氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的實驗研究

范亞坤,賈 力,黨 超

(北京交通大學 a.機械與電子控制工程學院,b.微細尺度流動與相變傳熱北京市重點實驗室，北京 100044)

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氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的實驗研究

范亞坤,賈 力,黨 超

(北京交通大學 a.機械與電子控制工程學院,b.微細尺度流動與相變傳熱北京市重點實驗室，北京 100044)

設計了一種新型氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器,對該冷凝器進行了實驗測試,并與臥式殼管式冷凝器進行了對比分析．研究結果表明:在質量流量為220～330 kg/h,飽和溫度為35 ℃、40 ℃和45 ℃時,氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的傳熱系數(shù)線性增大．在高質量流量下,其傳熱性能明顯優(yōu)于臥式殼管式冷凝器．實驗條件范圍內(nèi),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的系統(tǒng)比采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng)制冷劑的出、入口壓降降低了45.1%～50.7%,排氣壓力提高了約1.9%,COP提高了5.0%～9.3%．氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器具有更好的換熱性能,有效提高了系統(tǒng)的效率．

管內(nèi)冷凝;氣液分離;冷凝器;換熱性能;制冷系數(shù)

冷凝器是空調、熱泵系統(tǒng)的重要組成部分．提高冷凝器的傳熱性能,節(jié)約材料,減少能源消耗是近年來很多學者對冷凝器傳熱性能深入研究的方向[1-3]．一些學者提出了通過氣液分離強化管內(nèi)冷凝換熱的方法[4],該方法的主要技術手段包括:①采用短管,充分利用入口段效應,強化換熱;②蒸氣分段流動凝結并氣液分離,凝結液不進入下一流動凝結換熱流程;③逐段布置換熱面積,基本保證各段進口蒸氣流速相同．氣液分離式冷凝器的性能主要取決于制冷劑的物性、換熱管的長度、氣液分離效果和換熱管沿流程的布置．

近年來,豎直管內(nèi)的凝結換熱的研究取得了很多成果,為氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的設計提供了充分的理論依據(jù)[5-8]．Xu等[9]對豎直管內(nèi)R410A蒸氣向下流動過程中蒸氣凝結、凝結液的流動進行了可視化研究,并對R410A在飽和溫度38 ℃,質量流速范圍58～276 kg·m-2·s-1,管長為300～500 mm的豎直光滑銅管內(nèi)的冷凝換熱特性進行了實驗研究．Yang等[10]實驗了豎直管內(nèi)R410A蒸氣向上流動凝結過程,探究了管長、飽和溫度、質量流速對凝結換熱的影響,擬合了制冷劑蒸氣在豎直管內(nèi)向上流動的凝結換熱關聯(lián)式,并且修正了摩擦壓降關聯(lián)式．

本文作者基于已有的理論與實驗研究,設計了氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器,建立了冷凝器性能實驗研究系統(tǒng),對氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器進行實驗研究,并與臥式殼管式冷凝器進行對比,探究了氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的傳熱性能及對系統(tǒng)性能的影響．結果表明:氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的換熱性能優(yōu)于臥式殼管式冷凝器且顯著提高了制冷系統(tǒng)的性能．

1 實驗方案

1.1 氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器介紹

如圖1所示,氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器由上封頭、上筒體、氣液分離筒體、下筒體和下封頭5部分構成．上、下筒體各有56支熱管,每個筒體的換熱管均由該筒體上方的擋板隔開．按制冷劑流程的先后順序,換熱管數(shù)量依次為45、34、22、11．上、下筒體的換熱管交錯布置,下筒體的換熱管與下筒體的上管板高度差為10 mm．下筒體的兩個換熱單元均布置有導液管,導液管與下筒體的上管板平齊．

制冷劑蒸氣從上封頭擋板一側進入上筒體同側的換熱管,從換熱管出口流出的氣液兩相流體流入氣液分離筒體,未凝結的制冷劑蒸氣能夠進入下一筒體內(nèi)的換熱管,繼續(xù)進行凝結換熱,上一流程凝結獲得的凝結液則在重力的作用下落于管板上,實現(xiàn)了制冷劑過渡筒體內(nèi)的氣液分離．從下筒體同側流出的制冷劑蒸氣在壓差作用下經(jīng)過下封頭流入下筒體另一側的換熱管,蒸氣沿管內(nèi)向上流動的同時,在重力作用下凝結在該流程換熱管內(nèi)向下流動,實現(xiàn)管內(nèi)的氣液分離．無論蒸氣向下流動行程或向上流動行程,氣液分離過渡筒體均對上部的凝結液實現(xiàn)分離,下部換熱管內(nèi)的凝結液通過重力作用在下封頭內(nèi)實現(xiàn)分離,最終所有凝結液匯聚于下封頭并導出冷凝器．

為了分析氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的傳熱性能及對系統(tǒng)性能的影響,將實驗結果與臥式殼管式冷凝器的傳熱性能與采用臥式殼管式冷凝器系統(tǒng)運行的相關數(shù)據(jù)進行對比．參數(shù)設置如表1所示,換熱管類型均為光滑銅管．

表1 氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器和臥式殼管式冷凝器參數(shù)

1.2 實驗系統(tǒng)

冷凝器測試實驗系統(tǒng)如圖2所示,實驗系統(tǒng)所用制冷劑為R410A,其回路主要由壓縮機、實驗冷凝器、旁路冷凝器、膨脹閥、蒸發(fā)器和輔助設備7部分構成．實驗系統(tǒng)的冷卻水和冷水由2個恒溫水箱提供．實驗冷凝器制冷劑側的進、出口和蒸發(fā)器制冷劑側的進、出口分別布置測溫點和測壓點,實驗冷凝器和蒸發(fā)器的水側的進、出口分別布置測溫點,溫度以及壓力參數(shù)由Agilent-34970A數(shù)據(jù)采集器記錄．壓縮機功耗由一個電子功率表測量,冷卻水和冷水流速通過稱重法測量．實驗臺測量儀器的精度分別為:鎧裝T型熱電偶,±0.1 K;T型熱電偶,±0.1 K;KYZ-Y型壓力傳感器,±0.1%．

實驗分為冷凝器性能測試和冷凝器對系統(tǒng)性能的影響2部分．冷凝器性能測試實驗中,制冷劑的質量流量由實驗冷凝器和旁路冷凝器前的閥門調節(jié)．冷凝器對系統(tǒng)性能的影響實驗中,關閉旁路冷凝器前的閥門．兩者的實驗工況均按照GB/T 18430.1—2007的標準制冷．

1.3 數(shù)據(jù)處理

根據(jù)實驗冷凝器制冷劑出、入口溫度和壓力,可以查得制冷劑出、入口的狀態(tài),制冷劑流量通過下式計算

(1)

式中:Qref為制冷劑釋放的熱量,J;href,in為實驗冷凝器入口制冷劑的焓值,J/kg;href,out為實驗冷凝器出口制冷劑的焓值,J/kg．

實驗冷凝器的平均傳熱系數(shù)為

(2)

ΔT=(Twater,out-Twater,in)/ln[(Tsat-

Twater,in)/(Tsat-Twater,out)]

(3)

式中:Q為實驗冷凝器的換熱量,J;A為冷凝器換熱管內(nèi)壁面的面積,m2;ΔT為冷凝器對數(shù)平均溫差,K;Tsat為實驗冷凝器制冷劑在該工況下的飽和溫度,由冷凝器出、入口壓力的平均值查得．

2 氣液分離式冷凝器換熱與壓降特性

2.1 氣液分離式冷凝器的換熱性能

不同飽和溫度下,氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的傳熱系數(shù)隨制冷劑質量流量的變化如圖3所示．隨質量流量的增大,傳熱系數(shù)呈線性增大的趨勢．當質量流量較小時,飽和溫度對傳熱系數(shù)的影響不明顯．冷凝器平均傳熱系數(shù)變化范圍為3.1%～5.8%．當質量流量較大時,Tsat=35 ℃時冷凝器平均傳熱系數(shù)比Tsat=40 ℃時提高約12.0%,比Tsat=45 ℃時提高約18.7%．

不同飽和溫度時,氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器和臥式殼管式冷凝器傳熱系數(shù)隨質量流量的變化如圖4所示．對比可知,采用具有氣液分離結構的管內(nèi)凝結冷凝器對于飽和溫度的適應性更好．隨飽和溫度的升高,臥式殼管式冷凝器的平均傳熱系數(shù)降低了9.1%和5.2%,而氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器則只降低了5.1%和3.7%．

由圖4(b)可知,當質量流量低于240 kg/h時,兩種冷凝器的傳熱系數(shù)接近．這是由于在低質量流量情況下,凝結液量較小,凝結液膜較薄,氣液分離結構的優(yōu)勢并未顯現(xiàn)．隨著制冷劑質量流量的增大,凝結液量大幅度增加,氣液分離式冷凝器采用氣液分離結構,其相對于臥式殼管式冷凝器的凝結液膜更薄,避免換熱管被凝結液淹沒或厚液膜覆蓋,換熱明顯增強．

2.2 氣液分離式冷凝器的壓降特性

氣液分離結構降低了冷凝器制冷劑側的出、入口壓降．兩種冷凝器制冷劑側壓降隨冷卻水溫度的變化如圖5所示．通過對比發(fā)現(xiàn),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的冷凝器出、入口壓降只有采用臥式殼管式冷凝器的45.1%～50.7%．

由于采用氣液分離結構,制冷劑側流程加大,阻力應增大,氣液分離式冷凝器制冷劑側的總壓降應高于臥式殼管式冷凝器．出現(xiàn)這種矛盾的結果可能有以下3個原因:①通過對制冷劑流動過程進行進一步分析,氣液分離式冷凝器的制冷劑出口位于制冷劑流道下降側與上升側之間,因此氣液分離式冷凝器的出、入口壓降要小于冷凝器內(nèi)制冷劑蒸氣全流程的總壓降．而臥式殼管式冷凝器的制冷劑出口位于制冷劑流道的末端,因此臥式殼管式冷凝器的出、入口壓降等于冷凝器的總壓降.②氣液分離式冷凝器的換熱管采用沿流程逐級遞減的布置方式,因此,流道截面積沿流程逐漸減小,制冷劑的流動過程可以近似于1個等流速的過程,因此在上升側和下降側,摩擦阻力壓降近似相等.③對比氣液分離式冷凝器制冷劑的上升側與下降側的流動過程發(fā)現(xiàn),在上升過程中,重位壓降有利于總壓降的減小,而在下降過程中,重位壓降不利于總壓降的減小．

兩種冷凝器制冷劑側出口壓力隨冷卻水溫度的變化如圖6所示．隨冷卻水溫度的升高,兩種冷凝器的出口壓力逐漸增大．在實驗范圍內(nèi),采用氣液分離結構的氣液分離式冷凝器的出口壓力比臥式殼管式冷凝器的出口壓力平均提高了1.9%．

綜合前面的研究,可以認為兩種冷凝器保持相同的出口壓力,采用氣液分離式冷凝器的系統(tǒng)比采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng)能夠獲得更高的平均冷凝壓力,而平均冷凝壓力的提高將會使得系統(tǒng)的飽和溫度升高．當兩個系統(tǒng)處于相同工況時,冷卻水的溫度幾乎相等,也就是說,平均冷凝壓力的提高會導致冷凝器兩側換熱工質的溫差提高．因此,采用氣液分離式冷凝器能夠通過提高平均冷凝壓力來增大與冷卻水側的傳熱溫差,進而提高冷凝器的換熱量．

3 氣液分離式冷凝器對系統(tǒng)性能影響

采用兩種冷凝器系統(tǒng)的制冷劑循環(huán)質量流量隨冷卻水溫度的變化如圖7所示．隨冷卻水溫度的升高,采用兩種冷凝器系統(tǒng)的質量流量逐漸減?。@是由于壓縮機出口壓力隨著冷卻水溫度的升高而增大,壓縮機的壓縮比上升,系統(tǒng)制冷劑的循環(huán)流量逐漸減小．

對比采用兩種結構的冷凝器的系統(tǒng)發(fā)現(xiàn),在實驗范圍內(nèi),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的循環(huán)流量比采用臥式殼管式冷凝器系統(tǒng)的循環(huán)流量增大了10.3%～16.4%．由于采用氣液分離結構,氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的排氣壓力高于臥式殼管式冷凝器,因此,兩個系統(tǒng)中,膨脹閥節(jié)流前的壓力也是前者高于后者．在相同的系統(tǒng)制冷劑充注量的情況下,膨脹閥節(jié)流前壓力越大,則通過膨脹閥的制冷劑的質量流量越大．因此,氣液分離結構使得采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的制冷劑循環(huán)流量更高．

壓縮機功耗隨冷卻水溫度的變化如圖8所示．隨冷卻水溫度的升高,采用兩種冷凝器系統(tǒng)的壓縮機功耗逐漸增大．影響壓縮機功耗的因素主要有兩點:壓縮比和制冷劑流量．由于實驗過程中,蒸發(fā)器端實驗工況保持不變,因此認為壓縮機入口的壓力幾乎恒定．隨著冷卻水溫度的升高,壓縮機出口的壓力隨之增大,壓縮比也隨之增大．由于循環(huán)流量的變化不大,相比于循環(huán)流量的變化對于功耗的影響,壓縮比對于功耗的影響占據(jù)主導地位,壓縮機功耗呈現(xiàn)增大的趨勢．

對比發(fā)現(xiàn),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的壓縮機功耗更大,而且,隨著溫度的升高,功耗的差值逐漸增大．首先,通過前面的研究可知,采用氣液分離式冷凝器的系統(tǒng)擁有更大的循環(huán)流量,循環(huán)流量的增大使得壓縮機的功耗增大;其次,由于氣液分離結構使得冷凝器阻力增大,采用氣液分離式冷凝器系統(tǒng)的入口壓力更大,因此,其壓縮比更大,壓縮機功耗也更大．因此,無論是從制冷劑的質量流量,還是從壓縮比來看,采用氣液分離式冷凝器系統(tǒng)的壓縮機功耗,均高于同工況下采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng)．因此,氣液分離結構造成壓縮機功耗的提高．

兩種冷凝器的冷凝換熱量隨冷卻水溫度的變化如圖9所示．兩個冷凝器的換熱量等于兩個系統(tǒng)的冷凝換熱量．由圖9可知,兩個系統(tǒng)的冷凝換熱量隨著冷卻水溫度的升高而逐漸減?。捎诶鋮s水溫度的升高使得冷凝器兩側換熱溫差減小,進而使得冷凝器冷凝換熱量下降．

對比發(fā)現(xiàn),采用氣液分離式冷凝器,冷凝換熱量提高了10.3%左右．由此可見,氣液分離結構能夠顯著強化換熱．在27～33 ℃的實驗條件范圍內(nèi),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的冷凝換熱量隨溫度的變化率要低于采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng),前者約為446.6 J·℃-1,后者約為358.6 J·℃-1,前者比后者高約24.5%．因此,氣液分離結構使得采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的系統(tǒng)能夠在實驗工況的變化時保持相對穩(wěn)定的換熱,擁有更好的工況適應性．

兩個系統(tǒng)的制冷量隨冷卻水溫度的變化如圖10所示．在實驗范圍內(nèi),制冷量隨冷卻水溫度的升高而降低．由前面的分析可知,冷凝器的冷凝換熱量隨冷卻水溫度的升高而降低,這導致膨脹閥流量的降低,進而減少了進入蒸發(fā)器的制冷劑,使得系統(tǒng)制冷量降低．此外,冷凝器冷卻水溫度的升高還導致了壓縮機出口壓力的升高,從而降低了壓縮機處的制冷劑流量．

對比可知,采用氣液分離式冷凝器系統(tǒng)的制冷量高于采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng)．采用氣液分離式冷凝器的系統(tǒng),可以實現(xiàn)更大的冷凝換熱量和制冷劑循環(huán)質量流量．由于蒸發(fā)器的實驗工況相同,因此在實驗范圍內(nèi),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的制冷量高于采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng)．前者比后者平均高9.7%．由此可見,氣液分離結構使得采用氣液分離式冷凝器系統(tǒng)的制冷量顯著提高．

采用兩種冷凝器系統(tǒng)的COP隨冷卻水溫度的變化如圖11所示．可知,隨著冷卻水溫度的升高,兩個系統(tǒng)COP值均呈下降趨勢．實驗工況范圍內(nèi),冷卻水溫度的升高導致兩個系統(tǒng)的制冷量顯著減小,而壓縮機的壓縮比顯著增大,進而功耗增大．這使得系統(tǒng)COP值隨冷卻水溫度的升高而降低．

雖然氣液分離結構增大了壓縮機的功耗,但是,采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的冷凝換熱量增大趨勢更加明顯,這使得該系統(tǒng)的COP高于采用臥式殼管式冷凝器的系統(tǒng),實驗工況范圍內(nèi),COP提高了5.0%～9.3%．

4 結論

1)氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器的傳熱系數(shù)隨制冷劑流量線性增大．低質量流量下,氣液分離式冷凝器與臥式殼管式的換熱性能幾乎相同;高質量流量情況下,前者比后者的換熱性能更好．

2)氣液分離式冷凝器的出、入口壓降更低,排氣壓力更高．采用氣液分離式冷凝器系統(tǒng)的冷凝器出、入口壓降比采用臥式殼管式冷凝器低45.1%～50.7%．

3)氣液分離式冷凝器能夠顯著提高系統(tǒng)的COP．在實驗工況范圍內(nèi),采用氣液分離式管內(nèi)凝結冷凝器系統(tǒng)的COP比采用臥式殼管式冷凝器系統(tǒng)高5.0%～9.3%．

[1] COLORADO D, HERNáNDEZ J A. Numerical simulation and experimental validation of a helical double-pipe vertical condenser[J]. Applied Energy, 2011, 88(6): 2136-2145.

[2] SIMONE MANCIN, DAVIDE DEL COL. Partial condensation of R407C and R410A refrigerants inside a plate heat exchanger[J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2012, 36:149—157.

[3] GALBIATI L, ANDREINI P. R32 partial condensation inside a brazed plate heat exchanger[J]. International Journal of Refrigeration, 2013, 36(2): 601-611.

[4] 彭曉峰,吳迪. 高性能冷凝器技術原理與實踐[J]. 化工進展, 2007, 26(1): 97-104. PENG Xiaofeng, WU Di. Applications and principle of high performance condensers, Chemical Industry and Engineering Progress, 2007, 26(1): 97-104.(in Chinese)

[5] DALKILIC A S, YILDIZ S. Experiment investigation of convective he104at transfer coefficient during downward laminar flow condensation of R134a in a vertical smooth tube[J]. International Journal on Heat and Mass Transfer, 2009, 52(2): 142-150.

[6] OLIVER J A, LIEBENBERG L. Heat transfer, pressure drop, and flow pattern recognition during condensation inside smooth, helical micro-fin, and herringbone tube[J]. International Journal of Refrigeration, 2007, 30(4): 609-623.

[7] DALKILIC A S, LAOHALERTDECHA S. Experimental investigation of heat transfer coefficient of R134a during condensation in vertical downward flow at high mass flux in a smooth tube[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2009, 36(10): 1036-1043.

[8] DALKILIC A S, TEKE I. Experimental analysis for the determination of the convective heat transfer coefficient by measuring pressure drop directly during annular condensation flow of R134a in a vertical smooth tube[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2011, 54(4): 1008-1014.

[9] XU W Y, JIA L. Visualization on flow patterns during condensation of R410A in a vertical rectangular channel[J]. Journal of Thermal Science, 2014, 23(3): 269-274.

[10] YANG Y X, JIA L. Experimental investigation of heat transfer coefficient during upward flow condensation of R134A in vertical smooth tubes[J]. Journal of Thermal Science, 2015, 24:155-163.

Experimental study on vertical tube condenser with liquid-vapor separation

FANYakun,JIALi,DANGChao

(a.School of Mechanical, Electronic and Control Engineering,b. Beijing Key Laboratory of Flow and Heat Transfer of Phase Changing in Micro and Small Scale, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044,China)

A new liquid-vapor separation condenser is designed in this paper. The condenser is tested in a standard cooling system and compared with the horizontal shell-tube condenser (HSC) in their heat-exchange performance. The results show that the heat transfer coefficient of the in-tube-condensation liquid-vapor separation condenser (ILSC) increases linearly when the mass flow rate varying from 220-330 kg/h and the saturated temperature is at 35 ℃, 40 ℃ and 45 ℃. Moreover, the heat transfer coefficient of the condenser is considerably higher than the HSC. In addition, when the condenser of the cooling system is displaced with the newly-designed one, the pressure drop of the refrigerant between the inlet and outlet is decreased 45.1%-50.7%. The exhaust pressure and the COP (Coefficient of Performance) increased 1.9% and 5.0%-9.3%, respectively. In conclusion, ILSC possesses better heat transfer performance than the HSC and makes the cooling-system efficiency improved.

in-tube-condensation; liquid-vapor separation; condenser; heat transfer performance; COP

1673-0291(2016)06-0115-07

10.11860/j.issn.1673-0291.2016.06.019

2015-05-06

國家科技支撐計劃資助項目(2012BAB12B02)

范亞坤(1989—),男,河北任丘人,碩士. 研究方向為動力機械與熱能工程. email:13125869@bjtu.edu.cn.

TK172

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