dá)不到的。

2003年Brown 和Lawer提出了一個(gè)更精確且覆蓋整個(gè)研究區(qū)間的表達(dá)式：

上述模型假定液滴是在靜止的氣體中下落的，假定氣體將以相同的速率運(yùn)動(dòng)，液滴將出現(xiàn)靜止?fàn)顟B(tài)，而氣體將以恒定的終端速率運(yùn)動(dòng)，將上述假設(shè)應(yīng)用于設(shè)計(jì)分離器，處于臨界直徑液滴

表1 蒸發(fā)溫度為-30℃

將靜止在終端速率為ut的氣體中。本文假定的液滴直徑都大于臨界直徑，小于臨界直徑的液滴將被氣相夾帶，液滴速率應(yīng)盡可能的小，保證在進(jìn)入壓縮機(jī)之前，所有液滴都被蒸發(fā)，或者液滴的速率應(yīng)小到不能對(duì)壓縮機(jī)產(chǎn)生危害，或影響整個(gè)系統(tǒng)的效率。

2）沉降速度

將不同沉降區(qū)內(nèi)阻力系數(shù)CD的主要計(jì)算式代入式（2-4）中，可以得到下列計(jì)算沉降速度的公式。因此， 如上圖所示， 在臨界直徑100μ m

因此，通過(guò)計(jì)算，可以得到R404A制冷劑在蒸發(fā)溫度為-30℃時(shí)，其終端沉降速度ut=0.39，將其帶入公式2-11或2-12可得Rep= 62.52， 將Rep= 62.52帶入公式2-6可得阻力系數(shù)CD=1.55。

1.4 單液滴模型氣液分離器的設(shè)計(jì)

在臥式氣液分離器中，uV表示氣相水平方向和豎直方向的合速度，臥式分離器回氣管到吸氣管之間的距離L應(yīng)滿足：

圖4 臥式氣液分離器速度方向矢量圖

2 實(shí)驗(yàn)研究

為了更方便的研究臥式氣液分離器重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)在低溫下的的性能及其運(yùn)行特征，在不同庫(kù)內(nèi)溫度下對(duì)有臥式氣液分離器和無(wú)臥式氣液分離器（直接膨脹供液）進(jìn)行對(duì)比實(shí)驗(yàn)。

如圖5所示為重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)原理圖，在重力再循環(huán)系統(tǒng)中，再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器采用“下供上回”的形式進(jìn)行供液和回氣，臥式分離器設(shè)置在蒸發(fā)器的上方，當(dāng)再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器內(nèi)靜液面穩(wěn)定時(shí)，壓縮機(jī)與氣液分離器之間的循環(huán)和氣液分離器與蒸發(fā)器之間的循環(huán)達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡。

圖5 重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)原理圖

直接膨脹制冷系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)如圖6所示，是在再循環(huán)系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)裝置上加以改造，把臥式分離器去除，直接用銅管將蒸發(fā)器的上集管與膨脹閥連接，下集管與壓縮機(jī)吸氣連接，其他裝置保持不變，蒸發(fā)器采用“上供下回”的方式進(jìn)行供液和回氣。

圖6 直接膨脹制冷系統(tǒng)原理圖

圖7 臥式氣液分離器重力再循環(huán)制冷系統(tǒng)裝置實(shí)物圖

2.1 蒸發(fā)器特性對(duì)比

如表2所示，受庫(kù)內(nèi)溫度的影響，再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器的蒸發(fā)溫度普遍比直接膨脹蒸發(fā)器高6～7℃，但是再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器的傳熱溫差低于直接膨脹制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器6～7℃，在保溫體內(nèi)溫度從-5℃變化到-20℃過(guò)程中，直接膨脹制冷系統(tǒng)傳熱溫差相比于再循環(huán)制冷系統(tǒng)的傳熱溫差增幅分別是32%、33%、36%、42%，再循環(huán)制冷系統(tǒng)由于氣液分離器的存在，蒸發(fā)器的供液量數(shù)倍于蒸發(fā)量，導(dǎo)致蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑的流速增加，從而加大了流動(dòng)阻力損失，蒸發(fā)溫度高受到氣液分離器正常液面到蒸發(fā)器進(jìn)口處液柱高度和流動(dòng)阻力降低的雙重影響，蒸發(fā)溫度被抬高了6～7℃，再循環(huán)制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器具有小溫差，大流量的特點(diǎn)。

表2 兩種制冷方式蒸發(fā)溫度與傳熱溫差的對(duì)比

2.2 壓縮機(jī)特性的對(duì)比

如表3所示為壓縮機(jī)吸氣/排氣壓力的對(duì)比，重力再循環(huán)系統(tǒng)壓縮機(jī)的吸/排氣壓力都高于直接膨脹系統(tǒng)的壓縮機(jī)吸/排氣壓力。重力再循環(huán)系統(tǒng)的氣液分離器具有兩種分離作用，其一是分離來(lái)自節(jié)流閥的氣液兩相混合物，其二是分離出蒸發(fā)器的氣液兩相混合物，由于兩種分離作用的存在，使得進(jìn)入壓縮機(jī)的吸氣量增多，系統(tǒng)內(nèi)工質(zhì)的質(zhì)量流量增大，使重力再循環(huán)系統(tǒng)壓縮機(jī)的吸排氣壓力明顯高于直接膨脹供液制冷系統(tǒng)，更高的吸氣壓力可以使再循環(huán)制冷系統(tǒng)達(dá)到更低的蒸發(fā)溫度，因此，再循環(huán)制冷系統(tǒng)可以使保溫體內(nèi)空氣溫度達(dá)到-30℃，而直接膨脹制冷系統(tǒng)只能使其達(dá)到-20℃。

表3 兩種制冷方式吸氣壓力與排氣壓力的對(duì)比

如表4所示為兩種制冷方式制冷量、傳熱系數(shù)及COP的對(duì)比，隨著庫(kù)內(nèi)溫度的降低，再循環(huán)供液系統(tǒng)蒸發(fā)器的傳熱系數(shù)是逐漸增大的，這是由于溫度越低，再循環(huán)供液系統(tǒng)蒸發(fā)器的循環(huán)倍率越大，導(dǎo)致蒸發(fā)器管內(nèi)制冷劑流速增加，管內(nèi)制冷劑流速增加使制冷劑側(cè)傳熱系數(shù)增加，從而增大總的傳熱系數(shù)，而直接膨脹供液制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器的循環(huán)倍速為1，因此直接膨脹制冷系統(tǒng)的傳熱系數(shù)基本不變，兩種制冷方式傳熱系數(shù)之差由保溫體內(nèi)空氣溫度為-5℃的6.59 W/m2增加到-20℃的10.24 W/m2，在保溫體內(nèi)溫度從-5℃變化到-20℃過(guò)程中，再循環(huán)制冷系統(tǒng)傳熱系數(shù)相比于直接膨脹制冷系統(tǒng)的傳熱系數(shù)增幅分別達(dá)到了67%、76%、82%、113%，并且有溫度越低增加越大的趨勢(shì)。

表4 兩種制冷方式制冷量、傳熱系數(shù)及COP的對(duì)比

2.3 系統(tǒng)運(yùn)行特性的對(duì)比

在換熱面積不變的情況下，制冷量的值取決于傳熱溫差和傳熱系數(shù)的乘積，在保溫體內(nèi)溫度從-5℃變化到-20℃過(guò)程中，再循環(huán)制冷系統(tǒng)傳熱系數(shù)相比于直接膨脹制冷系統(tǒng)的傳熱系數(shù)增幅分別達(dá)到了67%、76%、82%、113%，而直接膨脹制冷系統(tǒng)傳熱溫差相比于再循環(huán)制冷系統(tǒng)的傳熱溫差增幅分別是32%、33%、36%、42%，在這種情況下，傳熱溫差相對(duì)于傳熱系數(shù)對(duì)制冷量的影響要小，因此再循環(huán)制冷系統(tǒng)的制冷量相比于直接膨脹制冷系統(tǒng)的制冷量增幅分別是14%、18%、17%、23%，由表3還可以看出，再循環(huán)制冷系統(tǒng)在保溫體內(nèi)空氣溫度為-30℃時(shí)的制冷量高達(dá)4204W，而直接膨脹制冷系統(tǒng)在保溫體內(nèi)空氣溫度為-20℃時(shí)的制冷量為4340W。

再循環(huán)制冷系統(tǒng)COP與直接膨脹制冷系統(tǒng)COP相比也有一定的提升，提升幅度分別為8%、13%、12%、16%，并且在低溫工況下，再循環(huán)制冷系統(tǒng)依舊有較高的COP，在保溫體內(nèi)溫度為-30℃時(shí)，再循環(huán)制冷系統(tǒng)COP達(dá)到1.1。

3 結(jié)論

（1）通過(guò)對(duì)臥式再循環(huán)制冷系統(tǒng)氣液分離器的分析和設(shè)計(jì)，從而得出適用再循環(huán)制冷系統(tǒng)用臥式氣液分離器的尺寸大小。該氣液分離器完全滿足再循環(huán)制冷系統(tǒng)的要求，采用該設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的臥式液分離器分離效果良好。

（2）相比于直接膨脹制冷系統(tǒng)，再循環(huán)制冷系統(tǒng)可以得到更低的庫(kù)內(nèi)溫度，在本次試驗(yàn)的供液高度下，再循環(huán)制冷系統(tǒng)的庫(kù)內(nèi)溫度都可以達(dá)到-30℃，而直接膨脹制冷系統(tǒng)只能達(dá)到-20℃，這是因?yàn)樵傺h(huán)制冷系統(tǒng)的吸氣壓力比直接膨脹制冷系統(tǒng)高，在冷凝溫度不變的情況下，壓縮機(jī)的容積系數(shù)高，制冷量大。

（3）在保溫體內(nèi)溫度從-5℃降低到-20℃時(shí)，相比于直接膨脹制冷系統(tǒng)，再循環(huán)制冷系統(tǒng)使蒸發(fā)器的換熱系數(shù)分別提高67%、76%、82%、113%，使蒸發(fā)器的制冷量分別提高14%、18%、17%、23%，使制冷系統(tǒng)的COP分別提高8%、13%、12%、16%，還可以達(dá)到直接膨脹制冷系統(tǒng)無(wú)法達(dá)到的-30℃的保溫體內(nèi)空氣溫度，并能滿足工質(zhì)在蒸發(fā)器內(nèi)再循環(huán)。

符號(hào)說(shuō)明

CD—阻力系數(shù)；Adroplet—液滴的投影面積，m2；d—液滴的直徑，m；ρv— 氣體密度，kg/m3；u—液滴的速度，m/s；mvapor— 相應(yīng)液滴體積的氣體質(zhì)量，kg；mdroplet—液滴的質(zhì)量，kg；ρL—液體的密度，kg/m3。

本文受湛江市科技攻關(guān)專題項(xiàng)目（2020B01157及2019A01043）；南方海洋科學(xué)與工程廣東省實(shí)驗(yàn)室（湛江）項(xiàng)目（ZJW-2019-01）；廣東省基礎(chǔ)與應(yīng)用基礎(chǔ)研究基金項(xiàng)目（2019A1515111066）資助。

（The project was supported by Zhanjiang Science and Technology Project（ NO.2020B01157 and 2019A01043） , Southern Marine Science and Engineering Guangdong Laboratory（ZJW-2019-01）,and the General Program of Natural Science Foundation of Guangdong Province, China（No.2019A1515111066））