含油制冷劑在吸氣管內的滯油量預測研究

張智鋌, 谷 波, 曾煒杰, 胡晉珽, 吳鵬展

(上海交通大學 機械與動力工程學院, 上海 200240)

對蒸氣壓縮制冷系統中的壓縮機而言,潤滑油是不可缺少的.它能潤滑壓縮機的運動部件,并提供冷卻和密封的功能[1-3].但是蒸氣壓縮制冷系統在運行時,壓縮機中的潤滑油會被制冷劑挾帶并從壓縮機排氣口逸出,導致一部分的油滯留在其他系統部件中.潤滑油的混入導致熱阻的增加以及工質的熱力學性能偏離純制冷劑,會削弱換熱器的傳熱性能[4-6],而且會使流動壓降增大[6-8].此外,其他部件中過多的滯油還會導致壓縮機回油量不足,降低壓縮機的安全性能[9-10].

目前已有許多學者對制冷劑/潤滑油混合物的流動傳熱與壓降特性進行了研究.殷秀娓[11]對R134a和R410A含油混合物在微通道內流動沸騰的換熱和壓降特性進行了實驗研究,并基于實驗結果開發了新的傳熱及壓降關聯式.王學東等[12]進行了含油R404A在內螺紋管內冷凝換熱的實驗研究,分別改變油濃度、干度、質量流率進行實驗,探究了這些因素對換熱性能的影響.胡海濤等[13]對R410A/潤滑油混合物在小管徑內螺紋強化管內流動沸騰的摩擦壓降特性進行了實驗研究,探究了油平均質量分數、干度等因素對摩擦壓降的影響.相關的研究還有很多,但這些學者并沒有對滯油量展開研究.

與混合物傳熱壓降的研究相比,制冷系統各部件內的滯油量研究較少.Kim等[14]利用油噴注及提取法來對壓縮機吸氣管中的滯油量進行了測試,實驗工質為R410A/PVE混合物,根據實驗數據他們擬合了預測滯油量和壓降的經驗關聯式.Cremaschi等[15]對冷凝器、蒸發器、吸氣管的滯油特性進行了實驗研究,工質為含油的R22、R410A和R134a.Cremaschi等[15]、Zoellick等[16]對吸氣管進行了可視化處理,探究了其內部流型與滯油量的耦合關系;而蒸發器和冷凝器較為復雜的結構使其可視化難度較大,鮮有公開的可視化研究內容.還有一些有關滯油量的研究,但是目前鮮有公開文獻提出適用于各種不同工質的滯油量預測方法.滯油量的實驗測試工序復雜、耗時耗力,亟待通用的滯油量計算方法,其既有利于實驗前的方案設計,也可為實驗結果提供參考.

壓縮機吸氣管為蒸發器出口到壓縮機的管段,在制冷系統的各部件中,其內部的滯油現象較為顯著.吸氣管內的工質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).輸運液膜的驅動力由制冷劑蒸氣所提供,相較于液體,蒸氣對液膜的輸運作用有限.而吸氣管位于系統的低溫側,較低的溫度又使得蒸氣的黏度較低、液膜的黏度較高,進一步限制了蒸氣對液膜的輸運.

因此,本文對壓縮機吸氣管內的滯油特性展開研究,根據公開文獻建立了吸氣管滯油量的實驗值數據庫,在分析了各個影響因素之后,對數據庫中的滯油體積比進行了擬合.根據擬合所得關聯式以及吸氣管進口工質的狀態可以對滯油量進行預測,此方法具有較好的通用性.此外,以R32/PVE VG68為工質進行吸氣管滯油量測試實驗,并將實驗結果與關聯式計算結果進行比較.

1 滯油量數據庫的建立

表1 根據公開文獻所建立的吸氣管內制冷劑/潤滑油混合物滯油量數據庫

(1) 工質:8種制冷劑/潤滑油混合物.

(2) 吸氣管方向:水平方向、豎直方向.

(3) 吸氣管內徑:7.1～19.0 mm.

(4) 混合物質量流率:30～250 kg/(m2·s).

(5) 混合物的實際油質量分數:0.8%～6%.

(6) 黏度比:11.88～51.83.

大部分用于獲取上述數據的文獻并沒有完整地提供相應液體混合物的物性數據.為補全缺失的物性數據,對文獻[20-21]中的物性數據進行采集;對于仍舊缺失的數據,采用潤滑油廠家所提供的數據.將原文提供的數據以及額外收集的物性數據匯總于表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應的飽和溫度;ρo為潤滑油的密度;ρmix為液體混合物的密度;wr,mix為液體混合物中制冷劑的質量分數,是液相中溶解的制冷劑的質量與液相總質量之比;σo為潤滑油的表面張力;σmix為液體混合物的表面張力.標注“a”的數據來源于文獻[20];標注“b”的數據來源于文獻[21];標注“*”的數據來源于潤滑油廠家.

表2 潤滑油及液體混合物的物性參數匯總表Tab.2 Thermodynamic properties of working pairs in database

2 影響吸氣管滯油特性的因素

吸氣管內的滯油量受到眾多因素影響,為了總結所有影響滯油特性的因素,需對吸氣管內氣液兩相流動進行分析.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的油傳輸過程.對于吸氣管內的環狀流而言,部分制冷劑蒸氣溶解于潤滑油中,所形成的混合物液膜沿周向分布.對氣液兩相流進行受力分析,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

根據受力平衡分析,輸運液膜的驅動力為制冷劑蒸氣施加的交界面切應力τi,阻力為壁面所施加的切應力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為液膜的動力黏度;ui為氣液交界面的運動速度;fi為氣液交界面的阻力系數;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;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為如下函數:

rORV=f(Di,wo,act,σmix,τw,τi,Fgra)=

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

(5)

3 rORV關聯式的擬合

為預測特定工況下的滯油量,選取多種關聯式形式,對式(5)進行擬合.經過多次嘗試,將rORV的擬合關聯式確定為如下形式:

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、黏性力以及氣相對液相所施加的拖拽力,因此Ψ2可反映流動中的各種力對滯油量的影響.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 擬合關聯式的預測值與數據庫中實驗值的比較Fig.2 Comparison of experimental and predicted rORV

4 根據關聯式計算滯油量的步驟

得到rORV的關聯式之后,即可根據吸氣管進口處工質的狀態來對吸氣管內的滯油量進行計算,具體步驟如下.

(1) 計算滯油量所需參數包括吸氣管處工質的狀態參數及Di.這些狀態參數包含:tsat、過計熱度Δtsup、Gtot、wo,act.

(2) 用REFPROP 9.0軟件計算所需的制冷劑物性參數.

(3) 根據tsat、Δtsup以及溶解度方程計算wr,mix.

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

(10)

式中:wo,mix為液相中油的質量分數,wo,mix+wr,mix=1;ρr,liq為對應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算模型計算液體混合物的表面張力:

(11)

式中:σr,liq為對應溫度下制冷劑飽和液體的表面張力.

(6) 使用增強型模型[26]對液體混合物的黏度進行計算,具體表達式如下:

lnνmix=f1+f2t+f3t2+f4t3+f5t4

(12)

式中:b0～b19因工質而異,對于某一特定工質,為常數.

(7) 利用式(6)計算rORV,再根據式(4)計算OR.

5 R32/PVE VG68的滯油量測試及與關聯式計算結果的比較

為驗證用所得關聯式預測滯油量的準確性,選用2根內徑為10.7 mm的光滑銅管作為吸氣管測試段,以R32/PVE VG68為工質進行滯油量測試實驗.實驗樣品如圖3所示,兩個實驗樣品的幾何尺寸如表3所示.L表示拆除稱重法所測試的管段長度,即兩個球閥之間的距離.

表3 實驗樣品的幾何尺寸Tab.3 Geometries dimensions of test samples

進行此實驗的實驗裝置由制冷劑主回路和潤滑油回路組成,裝置的示意圖如圖4所示,實拍圖如圖5所示.制冷劑回路中的壓縮機為滾動轉子式.壓縮機排氣口處串聯了1個螺旋式油分離器和1個濾芯式油分離器,目的是收集壓縮機排氣口處制冷劑所帶的潤滑油,以減少壓縮機排氣口處的油對測試段的影響.采用科氏質量流量計來測量制冷劑的質量流量,為保證流經流量計的制冷劑是過冷的液體,該流量計上游裝有過冷器(額定換熱量為3 kW的套管式換熱器).制冷劑在通過流量計后,依次通過毛細管、針閥和翅片管蒸發器,變為過熱狀態.最后,制冷劑與潤滑油回路注入的油(溶解了部分制冷劑)混合,流經豎直測試段或45°傾斜測試段.

1—壓縮機;2—油分;3—視鏡;4—冷凝器風道;5—冷凝器;6—過冷器;7—干燥過濾器;8—科氏流量計(制冷劑);9—毛細管;10—蒸發器風道;11—蒸發器;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(油)圖4 實驗裝置示意圖Fig.4 Schematic of experimental rig

圖4中的潤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,高壓油泵將儲存在大油罐中的油泵入制冷劑主回路,可通過調節旁通和噴油口的針閥開度來控制油的質量流量,以獲得所需的油質量分數;油泵下游布置有溫度壓力測點,用于測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,串聯安裝了1個螺旋式油分離器和1個分離效率為99%的濾芯式油分離器,它們會將制冷劑主回路中的油分離出來.

工質的溫度和壓力分別通過100 Ω的鉑電阻(Pt100)和絕對壓力傳感器測量.采用標準水銀溫度計(±0.05 ℃精度)對Pt100進行預標定.

采用Peuker等[27]推薦的拆除稱重法測定滯油量:同時關閉測試段兩側的球閥,使制冷劑和油被困在測試段內,然后將測試段拆除;拆除后,采用圖6所示的制冷劑、潤滑油分離方法將制冷劑從測試段中分離.分離的流程如下:將測試段與空的制冷劑鋼瓶連接,調節調節閥1,使制冷劑蒸氣緩慢流向鋼瓶.當壓力平衡時,關閉調節閥1,打開調節閥2,用真空泵對鋼瓶進行抽真空.重復幾次后,測試段內的制冷劑將被抽空,最后用電子秤稱含有潤滑油的測試段.帶油測試段的質量與測試段自重的差值即為該工況下的滯油量.本實驗所測量參數以及相應傳感器的詳細信息如表4所示.

1—測試段;2—視鏡;3—制冷劑鋼瓶;4—真空泵圖6 制冷劑、潤滑油分離方法Fig.6 Separation method of refrigerant and lubricant oil

表4 所測量參數以及相應傳感器的信息

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所對應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的計算式為

(14)

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

將吸氣管入口處工質的tsat控制在7.5 ℃(即p=1 027 kPa)、過熱度Δtsup控制在12 ℃(即t=19.5 ℃),分別對不同制冷劑質量流率Gref以及wo,act的工況進行滯油量測試,結果如圖7所示.圖中:mo為實驗測試所得的單位長度滯油量.由圖可見,其他條件相同時,mo隨著wo,act的增加而增加,這是因為wo,act越大說明該工況下有越多的油流經測試段.mo一般隨著Gref的增加而減小,這是因為高質量流率的制冷劑蒸氣對液膜的輸運作用較強.由式(2)可得,輸運液膜的驅動力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tsat=7.5 ℃、Δtsup=12 ℃時,不同Gref下測試段的單位長度滯油量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算方法,對實驗工況下的滯油量進行預測.在實驗工況下,PVE VG68的密度為940.7 kg/m3,表面張力為27.4 mN/m.預測所得結果如圖8所示.圖中,mo,pre為預測的單位長度滯油量.圖8中單位長度滯油量與wo,act、Gref、傾角的關系與圖7所呈現的關系相同,單位長度滯油量均著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和理論分析結果、實驗數據所呈現趨勢均契合.因此,從所提出的滯油量預測方法可以準確地呈現滯油量隨各因素的變化趨勢.

圖8 圖7所對應工況的滯油量預測值Fig.8 Predicted oil retention under conditions in Fig.7

用該方法預測上述工況下R32/PVE在吸氣管內的單位長度滯油量,αMRE=21.57%,αMAX=57.24%.圖9將mo與mo,pre進行了比較.從圖9可以看出:在40個數據點中,有30個數據點的 |αRE| 不超過30%,這表明該方法能較精確地預測各工況下的滯油量.當滯油量較大(mo>3.1 g/m)時,該方法的預測精度更高;當滯油量較小(mo<3.1 g/m)時,采用該方法預測的滯油量低于實驗值.而如圖2所示,用該方法對數據庫中滯油量較小的工況進行預測,所預測的滯油量存在高于實驗值的趨勢.比較這兩部分的實驗數據,雖均為小滯油量的工況,但其工況參數及工質的物性均不同,而滯油量的大小會受到工況、物性等多種因素的共同影響,因此出現反差的情況屬于正常現象.此外,由于圖2中小滯油量下的工況點僅約占總數據點的6%,擬合所得關聯式對較大滯油量工況的描述更為準確,而對數據點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測精度,可采用分段擬合的方式,對不同滯油量區間的工況單獨擬合,或增加擬合數據庫中低滯油量工況的數據點數量.

圖9 滯油量預測值與實驗值的比較Fig.9 Comparison of experimental and predicted oil retention

6 結語

對壓縮機吸氣管內的滯油特性展開研究.根據公開文獻,建立了吸氣管滯油量的實驗值數據庫.對吸氣管內氣液兩相流動進行分析,總結各個影響吸氣管滯油特性的因素,并分析它們對滯油量的具體影響.選取合適的關聯式形式對數據庫中的滯油體積比rORV進行擬合,所得關聯式的平均相對偏差為14.43%,相對偏差|αRE|≤30%的數據點占比達87.70%,關聯式具有較為滿意的精度.提出了根據rORV關聯式以及吸氣管進口處工質的狀態對滯油量進行計算的方法.以R32/PVE VG68為工質進行滯油量測試實驗,對40個工況進行滯油量測試,并將實驗結果與關聯式計算結果進行比較.比較結果表明,對于R32/PVE VG68在吸氣管內的流動,該方法能較精確地預測各工況下的滯油量.