張智鋌, 谷 波, 曾煒杰, 胡晉珽, 吳鵬展

(上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院, 上海 200240)

對(duì)蒸氣壓縮制冷系統(tǒng)中的壓縮機(jī)而言,潤(rùn)滑油是不可缺少的.它能潤(rùn)滑壓縮機(jī)的運(yùn)動(dòng)部件,并提供冷卻和密封的功能[1-3].但是蒸氣壓縮制冷系統(tǒng)在運(yùn)行時(shí),壓縮機(jī)中的潤(rùn)滑油會(huì)被制冷劑挾帶并從壓縮機(jī)排氣口逸出,導(dǎo)致一部分的油滯留在其他系統(tǒng)部件中.潤(rùn)滑油的混入導(dǎo)致熱阻的增加以及工質(zhì)的熱力學(xué)性能偏離純制冷劑,會(huì)削弱換熱器的傳熱性能[4-6],而且會(huì)使流動(dòng)壓降增大[6-8].此外,其他部件中過多的滯油還會(huì)導(dǎo)致壓縮機(jī)回油量不足,降低壓縮機(jī)的安全性能[9-10].

目前已有許多學(xué)者對(duì)制冷劑/潤(rùn)滑油混合物的流動(dòng)傳熱與壓降特性進(jìn)行了研究.殷秀娓[11]對(duì)R134a和R410A含油混合物在微通道內(nèi)流動(dòng)沸騰的換熱和壓降特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,并基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果開發(fā)了新的傳熱及壓降關(guān)聯(lián)式.王學(xué)東等[12]進(jìn)行了含油R404A在內(nèi)螺紋管內(nèi)冷凝換熱的實(shí)驗(yàn)研究,分別改變油濃度、干度、質(zhì)量流率進(jìn)行實(shí)驗(yàn),探究了這些因素對(duì)換熱性能的影響.胡海濤等[13]對(duì)R410A/潤(rùn)滑油混合物在小管徑內(nèi)螺紋強(qiáng)化管內(nèi)流動(dòng)沸騰的摩擦壓降特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,探究了油平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)、干度等因素對(duì)摩擦壓降的影響.相關(guān)的研究還有很多,但這些學(xué)者并沒有對(duì)滯油量展開研究.

與混合物傳熱壓降的研究相比,制冷系統(tǒng)各部件內(nèi)的滯油量研究較少.Kim等[14]利用油噴注及提取法來對(duì)壓縮機(jī)吸氣管中的滯油量進(jìn)行了測(cè)試,實(shí)驗(yàn)工質(zhì)為R410A/PVE混合物,根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)他們擬合了預(yù)測(cè)滯油量和壓降的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式.Cremaschi等[15]對(duì)冷凝器、蒸發(fā)器、吸氣管的滯油特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,工質(zhì)為含油的R22、R410A和R134a.Cremaschi等[15]、Zoellick等[16]對(duì)吸氣管進(jìn)行了可視化處理,探究了其內(nèi)部流型與滯油量的耦合關(guān)系;而蒸發(fā)器和冷凝器較為復(fù)雜的結(jié)構(gòu)使其可視化難度較大,鮮有公開的可視化研究?jī)?nèi)容.還有一些有關(guān)滯油量的研究,但是目前鮮有公開文獻(xiàn)提出適用于各種不同工質(zhì)的滯油量預(yù)測(cè)方法.滯油量的實(shí)驗(yàn)測(cè)試工序復(fù)雜、耗時(shí)耗力,亟待通用的滯油量計(jì)算方法,其既有利于實(shí)驗(yàn)前的方案設(shè)計(jì),也可為實(shí)驗(yàn)結(jié)果提供參考.

壓縮機(jī)吸氣管為蒸發(fā)器出口到壓縮機(jī)的管段,在制冷系統(tǒng)的各部件中,其內(nèi)部的滯油現(xiàn)象較為顯著.吸氣管內(nèi)的工質(zhì)為過熱的制冷劑蒸氣以及混合物液膜(溶解了部分制冷劑的油).輸運(yùn)液膜的驅(qū)動(dòng)力由制冷劑蒸氣所提供,相較于液體,蒸氣對(duì)液膜的輸運(yùn)作用有限.而吸氣管位于系統(tǒng)的低溫側(cè),較低的溫度又使得蒸氣的黏度較低、液膜的黏度較高,進(jìn)一步限制了蒸氣對(duì)液膜的輸運(yùn).

因此,本文對(duì)壓縮機(jī)吸氣管內(nèi)的滯油特性展開研究,根據(jù)公開文獻(xiàn)建立了吸氣管滯油量的實(shí)驗(yàn)值數(shù)據(jù)庫,在分析了各個(gè)影響因素之后,對(duì)數(shù)據(jù)庫中的滯油體積比進(jìn)行了擬合.根據(jù)擬合所得關(guān)聯(lián)式以及吸氣管進(jìn)口工質(zhì)的狀態(tài)可以對(duì)滯油量進(jìn)行預(yù)測(cè),此方法具有較好的通用性.此外,以R32/PVE VG68為工質(zhì)進(jìn)行吸氣管滯油量測(cè)試實(shí)驗(yàn),并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較.

1 滯油量數(shù)據(jù)庫的建立

表1 根據(jù)公開文獻(xiàn)所建立的吸氣管內(nèi)制冷劑/潤(rùn)滑油混合物滯油量數(shù)據(jù)庫

(1) 工質(zhì):8種制冷劑/潤(rùn)滑油混合物.

(2) 吸氣管方向:水平方向、豎直方向.

(3) 吸氣管內(nèi)徑:7.1～19.0 mm.

(4) 混合物質(zhì)量流率:30～250 kg/(m2·s).

(5) 混合物的實(shí)際油質(zhì)量分?jǐn)?shù):0.8%～6%.

(6) 黏度比:11.88～51.83.

大部分用于獲取上述數(shù)據(jù)的文獻(xiàn)并沒有完整地提供相應(yīng)液體混合物的物性數(shù)據(jù).為補(bǔ)全缺失的物性數(shù)據(jù),對(duì)文獻(xiàn)[20-21]中的物性數(shù)據(jù)進(jìn)行采集;對(duì)于仍舊缺失的數(shù)據(jù),采用潤(rùn)滑油廠家所提供的數(shù)據(jù).將原文提供的數(shù)據(jù)以及額外收集的物性數(shù)據(jù)匯總于表2.表中:p為混合物的壓力;t為混合物的溫度;tsat為混合物的壓力所對(duì)應(yīng)的飽和溫度;ρo為潤(rùn)滑油的密度;ρmix為液體混合物的密度;wr,mix為液體混合物中制冷劑的質(zhì)量分?jǐn)?shù),是液相中溶解的制冷劑的質(zhì)量與液相總質(zhì)量之比;σo為潤(rùn)滑油的表面張力;σmix為液體混合物的表面張力.標(biāo)注“a”的數(shù)據(jù)來源于文獻(xiàn)[20];標(biāo)注“b”的數(shù)據(jù)來源于文獻(xiàn)[21];標(biāo)注“*”的數(shù)據(jù)來源于潤(rùn)滑油廠家.

表2 潤(rùn)滑油及液體混合物的物性參數(shù)匯總表Tab.2 Thermodynamic properties of working pairs in database

2 影響吸氣管滯油特性的因素

吸氣管內(nèi)的滯油量受到眾多因素影響,為了總結(jié)所有影響滯油特性的因素,需對(duì)吸氣管內(nèi)氣液兩相流動(dòng)進(jìn)行分析.Cremaschi等[15]、Wongwises等[22]、Sethi等[23]都提出了一種基于力平衡分析的模型來模擬吸氣管內(nèi)的油傳輸過程.對(duì)于吸氣管內(nèi)的環(huán)狀流而言,部分制冷劑蒸氣溶解于潤(rùn)滑油中,所形成的混合物液膜沿周向分布.對(duì)氣液兩相流進(jìn)行受力分析,如圖1所示.圖中:z為重力方向上的距離;g為重力加速度;θ為吸氣管的傾角;δ為液膜的厚度.

圖1 液膜受力平衡分析Fig.1 Force balance analysis of oil film

根據(jù)受力平衡分析,輸運(yùn)液膜的驅(qū)動(dòng)力為制冷劑蒸氣施加的交界面切應(yīng)力τi,阻力為壁面所施加的切應(yīng)力τw和重力.τi為蒸氣與液膜的速度差所帶來的慣性力,τw為液膜的黏性所帶來的阻力.這3種力可以表示如下:

(1)

(2)

Fgra=ρmixgsinθV

(3)

式中:μmix為液膜的動(dòng)力黏度;ui為氣液交界面的運(yùn)動(dòng)速度;fi為氣液交界面的阻力系數(shù);ρv為蒸氣密度;uv為蒸氣流速;umix為液膜流速;Rev為蒸氣的雷諾數(shù);Fgra為控制體積所受的重力;V為控制體積的體積.

(4)

基于上述分析,將所有影響滯油量的因素總結(jié)為如下函數(shù):

rORV=f(Di,wo,act,σmix,τw,τi,Fgra)=

f(Di,wo,act,σmix,ρv,μv,uv,ρmix,μmix,gsinθ)

(5)

3 rORV關(guān)聯(lián)式的擬合

為預(yù)測(cè)特定工況下的滯油量,選取多種關(guān)聯(lián)式形式,對(duì)式(5)進(jìn)行擬合.經(jīng)過多次嘗試,將rORV的擬合關(guān)聯(lián)式確定為如下形式:

rORV=c1+Ψ1+Ψ2

(6)

(7)

(8)

(9)

Wemix是慣性力和表面張力的比值,Ψg反映了傾角和重力的影響,因此Ψ1可反映不同流型對(duì)滯油量的影響.xl反映了氣液兩相流中氣相及液相的占比,Remix和Rev反映了氣液兩相的慣性力、黏性力以及氣相對(duì)液相所施加的拖拽力,因此Ψ2可反映流動(dòng)中的各種力對(duì)滯油量的影響.綜上,Ψ1和Ψ2基本囊括了影響滯油量的大部分因素,且由影響滯油量的無量綱參數(shù)組合而成,其形式具有清晰的物理意義,用此種形式擬合rORV是合適的.

圖2 擬合關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)值與數(shù)據(jù)庫中實(shí)驗(yàn)值的比較Fig.2 Comparison of experimental and predicted rORV

4 根據(jù)關(guān)聯(lián)式計(jì)算滯油量的步驟

得到rORV的關(guān)聯(lián)式之后,即可根據(jù)吸氣管進(jìn)口處工質(zhì)的狀態(tài)來對(duì)吸氣管內(nèi)的滯油量進(jìn)行計(jì)算,具體步驟如下.

(1) 計(jì)算滯油量所需參數(shù)包括吸氣管處工質(zhì)的狀態(tài)參數(shù)及Di.這些狀態(tài)參數(shù)包含:tsat、過計(jì)熱度Δtsup、Gtot、wo,act.

(2) 用REFPROP 9.0軟件計(jì)算所需的制冷劑物性參數(shù).

(3) 根據(jù)tsat、Δtsup以及溶解度方程計(jì)算wr,mix.

(4) 使用Jensen等[25]提出的混合物密度計(jì)算模型計(jì)算液體混合物的密度:

(10)

式中:wo,mix為液相中油的質(zhì)量分?jǐn)?shù),wo,mix+wr,mix=1;ρr,liq為對(duì)應(yīng)溫度下制冷劑飽和液體的密度.

(5) 使用Jensen等[25]提出的混合物表面張力計(jì)算模型計(jì)算液體混合物的表面張力:

(11)

式中:σr,liq為對(duì)應(yīng)溫度下制冷劑飽和液體的表面張力.

(6) 使用增強(qiáng)型模型[26]對(duì)液體混合物的黏度進(jìn)行計(jì)算,具體表達(dá)式如下:

lnνmix=f1+f2t+f3t2+f4t3+f5t4

(12)

式中:b0～b19因工質(zhì)而異,對(duì)于某一特定工質(zhì),為常數(shù).

(7) 利用式(6)計(jì)算rORV,再根據(jù)式(4)計(jì)算OR.

5 R32/PVE VG68的滯油量測(cè)試及與關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果的比較

為驗(yàn)證用所得關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)滯油量的準(zhǔn)確性,選用2根內(nèi)徑為10.7 mm的光滑銅管作為吸氣管測(cè)試段,以R32/PVE VG68為工質(zhì)進(jìn)行滯油量測(cè)試實(shí)驗(yàn).實(shí)驗(yàn)樣品如圖3所示,兩個(gè)實(shí)驗(yàn)樣品的幾何尺寸如表3所示.L表示拆除稱重法所測(cè)試的管段長(zhǎng)度,即兩個(gè)球閥之間的距離.

表3 實(shí)驗(yàn)樣品的幾何尺寸Tab.3 Geometries dimensions of test samples

進(jìn)行此實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)裝置由制冷劑主回路和潤(rùn)滑油回路組成,裝置的示意圖如圖4所示,實(shí)拍圖如圖5所示.制冷劑回路中的壓縮機(jī)為滾動(dòng)轉(zhuǎn)子式.壓縮機(jī)排氣口處串聯(lián)了1個(gè)螺旋式油分離器和1個(gè)濾芯式油分離器,目的是收集壓縮機(jī)排氣口處制冷劑所帶的潤(rùn)滑油,以減少壓縮機(jī)排氣口處的油對(duì)測(cè)試段的影響.采用科氏質(zhì)量流量計(jì)來測(cè)量制冷劑的質(zhì)量流量,為保證流經(jīng)流量計(jì)的制冷劑是過冷的液體,該流量計(jì)上游裝有過冷器(額定換熱量為3 kW的套管式換熱器).制冷劑在通過流量計(jì)后,依次通過毛細(xì)管、針閥和翅片管蒸發(fā)器,變?yōu)檫^熱狀態(tài).最后,制冷劑與潤(rùn)滑油回路注入的油(溶解了部分制冷劑)混合,流經(jīng)豎直測(cè)試段或45°傾斜測(cè)試段.

1—壓縮機(jī);2—油分;3—視鏡;4—冷凝器風(fēng)道;5—冷凝器;6—過冷器;7—干燥過濾器;8—科氏流量計(jì)(制冷劑);9—毛細(xì)管;10—蒸發(fā)器風(fēng)道;11—蒸發(fā)器;12—45°傾斜吸氣管;13—豎直吸氣管;14—螺旋式油分;15—濾芯式油分;16—硅橡膠電加熱帶;17—止回閥;18—小油罐;19—大油罐;20—油液位鏡;21—大油罐電加熱;22—油泵;23—油旁通針閥;24—科氏流量計(jì)(油)圖4 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.4 Schematic of experimental rig

圖4中的潤(rùn)滑油回路包括油噴注裝置和油提取裝置兩部分.在油噴注裝置部分,高壓油泵將儲(chǔ)存在大油罐中的油泵入制冷劑主回路,可通過調(diào)節(jié)旁通和噴油口的針閥開度來控制油的質(zhì)量流量,以獲得所需的油質(zhì)量分?jǐn)?shù);油泵下游布置有溫度壓力測(cè)點(diǎn),用于測(cè)量噴入油的溫度及壓力,以確定制冷劑在油中的溶解度.在油提取裝置部分,串聯(lián)安裝了1個(gè)螺旋式油分離器和1個(gè)分離效率為99%的濾芯式油分離器,它們會(huì)將制冷劑主回路中的油分離出來.

工質(zhì)的溫度和壓力分別通過100 Ω的鉑電阻(Pt100)和絕對(duì)壓力傳感器測(cè)量.采用標(biāo)準(zhǔn)水銀溫度計(jì)(±0.05 ℃精度)對(duì)Pt100進(jìn)行預(yù)標(biāo)定.

采用Peuker等[27]推薦的拆除稱重法測(cè)定滯油量:同時(shí)關(guān)閉測(cè)試段兩側(cè)的球閥,使制冷劑和油被困在測(cè)試段內(nèi),然后將測(cè)試段拆除;拆除后,采用圖6所示的制冷劑、潤(rùn)滑油分離方法將制冷劑從測(cè)試段中分離.分離的流程如下:將測(cè)試段與空的制冷劑鋼瓶連接,調(diào)節(jié)調(diào)節(jié)閥1,使制冷劑蒸氣緩慢流向鋼瓶.當(dāng)壓力平衡時(shí),關(guān)閉調(diào)節(jié)閥1,打開調(diào)節(jié)閥2,用真空泵對(duì)鋼瓶進(jìn)行抽真空.重復(fù)幾次后,測(cè)試段內(nèi)的制冷劑將被抽空,最后用電子秤稱含有潤(rùn)滑油的測(cè)試段.帶油測(cè)試段的質(zhì)量與測(cè)試段自重的差值即為該工況下的滯油量.本實(shí)驗(yàn)所測(cè)量參數(shù)以及相應(yīng)傳感器的詳細(xì)信息如表4所示.

1—測(cè)試段;2—視鏡;3—制冷劑鋼瓶;4—真空泵圖6 制冷劑、潤(rùn)滑油分離方法Fig.6 Separation method of refrigerant and lubricant oil

表4 所測(cè)量參數(shù)以及相應(yīng)傳感器的信息

wr,mix可由溶解度方程確定:

p=wr,mixpsat(T)[1+(1-wr,mix)×

(a0+a1T+a2T2+a3wr,mix+

(13)

式中:psat(T)為溫度T所對(duì)應(yīng)的制冷劑的飽和壓力;a0=3.986 2,a1=6.597 3×10-4,a2=-2.016 9×10-6,a3=-5.900 5,a4=2.331 5,a5=0.001 751 5.

wo,act的計(jì)算式為

(14)

根據(jù)表4、式(13)及(14),采用Moffat[28]提出的分析方法進(jìn)行不確定性分析,wo,act、VOR的相對(duì)不確定度分別小于1.10%、7.07%.

將吸氣管入口處工質(zhì)的tsat控制在7.5 ℃(即p=1 027 kPa)、過熱度Δtsup控制在12 ℃(即t=19.5 ℃),分別對(duì)不同制冷劑質(zhì)量流率Gref以及wo,act的工況進(jìn)行滯油量測(cè)試,結(jié)果如圖7所示.圖中:mo為實(shí)驗(yàn)測(cè)試所得的單位長(zhǎng)度滯油量.由圖可見,其他條件相同時(shí),mo隨著wo,act的增加而增加,這是因?yàn)閣o,act越大說明該工況下有越多的油流經(jīng)測(cè)試段.mo一般隨著Gref的增加而減小,這是因?yàn)楦哔|(zhì)量流率的制冷劑蒸氣對(duì)液膜的輸運(yùn)作用較強(qiáng).由式(2)可得,輸運(yùn)液膜的驅(qū)動(dòng)力τi正比于(uv-umix)2,Gref越大則uv越大,(uv-umix)2也越大.豎直段的mo比45° 傾斜段的大.

圖7 當(dāng)tsat=7.5 ℃、Δtsup=12 ℃時(shí),不同Gref下測(cè)試段的單位長(zhǎng)度滯油量mo隨wo,act變化圖Fig.7 mo versus wo,act in suction lines at different Gref values, tsat=7.5 ℃, and Δtsup=12 ℃

采用上文提出的滯油量計(jì)算方法,對(duì)實(shí)驗(yàn)工況下的滯油量進(jìn)行預(yù)測(cè).在實(shí)驗(yàn)工況下,PVE VG68的密度為940.7 kg/m3,表面張力為27.4 mN/m.預(yù)測(cè)所得結(jié)果如圖8所示.圖中,mo,pre為預(yù)測(cè)的單位長(zhǎng)度滯油量.圖8中單位長(zhǎng)度滯油量與wo,act、Gref、傾角的關(guān)系與圖7所呈現(xiàn)的關(guān)系相同,單位長(zhǎng)度滯油量均著wo,act和傾角的增加而增加,均隨著Gref的增加而減小.這表明mo,pre隨各因素的變化趨勢(shì)和理論分析結(jié)果、實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)所呈現(xiàn)趨勢(shì)均契合.因此,從所提出的滯油量預(yù)測(cè)方法可以準(zhǔn)確地呈現(xiàn)滯油量隨各因素的變化趨勢(shì).

圖8 圖7所對(duì)應(yīng)工況的滯油量預(yù)測(cè)值Fig.8 Predicted oil retention under conditions in Fig.7

用該方法預(yù)測(cè)上述工況下R32/PVE在吸氣管內(nèi)的單位長(zhǎng)度滯油量,αMRE=21.57%,αMAX=57.24%.圖9將mo與mo,pre進(jìn)行了比較.從圖9可以看出:在40個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)中,有30個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)的 |αRE| 不超過30%,這表明該方法能較精確地預(yù)測(cè)各工況下的滯油量.當(dāng)滯油量較大(mo>3.1 g/m)時(shí),該方法的預(yù)測(cè)精度更高;當(dāng)滯油量較小(mo<3.1 g/m)時(shí),采用該方法預(yù)測(cè)的滯油量低于實(shí)驗(yàn)值.而如圖2所示,用該方法對(duì)數(shù)據(jù)庫中滯油量較小的工況進(jìn)行預(yù)測(cè),所預(yù)測(cè)的滯油量存在高于實(shí)驗(yàn)值的趨勢(shì).比較這兩部分的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),雖均為小滯油量的工況,但其工況參數(shù)及工質(zhì)的物性均不同,而滯油量的大小會(huì)受到工況、物性等多種因素的共同影響,因此出現(xiàn)反差的情況屬于正?，F(xiàn)象.此外,由于圖2中小滯油量下的工況點(diǎn)僅約占總數(shù)據(jù)點(diǎn)的6%,擬合所得關(guān)聯(lián)式對(duì)較大滯油量工況的描述更為準(zhǔn)確,而對(duì)數(shù)據(jù)點(diǎn)較少的小滯油量工況的描述則欠佳.為改善低滯油量工況下的預(yù)測(cè)精度,可采用分段擬合的方式,對(duì)不同滯油量區(qū)間的工況單獨(dú)擬合,或增加擬合數(shù)據(jù)庫中低滯油量工況的數(shù)據(jù)點(diǎn)數(shù)量.

圖9 滯油量預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)值的比較Fig.9 Comparison of experimental and predicted oil retention

6 結(jié)語

對(duì)壓縮機(jī)吸氣管內(nèi)的滯油特性展開研究.根據(jù)公開文獻(xiàn),建立了吸氣管滯油量的實(shí)驗(yàn)值數(shù)據(jù)庫.對(duì)吸氣管內(nèi)氣液兩相流動(dòng)進(jìn)行分析,總結(jié)各個(gè)影響吸氣管滯油特性的因素,并分析它們對(duì)滯油量的具體影響.選取合適的關(guān)聯(lián)式形式對(duì)數(shù)據(jù)庫中的滯油體積比rORV進(jìn)行擬合,所得關(guān)聯(lián)式的平均相對(duì)偏差為14.43%,相對(duì)偏差|αRE|≤30%的數(shù)據(jù)點(diǎn)占比達(dá)87.70%,關(guān)聯(lián)式具有較為滿意的精度.提出了根據(jù)rORV關(guān)聯(lián)式以及吸氣管進(jìn)口處工質(zhì)的狀態(tài)對(duì)滯油量進(jìn)行計(jì)算的方法.以R32/PVE VG68為工質(zhì)進(jìn)行滯油量測(cè)試實(shí)驗(yàn),對(duì)40個(gè)工況進(jìn)行滯油量測(cè)試,并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與關(guān)聯(lián)式計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較.比較結(jié)果表明,對(duì)于R32/PVE VG68在吸氣管內(nèi)的流動(dòng),該方法能較精確地預(yù)測(cè)各工況下的滯油量.