VAC-0.2型真空预冷装置中的捕水器运行性能及其影响因素分析

2010-07-13王鉴韩厚德阚安康沙丽丽朱杰

电力与能源 2010年2期

王鉴,韩厚德,阚安康,沙丽丽,朱杰

(上海海事大学制冷与低温工程,上海200135)

真空预冷技术是在真空条件下,使被冷却物品中所含的水分在较低的温度条件下迅速蒸发,达到冷却效果;它具有冷却速度快、制冷均匀清洁无污染、能量利用系数高等优点,可应用于大多数蔬菜。采用真空制冷时,为了保持真空处理室的真空度,装置中的捕水器把真空处理室的水蒸气冷凝成液体排出,是一个带气液相变的换热器;为了排放冷凝热必须有一个冷源,因此捕水器同时又是另一直冷系统的蒸发器。本文通过数值模拟分析VAC0.2型真空预冷装置的壁面温度、捕水面积和制冷量对捕水器捕水量的影响。

1 捕水器的运行过程和特点

实验装置采用内置式捕水器,如图1。捕水器表面与真空室分开,通过真空泵抽取真空室气体,气体通过折流板导流,在捕水器内凝结水分。

系统采用的国产XD-020单级旋片真空泵技术性能如表1。该捕水器的捕水过程和空气调节系统中的除湿机类似,不过捕水器是在一个降压的过程中工作,因此真空室内的气体水蒸气含量变化过程更复杂。

图1 真空预冷实验机中的捕水器

表1 XD-020单级旋片真空泵性能

(1)冷却系统运行前关闭真空室门,空气中所含水蒸气量就是关闭真空室门时的水蒸气含量,空气的相对湿度一般在50%～60%左右。系统开始工作后真空泵把真空室内的空气抽出,在真空度达到闪发点之前,室内的水分子迅速减少,水蒸气在捕水器的冷凝管上冷凝形成的水膜,其厚度的增长速度也逐渐降低。事实上,这部分水是非常少的。

(2)真空室内压力降到闪发点后,被冷却果蔬所含的水迅速蒸发,室内空气的相对湿度在低压下接近100%,捕水器捕水任务加重。大量水蒸气在捕水器的冷凝管上凝结,液膜厚度变化明显随着水蒸气的不断蒸发,进入捕水器气体的相对湿度保持在95%以上,捕水器管道上可以出现滴水现象。

(3)当真空室内压力达到640 Pa后,由于蔬菜内部温度没有达到预定值因此还需要继续蒸发降温,但水蒸气不是很多。

2 捕水器传热传质的数学描述

捕水器内部结构比较复杂,换热器的制冷剂被分为三路,横排共有18排,每一排被折流板分成6段,因此如果按小段计算,一共有324段。竖管有3根,都比较长;为了求解捕水器的捕水量,取其中一小段为代表进行建模和传热传质分析,横管和竖管物理模型如图2和图3。换热器表面水膜的变化比较复杂,为了简化模型本文的分析模型将取稳定状态,水膜温度在0～1℃左右;考虑到水表面有张力,竖管表面水膜均匀。

图2 单根横管的传热传质模型

2.1 捕水器单管传热量和传热系数K

捕水器单管传热量:

图3 单根竖管的传热传质模型

式中:Q为单位时间通过单根管子的传热量,W;K为传热系数,W/(m2◦K);F of为单管的传热面积,管外面积,m2;Δt m为管内外流体的温差,℃。αi为管内制冷剂两相流的热扩散率,W/(m2◦K);γi为内侧铜管的污垢系数,取0.4 mm◦K/W;F i为单管内侧的传热面积,m2;F of为单管内、外表面积的算术平均值,m2;δ为铜管的厚度,m;x为平均水膜厚度,m;λ为紫铜的导热率,400 W/(m◦K);d0为水膜的导热率,1℃时0.553 W/(m◦K);h为表面传热系数,W/(m2◦K)。

在空气的冷却过程中,捕水器表面还存在着相变换热过程:当捕水器入口处空气的露点温度高于换热器管子外壁温度t wo时,空气中的水蒸气就要凝结。考虑到水蒸气凝结时潜热传递的影响,为了充分考虑水分相变产生的热传递,因此引入析湿系数到传热系数K中:

式中:γ0为0℃时水蒸气凝结潜热,2 501.6 k J/kg;cp,v为水蒸气的定压比热容,1.86 kJ/(kg◦K);c w水的比热容,4.19 k J/(kg◦K);cp,m为湿空气的定压比热容,k J/(kg◦K);t w为壁面温度,℃;d w为饱和湿蒸汽在壁面温度时的含湿量,g/kg;dm为流经单根管的平均含湿量,g/kg;t m为湿空气流经单根管的平均温度,℃。

2.2 管外凝结的表面传热系数

当水蒸气与低于其饱和温度的冷壁面接触时,就会发生凝结换热现象,水蒸气释放出汽化潜热,凝结为液体。实验观察表明,水蒸气在冷壁面上凝结时,凝结液体以两种形式依附在壁面上,分别为膜状凝结和珠状凝结。对于横管,层流到湍流的转变点的雷诺约为3 600,经计算可得雷诺数在600～700之间,所以属于层流。

横圆管表面膜状凝结时定形尺寸为圆管外径d0,其平均表面的传热系数hh为:

式中:ρ1为水的密度,1 ℃时 999.88 kg/m3;ρv为水蒸气的密度,kg/m3;T s为蒸汽压力对应的饱和温度,℃;μ1为水的动力粘度,Pa◦s。

对于竖管的表面膜状凝结,其定形尺寸为管长L,则有:

2.3 捕水器管内的热扩散率

捕水器内部出现的两相流流动换热,随管子复杂的分布,出现不同的两相流动,换热计算这里作了一定的简化。对于内部冷量采用平均分配,分别计算出每一小段横管和竖管的冷量。制冷剂在管内作两相流动然后沸腾。立管内沸腾时,热扩散摔的计算式为 :

式中:qi是按内表面计算的热流密度,W/m2。

水平管内沸腾时,热扩散率为:

式中:a2为系数;di为圆管内径m;vm为单位面积质量临界流速,kg/(m2◦s);q m为制冷剂质量流量,kg/s;Q0为制冷系统的制冷量,k J;q0为制冷系统单位制冷量,k J/kg;N为捕水器流程。

2.4 捕水器中湿空气成分变化和压降

当初始真空室内温度为 25℃,相对湿度为65%,可以先计算出饱和水蒸气的分压力,在利用P q=φPqb就可以计算出初始的水蒸气分压力。

湿空气密度变化如下式

式中:M为空气的分子量,取29。

经过计算,由于空气密度变化明显,而且数值很小,压力损失非常小,所以计算时将流经捕水器湿空气的压力损失忽略。

3 计算方法

本计算采用数值模拟的方法,通过Matlab模拟捕水过程并计算捕水量,包括3个计算模块:横管凝结换热系数计算模块;横管水膜厚度计算模块;竖管水膜厚度计算模块。横管分为108段,每一小段水蒸气参数各不相同。循环结束后得出横管捕水量,然后计算竖管捕水量,两者相加完成一个时间步长。下一个时间步长时,压力发生了变化,因此捕水器入口湿空气参数随之改变,重新进行横管和竖管的水量计算,直到捕水结束,得到总的捕水量。

4 计算结果及其分析

捕水器的壁面温度是影响捕水效果的因素之一,蒸发温度过低却会使压缩机运转困难,而且要把蒸发温度下降如此之多也十分困难。对于捕水器管道而言,过低的壁温会让管道外结霜而不是结冰,霜层的热导率与密度都低于冰层,因此结霜不利于捕水。从能耗角度来说,冷面温度太低也不利于节能。图4采用了热泵逆循环的除霜方式,利用四通换向阀,除霜时热气如图中箭头方向排入蒸发器,而冷凝器作再蒸发器使用。此法除霜要求在冷凝器后安装定压膨胀阀,用以控制进入再蒸发器的制冷剂流量。

4.1 捕水器的壁面温度

图5和图6是不同壁面温度下的捕水量。可以看出,壁面温度在保持在0℃以上,水蒸气以液体形式凝结,壁温对捕水量影响很小。

4.2 捕水面积

(1)由于捕水器的首要作用就是捕水,因此增大捕水器的实际捕水面积,是目前捕水器结构改进和优化的主要手段。增大管路内径是使捕水器捕水面积增大的有效措施,但是内径太大会导致设备结构庞大、繁杂且造价增加,因此要综合考虑实际工程情况和生产需要,确定最佳的捕水器管路内径,使得捕水面积增大的同时不凝性气体的通导不受太大影响,并且捕水器结构比较紧凑。如果管路内径的增加有困难也可以通过增加管束的数量来增大捕水面积。

图5 不同时刻2种壁面温度对应的捕水量

图6 不同时刻2种壁面温度下的总捕水量

(2)由于捕水器同时还是制冷循环中的蒸发器,因此存在着传热传质的过程,同样要考虑能耗问题。在给定相同的条件下,要使截面上的传热量增加一倍,截面面积必须增加到原来的8倍。

综上所述,要合理的增加捕水器的面积,在增大捕水器面积的同时考虑到能耗问题,谋求合理的能率使用率。

根据真空泵的功率,真空室内的压力在6 min左右达到闪发点(若室温20℃,闪发点为2 400 Pa),在此之前真空室内只有少量气体被捕水器捕集,这部分水就是真空室容积大小的空气所含的水蒸气量,经过计算是4 g水,数量不大可以忽略。另外,当压力下降到640 Pa左右时,水蒸气的沸腾温度为1℃左右,此时蔬菜表面温度冷却到1℃,在此后的一段时间内,真空泵的压力一直维持在640～600 Pa左右,蔬菜表面水分蒸发殆尽,内部热量通过导热传递到表面并通过少量的蒸发带走热量,所以从蔬菜表面达到预处理温度到试验结束的这段时间内,捕水器捕水量也非常有限。从闪发点的2 400 Pa到 640 Pa这段时间内,大约有 10～12 min左右,是捕水的高峰期。在达到闪发点后,真空室内的水蒸气含量迅速增加,所以捕水器的捕水量有一个明显的最大值,随后逐分钟减少。

图7图8是不同面积对应的捕水量,可以发现,采用改变管径方法改变捕水器的面积,虽然只是改变了2 mm,但是捕水量的变化是明显的,f14管径的总捕水量达到1 357.9 g,而最小的f10的管子只有491.27 g,两者差别很大。根据分析可以认为,捕水面积是决定捕水量大小的一个关键因素。