满液式蒸发器的设计
满液式蒸发器与干式蒸发器的区别
满液式蒸发器与干式蒸发器的区别潘丽君【摘要】随着国家对节能产品的提倡,满液式机组也越来越受到欢迎.满液式机组与普通冷水机组的区别就在于蒸发器采用了满液式蒸发器,而普通冷水机组采用干式蒸发器.满液式蒸发器与干式蒸发器二者的明显区别在于制冷剂流程的不同,满液式蒸发器制冷剂走壳程,制冷剂从壳体下部进入,在传热管外流动并受热沸腾,蒸汽从壳体上部排出.干式蒸发器中制冷剂走管程,即制冷剂从端盖下部进入传热管束,在管内流动受热蒸发,蒸汽从端盖上部排出.【期刊名称】《制冷》【年(卷),期】2011(030)003【总页数】4页(P80-83)【关键词】满液式蒸发器;干式蒸发器;传热;节能;回油【作者】潘丽君【作者单位】广州联合冷热设备有限公司,广东广州510530【正文语种】中文【中图分类】TQ051.6+21 前言在离心式和螺杆式冷水机组中,蒸发器的型式主要是满液式蒸发器和干式蒸发器两种。
满液式蒸发器中,液体制冷剂经过节流装置进入蒸发器,蒸发器内的液位保持一定。
蒸发器内的传热管浸没在制冷剂液体中。
吸热蒸发后的气液混合物中仍含有大量液体,故从蒸发器内逸出的湿蒸气经气液分离后再回入压缩机。
干式蒸发器则由热力膨胀阀或电子膨胀阀直接控制液体制冷剂进入蒸发器的管程,制冷剂液体在管内完全转变为气体,而被冷却的介质则在传热管外的管程中流动。
此外,干式蒸发器载冷剂 (冷媒水)走壳程,干式蒸发器中有数量不等的折流板。
下面本文从结构、设计条件、流动传热设计、传热系数、端差、冷却水量、安装及检修方面逐一进行介绍分析。
1 满液式蒸发器与干式蒸发器的结构满液式蒸发器与卧式管壳式冷凝器相似,如图1示。
图1中,冻水在换热铜管内 (管程)运行,制冷剂在换热管铜管外 (壳程)运行。
满液式蒸发器由端盖、管板、筒体、管束及各附件组成。
其中端盖是由封头与容器法兰、接管组焊,接管与管法兰组焊而成;管板与筒体密封焊,管束与管板胀接而成。
筒体上有若干与其它设备相连的管接头及各安全附件组成。
冷却液体的蒸发器
冷却液体的蒸发器常用冷却液体的蒸发器有两种形式，即卧式壳管式蒸发器（制冷剂在管外蒸发的为满液式，制冷剂在管内蒸发的称干式）和立管式冷水箱。
分别阐述于下。
一、满液式壳管蒸发器如图6－1所示为这种蒸发器的结构图，它与卧式冷凝器相似。
常用于空调有制冷装置中，用来冷却水或盐水。
满液式蒸发器常用能控制液位的浮球阀作节流件，节流后的低温低压液体，进入筒体的下部，充满管外空间，由于存液量很大，故属满液式蒸发器。
被冷却的液体在传热管内往返流动多次，得到冷却。
被冷却的液体的进出口也是做在同一侧的端盖上，下进上出。
壳体上留有若干与制冷系统中其他设备连接的管接头。
氨用满液式蒸发器的传热管一般为Φ25×2.5或Φ32×2.5的无缝钢管。
氟利昂蒸发器一般多用紫铜管或黄铜管，直径在Φ20以下，为了增强传热效果，多采用低肋管。
图6－1满液式蒸发器a）卧式壳管式氨蒸发器b）卧式壳管式氟利昂蒸发器1—安全阀接头2—压力表接头3—浮球阀接头4—放空气旋塞接头5—液体管6—泄水旋塞接头7—放油管接头满液式蒸发器的优点是传热效果较好，结构紧凑、占地面积小且易于安装，但存在制冷剂用量大、受静液柱影响（液面上部和底部的蒸发温度不同）、润滑油不易排出等问题，氨用满液式蒸发器，设有放油管口。
因氟利昂与油互溶，没有放油口，氟用满液式蒸发器常用于离心式冷水机组中，若用于螺杆式冷水机组，则采用喷射器等辅助装置来保证回油。
氟利昂用的壳管式蒸发器如图6-1b所示。
满液式蒸发器中，为了避免压缩机吸回未蒸发完的液体，造成压缩机“液击”，筒内上部应留有一定的空间。
对于氨制冷剂，充液高度应不超过筒径的70%～80%，氟利昂起泡现象更为严重，其充液量应在55%～65%左右。
液面上裸露的传热管，在蒸发器投入运行后被制冷剂泡沫润湿，同样能起到很好的换热作用。
二、干式氟利昂壳管蒸发器在这种蒸发器中，介质的位置与满液式的相反，制冷剂在管内蒸发，被冷却的液体在管外被折流板折返多次得到冷却。
满液式蒸发器的设计
满液式蒸发器的设计3 满液式蒸发器的设计3.1 制冷剂流量的确定制冷剂压焓图：图 3.1由蒸发温度t0 5℃，t k 40 ℃，t g 5℃，附表13（P341）和附图5（P373）查得：h1 407.143kJ /(kg.K) ,h2 430.050kJ /(kg.K ) ,h3单位制冷量：制冷剂流量：选用φ10×1低螺纹铜管，取水流速度u 1.2m/ s , 则每流程的管子数Zh3 h4 242.963kJ/(kg.K) , 1 340.3556 10 3 m 3 3 /kg , 2 17.9876 3310 m /kg3 0.88392 10 3m3/kg ,4 9.0003 10 3m3 /kg根据文献1《制冷原理及设备》h4 249.686kJ /(kg.K)q0 h1 h4 407.143 242.963 164.180kJ/(kg.K) (P31)(3.1)qmQ0 70 0.4263kg / sq0 164.180P31) (3.2)3.2 载冷剂流量的确定qvs70Qc p(t s1 t s2) 1000 4.187 5333.3436 10 3m3/ s (P246)(3.3)Z4dq i v 2su 3.144(130.3423)26 1100 6 1.255.46根(3.4)圆整后， Z=56 根。
实际水流速度3u4dq i v 2sZ 3.144(130.3423)62 1100 6 56 1.1884m/s 1.2m/s3.4 管程与有效管长假定热流密度 q=6600W /m 2, 则所需的传热面积3Q k 70 1032F 0 k10.61m 2 0q 6600管子与管子有效长度的乘积采用管子成正三角形排列的布置方案，管距 s=14mm 对, 不同流程数 N ，有效单管长l c ，总根数 NZ,壳体直径 D 及长径比 l c /D 进行组合计算，组合计算结果表 3.1 不同流程数 N 对应的管长 l c 及l c /D4 3.3436 10 36(3.6)NI c10.61 F06.03md 0Z 3.14 0.01 56(3.7)(3.5)如表 3.1 所示：表 3.1 组合计算结果3.5 传热系数的确定 3.5.1蒸发器中污垢的热阻由文献 1《制冷原理及设备》表 9-1 可知： 管外热阻 0 9 10 5m 2?0 C/W 管内热阻 i 4.5 10 5m 2?0 C/W3.5.2平均传热温差平均传热温差：(3.8)3.5.3管内换热系数查饱和水物性表得：3ud i ＝1.2 8 1063 ＝78951.216 10 6假设壁温 t w 为 8.5℃，查水的物性表，得 Pr w 11.75 ,假设管长为 1.8m ，t s1 t s2mt t s1 0 lnt s2 t 056.17 ℃ ln 94(3.9)管内强制对流换热系数由文献 5《传热学》（P 248）公式 (f / 8)(Re 1000) Pr f 2/ 31 12.7 f /8(Pr f1 (d )2/31) l其中(Pr f )0.01 (Pr w )(1.82 lg Re 1.64)冷却水的定性温度 t s ：t t s1 t s2 14 9 ts s2 211.5℃(6-21a)式可知：ctddi(3.10)999.25kg / m 3 ，1.216 106m 2 / s58.15 210 2W /(m k) ，Pr f 8.77则: Re ＝5146.53.5.5壁温和热流密度的估算传热过程分为两部分：第一部分是传热量经过制冷剂的传热过程；第二部 分是传热量经过污垢层、管壁、管内污垢层以及冷却水的传热过程。
详解干式、满液式、降膜式蒸发器
详解干式、满液式、降膜式蒸发器展开全文量的1/2～1/3左右。
满液式蒸发器降膜式蒸发器降膜式蒸发器，也称之为喷淋式蒸发器，这种换热器与满液式蒸发器相似，但是它又与满液式蒸发器有区别。
这种蒸发器的制冷剂是从换热器的上部喷淋到换热管上，制冷剂只是在换热管上形成一层薄薄的冷剂液膜，这样冷剂在沸腾蒸发时便减少了静液位压力，从而提高了换热效率，其换热效率较满液式机组提高了5左右。
降膜蒸发是流动沸腾，由于管外表面的液膜层厚度小，没有静压产生的沸点升高，传热系数高。
而满液式蒸发（也就是沉浸式蒸发）产生的气泡易于集聚在换热管的表面，导致换热效率下降，其换热效果不如降膜蒸发。
总的来说降膜蒸发属于小温差情况下，但要防止结垢，影响传热效率。
“冷水机组”，是对一种制冷机组的习惯命名法，这种“冷水机组”一般用于中央空调的冷源，或者空调工况的制冷，输出的是低温的冷水，通常叫做“冷冻水”，故而得名。
一般把只能制冷的叫做冷水机组，而能同时制热的，我们叫做“热泵”机组。
而“满液式”是指机组所用的“壳管式蒸发器”采用了“满液式蒸发器”的形式，这是区别于“干式”、“降膜式”的一种壳管式蒸发器。
它的“壳程”内走制冷剂循环，“管程”内走冷冻水循环，从剖面上看，就好像是筒体里有大半筒制冷剂，而走水的管束浸泡在制冷剂里。
它和“干式蒸发器”刚好相反，干式的是“管程”走制冷剂，“壳程”走水，好比制冷剂管束浸泡在水里。
满液式蒸发器，以及满液式机组，比起干式蒸发器/干式机组来说传热效率更高，出水温度与蒸发温度的趋近温差小，沿程阻力小，适合循环量大的机组（比如离心机），制冷效果好。
但是制冷剂充注量要求大，并且需要专用的回油系统，帮助压缩机回油。
如果在机组名字前再加上“水冷”，则是指机组的冷凝器形式，采用水冷却还是空气冷却，分为风冷、水冷。
如果再加上压缩机的形式“活塞式、螺杆式、离心式”，那么就是完整的机组命名了。
比如“水冷螺杆满液式冷水机组”。
在大部分场合，为了简略，会省却其中一两个部件的名称，只提和上下文相关的名称，比如“满优缺点与比较使水多次横掠管簇流动。
满液式蒸发器设计计算
满液式蒸发器设计计算满液式蒸发器是一种热力学设备，用于将液体转化为气体。
它广泛应用于化工、制药、食品加工等行业中的蒸馏、浓缩、脱水等工艺中。
设计满液式蒸发器需要考虑许多因素，包括入口液体温度、出口蒸汽温度、蒸发程度、传热区域大小等等。
1.蒸发率计算：蒸发率表示单位时间内从液体中蒸发的质量或体积。
蒸发率的计算需要考虑液体的物理性质（如密度、热容等）、入口液体温度、出口蒸汽温度、蒸发程度等因素。
2.传热计算：满液式蒸发器的主要功能是传递热量，将液体加热并转化为蒸汽。
传热计算需要考虑传热区域的大小、传热系数、温度差等因素。
可以使用传热方程或实验数据来进行传热计算。
3.设备尺寸计算：蒸发器的尺寸计算需要考虑液体的流量、入口温度、出口温度、蒸发率等因素。
根据这些参数，可以确定传热区域的尺寸、蒸发器的体积等。
4.材料选择：蒸发器的材料选择需要考虑液体的性质、温度、压力等因素。
常用的材料有不锈钢、碳钢、铜等。
根据液体的特性和工艺要求选择合适的材料。
在设计满液式蒸发器时，可以使用数值模拟软件进行计算分析，如ANSYS、COMSOL等。
这些软件能够模拟蒸发器的传热效果，同时考虑多个因素的影响，提高设计的准确性和效率。
根据以上的计算和设计，确定了满液式蒸发器的各项参数（如尺寸、材料、传热区域大小等），可以制造和安装蒸发器。
在使用蒸发器时，需要进行监测和维护，以确保其正常运行，并及时修复或更换任何损坏或故障的零件。
总之，满液式蒸发器的设计计算是一个复杂而重要的过程，需要深入研究液体的特性、传热理论和蒸发器的设计原则。
只有充分考虑这些因素，才能设计出高效、稳定和可靠的满液式蒸发器。
课程设计任务书(满液式蒸发器)
一、课程设计的主要内容和基本要求
设计内容：
设计一台满液式蒸发器，已知制冷剂氨在蒸发温度 ℃，冷凝温度 ℃的工况下系统的制冷量为40KW，而载冷剂盐水的进口温度为12℃。
基本要求：
每人手工绘图1张，手写课程设计说明书1份，不得雷同。说明书内容要求包括目录设计题目，设计内容，具体任务与要求，设计的具体计算过程与结果（含结构草图的绘制），设计小结，最后列出参考资料文献目录等。
4.吴业正编，制冷与低温技术原理，高等教育出版社出版
课பைடு நூலகம்设计任务书
课程名称：专业课程设计
题目：满液式蒸发器设计
学院：机电工学院系：动力工程系
专业班级：
学号：
学生姓名：
起讫日期：2014.12.15～2015.1.02
指导教师：杜海存职称：副教授
学院审核（签名）：
审核日期：
说明
1.课程设计任务书由指导教师填写，并经专业学科组审定，下达到学生。
2.学生根据指导教师下达的任务书独立完成课程设计。
注意事项：
计算过程中有关焓值查表按照同一基准，即参考同一本书，避免计算错误。
二、课程设计图纸内容及张数
A1图纸1张
三、课程设计应完成的软硬件的名称、内容及主要技术指标
无
四、主要参考资料
1.吴业正编，小型制冷装置设计指导，机械工业出版社出版；
2.余建祖编，换热器原理与设计，北京航空航天大学出版社出版
3.吴业正编，制冷原理及设备，西安交通大学出版社出版
满液式卧式蒸发器的构造和特点
山万合制冷设备有限公司
sdwhzl
•
卧式壳管蒸发器(满液式)它的构造与卧 式壳管式冷凝器类似(图5--20)，卧式外壳 的两端设有管板，管板间焊接数根带有肋 片的铜管，管板端部有隔板，将管束间隔 成几个管道回程，使管内的介质通过不断 改变流动方向而增加与制冷剂的换热效率。
•
满液式蒸发器中，冷媒(水)从外壳一端 头流进通过管束回程再从该端部流出，即 水在管内流动。低压液态制冷剂则从外壳 的下半部进入，充满管束外的空间，不断 地从水中吸收热量而蒸发，制冷剂汽化的 同时形成大量气泡。为了避免未汽化的制 冷剂被带出蒸发器，一般充液量为筒径的 55%~65%为宜(采用氟利昂制冷剂时)。吸 热后成为气态的低压制冷剂经筒体的上部 流出，再进入压缩机内。
•
因传热表面(管束)基本上是与液态制冷 剂接触甲故称为满液式蒸发器。 • 而制冷剂在蒸发时吸收了管内水的热量， 使水被冷却降温，被冷却后的水在空调系 统中称为“冷冻水”。
•
空调冷冻水被循环水泵送入空调系统中， 放出冷量温度升高后，再被送入蒸发器内 进行再冷却，构成了冷冻水循环系统。 • 满液式蒸发器因在筒体内充满制冷剂， 因此充入量大，这对易溶于润滑油的R12等 制冷剂很难将被带进来的润滑油返回压缩 机内。当长期运行后，筒体内会积存较多 的制冷剂与润滑油溶液，影响制冷能力。
满液式蒸发器低温低应力工况下的设计探讨
范静 超
（ 大连冷冻机股份有 限公司 ，辽宁 大连 １６ ３ ） １０３
摘 要 ：在满液式蒸发器 的设计过程中 ，应按设计温 度、设计 压力进行强 度计算及应 力校核 ，然后在 最低使用 温 度 （ ５ 加 ０℃后 ，应高于 一 ０℃ ）相对应 的饱和压力下进行 低温低应 力工况 的强 度计 算及应 力校核 ，以确定 不 ２ 必遵循 “ 低温压力容器 ”的设计参数 。
２ 低温低 应力的概念
“ Ｂ １０ 、 “ Ｂ １１ Ｇ ５ ” Ｇ ５ ”关于 “ 低温低应力工 况”的定义是：壳体或其受压元件的设计温度虽然 低于或等于 一 Ｏ℃，但其环 向应力小于或等于钢 ２
材 标准 常温 屈 服 点 的六 分 之 一 ，且 不 大 于 ５ Ｐ ０Ｍ ａ
３ 满 液 式蒸 发 器低 温低 应 力 工 况分 析
ｔ ｎｔｍ ｅａ ｒ（ ｈ ｈａ ｄ５ ｉ ｐｒｔ ｅ ｗ ｉ ｄ ０℃ ｓｏ ｄｂ ｒａ ｒｈ － ０℃ ） Ｓ ａ ｔｅｄｓ ａａ ｅ ｒ ｃｎｂ ｏｆｍｅ ｈｃ ｏ ｅ ｕ ｃ ｈｕ ｇｅｔ ａ ２ ｌ ｅ ｅ ｔｎ ， ｔ ｔｈ ｅｉ ｐｒｍ ｔ ａ ｃｎ ｒ ｄ ｗ ｉ Ｏｈ ｎ ｇ ｅ ｓ ｅ ｉ ｈ
１ 问题 的提 出
满液式蒸发器广泛应用于制冷系统中。在蒸发 温度小于 一 Ｏ℃的低温工况运行 时， ２ 有的用 户条
详解干式满液式降膜式蒸发器
干式蒸发器干式蒸发器制冷剂在换热管内通过,冷水在高效换热管外运行,这样得换热器换热效率相对较低,其换热系数仅为光管换热系数得2倍左右,但就是其优点就是便于回油,控制较为简便,而制冷剂得充注量大约就是满液式机组充注量得1／2～1/3左右。
ﻫ满液式蒸发器满液式蒸发器与干式蒸发器得运行方式恰好相反,冷水在换热管内通过,制冷剂完全将换热管浸没,吸热后在换热管外蒸发。
满液式蒸发器得传热管表面上有许多针形小孔,管内表面上还有螺旋形凸起强化冷水侧得换热。
这种同时强化管外沸腾与管内传热得高效传热管,使其传热系数较光管提高了５倍左右、ﻫ降膜式蒸发器降膜式蒸发器,也称之为喷淋式蒸发器,这种换热器与满液式蒸发器相似,但就是它又与满液式蒸发器有区别。
这种蒸发器得制冷剂就是从换热器得上部喷淋到换热管上,制冷剂只就是在换热管上形成一层薄薄得冷剂液膜,这样冷剂在沸腾蒸发时便减少了静液位压力,从而提高了换热效率,其换热效率较满液式机组提高了5左右。
ﻫ降膜蒸发就是流动沸腾,由于管外表面得液膜层厚度小,没有静压产生得沸点升高,传热系数高。
而满液式蒸发(也就就是沉浸式蒸发)产生得气泡易于集聚在换热管得表面,导致换热效率下降,其换热效果不如降膜蒸发。
总得来说降膜蒸发属于小温差情况下,但要防止结垢,影响传热效率。
“冷水机组",就是对一种制冷机组得习惯命名法,这种“冷水机组”一般用于中央空调得冷源,或者空调工况得制冷,输出得就是低温得冷水,通常叫做“冷冻水”,故而得名。
一般把只能制冷得叫做冷水机组,而能同时制热得,我们叫做“热泵”机组。
而“满液式”就是指机组所用得“壳管式蒸发器”采用了“满液式蒸发器”得形式,这就是区别于“干式”、“降膜式”得一种壳管式蒸发器。
它得“壳程"内走制冷剂循环,“管程”内走冷冻水循环,从剖面上瞧,就好像就是筒体里有大半筒制冷剂,而走水得管束浸泡在制冷剂里。
它与“干式蒸发器”刚好相反,干式得就是“管程”走制冷剂,“壳程”走水,好比制冷剂管束浸泡在水里。
满液式蒸发器技术要求
合同附件一：
供浆泵技术要求
一、主要技术参数及规格
1、型号：
2、介质: 浆料
介质比重: 1.2，常温
3、流量: 12m3/h
4、扬程: ≥45m
5、电机
功率：
节能等级： YX3
防护等级： F级绝缘，防护等级IP55
6、轴承: 哈、瓦、洛
润滑：机油润滑
7、密封： K型动力密封（配冷却水）
8、材质:
泵体： 304不锈钢
泵叶轮： 304不锈钢
泵轴： 304不锈钢
9、进出口：〈执行标准：HG20592-97，1.6MPa〉。
10、外形尺寸：
二、供货范围
1、整机供货（包括电机、底座、泵体、联轴器、地脚螺栓等）。
2、提供资料：设备装配图、基础图、设备说明书、产品合格证等纸质文件。
3、提供易损件清单。
4、免费提供1套动力密封。
三、质量保证
1、设备制造,检验严格按照国家规范及机械制造标准执行。
2、设备经供方质量检验部门检验合格并签发合格证后方能出厂。
3、设备安装调试结束并经72小时试运行合格后.质量保证期一年,在一年内由
于设计制造原因造成的质量问题由供方负责。
4、在质量保证期内,设备出现问题,接到需方通知后,供方必须48小时内赶到,
处理解决。
四、数量：4台
五、供货期：2014年7月15日
六、交货地点：人纤一厂院内指定位置。
供方（签字）：需方（签字）：
岳阳中石化壳
牌煤气化工程。
满液式蒸发器设计计算
第一章满液式蒸发器设计计算1.1满液式蒸发器设计计算模型管束之间的距离不能太大，也不能太小。
管间距很大的时候，管束之间沸腾换热不会相互影响，单管换热效果好，但是对于整体会造成制冷剂不能充分沸腾，换热面积减小；如果管间距太小，则制冷剂沸腾量增大，但是由于沸腾过程中气泡的扰动，会使得相邻管束之间相互干扰，尤其是下部管子沸腾后产生的气泡会对上部管子的沸腾起到抑制作用，这一部分已在第二章中介绍过。
满液式蒸发器在设计时，应首先确定制冷剂种类、压缩机形式、压缩机运行工况等，按照这些参数进行设计计算[50]。
设计时，几个主要参数的选择如下：1)结构形式满液式蒸发器在设计时，制冷剂从底部或侧面进入，制冷剂蒸汽从顶部出来。
为了防止制冷剂液体出来进入压缩机造成液击等，小型蒸发器可在顶部焊接一个气包，大型蒸发器则在壳体上部预留一定的空间，使工作时，液面上部有1～3排管子。
本设计采用CO2做制冷剂，制冷剂从底部进入壳体中，蒸汽从顶部出来，壳体内液面上部有一排管子。
2)水流速度的选择水流速度取为0.5～2.5m/s，计算过程中取1.5m/s。
3)水在蒸发器内部的降温水在蒸发器内部的降温一般控制在2～5℃之间。
降温大，会使水与制冷剂之间的换热温差减小，需要的传热面积大；降温小，会使水流量增大，水泵耗功增大。
满液式蒸发器在运行时，壳体内制冷剂的充注量对蒸发器的工作性能有较大的影响。
当制冷剂为氨时，氨的液面高度应控制在壳体直径的70 % ～80 %；如果制冷剂为氟利昂，则液面高度应控制在壳体直径的55% ～65 %[51]。
制冷剂的液面高度不能太低，也不能太高。
如果液面过低，则蒸发器的有效换热面积减小，不能充分发挥沸腾传热作用，冷冻水的出口温度就可能达不到设计要求；反之，如果液面过高，则有可能沸腾换热不充分，有可能将液体制冷剂带入到压缩机，造成液击现象，对压缩机造成损害；并且受液体静压力的影响，蒸发器下部液体的蒸发温度会提高。
满液式蒸发器
满液式蒸发器简介满液式蒸发器是一种常用于工业生产和能源转换领域的热交换设备。
它主要用于液体的蒸发过程，将液体转化为蒸汽，实现热量的传递和能量转换。
满液式蒸发器具有高效、节能、稳定的特点，在许多领域得到广泛应用。
工作原理满液式蒸发器的工作原理基于液体的蒸发过程。
当热源通过换热系统传递热量给满液式蒸发器时，液体中的分子开始获得足够的能量，逐渐转化为蒸汽。
在满液式蒸发器中，液体充满了整个蒸发器的空间，因此可以更充分地利用热能，提高热交换效率。
同时，通过适当的设计和控制，满液式蒸发器可以实现稳定的蒸发速率，保证热能的转移和能量转换的有效性。
结构设计满液式蒸发器的结构设计非常关键，直接影响其性能和使用效果。
一般来说，满液式蒸发器由以下几个主要部分组成：1. 热交换管热交换管是满液式蒸发器中最重要的组成部分之一。
它主要用于传递热能，实现液体的蒸发过程。
热交换管通常采用高导热材料制成，以确保热能能够有效地传递到液体中。
2. 液体容器液体容器是满液式蒸发器中容纳液体的部分。
它通常采用高温、耐腐蚀的材料制成，以适应高温和腐蚀性液体的要求。
液体容器的设计应考虑到液体的流动性和均匀性，以及蒸发速率的控制。
3. 蒸汽出口蒸汽出口是满液式蒸发器中将转化为蒸汽的液体排出的通道。
它通常设计为阀门或管道的形式，以确保蒸汽能够顺利流出，并用于后续的能量转换或其他用途。
4. 控制系统满液式蒸发器需要一个良好的控制系统，以实现对蒸发速率的调节和控制。
控制系统可以根据需要对液体的进出量、温度和压力进行调节，以实现稳定的蒸发过程和热能传递。
应用领域满液式蒸发器在许多领域得到广泛应用，主要包括以下几个方面：1. 工业生产满液式蒸发器在工业生产中广泛用于物质的浓缩、分离和提纯过程。
例如，化工行业可以利用满液式蒸发器将溶液中的溶质进行分离和回收，达到资源的高效利用。
食品行业可以利用满液式蒸发器将液体中的水分蒸发掉，实现食品的浓缩和干燥。
2. 能源转换满液式蒸发器在能源转换领域也得到广泛应用。
HFC-134a螺杆冷水机组中满液式蒸发器回油设计
我们的试验研究表明 ,使用国内某企业生产的一 种 HFC - 134a用合成冷冻机油实现气体引射回油是 可行的 。首先在试验室内做了相溶性试验 ,该种合成 冷冻机油在 2 - 10℃时产生了分层现象 ,并且溶解度 在 5%以内 ,可以满足引射回油的要求 。之后在设计 的 HFC - 134a冷水机组样机中进行了气体引射回油 试验 ,满液式蒸发器中制冷剂的含油量可以控制在比 采用直接回油方式更低的水平 。 1. 3 手动回油设计
1 满液式蒸发器回油设计讨论 满液式蒸发器回油问题是 HFC - 134a螺杆冷水
机组设计的关键问题 ,除可以采用高效油分离器降低 满液式蒸发器回油压力外 ,还可以采用直接回油 、气 体引射回油和手动回油三种方式 。国内外所有厂家 使用的 HFC - 134a螺杆冷水机组用合成冷冻机油在 冷凝器和蒸发器中都是互溶的 。少量带入满液式蒸 发器中的润滑油 ,在蒸发器回油设计不理想的情况 下 ,会在满液式蒸发器中积聚 。这样一方面会影响蒸 发器的换热 效果 , 根 据国内 外的 试验 结果 , HFC 134a满液式蒸发器中合成冷冻机油含量达到 1 % 时 ,制冷量会降低 18 % ,达到 5 %时会降低 28 % [ 3 ] ; 另一方面满液式蒸发器中积聚冷冻机油还会造成压 缩机失油过多 ,不能正常运转或造成压缩机损坏 。国 内企业还没有 HFC - 134a满液式蒸发器回油设计的 成熟经验 。本文拟从以下三个方面讨论 。 1. 1 满液式蒸发器直接回油设计
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满液式蒸发器的设计3满液式蒸发器的设计3.1制冷剂流量的确定制冷剂压焓图： Ph图3.1由蒸发温度50=t ℃，40=k t ℃，5=g t ℃，根据文献1《制冷原理及设备》附表13（P 341）和附图5（P 373）查得：1407.143/(.)h kJ kg K =,)./(050.4302K kg kJ h =,)./(686.24943K kg kJ h h ==)./(963.242,4,3K kg kJ h h ==,kg m /103556.40331-⨯=ν,kgm /109876.17332-⨯=νkg m /1088392.0333-⨯=ν, kg m /100003.933,4-⨯=ν 单位制冷量：)./(180.164963.242143.407,410K kg kJ h h q =-=-=（P 31） (3.1) 制冷剂流量：00700.4263/164.180m Q q kg s q === （P 31） (3.2) 3.2载冷剂流量的确定33012703.343610/()10004.1875vs p s s Q q m s c t t ρ-===⨯-⨯⨯ （P 246） (3.3)3.3传热管的确定选用φ10×1低螺纹铜管，取水流速度s m u /2.1=,则每流程的管子数Ztkt 43 2 13 4为322644 3.34361055.463.14(102)10 1.2vs i q Z d u π--⨯⨯===⨯-⨯⨯根(3.4)圆整后，Z=56根。
实际水流速度322644 3.343610 1.1884/ 1.2/3.14(102)1056vs i q u m s m s d Z π--⨯⨯===≈⨯-⨯⨯ (3.5) 3.4管程与有效管长假定热流密度q=6600W /m 2,则所需的传热面积320701010.616600k Q F m q ⨯=== (3.6) 管子与管子有效长度的乘积 0010.61 6.033.140.0156c F NI md Z π===⨯⨯ (3.7) 采用管子成正三角形排列的布置方案，管距s=14mm,对不同流程数N ，有效单管长c l ，总根数NZ,壳体直径D 及长径比D l c /进行组合计算，组合计算结果如表3.1所示：表3.1组合计算结果N NZ)(m l c)(m DDl c /2 112 3.02 0.12 25.17 4 224 1.51 0.16 9.44 6 336 1.01 0.18 5.61 84480.750.203.75表3.1不同流程数N 对应的管长c l 及D l c /从D 及D l c /值看， 4流程是可取的。
3.5传热系数的确定 3.5.1蒸发器中污垢的热阻由文献1《制冷原理及设备》表9-1可知： 管外热阻W C m /1090250•⨯=-γ 管内热阻W C m i /105.4025•⨯=-γ 3.5.2平均传热温差平均传热温差：17.649ln 5ln20121==---=t t t t t t s s s s m θ℃(3.8)3.5.3管内换热系数管内强制对流换热系数由文献5《传热学》（P 248）公式 (6-21a)式可知：i t f fi d c l d f f λα⎥⎦⎤⎢⎣⎡+-+-=3/23/2)(1)1(Pr 8/7.121Pr )1000)(Re 8/((3.9)其中 01.0)Pr Pr (wf t c = 2)64.1Re lg 82.1(--=f冷却水的定性温度t s ： 5.112914221=+=+=s s s t t t ℃ (3.10) 查饱和水物性表得：3/25.999m kg =ρ，s m /10216.126-⨯=υ 258.1510/()W m k λ-=⨯⋅，77.8Pr =f则: Re ＝νiud ＝361.28101.21610--⨯⨯⨯＝7895 (3.11) 假设壁温w t 为8.5℃，查水的物性表，得Pr 11.75w =,假设管长为1.8m ，于是有 0336.0)64.17895lg 82.1(2=-=-f (3.12)22/30.012/30.0088.7758.15101()()1.811.750.008112.7(8.771)0.0336/8i α-⨯⎡⎤=+⨯⎢⎥+⨯-⎣⎦ 5146.5= W/(m 2·K) (3.13) 3.5.4管外换热系数管外换热系数按下式计算：)/(2.3245.0082.000C m W P ⋅=θα (3.14)其中50-=w t θ3.5.5壁温和热流密度的估算传热过程分为两部分：第一部分是传热量经过制冷剂的传热过程；第二部分是传热量经过污垢层、管壁、管内污垢层以及冷却水的传热过程。
第一部分的热流密度： 0.820.40003.2q P θθ=30.4 1.823.2(583.7810)(5)W t =⨯⨯-（查R22热力性质表P 0＝583.78kPa ）1.822648.11(5)/W t W m =- (3.15)第二部分的热流密度：0000,)1(γλδγαθθ+++-=mi i i m d d d d q(3.16)其中9210820=+=+=d d d i m mm ，)/(3982K m W ⋅=λ代入数据得：,35511.1711011010( 4.510)9105146.583989t q ω----=⨯+⨯⨯++⨯=2551.5(11.17)w t - W/m 2根据设计要求估算w t 的值， 来确定热流密度。
具体估算数值如表3.2所示：表 3.2热流密度的估算tw 8.0 9.0 8.5 8.6 8.58 q 4786.41 8079.75 6336.55 6669.90 6602.61 q ，8088.265536.766812.516557.366607.35由表格中数据可知,当w t =8.580C 时，与前面假设的6.7=w t 0C 接近，q 与q’ 的值相差约为4.74，取q =6605 )./(2K m W ⋅，误差0.08%，合理，故q 可取为6605)./(2K m W ⋅,即为所求热流密度。
所以有： w t = 8.580Cq =6605 )./(2K m W ⋅3.5.6传热系数2066051071/()6.17m q K W m K t ===⋅∆(3.17)3.6传热面积和管长确定根据q 求传热面积F 0:3200701010.656605Q F m q ⨯===(3.18)管子的有效长度:0010.651.513.140.01456F l md NZ π===⨯⨯⨯(3.19)适当调整后，取1.8m 3.7冷却水流动阻力冷却水的流动阻力系数按文献1《制冷原理及设备》P 232公式 (9-71)计算： 其中沿程阻力系数ξ为 0.250.250.31640.31640.0336Re 7895ξ=== (3.20) 冷却水的总流动阻力p ∆为⎥⎦⎤⎢⎣⎡++=∆)1(5.1212N d lN u p i ξρ(3.21)21 1.81000 1.20.03362 1.5(41)20.008⎡⎤=⨯⨯⨯⨯++⎢⎥⎣⎦=0.0163Mpa考虑到外部管路损失，冷却水泵的总压头损失约为=∆+=∆p p 1.0,0.1+0.0163＝0.1163 MPa(3.22)取离心水泵的效率,6.0=η则水泵所需功率e P 为,363.3436100.1163106480.6Vs q p Pe Wη-∆⨯⨯⨯===(3.23)3.8结构设计计算 3.8.1 筒体根据文献4《热交换器原理与设计》表 2.3可知，当换热管外径d 0=10mm 时，换热管中心距为s=14mm ，分程隔板槽两侧相邻中心距I E =28mm根据文献4《热交换器原理与设计》P 47可知，热交换器管束最外层换热管表面至壳体内壁的最短距离b=0.25d 且不小于8mm ,故本设计取8mm根据[10]表6-3,选用壳体壁厚6mm ，故从上面计算得到的筒径为277.16mm 又根据满液式蒸发器上程管排顶部应预留一定空间的特殊性，由作图可知壳体外径至少应选为：D=325mm （国家标准规格）.由于壁厚取6mm,所以内径为：D i =325-2×6=313mm 。
此时长径比为1.85.750.325l D ==(3.24)根据文献4《热交换器原理与设计》P 55，目前所采用的换热管长度与壳体直径之比，一般在4～25之间，通常为6～10，故合理3.8.2管板管板选用直接焊于外壳上并延伸到壳体周围之外兼作法兰，管板与传热管的连接方式采用胀接法。
根据文献3《小型制冷装置设计指导》表3-8，换热管外径为10mm 时，管板最小厚度不小于10mm ，根据文献10《制冷机工艺》表6-6，查得与管子连接方式有关的系数1f =1.15,与管板兼做法兰有关的系数2f =1.30，由文献文献10《制冷机工艺》公式（6-4）得管板厚度：t=1f ·2f ·(17+0.0083iD )(3.25)=1.15×1.30×(17+0.0083×313) =29.3实际可取t =30 mm.管孔直径d p ，根据文献3《小型制冷装置》表3-5得： 换热管外径d 0：10mm 允许偏差0-0.10管板管孔径d p ：10.18mm 允许偏差+0.05-0.103.8.3法兰如图4.2，取法兰外径f D =313+(24+18)×2=397mm ， 法兰厚度fδ=30-5-3=22mm ，则螺栓所在圆的直径 D a =313+24×2=361mm, 螺栓所在圆的周长 C a =361×3.14=1133.54mm 3.8.4端盖如图4.2，根据文献10《制冷机工艺》选端盖厚度为S=10mm,连接螺栓处厚度'f δ=20mm ,球面半径R=250mm ，球面高度h i =45mm 3.7.5分程隔板根据文献10《制冷机工艺》表6-8，分程隔板厚度选mm 8=δ 3.8.6支撑板与拉杆根据文献4《热交换器原理与设计》表2.5和表2.6，换热管外经d=10mm,支撑板最大无支撑跨距为750mm ，支撑板厚度为8mm ，直接焊在拉杆上固定。
根据文献文献4《热交换器原理与设计》P 51可知，换热管外径10≤d≤14,拉杆直径d n =10mm ，公称直径DN=325﹤400,拉杆数量为4。
3.8.7封头和支座根据文献10《制冷机工艺》表6-8取封头的厚度为10 mm 根据文献3《小型制冷装置设计指导》表3-9得支座尺寸：L=280mm K=200mm3.8.8垫片的选取材料：石棉，具有适当加固物（石棉橡胶板）；基础参数为厚度δ=1.5mm , P ＝1.569MPa, 垫片系数m=2.75,比压力y=25.5MPa ；宽度：本设计筒体内径D i =365mm 〈700 mm ，故可取垫片宽度N=12mm,垫片基本密封宽度mm mm Nb 4.6620<==，垫片的有效密封宽度mm b b 60==.求垫片压紧力作用中心圆直径D G ：因为mm mm Nb 4.6620<==，所以垫片压紧力作用中心圆直径即为垫片接触面的平均直径，即D G =313+1×2+6×2=327mm. (3.26)垫片压紧力: 预紧状态所需的最小压紧力：GF =3.14 DGby=3.14×327×6×25.5=1.57×105N(3.27)操作状态下所需的最小压紧力pF =6.28 DGbmp=6.28×327×6×2.75×1.569=5.32×104N(3.28)其中P=1.569 MPa 为蒸发器的设计压力。