大型冷库中蒸发器的模型建立及优化
直冷块冰机铝板蒸发器制作方法
直冷块冰机是一种常用的制冷设备，用于生产块状冰块，常用于餐厅、酒吧、超市等场所。
其制冷部分的关键零件之一即是铝板蒸发器。
蒸发器的制作质量直接关系到整个制冷设备的性能。
下面将介绍直冷块冰机铝板蒸发器的制作方法。
一、材料准备1. 铝板：选择高纯度、高导热的铝板，通常厚度为1.5mm左右。
2. 铝管：直径为8-10mm的铝管，用于制作蒸发管路。
3. 焊接材料：选用适合铝板焊接的焊料，确保焊接质量。
4. 制冷剂：常用的制冷剂有R134a、R404a等，根据实际需要选择合适的制冷剂。
二、蒸发器结构设计1. 根据实际需要确定蒸发器的尺寸和形状，一般为长方形或正方形，确保在给定的空间内能够容纳足够的铝管和表面散热面积。
2. 设计并绘制好蒸发管路，在铝板上标注出铝管的走向和连接方式，确保蒸发管路布局合理、紧凑。
三、蒸发器制作步骤1. 铝板加工a. 将选好的铝板按照设计要求进行切割，保证尺寸精准。
b. 对铝板进行清洁处理，确保表面无灰尘、油污等。
2. 铝管布置a. 根据设计好的蒸发管路，在铝板上进行铝管的布置，确定好每条铝管的位置和连接方式。
b. 使用专用工具将铝管固定在铝板上，确保连接牢固、表面光滑。
3. 焊接a. 采用焊接设备对铝管和铝板进行焊接，确保焊接牢固、无漏漆、气泡等现象。
b. 注意控制好焊接温度和时间，避免过热导致材料变形或损坏。
4. 通孔a. 根据需要在铝板上钻孔，用于连接进出制冷剂的管路。
b. 使用适当的工具进行孔的加工，确保通孔的尺寸和位置准确。
5. 总装a. 对制作好的铝板蒸发器进行总装，检查焊接、铝管固定等工艺是否符合要求。
b. 完成蒸发器的总装后，进行压力测试和泄漏检查，确保蒸发器的密封性和安全性。
四、质量检验1. 外观检查：检查铝板表面是否平整、无损伤、漏漆等情况。
2. 焊接质量：使用检漏仪对焊接部位进行检漏，确保焊接牢固、无漏气现象。
3. 压力测试：将蒸发器连接到测试装置上，进行压力测试，确保其能够承受正常工作压力。
冷冻室蒸发器在制冷系统中的优化应用
一
１ —１ —１ — ８８ —１ —１ —１ —１ ８３ ８４ ９０ １ ８７ ８８ ８２ ８５
（ ℃）
也积累 了一定 的经验 ， 冰箱制冷 系统 的优化不仅应从理论 上 进行 优化设计 ， 更应从测 试数 据中进行 分析改进 ， 而使冰 从
从上 表 １ 可看 出 ， ３个抽 屉 中最热 的“ 包 温度相 差了 Ｍ” ３Ｃ， 热的“ 包 ￣ 最 Ｍ”
热板 、 采用高 效压缩机 等 ， 这些 方案在冰 箱 上实现 节能都 需 要付出比较 高的成本 。冰箱压缩机工作 大部分 是为了满足冷
冻室低温 的要求 ， 因此在 冷 冻室消耗 了大 部分 的电能 ， 何 如 优 化冷冻室蒸发器 的结构是 节能很重要 的一个环 节 ， 文通 本
屉冰 箱或冷冻箱 ，一般 冷冻室 的最热 Ｍ 包位 于最外部 的最
上方或 者最下方 （ 大部分抽屉冰箱 下部没有蒸 发器 ） 中间抽 ， 屉一般 温度 是最低 的， 下图为冷冻室 具有三个抽 屉的普通 丝
管蒸发器直冷冰箱试验包放置 图（ １ 。 图 ）
主视 图 左 视 图
Ｍ １
Ｍ ２
要 法 ， 质 量保 证 体 系运 转 的基 本 方 式 。 是
海 尔集 团纯熟地采用 ｐ ｃ ｄ ａ管理 法来实施 销售任务 的计 划、 织和控 制。每年年终 ， 团商流 、 组 集 各产品本 部根 据本年度 的销售额完成情况 ， 结合 各产 品的发展 趋势及竞争对手分析 等息 ， 定下一年度的销 售计 划 ， 制 然 后 将这一计 划分解至全 国 １ １个销售事业部。 销售事业部 长根据各工 贸上年 的完成情 况、 市场状况分析等信 息
制冷系统中蒸发器模型的建立和数值分析
文章编号:ISS N1005-9180(2006)03-0051-06Ξ制冷系统中蒸发器模型的建立和数值分析杨 宾(天津商学院制冷与空调工程系,天津300134)[摘要]本文对制冷剂在蒸发器中的流动进行了分析计算,在考虑了两相流动的基础上分别建立了能量、质量方程和动量计算公式,针对工质为R22的制冷系统编制的计算程序,该计算模型将对空调系统的优化分析和控制提供了有效的部件性能分析方法。
[关键词]蒸发器,数学模型,数值分析[中图分类号]T Q05116+2;T Q018;T M925 [文献标识码]ANumerical Analysis and Model Building of the Evaporator in the R efrigeration SystemY ANG Bin(Department of Refrigeration and Air-conditioning Engineering,T ianjin University of C ommerce,T ianjin,300134,P1R1China) Abstract:In the paper,the flow in the evaporator is analyzed1Based on tw o-phase flow in fluence,the equations of en2ergy,mass and m omentum for the evaporator are presented1A simulation program has been developed according to the re2frigerant system with refrigerant R22,the calculation of results show that this numerical m odel is capable of providing an effective means to analyze components′performance in optimizing and controlling air-conditioning systems1K eyw ords:Evaporator,Mathematical m odel,Numerical analysis1 前言 制冷装置的研究如果仅仅通过实验手段研究装置的动态特性,不仅增加了研究费用,而且难以在设计阶段对其性能有充分的分析,所以很难保证产品的实际性能能够达到设计要求。
冰箱冷藏蒸发器结构应力分析及结构优化_孔冬
Technology技术冰箱冷藏蒸发器结构应力分析及结构优化孔冬 游飞越 许锦潮 张丁 毛庆成(海信容声（广东）冰箱有限公司 广东顺德 528303)摘要：本文对大容积单门冰箱箱体内胆的开裂问题进行了总结与分析，提出了降低蒸发器铝板结构刚度以减小内胆热应力积聚的解决思路，并进行相关的试验验证，证明本文工作对抑制内胆开裂具有显著改善，为设计人员提供了设计依据。
关键词：冰箱；内胆；开裂；热应力；蒸发外乎应力腐蚀：一是由于作用在内胆上的机械应力导致的机械应力开裂；二是由于一些化学介质的作用，使内胆材料发生溶胀，增加其内部应力而导致的化学应力开裂。
大部分冰箱内胆的开裂均是在机械应力加上化学介质的浸润的综合作用下形成的。
故解决内胆开裂问题的思路也主要有两个方面：一是通过增加内胆的机械性能与工艺成型质量以提高HIPS内胆的材料强度，或降低化学侵蚀对HIPS内胆的化学腐蚀以减小所产生的化学应力，二是在装配工艺和结构设计方面着手，减小内胆上机械应力的积聚。
而本文就是对冰箱箱体内胆的开裂问题进行了分析，提出了在蒸发器铝板开槽以减小内胆上热应力积聚的解决方法，并进行相关的实验验证，为设计人员提供了设计依据。
通过建立箱体的有限元模型，对温度荷载下的箱体进行热力学分析，由应力云图我们看出，内胆的背面与泡层内表面上都有较大的应力分布，这些应力是造成内胆开裂的重要因素，而此位置恰恰是板式蒸发器的粘贴位置。
我们推测较大1 引言国内冰箱制造商主要采用ABS和HIPS作为冰箱内胆材料，在生产、储存和用户使用过程中，存在着一定的内胆开裂现象，既影响用户观感和体现，又大大降低冰箱性能和使用寿命。
由于内胆开裂主要发生在用户使用三个月甚至半年后，生产现象也很难通过有效方法进行检验，因此，内胆开裂是困扰冰箱生产企业的困难之一。
图1（左）所示为某款大容积冷藏箱，在内胆后背平面有两处开裂，上面的裂口有三条、在冷藏蒸发器位置、排列不规则，下面的裂口有两条在冷藏蒸发器附近；图1（右）显示内胆局部位置有多条龟裂纹，在冷藏蒸发器位置，排列不规则，冷藏蒸发器已生锈。
蒸发器的结构及设计
. . . .蒸发器的构造2循环型(非膜式)蒸发器2膜式(单程型)蒸发器3蒸发器的设计5蒸发器的选择5蒸发工艺的设计计算5蒸发器的主要构造工艺尺寸的设计6蒸发装置的辅助设备的设计8 蒸发器的构造和设计[XX][学号][班级]蒸发器主要由加热室及别离室组成。
按加热室的构造和操作时溶液的流动情况，可将工业中常用间接加热蒸发器分为循环型(非膜式)和单程型(膜式)两大类。
一、循环型(非膜式)蒸发器这类蒸发器的特点是溶液在蒸发器内作连续的循环运动，以提高传热效果、缓和溶液结垢情况。
由于引起循环运动的原因不同，可分为自然循环和强制循环两种类型。
前者是由于溶液在加热室不同位置上的受热程度不同，产生了密度差而引起的循环运动；后者是依靠外加动力迫使溶液沿一个方向作循环流动。
(一)中央循环管式(或标准式)蒸发器。
〔2〕悬筐式蒸发器二、膜式(单程型)蒸发器上述各种蒸发器的主要缺点是加热室内滞料量大，致使物料在高温下停留时间长，特别不适于处理热敏性物料。
在膜式蒸发器内，溶液只通过加热室一次即可浓缩到需要的浓度，停留时间仅为数秒或十余秒钟。
操作过程中溶液沿加热管壁呈传热一) 升膜蒸发器〔一) 升膜蒸发器升膜蒸发器的构造如下图，加热室由单根或多根垂直管组成，加热管长径之比为100～150，管径在25～50mm之间。
原料液经预热到达沸点或接近沸点后，由加热室底部引入管内，为高速上升的二次蒸汽带动，沿壁面边呈膜状流动、边进展蒸发，在加热室顶部可到达所需的浓度，完成液由别离器底部排出。
二次蒸汽在加热管内的速度不应小于l0m／s，一般为20～50m／s，减压下可高达100～160m／s或更高。
(二) 降膜蒸发器假设蒸发浓度或粘度较大的溶液，可采用降膜蒸发器，它的加热室与升膜蒸发器类似。
原料液由加热室顶部参加，经管端的液体分布器均匀地流人加热管内，在溶液本身的重力作用下，溶液沿管内壁呈膜状下流，并进展蒸发。
为了使溶液能在壁上均匀布膜，且防止二次蒸汽由加热管顶端直接窜出，加热管顶部必须设置加工良好的液体分布器。
多效并流蒸发器最优化设计
Xo －进料中溶质的质量分数； Xi －第 i 效完成液中溶质的质量分数； Wi －第 i 效蒸发水量，kg/h； ti －第 i 效溶液沸点； to －进料液的温度，℃； D1 －加热蒸汽（生蒸汽）消耗量，kg/h； P －加热蒸汽压强，N/m2； Ti －各效加热蒸汽温度，℃；
收稿日期：2009-02-27 作者简介：张长银（1964-） 男，教授级高级工程师，主要从事制药 工程设计、教学及研究工作。 Tel：027-86783014 E-mail：wpidi-zhangcy@
再根据热量衡算式确定各效蒸发量和加热蒸汽量。
3.10 校核各效有效温度差
利用式（16）（17），计算各效有效温度差，若
各效温度差变化较大，应重复 3.9 ～ 3.10，直至没
有明显差别。
干式蒸发器的应用和优化设计
干式壳管蒸发器的应用和优化设计刘斌，特灵亚洲研发中心摘要干式壳管蒸发器（以下简称干式蒸发器）作为一种传统的换热器型式在风冷热泵和中低效的冷水机组中有着非常广泛的应用，它的优点是既可以节省制冷剂的充注量同时又具备良好的回油性能。
本文将首先简单介绍一下各种常见换热器的应用范围，然后着重就几个方面对干式蒸发器的设计和优化进行阐述，希望能对以后干式蒸发器的设计提供一些参考和启发。
关键词：干式，蒸发器，优化，设计。
1. 干式蒸发器的应用目前在国内的冷水机组中，蒸发器主要有以下几种形式：满液式、干式、降膜式、板式和套管式，对于单回路系统它们的冷量应用范围大概如图一所示。
在大中型的冷水机组中，壳管式换热器是最主要的换热器形式，考虑到成本和结构尺寸的限制，板式和套管式换热器主要应用于小型的涡旋和螺杆机组。
壳管式蒸发器主要有干式和满液式两种，对于热泵机组，考虑到能够在制冷制热两种工况下运行，干式换热器还是绝对的首选，满液式蒸发器在热泵上的应用相对来说还不成熟。
对于冷水机组，由于满液式蒸发器具有更高的换热性能，已经受到越来越多的制冷设备制造商的青睐，但是其致命的弱点是机组的回油问题，特别是在低温工况下尤为严重，增加回油设备一方面增加了成本另一方面也降低了机组的可靠性。
干式蒸发器的应用则相对要成熟很多，采用干式蒸发器不需要单独的换热器回油设计，但是其缺点是系统效率却会有所降低。
干式换热器性能接近板式换热器，但对于象R134a 这类环保的替代工质，板式换热器在稍大的冷量范围内性能会因为制冷剂分配不均而有所降低而且价格一般偏贵。
随着国内空调行业的迅猛发展和新的国家强制性空调能效标准的颁布，高效和环保已经成为制冷空调行业的发展方向，因此对于在新型工质下如何提高这种运行可靠的传统换热器型式——干式蒸发器性能的研究是个很有意义的课题。
2. 干式蒸发器的优化设计2.1. 设计参数的优化要设计一个干式蒸发器，除了给定负荷还要给定蒸发温度、过热度以及进膨胀阀前的液体温度。
毕业设计(论文)_电冰箱空调器制冷系统冷凝器蒸发器的优化设计
毕业设计（论文）报告题目：电冰箱空调器制冷系统冷凝器蒸发器的优化设计姓名：专业：制冷与空调技术班级：制冷061指导教师：设计完成日期2009 年4月15 日目录第一节：中文摘要 (2)关键词. ..................................................2-3绪论 (3)电冰箱的发展趋势 (4)电冰箱蒸发器冷凝器的设计..................................4-5空调器的发展及强化传热措施 (6)冷凝器蒸发器的优化方法...................................7-13电冰箱空调器制冷原理图 (14)结束语 (15)参考文献 (15)中文摘要：近年来随着科技的飞速发展，社会进步和人民生活水平的不断提高，制冷设备的应用几乎遍及生产、生活的各个方面。
同时也带动着制冷效果和冷藏技术的日益更新。
电冰箱的出现越来越得到商业各领域的不断需求。
在当今社会随着国际间的贸易越来越成为经济的主体，地区与地区的合作交流越来越平凡。
商品在此当中得到了很好的流通。
一直以来我们都为食品存放时间一久就会变得不再新鲜甚至腐败而烦恼。
那么靠什么来维持产品的新鲜从而达到不腐败的目的呢？电冰箱的制冷系统很好的发挥了这一作用。
商用电冰箱的应用就是为了适应商业不同需要而研制的，根据不同的商业用途可分为冷藏柜、陈列柜、小型制冰机、冰淇淋机、小型冷饮机等装置。
商用电冰箱是商业用小型制冷装置的总称，它与家用电冰箱相比较具有容积大、形式多、功能强的特点。
商用电冰箱中的制冷系统和电气系统实用性强、能够循环制冷使产品能够长时间保持新鲜状态，从而使产品达到制冷保鲜的目的。
关键词：电冰箱空调器的优化制冷系统电气系统绪论一、电冰箱空调器冷凝器与蒸发器的发展背景随着经济发展，国际贸易和城市与城市之间的合作交流越来越平凡，由此引发的产品保鲜问题得到了多方的共同讨论话题。
制冷系统中蒸发器模型的建立和数值分析
第 ２卷第３ 总９ 期） ５ 期（ ６
文章编 号 ：Ｉ Ｎ ０５ １０ （Ｏ６ ３ ０ １ ５ Ｓ １０ —９８ ２Ｏ ）０ —０５ —０ Ｓ
２ ００６年 ９月
制
冷
５ １
制 冷 系统 中蒸 发 器模 型 的建 立 和 数 值 分 析 ， Ｍａｈ ｍ ｔ ａ ｄ ｌ Ｎｕ ｒ ａ Ｉ ｌｓ ， ｒｓ ｖ ｐ ｒ ｔｒ ｔ ｅ ａｉ ｌ ｃ ｍｏ ｅ ， ｍｅ ｉ ｌ ｌ ｙ ｉ ｃ ａａ
性能分析方法 。
１ 前 言
制冷装置的研究如果仅仅通过实验手段研究装
２ 蒸发器数学模 型
蒸发器管内侧制冷剂流动时一般分为两相区和 置 的动态特性 ，不仅增加 了研究费用 ，而且难 以在 设计阶段对其性能有充分的分析 ，所 以很难保证产 过热区两部分 ，文中将分别建立模型。 ． 品的实际性能能够达到设计要求 。因此 ，将计算机 ２ １ 两相 区部 分数 学模型 仿真技术用于制冷装置动态性能的模拟有很重要 的 蒸发器 的两相区内存在着两种流型¨ ，即：环 Ｊ 现实意义 。运 用计算 机模 拟系统 的工作 过程 ，分 状流和雾状流 ，它们是以干度不同而区分的。以临 Ｊ 析 、预测系统在不同设计参数的条件下或不同的工 界干度 为界，其计算关系式如下 ： 作过程下 ，系统各个部件的运行特性和各个部件的
ｅ ｅ ｔ ｅ ｍｅ ｎ ｎ ｌｚ ｏ ｏ ｅ ｔ ｐ ｄ ｎ ｎ ｅ ｉ ｆ ｃｉ ａ ｓ ｔ ａ ａｙ ｅ ｃ ｍｐ ｎ ｎｓ ｅ ｏ ｍ ｃ ｖ ｏ ｎ
【 五 ｌ ｎ ｏ ｔ ｌ ｎ ｉ—ｃ ｎ ｉ ｏ ｉｇ ｓ ｓ ｍｓ Ｉ Ｉ ａ ｄ ｃ ｎｒ ｌ ｇ ａ １ ｇ ｉ ｏｉ ｒ ｏ ｄｔ ｎ ｎ ｔ ｉ ｙｅ ．
（天津商学院 制冷与空调工程 系，天津 ３０３ ０ １４）
大型冷库内温度场的数值模拟与优化
大型冷库内温度场的数值模拟与优化李艺哲;谢晶【摘要】A three-dimensional numerical model included the inside and outside environment of the cold store, and air curtain of the big cold store was established in this study.The steady and unsteady simulations of the temperature field were performed by using numerical simulation software, and the relative results were used for experimental verification.It turned out that experimental verification was basically coincidence with the results of the simulations.Acquired from analyzing the results of simulations, although the temperature field in the cold store reached the required temperature range, the distribution of temperature field near stacking goods was not balance completely, due to the obvious temperature difference between goods and other areas in the cold store.When the supply velocity of the air curtain was 8 m/s under the unsteady condition, the temperature field of the cold store had the smallest fluctuation and the air curtain had the highest efficiency.We put forward suggestions that it could be optimized in future, including the change of air flow patterns in a cold store, the stacking ways and height of goods, and other parameters of the air curtain.%以典型大型冷库作为研究对象,对冷库内外环境(包括空气幕在内)进行三维数值建模,并利用计算流体力学软件对冷库内温度场进行模拟研究,并将计算结果进行了实验验证.通过对结果分析可得:在稳态条件下,库内流场温度虽达到了要求的范围,但堆垛货物附近的温度场分布并不均匀,货物之间与库内其他区域存在着较明显的温差;在非稳态条件下,空气幕的送风速度对温度场的影响很大,当送风速度为8 m/s时,库内温度场的波动较小,空气幕性能较好.在该基础上提出了今后可进一步优化的建议:改变库内空气的流动方式,改变货物的堆垛方式,降低货物堆垛高度,对影响空气幕性能的其他参数进行研究优化.【期刊名称】《食品与机械》【年(卷),期】2017(033)006【总页数】5页(P139-142,179)【关键词】冷库;温度场;数值模拟;空气幕【作者】李艺哲;谢晶【作者单位】上海海洋大学食品学院,上海 201306;上海海洋大学食品学院,上海201306【正文语种】中文近年来，中国冷库在规模和数量上快速增长，但部分冷库内部存在气流分布不均匀的问题，导致了库内食品贮藏质量下降 [1-3]。
蒸发器制冷效果评价指标的建立和优化研究
蒸发器制冷效果评价指标的建立和优化研究摘要：蒸发器是制冷系统中至关重要的组件之一，其性能对制冷系统的整体效果有着重要的影响。
本文通过研究蒸发器制冷效果评价指标的建立和优化，以提高制冷系统的性能和效率，提出了一种综合考虑制冷效果的评价方法。
1. 引言蒸发器作为制冷系统中的核心部件，其主要任务是完成工质的汽化过程，从而达到制冷目的。
蒸发器的升温度差、传热能力和制冷效率等指标直接影响着整个制冷系统的性能。
因此，建立和优化蒸发器制冷效果评价指标是提高制冷系统性能的重要研究方向。
2. 蒸发器制冷效果评价指标的建立2.1 温度差指标蒸发器的温度差是指入口和出口温度的差值，是反映蒸发器冷却效果的重要指标之一。
通过测量蒸发器的入口和出口温度，计算温度差可以客观地评估蒸发器的制冷效果。
较小的温度差意味着更好的制冷效果。
2.2 传热系数指标蒸发器的传热系数是反映其传热效果的重要指标之一。
传热系数的大小直接关系到蒸发器的传热能力和制冷效率。
传热系数可以通过测量蒸发器的传热功率和温度差来计算，较高的传热系数意味着更好的制冷效果。
2.3 冷却效率指标冷却效率是指蒸发器的制冷量与所消耗的电能之比，是反映蒸发器能源利用率的重要指标之一。
通过测量蒸发器的制冷量和所消耗的电能，计算冷却效率可以客观地评估蒸发器的制冷性能。
较高的冷却效率意味着更好的制冷效果。
3. 蒸发器制冷效果评价指标的优化3.1 流体动力学设计优化在蒸发器的流体动力学设计中，合理选择蒸发器的几何形状和流道结构，优化流体的流动分布，可以提高传热效果和降低流阻。
通过数值模拟和实验测试，得出最佳流道形状和流量分布，从而优化蒸发器的制冷效果。
3.2 材料选择与涂层技术应用合适的材料选择和表面涂层技术的应用可以提高蒸发器的传热系数和抗腐蚀性能。
选择具有良好导热性和强化换热性能的材料，同时应用具有高热传导和抗腐蚀的涂层技术，可以提高蒸发器的传热效果，延长使用寿命，并降低制冷系统的能耗。
提高三效蒸发器能效比的几种方法
提高三效蒸发器能效比的几种方法导言蒸发器是燃烧器的重要组成部分，它能将燃料提供给燃烧器，并将产生的热量转移给加热的流体。
三效蒸发器是目前广泛应用于工业和商业领域的蒸发器之一，其设计使其比其他类型的蒸发器更加高效。
然而，在实际应用中，三效蒸发器的能效比并不总是尽如人意。
本文将介绍几种提高三效蒸发器能效比的方法。
1. 提高冷却水流量三效蒸发器的冷却水流量是影响其能效比的一个重要因素。
在实际运行中，当冷却水流量增加时，三效蒸发器的能效比也 increases。
因此，适当增加冷却水的流量，可以显著提高三效蒸发器的能效比。
然而，需要注意的是，增加冷却水的流量会增加水的处理成本以及设备的运行成本。
因此，在增加冷却水流量时，还需要综合考虑成本和收益，确定合理的流量范围。
2. 适当增加蒸发压力三效蒸发器的蒸发压力也是影响其能效比的一个重要因素。
增加蒸发压力可以提高蒸发器的能效比。
实现这一点的方法是通过增加冷却水的流量，以稳定蒸发压力，并达到蒸发器的最佳工作状态。
然而，蒸发压力的增加也会导致设备运行成本的增加。
因此，在增加蒸发压力时，还需要综合考虑成本和收益，确定合理的压力范围。
3. 优化蒸发器结构三效蒸发器的结构也是影响其能效比的因素之一。
蒸发器结构的优化可以使设备运行更加高效，从而提高能效比。
例如，使用更大的蒸发器可以增加其表面积和蒸发器的受热面积，进而提高其能效比。
同时，提高流体的速度和温度也可以增加流体与蒸发器之间的换热效率。
最后，使用更高效的制冷剂可以在更短的时间内完成蒸发和冷却的工作，从而提高三效蒸发器的能效比。
结论通过本文论述的三种方法可以明显提高三效蒸发器的能效比。
然而，在实际应用中，这些方法的应用可能受到许多限制。
因此，应该根据具体条件，结合实际情况，确定最佳的操作方法，以实现最大的能源利用效率。
冷藏陈列柜用高效模块式蒸发器性能的实验研究_朱兴旺
图 3 模块式蒸发器与铜管铝翅片 蒸发器的耗电对比图
长, 融霜时间短, 功率消耗低, 节能效果好, 有利于保持 陈列柜柜内温度稳定, 对柜内冷藏冷冻食品的质量有 利。 参考文献:
[ 1] 王维城, 张文 喜, 张立宁, 等. DA E 高 效蒸发传热管局部 换热系数 及其流型的实验研究[ J] . 工程热物理学报, 1992, ( 1) : 70- 73.
在结霜工况下高效模块式蒸发器与普通铜管铝翅片蒸发器相比换热效率高制冷能力强融霜周期图3模块式蒸发器与铜管铝翅片蒸发器的耗电对比图融霜时间短功率消耗低节能效果好有利于保持陈列柜内温度稳定对柜内冷藏冷冻食品的质量有王维城张文喜张立宁dae高效蒸发传热管局部换热系数及其流型的实验研究工程热物理学报19927073
轻工机械 2004 年 第 4 期
·4 5·
朱兴旺等 冷藏陈列柜用高效模块式蒸发器性能的实验研究
研究·设计
图 2 模块式蒸发器降温曲线图 出风平均温差, 表明其传热效果较好, 比较大的温差确 保了冷藏陈列柜内制冷强劲, 温度均匀。
表 1 模块式蒸发器与铜管铝翅片蒸发器 进出风平均温差比较表
收稿日期: 2004-02-04 作者简介: 朱兴旺( 1963- ) , 男, 河南巩义人, 郑州轻工业学院副教授, 主要从事空调与制冷技术研究。
L IU M in-jie
( Dept. o f M echanical Eng ineering , Q ing dao A rchitectur al Eng ineering Colleg e, Q ing da o Shando ng 266033, China)
冷库的优化设计与应用
3优化设计及其常用方法
优化设计是以数学规划理论为基础,以数字计算机为辅助工具的一种设计方法。优化设计大体上有两种方法:
(1)直接法:不用计算目标函数的导数值,而是通过直接计算函数值,并以之作为迭代、收敛根据,最终求出最优值的方法。有模式搜索法、转轴法、单纯形法、Powell直接法等[2 ] ,这类算法比较简单、编程容易;但其主要问题是:收敛的速度比较慢,特别是当自变量个数较多或目标函数形态较好时,其效率比较低。
4目标函数的建立
优化设计的首要任务是研究和建立设计问题的数学模型即:目标函数的建立。在冷库的优化设计中,冷库的初期建设投资、冷库结构布局、冷库建成后包括能耗在内的问题,都是我们关注的主要目标,因此,冷库的优化设计属多目标函数优化问题。然而,在具有约束条件的情况下,由于多目标函数的可行域交迭程度的不同,可能会使优化结果相对于多目标函数,产生相互矛盾的现象,即相对于f 1 ( x )的优化,会导致相对于f 2 ( x )的劣化,或者相反。所以,为解决多目标函数的择优,一般将多目标函数转化为单目标函数,寻找出实际设计可能接受的相对优化解。常用的方法有:主目标函数法和加权求和法[4 ]。显然,在我们所讨论的冷库的优化设计中,可以将大部分问题转化为:消耗费用最省的问题,建立起单目标函数[2 ]。同时为了简化方程的建立和解析,特作如下假设:
未经优化的工程实例方案和优化计算得出的各种方案的技术指标结果对比见表2。
根据计算机计算得出的58308种可行方案,可绘制出多种图表,其中,图1给出了在冷库长度和宽度变化下,冷库综合费用的等高线变化图。图2直接给出了在冷库长度和宽度变化下,冷库综合费用的三维变化曲面图。
表2
方案
蒸发器设计方案
蒸发器设计方案目录第一章设计方案的确定 (1)1.1 蒸发器的类型与选择 (1)1.2 蒸发操作条件的确定 (1)1.2.1 加热蒸汽压强的确定 (1)1.2.2 冷凝器操作压强的确定 (2)第二章蒸发工艺的设计计算 (2)2.1 蒸发器的设计步骤 (2)2.2 各效蒸发量和完成液浓度的估算 (2)2.3溶液沸点和有效温度差的确定 (3)2.3.1各效由于溶液的蒸汽压下降所引起的温度差损失∆/ (4)2.3.2由于蒸发器中溶液静压强引起的温度差损失∆'' (4)2.3.3由流动阻力而引起的温度差损失∆''' (5)2.3.4各效溶液的沸点和有效总温度差 (6)2.4加热蒸汽消耗量和各效蒸发水量的初步计算 (6)2.5估算蒸发器的传热面积 (7)2.6温差的重新分配与试差计算 (8)2.6.1重新分配各效的有效温度差 (8)2.6.2重复上述计算步骤 (9)第三章蒸发器的主要结构工艺尺寸的设计 (12)3.1 加热管的选择和管束的初步估计 (12)3.1.1 循环管直径的选择 (12)3.1.2 加热室直径及加热管数目的确定 (13)3.1.3分离室直径和高度的确定 (14)3.2接管尺寸的确定 (15)3.2.1溶液的进出口管 (15)3.2.2加热蒸汽与二次蒸汽接管 (15)3.2.3冷凝水出口 (16)第四章蒸发装置的辅助设备的设计 (17)4.1 气液分离器 (17)4.2蒸汽冷凝器主要类型 (17)4.3蒸汽冷凝器的设计与选用 (19)4.3.1工作水量的计算 (19)4.3.2喷射器结构尺寸的计算 (19)4.3.3射流长度的决定 (21)第五章设计结果一览表 (22)结束语 (24)主要参考文献 (24)第一章设计方案的确定蒸发是用加热的方法,在沸腾的状态下使溶液中具有挥发性的溶剂部分汽化的单元操作｡蒸发操作广泛用于化工､轻工､制药､食品等许多工业中｡蒸发操作条件的确定主要指蒸发器加热蒸汽的压强(或温度),冷凝器的操作压强(或温度)的确定,正确选择蒸发的操作条件,对保证产品质量和降低能耗极为重要｡1.1 蒸发器的类型与选择随着工业技术的发展,新型蒸发设备不断出现｡在工业中常用的间接加热蒸发器分别为循环型和单程型两大类｡循环型的蒸发器中有中央循环管式､悬框式､外加热式､列文式及强制循环管等,单程型的蒸发器有升膜式､降膜式､升-降膜式等｡本设计选择中央循环管式蒸发器｡因为循环型蒸发器中的中央循环管式又称标准式蒸发器,在化学工业中应用广泛｡结构和原理:其下部的加热室由垂直管束组成,中间由一根直径较大的中央循环管｡当管内液体被加热沸腾时,中央循环管内气液混合物的平均密度较大;而其余加热管内气液混合物的平均密度较小｡在密度差的作用下,溶液由中央循环管下降,而由加热管上升,做自然循环流动｡溶液的循环流动提高了沸腾表面传热系数,强化了蒸发过程｡这种蒸发器结构紧凑,操作可靠,传热效果好｡但溶液的循环速度低,传热温差小,影响了传热｡在中央循环管内安装一旋浆式搅拌器即构成强制循环蒸发器,可是液体的循环速度提高2~3倍｡1.2 蒸发操作条件的确定1.2.1 加热蒸汽压强的确定蒸发是一个消耗大量加热蒸汽而又产生大量二次蒸汽的过程｡从节能观点出发,应充分利用二次蒸汽作为其它加热用的热源,即要求蒸发装置能够提供温度较高的二次蒸汽｡这样既可以减少锅炉产生蒸汽的消耗量,又可以减少末效进入冷凝器的二次蒸汽量,提高了蒸汽利用率｡因此,能够采用较高温度的饱和蒸汽作为加热蒸汽是有利的 ,但是通常所用饱和蒸汽温度不超过180℃ ,超过时相应的压强就很高,这将增加加热的设备费和操作费｡根据以上论述选加热蒸汽压强为600 kPa｡1.2.2 冷凝器操作压强的确定若一效采用较高压强的加热蒸汽,则末效可采用常压或加压蒸发,此时末效产生的二次蒸汽具有较高的温度,可以全部利用｡而且各效操作温度高时,溶液黏度低,传热好｡若一效加热蒸汽压强低,末效采用真空操作｡此时各效产生的二次蒸汽温度低,进入冷凝器需要消耗大量冷却水,而且溶液黏度大,传热差｡根据以上论述选冷凝器的压强为30kPa｡第二章蒸发工艺的设计计算多效蒸发工艺计算的主要依据是物料衡算､热量衡算及传热速率方程｡计算的主要项目有:加热蒸汽(生蒸汽)的消耗量,各效溶剂蒸发量,以及各效的传热面积｡计算的已知参数有:料液的流量､温度和浓度,最终完成液的浓度,加热蒸汽的压强和冷凝器中的压强等｡2.1 蒸发器的设计步骤多效蒸发的计算一般采用试差法｡(1) 根据工艺要求及溶液的性质,确定蒸发的操作条件(如加热蒸汽压强及冷凝器的压强),蒸发器的形式､流程和效数｡(2) 根据生产经验数据,初步估计各效蒸发量和各效完成液的浓度｡(3) 根据经验假设蒸汽通过各效的压强降相等,估算各效溶液沸点和有效总温差｡(4) 根据蒸发器的焓衡算,求各效的蒸发量和传热量｡(5) 根据传热速率方程计算各效的传热面积｡若求得的各效传热面积不相等,则应按下面介绍的方法重新分配有效温度差,重复步骤(3)至(5),直到所求得各效传热面积相等为止｡2.2 各效蒸发量和完成液浓度的估算本设计任务条件是:糖水溶液处理量:890 T/d;溶液浓度12%;温度20 ℃;完成液浓度50%｡原料液加料量 F=890100024⨯=37083.33 kg/h 总蒸发量 W=F(1-3x x )=37083.33×(1-0.120.50)=28183.33 kg/h 式中:W —— 总蒸发量 kg/h;F —— 进料流量 kg/h;0x —— 初始液浓度;n x —— 完成液浓度｡因并流加料,蒸发中无额外蒸汽引出,假设各效蒸发量相等,即1W =2W =3W =W 3=28183.333=9394.441W ､2W ､3W 分别表示第一效､第二效､第三效蒸发量｡ 各效完成液的浓度为:011Fx 37083.330.12F-W 37083.339394.44x ⨯===-16.7% 2012Fx 37083.330.12F-W -W 37083.3329394.44x ⨯===-⨯24.32%03123Fx 37083.330.12F-W -W -W 37083.3339394.44x ⨯===-⨯50%其中:1x —— 第一效完成液浓度; 2x ——第二效完成液浓度;3x ——第三效完成液浓度｡2.3溶液沸点和有效温度差的确定选定加热蒸汽压强1P =600kpa,冷凝器中的操作压强'n P =30kpa:其它各效二次蒸汽的压强按各效间蒸汽压强降相等的假设来确定｡即:n P P P n '-=∆1故第i 效二次蒸汽压强i P '为:P i P P i ∆-='1式中 ΔP —— 各效加热蒸汽压强与二次蒸汽压强之差; 1P 第一效加热蒸汽的压强;'n P —— 末效冷凝器中的二次蒸汽的压强｡第一效 '11P P P =-∆=600-190 kPa第二效 '22P P P =-∆=600-2×190=220 kPa 第三效 '33P P P =-∆=600-3×190=30 kPa由各效的二次蒸汽压强,查得相应的二次蒸汽的温度及汽化潜热列于表2-1｡2.3.1各效由于溶液的蒸汽压下降所引起的温度差损失∆/根据各效的二次蒸汽温度'i T 和各效完成液的组成i x ,查得各效溶液的沸点t Ai 分别为: 表2-2糖液不同质量分数对应的常压沸点升高则各效由于溶液蒸汽压下降所引起的温度差损失为:()22''113144.2627316.216.20.220.292135.8810T a r +∆=∆=⨯⨯=⨯℃ ()22''223119.7627316.216.20.370.422205.8610T a r +∆=∆=⨯⨯=⨯℃ ()22''33366.527316.216.2 1.8 1.442333.710T a r +∆=∆=⨯⨯=⨯℃ 2.3.2由于蒸发器中溶液静压强引起的温度差损失∆''某些蒸发器在操作时,器内溶液需维持一定的液位,因而蒸发器中溶液内部的压强大于液面的压强,致使溶液内部的沸点较液面处的较高,二者之差即为因溶液静压强引起的温度差损失''∆,为简便起见,溶液内部沸点按液面与底部的平均压强Pm 下水的沸点和二次蒸汽的压强'P 下水的沸点差估算,平均压强近似按静力学方程估算:管长大概为2.5~3m,所以选m l 5.2='i gh2m p p ρ=+式中: m p ——蒸发器中液面与底层的平均压强,Pa;'i p ——二次蒸汽的压强,Pa; ρ——溶液的平均密度,kg/ 3m ; h ——液层高度,m ｡可查得不同糖液浓度下的密度见表2-3｡表2-3 不同糖液浓度下的密度1'31410101063.29.81 2.2/2421472.992m p p Pa =+=⨯+⨯⨯=2'32gh220101098.49.81 2.2/2231852.832m p p Pa ρ=+=⨯+⨯⨯=3'33gh301012309.81 2.2/243272.932m p p Pa ρ=+=⨯+⨯⨯=根据各效溶液压强查得对应的饱和溶液温度见表2-4｡表2-4 平均压强对应的饱和溶液温度'''11145.25144.260.99m T T ∆=-=-= ℃'''22121.11119.76 1.35m T T ∆=-=-= ℃ '''3377.0366.510.53m T T ∆=-=-= ℃2.3.3由流动阻力而引起的温度差损失∆'''在多效蒸发中末效以前各效的二次蒸汽流到下一效的加热室的过程中由于管道阻力使其压强降低蒸汽的饱和温度也相应降低由此引起的温度差损失即为 ,根据经验其值选取1 ℃｡即∆'''=1∆'''=2∆'''=3∆'''=1 ℃,2.3.4各效溶液的沸点和有效总温度差各效温度差损失 ''''''11110.290.991 2.28∆=∆+∆+∆=++= ℃ ''''''22220.440.391 1.83∆=∆+∆+∆=++= ℃ ''''''3333 1.4410.53112.97∆=∆+∆+∆=++= ℃ 溶液的沸点为 i ∆-=‘i i T t所以可得:各效溶液沸点为 111T 144.26+2.28=146.54t =+∆=‘ ℃222T 119.76+2.77=122.53t =+∆=‘ ℃333T 66.5+12.97=79.47t =+∆=‘ ℃1T '､2T '､3T '—分别为第一效､第二效和第三效二次蒸汽的温度,℃｡查表得600 kPa 饱和蒸汽的温度为0T =158.7℃､汽化潜热为1r =2091.1kJ/kg 各效传热温度差 101t t 158.7146.5412.16T ∆=-=-= ℃ 212t t 44.26124.8319.43T ∆=-=-=’ ℃ 323t t 12379.4743.53T ∆=-=-=’ ℃0T ､1T '､2T '—分别为第一效､第二效和第三效加热蒸汽的温度,℃｡2.4加热蒸汽消耗量和各效蒸发水量的初步计算原料液的比热po C 可视为定值为3.95 kJ /(kg ﹒℃), 水的比热 pw C =4.187 kJ /(kg ﹒℃)｡第i 效的蒸发量i W 的计算式为10121[(.....)]pw i i i i i i p pw c i pw i i r t tW D Fc W c W W c r r η---=+----'' 式中:i D —第i 效加热蒸汽量,kg/h,当无额外蒸汽引出时,i-1=W i Di r ,'i r —为第i 效加热蒸汽,二次蒸汽的汽化潜热,kJ/kg,且i r 'i-1=r ; i t ,1-i t —分别为第i 效及第i-1效溶液的沸点;,i η—为第i效的热利用系数,均取0.98;,,,,..第一效的焓衡量式为:)(110011111r t t FC r rD W p '-+'=η因沸点进料, 10t t =, 所以 11111r r D W '=η112091.1D 0.98=0.96D 2135.88=⨯ (kg/h) (a)第二效的热衡算式为 ])([2211022222r tt C W FC r r D W pw p '--+'=η ()()112135.8837083.33 3.95W 4.187146.54-124.830.982196.92W ⨯+⨯-⨯⎡⎤=⨯⎢⎥⎣⎦1=1418.56+0.91W (kg/h) (b)第三效的热衡算式为 ])([33221033333r tt C W C W FC r r D W pw pw p '---+'=η ()()2122196.9237083.33 3.95W 4.187-W 4.187124.83-79.470.982333.7W ⨯+⨯-⨯⨯⎡⎤=⨯⎢⎥⎣⎦1=3985.74+0.69W (kg/h) (c) 又因W =1W +2W +3W =28183.33 kg/h (d) 联立式(a)至式(d),可得1W =8761.17 kg/h2W =9391.22 kg/h 3W =10030.95 kg/h1D =9126.22 kg/h2.5估算蒸发器的传热面积由传热速率方程i i i i t S K Q ∆=得:i i ii t K Q S ∆=式中 i Q ---第i 效的传热速率,W ｡ i K ----第i 效的传热系数,W/(m 2 ℃). i t ∆---第i 效的传热温度差,℃ i S -------第i 效的传热面积,m 2i K 值见表2-5｡表2-531119126.222091.110Q =D r =5301066.29W3600⨯⨯=则第一效蒸发器传热面积为21111Q 5301066.29S =145.31K t 300012.16m ==∆⨯ 3'2118761.172135.8810Q =W r =5198002.16W 3600⨯⨯=则第二效蒸发器传热面积为22222Q 5198002.16S =140.80K t 190019.43m ==∆⨯ 3'3229391.222196.9210Q =W r =5731044.18W3600⨯⨯=则第三效蒸发器传热面积为23333Q 5731044.18S =119.69K t 110043.53m ==∆⨯2.6温差的重新分配与试差计算因313145.31119.690.1760.04145.31S S S --==<,误差较大,故应调整正各效的有效温度差,重复上述计算步骤｡2.6.1重新分配各效的有效温度差2112233145.3112.16140.8019.43119.6943.53129.30m 12.1619.4343.53S t S t S t S t∆+∆+∆⨯+⨯+⨯===∆++∑重新分配有效温度差,得'111145.31t t 12.1613.67129.3S S ∆=∆=⨯= ℃'222140.80t t 19.4321.16129.3S S ∆=∆=⨯= ℃'333119.69t t 43.5340.29129.3S S ∆=∆=⨯=℃1t ∆､2t ∆､3t ∆—分别为第一效､第二效和第三效的传热温度差,℃; S 1､S 2､S 3—分别为第一效､第二效和第三效蒸发器传热面积,2m ｡2.6.2重复上述计算步骤(1)由所求得的各效蒸发量1W ､2W ,求各效料液的浓度,它们分别为011Fx 37083.330.1215.71F-W 37083.338761.17x ⨯===-% 2012Fx 37083.330.1223.51F-W -W 37083.338761.179391.22x ⨯===--%3x =50%0x —原料液的浓度; F —原料液的进料量,kg/h; (2)计算各效料液的沸点表2-6因末效完成液浓度和冷凝器压力均不变,各种温度差损失及溶液沸点可视为恒定,即''''''3333 1.4410.53112.97∆=∆+∆+∆=++= ℃,故末效溶液的沸点3t 仍为79.47 ℃,而'3t 40.29∆=℃,则第三效加热蒸汽的温度(即第二效二次蒸汽温度)为 ''323340.2979.47119.76T T t t ==+∆=+= ℃则()2'2''223119.7627316.216.20.370.422205.8610T a r +∆=∆=⨯⨯=⨯℃ 2'32gh197.22101096.159.81 2.2/2209048.552m p p Pa ρ=+=⨯+⨯⨯=查表知m T =121.11℃'''11121.11119.76 1.35m T T ∆=-=-=℃'''21∆=℃121T 143.69+2.11=145.71t =+∆=‘℃2T =''122221.16119.76 2.77143.69T t t =+∆+∆=++=℃由第一效､第二效的二次蒸汽的温度'1T ,'2T 查表知气化潜热 'i r二次蒸汽压强'i P 如下表所示表2-7()2'2''113143.6927316.216.20.210.282138.1210T a r +∆=∆=⨯⨯=⨯℃ 1'31gh400.53101061.989.81 2.2/2411989.832m p p Pa ρ=+=⨯+⨯⨯=由1m p 查表可知水的沸点m T =144.43℃'''11144.43143.60.83m T T ∆=-=-=℃ '''11∆=℃''''''11110.280.831 2.11∆=∆+∆+∆=++=℃111T 143.69+2.11=145.71t =+∆=‘℃(3)各效的焓衡算 第Ⅰ效:111111'12091.1D 0.98=0.96D 2138.12D r W r η==⨯ (h kg /) (e) 第Ⅱ效:])([2211022222r tt C W FC r r D W pw p '--+'=η ()()112138.1237083.33 3.95W 4.187145.71-122.530.982205.86W ⨯+⨯-⨯⎡⎤=⨯⎢⎥⎣⎦10.901493.97W =+ (h kg /) (f) 第Ⅲ效:])([33221033333r tt C W C W FC r r D W pw pw p '---+'=η ()()2122205.8637083.33 3.95W 4.187-W 4.187122.53-79.470.982333.7W ⨯+⨯-⨯⨯⎡⎤=⨯⎢⎥⎣⎦10.6893918.97W =+ (h kg /) (g)又因W =1W +2W +3W =28183.33 kg/h (h) 联立式(e)至(h),可得1W =8791.66 h kg /2W =9406.46 h kg / 3W =9976.42 h kg /1D =9157.98 h kg / (4)计算蒸发器的传热面积31119157.982091.110Q =D r =5319514.44W3600⨯⨯=则第一效蒸发器传热面积为21111Q 5319514.44S =129.71K t 300013.67m ==∆⨯ 3'2118791.662138.1210Q =W r =5221562.24W3600⨯⨯=则第二效蒸发器传热面积为22222Q 5221562.24S =129.88K t 190021.16m ==∆⨯ 3'3229406.462205.8610Q =W r =5763703.85W3600⨯⨯=则第三效蒸发器传热面积为23333Q 5763703.85S =130.05K t 110040.29m ==∆⨯ 因313130.05129.710.00260.04130.05S S S --==< 计算误差在0.04以下,试差结果合理｡其各效溶液浓度无明显变化,不需重新计算｡ 取面积2123S S 129.88130.05129.71110%110%14333S S m ++++=⨯=⨯=第三章 蒸发器的主要结构工艺尺寸的设计中央循环管式蒸发器主体分为加热室和分离室,加热室由直立的加热管束组成,管束中间为一根直径较大的中央循环管;分离室是汽液分离的空间｡其主要结构尺寸包括:加热室和分离室的直径和高度;加热管和循环管的规格,长度及在花板上的排列方式等｡这些尺寸的确定取决于工艺计算结果,主要是传热面积｡我们选取的中央循环管式蒸发器的计算方法如下｡3.1 加热管的选择和管束的初步估计加热管通常选用mm 5.225⨯φ,mm 5.238⨯φ,mm 5.357⨯φ等几种规格的无缝钢管,长度一般为2-6m ｡管子长度的选择应根据溶液结垢的难易程度,溶液的起泡性和厂房的高度等因素综合考虑｡本次设计加热管选用mm 5.238⨯φ长度为3 m 的无缝钢管｡ 由下式估算所需管数:()()'0143=4140.1 3.140.03830.1S n d L π==-⨯-根式中S ——蒸发器的传热面积,2m ;0d ——加热管的管径,m ;L ——加热管长度,m ｡因加热管固定在管板上,考虑到管板厚度占据的传热面积,计算n '时的管长用(L-0.1)m ｡为完成传热任务所需的最小实际管数n 只有在管板上排列加热管后才能确定｡3.1.1 循环管直径的选择循环管的截面积是根据使循环阻力尽量减少的原则来考虑的｡其截面积可以取加热管总截面积的40%~100%,若以表示1D 循环管内径,则:21214)1~4.0(4d n D ππ-'=()11382 2.50.425D m ==-⨯=对于加热面积小的蒸发器,应取较大的的百分数｡查管规格表,所以本设计选取的循环管应选用42612mm φ⨯的管子,长度为3 m ｡3.1.2 加热室直径及加热管数目的确定加热室的内径取决于加热管和循环管的规格､数目及在管板上的排列方式｡加热管在管板上的排列方式有三角形､正方形､同心圆等,目前以三角形居多｡管心距t 为相邻两管中心线之间的距离,t 一般为加热管外径的1.25-1.5倍｡目前在换热器设计中,管心距的数值已经标准化,管子规格确定后,相应的管心距则为定值｡加热室内径和加热管数采用作图法来确定,具体做法是:先计算管束中心线上管束c n ,管子按正三角形排列时,n n c 1.1= 管子按正方形排列时,n n c 19.1= 式中n ——总加热管数以三角形排列初步估算加热室内径,即1.141423n ==⨯=加热室内径()()0121~1.5i c D t n d =-+⨯()482312 1.538=⨯-+⨯⨯1170mm = 根据初估加热室内径值和容器公称直径系列,试选一个内径作为加热室内径,并以此内径和循环管外径作同心圆,在同心圆的环隙中,按加热管的排列方式和管心距作图｡作图所得管数n 必须大于初始值'n ,如不满足,应令选一设备内径,重新作图,直至合适为止｡壳体内径的标准尺寸列于表3-2中,作为参考｡表3-2 壳体的尺寸标准根据表选取加热室壳体内径为1200mm,壁厚为12 mm ｡ 根据绘图可知管数为426根｡3.1.3分离室直径和高度的确定分离室的直径和高度取决于分离室的体积,而分离室的体积又与二次蒸汽的体积流量及蒸发体积强度有关｡分离室体积的计算式: 33600m UWV ρ=式中V ——分离室的体积,3m ;W ——某效蒸发器的二次蒸汽流量,kg/h; ρ——某效蒸发器的二次蒸汽密度,；3/m kgU ——蒸发体积强度,)/(33s m m ⋅,即每立方米分离室每秒钟产生的二次蒸汽量,一般允许值为)/(5.1~1.133s m m ⋅｡现取分离室中U=1.1）s m m ⋅33/(;而二次蒸汽的密度见表3-3｡表3-3 二次蒸汽密度的确定根据前述计算值到代入分离器体积的计算式可得:31118791.661.028********2.16 1.1W V m U ρ===⨯⨯32229406.462.1436003600 1.11 1.1W V m U ρ===⨯⨯33339976.4214.82360036000.17 1.1W V m U ρ===⨯⨯一般情况下,各效的二次蒸汽量是不同的,且密度也不相同,按上述算出的分离室体积也不相同,通常末效体积最大｡为了方便起见,设计时各效分离室尺寸可取一致｡分离室体积宜取其中最大者｡所以分离器的体积选取其中的最大者,即314.82V m =分离室体积确定后,其高度H 与直径D 符合下列关系:H D V 24π=2~1/=D H ｡对于中央循环管式蒸发器,其分离室一般不能小于1.8 m,以保证足够的雾沫分离高度｡分离室的直径也不能太小,否则二次蒸汽流速过大,导致雾沫夹带现象严重｡根据上述原因,取/ 1.5H D = 代入值,解得 2.33D =m, 3.5H =m3.2接管尺寸的确定流体进出口的内径按下式计算uV d sπ4=式中 s V -----流体的体积流量 m 3/s ;u -----流体的适宜流速m/s,估算出内径后,应从管规格表格中选用相近的标准管｡3.2.1溶液的进出口管对于并流加料的三效蒸发,第一效溶液的流量最大,若各效设备尺寸一致的话,根据第一效溶液流量来确定接管｡取适宜流速选取s m u /2=则0.079d m ==== 所以选用89 3.5mm φ⨯无缝不锈钢管｡3.2.2加热蒸汽与二次蒸汽接管查表已知31 2.161/kg m ρ=,32 1.113/kg m ρ=,330.172/kg m ρ=;又适宜的饱和蒸汽流速一般在30和50 (s m /)之间取u =50s m /｡31118791.661.130/36002.161W V m s ρ===⨯32229406.462.348/3600 1.113W V m s ρ===⨯33339976.4216.112/36000.172W V m s ρ===⨯0.24d m === 可以由不锈钢管规格表查得选取的蒸汽接管规格为27316mm φ⨯｡3.2.3冷凝水出口冷凝水的排出一般属于液体自然流动(u=0.8-1.8 m/s),接管直径应由各效加热蒸汽消耗量较大者确定｡第三效的蒸汽冷凝量为9976.42h kg /;由手册查得,70℃时冷凝水的密度为3/975m kg =ρ;适宜流速选为0.4s m /｡ 可计算冷凝水出口管径:0.034d m === 可以由不锈钢管规格表查得选取的冷凝水出口管径规格为mm 240⨯φ｡第四章 蒸发装置的辅助设备的设计蒸发装置的辅助设备主要包括气液分离器与蒸汽冷凝器｡4.1 气液分离器蒸发操作时,二次蒸汽中夹带大量的液体,虽在分离室得到初步分离,但为了防止有用的产品损失或污染冷凝液体,还需设置气液分离器,以使雾沫中的液体聚集并与二次蒸汽分离,故气液分离器又称为捕沫器或除沫器｡其类型很多,设置在蒸发器分离室顶部的有简易式､惯性式及网式除沫器等,在蒸发器外部的有折流式､旋流式及离心式除沫器等｡惯性式除沫器是利用带有液滴的二次蒸汽在突然改变运动方向时,液滴因惯性作用而与蒸汽分离｡其结构简单,中小型工厂中应用较多｡本设计选用惯性式除沫器｡惯性式除沫器的主要尺寸的计算: 01240D D mm ≈= 规格选取27316mm φ⨯2:5.1:1::321=D D D211.5360D D mm == 312480H D D mm ===10.5120h D mm ==式中0D ——二次蒸汽的管径,m;1D ——除沫器的内管的直径,m; 2D ——除沫器外罩管的直径,m; 3D ——除沫器外壳直径,m; H ——除沫器的总高度,m;h ——除沫器内管顶部与器顶的距离,m ｡4.2蒸汽冷凝器主要类型蒸汽冷凝器的作用是用冷却水将二次蒸汽冷凝｡当二次蒸汽为有价值的产品需要回收或会严重污染冷却水时,应采用间壁式冷却器,如列管式､板式､螺旋板式及淋水式等热交换器｡当二次蒸汽为水蒸气不需要回收时,可采用直接接触式冷凝器｡二次蒸汽与冷却水直接接触进行热交换,其冷却效果好､结构简单､操作方便､价格低廉,因此被广泛使用,故在本设计中选用直接接触式冷凝器｡ 直接接触式冷凝器有多孔板式､水帘式､填充塔式及水喷射式等｡表4-2各种型式蒸汽冷凝器的性能综合考虑各种设备的性能,本设计选用水喷射式蒸汽冷凝器｡水喷射式冷凝器的工作原理是冷却水依靠泵加压后经喷嘴雾化使二次蒸汽冷凝｡不凝气也随冷却水由排水管排出｡此过程产生真空,则不需要真空泵就可以造成和保持系统的真空度｡但单位二次蒸汽所需的冷却水量大,二次蒸汽量过大时不宜采用｡4.3蒸汽冷凝器的设计与选用4.3.1工作水量的计算对以冷凝为主的水喷射式冷凝器,其冷却水用量决定于被冷凝蒸汽的热焓､冷却水的进出口温度,按下式计算:冷却水用量39976.42/D W kg h ==,冷却水进出口温度分别为201=t ℃,402=t ℃ 平均温度12302t t t +==℃ 由平均温度查得:)/(187.4C kg kJ C p ︒⋅=; 蒸汽的焓kg kJ I /4.2606= ()122)(t t C t C I D W P P --=()()59976.422606.4 4.18740 2.910/4.1874020kg h ⨯-⨯==⨯⨯-式中W ——冷却水用量,；h g /kD ——冷凝蒸汽量,；h g /k I ——蒸汽的焓,；kg J /k21,t t ——冷却水进出口温度,℃(冷却水可循环使用);p C ——冷却水平均比热,⋅g J k /(k ℃)｡4.3.2喷射器结构尺寸的计算(1)喷嘴数n 及喷嘴直径0d工作水通过喷嘴的压强差60030570P kpa ∆=-= 由平均温度查得水的密度3995.7/kg m ρ=, ψ取0.95 通过一个喷嘴的水流速度为:10.9532.14/u m s ψ=== 式中P ∆——工作水通过喷嘴的压强差,Pa,即工作水进口压强与混合室(吸入压强)压强之差ρ——水的密度,3/k m g ψ——流量系数,可取0.93-0.96喷嘴直径0d ,在水质清洁时可取即可。
低温蒸发器方案
低温蒸发器方案随着科技的不断发展，人们对于能源的需求也日益增长。
然而，常规的能源获取和利用方式往往会对环境造成巨大的损害。
为了寻找更为环保和高效的能源方案，低温蒸发器逐渐引起了人们的关注。
一、低温蒸发器的原理和工作方式低温蒸发器是一种利用低温环境下液体蒸发产生能量的设备。
其原理基于热力学和物理学知识，通过将液体暴露在低温环境中，使其蒸发并释放能量。
低温蒸发器的工作方式相对简单。
首先，液体通过管道输送到低温蒸发器中。
随后，低温蒸发器会将液体暴露在低温环境下，使其逐渐蒸发。
蒸发过程中释放的能量可以被捕获并用于驱动各种设备或供应热能。
二、低温蒸发器的应用领域和优势低温蒸发器能够广泛应用于多个领域，包括工业生产、冷链物流、建筑空调等。
其主要优势如下所示：1. 环保低碳：低温蒸发器利用自然界存在的低温环境，无需燃料燃烧，因此不产生二氧化碳等温室气体排放，具有极低的环境污染。
2. 高效能源利用：低温蒸发器可以有效地利用液体蒸发释放的能量，将其转化为可用能源。
相较于传统能源的获取方式，低温蒸发器能够实现更高的能源利用效率。
3. 全天候应用：由于低温环境的普遍存在，低温蒸发器可以在各种气候条件下稳定运行，不受季节和地域限制。
4. 多功能灵活性：低温蒸发器可以根据不同需求定制设计，实现各种功能，如供热、制冷、除湿等，具有较强的适应性。
三、低温蒸发器的改进和发展趋势为了进一步提升低温蒸发器的性能，科学家和工程师们一直在进行改进和研究。
以下是低温蒸发器的发展趋势：1. 新材料应用：研究人员正在开发新型材料，以提高低温蒸发器的能量转化效率。
这些新材料具有更高的热导率和较低的热阻，可以更好地促进能量的传输和转化。
2. 自动化控制：随着智能科技的不断发展，低温蒸发器的自动化控制也越来越受到关注。
通过引入先进的传感器和控制系统，可以实现低温蒸发器的智能化运行和优化能源利用。
3. 多能耦合系统：将低温蒸发器与其他能源系统（如太阳能、风能）进行耦合，可以实现能源的互补和协同工作，进一步提高整体能源利用效率。
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《工业控制计算机》2009年22卷第6期制冷系统蒸发器模型的建立，将直接影响到对蒸发器温度的控制，进而影响整个冷库的节能控制效果。
蒸发器的结构和里面的制冷剂的流动以及各种不同的状况十分复杂，即使对众多环节进行理想化假设，利用机理建模的方法也很难建立精确的数学模型。
根据工程应用中蒸发器模型参数变化较小但精度要求高的特点，本文选择广义最小二乘离线辨识的方法对蒸发器进行建模。
1数学模型的建立1．1输入输出数据的预处理输入输出数据通含有的直流成分或低频和高频成分直接影响到辨识的精度，用任何辨识方法都无法消除它们对辨识精度的影响。
因此，为了减少这种影响，可以从源头和反馈入手，对输入输出数据进行零均值化和剔除高频成分的预处理。
实践证明，这个动作能大大减少这些不利因素的影响，能显著地提高辨识的精度。
（1）零均值化零均值化常用差分法，对于采用差分方程形式描述辨识模型如：A （z －1）z （k ）＝B （z －1）u （k ）＋v （k ）（1）在辨识算法中所用的输入输出数据U （k ）和Z （k ）应是经过零均值化处理后的数据。
但是实际观测到的数据是U *（k ）和Z *（k ），而U （k ）和Z （k ）则是不知道的。
如果上式两边同乘以（1－Z －1），则有：A （z －1）△z （k ）＝B （z －1）△u （k ）＋△v （k ）（2）其中，差分量△u 和△z 为：△u （k ）＝（1－z －1）u （k ）－u （k －1）＝u *（k ）－u *（k －1）△z （k ）＝（1－z －1）z （k ）－z （k －1）＝z *（k ）－z *（k －1△）（3）那么就可以直接利用△u 和△z 进行辨识，它们不含直流成分了。
这样实际上已间接地对输入输出数据进行了零均值化处理。
（2）剔除高频通常可以利用如下的低通滤波器剔除数据中的高频成分：u軈（k ）＝au 軈（k－1）＋u （k ）－u （k－1）z 軈（k ）＝az軈（k－1）＋z （k ）－z （k－1△）（4）其中，a＝e－T 0／T，T0为采样时间，T 为过程时间数。
1．2模型结构辨识用损失函数检验法对系统的阶次进行辨识。
对线性过程来说，模型的验前结构通常可直接采用差分方程或状态方程的表达形式。
现假设采用如下差分方程数学模型：A （z －1）z （k ）＝B （z －1）u （k ）＋v （k ）／C （z －1）（5）其中，u （k ）和z （k ）表示过程的输入和输出；v （k ）是均值为零的不相关随机噪声，且：A （z －1）＝1＋a 1z －1＋a 2z －2＋…＝a na z－n aB （z －1）＝b 1z －1＋b 2z －2＋…＋b nb z －n bC （z ）＝1＋c 1z －1＋c 2z －2＋…＋c md 軈軈軈軈軈z （6）考虑式（5）单输入单输出线性系统，令：e （k ）＝v （k ）／C （z ）（7）损失函数为残差平方和：J （n ）＝n＋Nk＝n＋1Σe 2（k ）（8）当阶次越接近真实阶次n 0时，J （n ）就应该越小，而n 超过真实阶次时，J （n ）应该接近恒值。
利用文献[3]提供的数据，其中输入数据为流入蒸发器制冷剂的质量流量，输出数据为蒸发器的蒸发压力，在MATLAB 环境下编程绘图，可以得到当n＝3时，J （n ）接近恒值，故模型的阶次可以确定为三阶。
1．3模型参数辨识广义最小二乘法递推算法是一种针对CARAR 模型的迭代算法。
它的基本思想是基于对数据先进行一次滤波预处理，然后利用普通最小二乘法对滤波后的数据进行辨识。
如果滤波模型选择合适的话，对数据进行了较好的白色化处理，那么直接利用最小二乘法就能获得无偏的一致估计。
这种滤波模型是可以预先选定的固定模型，也可以是动态变化模型。
广义最小二乘法所用的滤波模型实际上是一种动态模型，在整个迭代过程中不断大型冷库中蒸发器的模型建立及优化Mathematical Model of Evaporator in Large Cold Storage易华通王钦若（广东工业大学自动化学院，广东广州510006）摘要课题来源于广东省中山食品水产进出口集团的实际冷库项目，以冷库其中的一个蒸发器为对象，根据蒸发器的实际应用和具体参数进行了数学模型的建立。
描述了在大型冷库中蒸发器的数学模型的建立全过程，由于大型冷库蒸发器参数复杂且不能确定，在众多的模型辨识方法中选用了广义最小二乘法进行了模型辨识。
先是作数据预处理，再是模型的结构辨识和模型参数辨识，最后得出蒸发器的数学模型并转换成与冷库相适应的模型，并进行降阶优化处理。
关键词：冷库，蒸发器数学模型，广义最小二乘法离线辨识AbstractThe topic of the dissertation comes from the in actual cold storage project of Guangdong Food ＆Aquatic Products Import ＆Export Group of Zhongshan．This paper only to the evaporator one important part of the Cold Storage,in accor-dance with the specific parameters and the practical application of the evaporator．This paper describes the entire process of establishing an accurate mathematical model of the evaporator in a large cold storage,and in accordance with the actual put－out data of evaporator and then modeling the evaporator by employing least－squares in a broad sense chosen in the number of model identification method．Keywords :cold storage,evaporator mathematical model,least squares off－line identification 47大型冷库中蒸发器的模型建立及优化地靠偏差信息来调整这个滤波模型，使它逐渐逼近一个较好的滤波模型，以便对数据进行较好的白色化处理，使模型参数估计成为无偏一致估计。
选取式（1）的CARAR模型，把式（2）代入式（1），则有：A（z）y（k）＝B（z）u（k）＋e（k）（9）式（5）、式（7）可表示为e（k）＝φTn （k）θTn＋v（k）（10）y（k）＝φTs （k）θTs＝e（k）（11）其中，φTn （k）＝－e（k－1），…，－e（k－n c），φT s （k）＝－y（k－1），…，－y（k－n a）；u（k－1），…，u（k－n b）θT n ＝c1，c2，…，c nc，θT s ＝a1，…，a na；b1，…，b nb。
令y Tk ＝y（1），…，y（k），L T k ＝φTn（1），…，φTn（k），H Tk ＝φTs（1），…，φTs（k），广义最小二乘法的迭代步骤如下：1）计算最小二乘估计：θ＾LS ＝（H TkHk）－1H Tkyk（12）置θ＾si ＝θ＾LS。
2）计算残差：e（k）＝yk －Htθ＾si（13）并通过下式计算M和D：M＝I－Hk （H TkHk）－1H Tk（14）D＝L Tk MLk（15）3）计算并刷新：θ＾n ＝D－1L TkMyk（16）θ＾si＋1＝θ＾si－（H TkHk）－1H TkLkθ＾n（17）4）返回步骤（2）重复计算，直到获得满意的参数估计为止。
此递推算法的停机标准采用：max坌i θ＾i（k）－θ＾i（k－1）θ＾i（k－1）＜ε（适当小的数）（18）这就意味着当所有参数估计值变化不大时，即可停止计算。
通过MATLAB辨识程序得出的蒸发器数学模型如下：z（k）＋1．0380z（k－1）＋0．5125z（k－2）＋0．4178z（k－3）＝0．7611u （k－1）＋0．5331u（k－2）－0．1328u（k－3）（19）1．4模型转换把蒸发器的离散模型转换成为连续模型，利用MATLAB中的d2c()函数实现。
通过MATLAB计算，可以把式（19）蒸发器模型转为连续模型的形式，如下：W2（s）＝9．806s3＋134．8s2＋9943s＋109400s＋9．155s＋1278s＋8436s＋279700（20）2基于MATLAB对数学模型降阶2．1系统模型降阶系统降阶是指在一定指标下，用一个低阶系统来代替原有的高阶系统，并要使得这个低阶的系统与原有系统过程相似。
在此采用schmr()函数进行降阶，schmr()函数是MATLAB中鲁棒性控制工具箱中的降阶工具。
该函数对于状态空间表示的稳定线性时不变系统提出了平衡截尾降阶方法。
在MATLAB中运行以下的命令：num＝[9．806,134．8,9943,109400];分子den＝[1,9．155,1278,8436,279700];分母W1＝tf(num,den)生成原有的系统函数。
W2＝ss(W1)把W2(s)转换成状态空间表示W3＝schmr(W2,1,2)降阶后的空间表示式W4＝tf(W3)生成降阶后的传函W2／(s)。
W＇2（s）＝9．949S＋129．1S2＋9．583S＝318．92．2系统模型降阶后的相似性验证我们可以通过伯德图来比较分析其降阶的可行性。
在MATLAB中继续输入命令：Bode(W1)Bode(W2)分别生成了原系统和降阶处理后的系统伯德图曲线。
图1W2（s）函数伯德图曲线图2W＇2／（s）函数伯德图曲线根据图1与图2进行分析比较，得：两图曲线中的截止频率、相位裕量和增益裕量这三项重要指标都是保持一致的。
可得，降阶后的模型是可以信任的模型。
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