制冷剂迁移和气液分离器对热泵性能的影响

制冷剂迁移和气液分离器对热泵性能的影响
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西安交通大学 袁秀玲　黄　东　杨晓光　李学迅
捷丰速能企业有限公司 甄兆威
摘　要　分析了热泵停机时系统压力平衡导致的制冷剂迁移和气液分离器的机理,
与制冷剂不迁移的系统相比较,启动时制冷剂迁移和气液分离器分别导致COP 降低5%和4%。

关键词　制冷剂迁移　气液分离器　
热泵性能 1　系统介绍
图1所示系统为一个载冷剂为水的单纯供热
热泵机组,节流装置用的是外平衡热力膨胀阀。

冷凝器为套管式水冷冷凝器,水在内管的内侧和制冷剂逆流。

制冷剂为R502。

压缩机为往复式,功率为111kW ,所有的实验均在8℃、相对湿度为60%、蒸发器无霜的情况下进行。

在每个实验前,先稳态运行40min ,然后紧跟两个开机10min ,关机20min 的循环。

图1　热泵系统和测点位置布置
本文主要研究制冷剂迁移和气液分离器对热
泵性能的影响。

一种控制系统是停机时阻止制冷剂从冷凝器迁移到蒸发器,系统压力不达到平衡,另一种控制系统压力达到平衡。

前者好处为启动时间短和可靠性强,后者好处为启动转矩小以及压缩机所配电机较小。

气液分离器在启动时保护了压缩机但延长了启动时间。

本文主要通过研究以下三种情况来研究制冷剂迁移和气液分离器的系统性能的影响:(1)停机时无制冷剂迁移(通过使用一种关死的膨胀阀实现)(C ASE 1);(2)停机时整个系统的压力平衡(通过关机时给电磁阀通电实现)(C ASE 2);(3)使用一个1900cm 3的气液分离器(C ASE 3)。

2　结果分析和讨论
图2为在C ASE 1条件下热泵启动后系统压力温度的变化情况,可以看出启动后大约50s 排气压力达到最大值,但在此之前,排气压力有一个平缓阶段,大约在40s 时。

这是因为此时在冷凝器中已经有足够的液态制冷剂产生并开始流入冷凝器出口处的液管内,从图3(a )看出,此时的过热度很大,迫使热力膨胀阀打开,有少量的制冷剂流入蒸发器,这从蒸发压力变化同时出现平缓得到证实,但由于膨胀阀前液封不足,制冷剂流量并不大,所以蒸发压力仍在降低,冷凝器也由于流出的制冷剂少,而使排气压力升高。

当排气压力达到最大值时,蒸发压力达到最小值,不到2min 系统达到稳态。

从图3(a )看出,C ASE 1、C ASE 2、C ASE 3三
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4Vol.28,No.5,2000 F LUI D M ACHI NERY Ξ收稿日期:1999—10—19
种情况过热度变化差别很大。

C ASE 2由于停机时压力平衡,制冷剂从冷凝器迁移到蒸发器中,接触到蒸发器的温度较低的管壁面,凝结成液体。

当启动后,由于没有气液分离器,液态制冷剂被抽吸到压缩机中,液态制冷剂连通了蒸发器、吸气管、压缩机壳体,从而刚开始过热度很快降低到0℃。

从图3(b )看出,由于液体制冷剂流入压缩机,导致液击,使排气压力过高,导致功率很高。

C ASE 3使用气液分离器,停机时系统压力并不平衡。

启动后蒸发器中的液体制冷剂流入气液分离器,由于压缩机只能将气态制冷剂吸入,但气液分离器的换热情况不好,压缩机只有将蒸发压力抽
得极低利用制冷剂的自蒸发,才能把制冷剂抽出投入运行,使启动时间延长,启动后较长一段时间系统一直处于缺液状况,这样使过热度一直较高,且降低缓慢,制冷剂的自蒸发并没有产生换热效果,这些从图3(e )可看出,但这也可防止压缩机出现液击和使刚开始的排气压力的峰值和输入功
率比其它两种情况都小,这从图3(b )、
(c )可看出。

而C ASE 1的过热度只有刚开始较大,很快达
到稳态过热度715℃,这是因为停机时制冷剂并没有迁移到蒸发器中,制冷剂分布较合理,所以启动时间很短。

(a
) (b ) (c )
图2　在C ASE 1条件下启动后压力温度的变化情况
图3　启动后性能参数的变化情况
从图3(c )可看出启动瞬间即0s 时,C ASE 3
的功率最小,瞬时值与稳态值的比值不到1,而C ASE 1和C ASE 2功率比较大,瞬时值与稳态值的比值分别为1137和1142,但功率先达到稳态值是C ASE 1,C ASE 3在启动后10min 仍未达到稳态值,可见气液分离器使启动时间大大延长。

C ASE 1虽然带负荷启动,但启动时间内,功率消耗很快达到稳态,除了在0s 时较大外。

C ASE 2启动时间内功率消耗最大,是因为压缩机吸入液态制冷剂。

C ASE 3消耗功率最小,是因为启动时间内系统内的制冷剂流量很小,制冷剂暂时存在气液分离器中。

从图3(c )可看出,C ASE 1最先达到稳态制热
量,而C ASE 3在10min 后仍未达到稳态制热量,可见,气液分离器对系统的启动时间长短有很大影响。

表1启动实验结果
系统布置
W (t )W 稳态
Q (t )Q 稳态
COP (t )COP 稳态
C ASE 1
C ASE 2C ASE 3
019911020196019301910187019401890190
表1给出了启动后10min 内,功率、制热量、
COP 的结果分析。

C ASE 1的COP 下降6%,这是
因为启动时间内功率比稳态大,但制热量却要缓慢增长到稳态值,致使COP 下降了。

对于C ASE
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4 流　体　机　械 2000年第28卷第5期
3由于气液分离器使系统较长时间处于“饥饿”状态,制冷剂流量很小,这虽然使输入功率小,但也使制热量很小,综合结果COP下降了10%。

C ASE2的COP下降了11%,部分由于压缩机吸气过载,部分由于重新建立压差而消耗了功率。

3　结论
本文定量分析了制冷剂迁移和气液分离器对系统性能的影响,显然热泵的动态特性不仅取决于系统的部件,而且取决于停机时制冷剂是否迁移。

热泵停机时制冷剂未迁移(C ASE1),虽然0s 时启动功率较大,但启动时间短,而且不会产生压
缩机吸气带液情况,启动可靠性强,整个启动时间内最节能,即COP最高。

热泵停机时制冷剂迁移(C ASE2),但由于没有气液分离器产生压缩机吸气带液,使功率仍较大,COP最低,同时也由于液态制冷剂进入压缩机,使压缩机的润滑产生问题,降低了热泵的可靠性。

气液分离器虽然降低了启动过程中的功率,但同时也降低了系统的流量,使制热量也降低了(C ASE3)。

作者简介:袁秀玲,女,58岁,教授、博士生导师,主要研究方向:低温传热,冰箱、空调器、热泵机组、冷水机组等的制冷系统模拟、优化及性能的改善;水果气调贮藏;CFC S工质替代研究等。

“磷烷低温捕集装置的研制”1997年获国家教委科技进步二等奖。

共发表学术论文60多篇,参与出版著作4部。

通讯地址:710049陕西省西安交通大学制冷研究所。

单纯复叠吸收式制冷循环计算与分析Ξ
大连理工大学 徐士鸣　岳伟庭　冷　振
摘　要　介绍了以氨/水为工质的单纯复叠吸收式制冷循环并对此循环进行了分析计算。

计算结果表明,只有在冷却水温度较低、制冷剂蒸发温度较高的条件下,才能显示其具有较高COP值的优点。

当冷却水温度较高时,因循环的工作温度和压力过高,使该循环的实际应用受到限制。

关键词　氨/水　吸收式制冷　计算分析　复叠循环
为了替代CFC S,减少这类物质对臭氧层的破坏,目前世界各国都非常重视对吸收式制冷系统的研究和开发[1、2]。

但是,目前的吸收式制冷系统COP值偏低,因此提高吸收式制冷系统COP 值,节约能源,减少温室气体排放量,是当前吸收式制冷循环的主要研究方向。

尽管世界各国的学者已提出了各种新型吸收式制冷/热泵热力循环方式[1],但并未对所提出的大部分循环进行过较为深入、系统的研究,也未掌握这些循环的特点、适用的范围、设计要求、外界条件变化对循环COP值的影响等关键问题。

本文通过对单纯复叠吸收式制冷循环的计算,分析该循环运行参数和COP值在某些设计参数改变时所发生的变化,以说明该循环的特点、适用范围、COP值变化规律等关键问题,并对此循环的应用前景加以评述。

1　单纯复叠吸收式制冷循环
由于氨/水吸收式制冷循环的特点,即使在有高温热源的条件下,也无法采用象水/溴化锂吸收式制冷循环那样的双效发生手段。

因此,为了提高氨/水吸收式制冷循环的COP值,提出了如图1所示的单纯复叠吸收式制冷循环。

该循环是由两个氨/水吸收式制冷循环复叠而成。

高温热源加入到Ⅰ级循环(高压)发生器内(7—8),产生高压饱和氨蒸气。

因饱和压力的提高,使Ⅰ级循环的氨蒸气的冷凝温度提高,这样就可利用Ⅰ级循环的冷凝热来作为Ⅱ级循环(中压)发生器的发生热(1—2)。

同时,冷凝后的氨液经冷却减压进入
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Vol.28,No.5,2000 F LUI D M ACHI NERY
Ξ本文研究系国家自然科学基金和辽宁省博士启动基金资助项目
收稿日期:1999—10—25。