一種精餾型油分離器的實驗研究

葛俊娜 唐黎明 陳光明 吳 撼 陳 琪

(浙江大學(xué)制冷與低溫研究所 浙江省制冷與低溫技術(shù)重點實驗室 杭州 310027)

潤滑油在壓縮式制冷循環(huán)中對壓縮機起到潤滑運動部件、降低摩擦副溫度、減輕摩擦副磨損、加強壓縮機氣密性的作用[1-2]。但在制冷循環(huán)運行時，潤滑油不僅會隨著氣態(tài)制冷劑參與制冷循環(huán)，在換熱器表面產(chǎn)生油膜增大傳熱熱阻；還會造成壓縮機出現(xiàn)缺油、抱軸等現(xiàn)象，因此在制冷循環(huán)中引入高效率的油分離器非常重要。

按照不同結(jié)構(gòu)型式，常見的油分離器可分為離心式油分離器、過濾式油分離器以及填料式油分離器[3]。在工業(yè)上應(yīng)用廣泛的旋風(fēng)式油分離器即屬于離心式油分離器。目前的研究大多針對已有油分離器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化以及模擬仿真。在結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面，Y.S.Cho 等[4-5]針對旋風(fēng)式油分離器的內(nèi)壁表面用親油疏油處理，油分效率提高至93.10%，比傳統(tǒng)的旋風(fēng)式油分離器提高了1.67%。特靈空調(diào)系統(tǒng)(中國)有限公司沈海英等[6]提出一種設(shè)置雙行程旋風(fēng)離心分離和濾網(wǎng)過濾分離的油分離器，使之形成4個腔室，并多次改變氣流方向以增加分離路徑從而增強分離效果。Xu Jiu 等[7]通過流動可視化以及實驗測量研究了在實際壓縮機排氣條件下油分離器的分離結(jié)構(gòu)，并提出了一個半經(jīng)驗分析模型檢驗分析帶有波片結(jié)構(gòu)的撞擊式油分離器的性能。在仿真模擬方面，謝緒揚[8]利用Fluent軟件模擬了油分離器中波紋板和絲網(wǎng)除霧器內(nèi)的氣液兩相流場，發(fā)現(xiàn)波紋板除霧器的進出口壓降和分離效率與進口氣速成正比，與葉片轉(zhuǎn)折角度成反比；絲網(wǎng)除霧器的壓降和分離效率與進口氣速呈正比；波紋板和絲網(wǎng)的整體分離效率較大。Luo Xiaoming等[9]利用Fluent軟件模擬分析了不同膨脹直徑比和傾斜角度下的氣液圓柱旋風(fēng)分離器內(nèi)液滴的流動，以此來確定最佳膨脹比和傾斜角度。張小彬等[10-11]采用PBM和CFD雙流體模型的耦合方法，研究了航空發(fā)動機動壓式油氣分離器的縱橫比(氣缸直徑/氣缸長度)對分離特性的影響,結(jié)果表明，縱橫比過大或過小均會導(dǎo)致油氣分離器的分離性能下降，存在一個最佳的橫縱比5～6之間油氣分離器的分離性能最好，達(dá)到其最大分離效率約為93%。

通過文獻(xiàn)調(diào)研可知，已有的油分離器的研究僅集中在結(jié)構(gòu)層面的優(yōu)化，存在一定的限制性。結(jié)構(gòu)缺陷造成現(xiàn)有高效率油分離器的制造成本高，不能高效分離油氣混合物。然而由于制冷劑和潤滑油的揮發(fā)度差異，可以將精餾引入油分離器的設(shè)計中以有效提高分離效率。

本文提出一種臥式精餾型油分離器，由碰撞與重力分離相結(jié)合的儲油筒體和精餾分離筒體組成，利用精餾原理以達(dá)到更高效的分離效率，分別通過模擬和實驗研究驗證油分離器的可行性和高效率。

1 精餾型油分離器的設(shè)計

由于僅靠慣性和重力作用的油分離器很難達(dá)到高效分離，因而通常會采用一些如離心分離、碰撞攔截、吸附分離等的強化分離技術(shù)[16-17]。在精餾時，混合物中的氣相和液相做逆向流動并在逆向流動過程中不斷進行傳熱傳質(zhì)，氣相中的重組分逐漸進入液相，而液相中的輕組分逐漸轉(zhuǎn)入氣相[18]。傳統(tǒng)的油分原理可以初步分離質(zhì)量較大的油滴，而精餾可以在此基礎(chǔ)上進行高效分離。根據(jù)已有的油分離器結(jié)構(gòu)特點和精餾原理，同時保證油分離器高效、結(jié)構(gòu)簡單且易于加工制造，設(shè)計得到的分離流程如圖1所示。

圖1 分離流程設(shè)計

根據(jù)圖1所示的三段分離過程設(shè)計的臥式精餾型油分離器的結(jié)構(gòu)如圖2所示。

1油分離器進口；2儲油筒體；3分離擋板；4回油口；5精餾分離段筒體；6冷卻盤管；7油分離器出口；8回油管路；9填料腔；10冷卻水入口；11冷卻水出口；12管道。

該精餾型油分離器的三段分離工作流程如下：

重力沉降段分離：油氣混合氣體從壓縮機排出后通過精餾型油分離器進口1進入儲油筒體2，混合氣體流速隨著截面面積的增大而下降，質(zhì)量較大的油滴在重力作用下落完成分離，并沉積在儲油筒體2的底部。

碰撞分離段：經(jīng)過重力沉降段分離后的混合氣體在分離擋板3上氣體發(fā)生碰撞并改變了流動方向因而分離出小直徑的油滴，并在重力作用下沿?fù)醢辶魅雰τ屯搀w2的底部。

精餾分離段：剩余的混合氣體通過管道12進入精餾分離筒體5并軸向流經(jīng)填料腔9時，溶于氣體內(nèi)的潤滑油會被填料吸附，并沉積于精餾分離段筒體5底部。由于儲油筒體2頂部與精餾分離段筒體5底部互相接觸，使得沉積于精餾分離段筒體5底部的潤滑油與經(jīng)過儲油筒體2的混合氣體進行熱量交換，同時混合氣體接觸到精餾分離段筒體5頂部的冷卻盤管6時被冷凝。綜上，混合氣體流經(jīng)精餾分離段筒體5時不斷被氣化與冷凝，最終氣相中的油被徹底除去。制冷劑氣體通過精餾型油分離器出口7排出，而沉積于精餾分離段筒體5底部的油液先通過回油管路8流經(jīng)儲油筒體2，再經(jīng)過回油口4回到壓縮機內(nèi)。填料腔9內(nèi)的填料采用小彈簧。

以氣體進口溫度62 ℃、出口溫度45 ℃，循環(huán)水進口溫度20 ℃、出口溫度25 ℃，制冷劑質(zhì)量流量12.53 g/s的條件進行計算，精餾型油分離器結(jié)構(gòu)尺寸為：螺旋盤管規(guī)格60 mm×40 mm×15 mm(盤管整體外徑×盤管整體內(nèi)徑×盤管間距)；筒體直徑108 mm；筒體高度185 mm；填料規(guī)格5 mm×1 mm×1.86 mm(彈簧高度×彈簧內(nèi)徑×彈簧外徑)。

2 精餾型油分離器的仿真模擬

目前常用的制冷劑有R134a、R407c、R410a、R22等[19]，本實驗選擇R134a作為實驗工質(zhì)。PAG潤滑油和POE潤滑油一般與R134a相匹配。考慮到實驗的安全性，實驗中的潤滑油選擇性質(zhì)更加穩(wěn)定的PAG潤滑油，因此采用R134a/PAG的制冷劑與潤滑油組合進行實驗。

利用Aspen軟件模擬計算R134a/PAG混合物精餾過程，并按照精餾型油分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)定精餾塔結(jié)構(gòu)尺寸。依據(jù)物性假設(shè)精餾塔的塔板數(shù)為10，從第5層塔板上進料，塔內(nèi)為恒定壓力1 000 kPa，R134a和PAG的質(zhì)量比按照7∶3進料，冷凝器及再熱器的換熱量為100 W，計算得到不同進料流量下的油濃度，如圖3所示。

圖3 頂端出口油和釜底油濃度隨進口流量的變化

模擬結(jié)果顯示，R134a作為易揮發(fā)組分，入口流量由0增至15.0 g/s，頂端出口均為氣態(tài)，潤滑油組分占比為0，而R134a組分占比為1。由制冷劑與潤滑油組成的二元混合物通過精餾過程可除去氣態(tài)制冷劑中的潤滑油，且制冷劑流量的變化基本不影響油分離器的分離效率。

保持混合物流量為7.5 g/s不變，頂端冷量對油濃度的影響如圖4所示。

圖4 頂端出口油和釜底油濃度隨頂端冷量的變化

由圖4可知，當(dāng)頂端冷量為0 W時，頂端出口油濃度為0.025%；當(dāng)頂端冷量為100 W時，頂端出口油濃度幾乎為0。因此通過精餾過程，當(dāng)頂端冷量達(dá)到一定數(shù)值時幾乎可以除盡二元混合物中的潤滑油。

3 精餾型油分離器的實驗研究

實驗系統(tǒng)以壓縮式制冷循環(huán)為主題，同時具有流量調(diào)節(jié)和工況調(diào)節(jié)能力。將精餾型油分離器安裝在壓縮機和冷凝器之間，同時在壓縮機和油分離器之間安置回油泵和進油取樣口，出油取樣口則設(shè)置在冷凝器后。實驗循環(huán)系統(tǒng)如圖5所示。

圖5 實驗循環(huán)系統(tǒng)

3.1 實驗設(shè)備的選取

預(yù)選型號為BSD122DT-P6AU的定排量壓縮機，壓縮機額定功率為570 W，額定制冷量為1 700 W，排熱量為12.2 W，COP為2.98。換熱器選定內(nèi)管套管式換熱器，根據(jù)選定的壓縮機與設(shè)定的蒸發(fā)溫度、冷凝溫度與過熱度以及計算得到的循環(huán)參數(shù)可以對冷凝器和蒸發(fā)器分別進行計算得到換熱器參數(shù)。實驗選擇HOMK Milli-Mite1300系列針閥，可通過調(diào)節(jié)閥門開度用于調(diào)節(jié)循環(huán)流量。

采用取樣測量法測量制冷劑中油含量，以美國采暖、制冷與空調(diào)工程師學(xué)會制定的ANSI/ASHRAE Standard 41.4-2015[20]為準(zhǔn)。該測量法可以測量較大溫區(qū)內(nèi)的任意制冷劑與潤滑油組合的含量，用取樣法可測得各重量參數(shù)并由式(1)和式(2)計算得到油濃度和油分離效率：

(1)

(2)

取樣時，分別對兩個取樣瓶進行稱重，不銹鋼取樣瓶質(zhì)量為411.3 g，銅取樣瓶質(zhì)量為144.8 g，因此選用Precisa ES520A分析天平，最大量程為520 g，精度為0.000 1 g。

3.2 實驗研究

3.2.1 制冷劑循環(huán)流量的影響

根據(jù)選定的壓縮機型號進行制冷循環(huán)計算可得，制冷劑循環(huán)流量為12.53 g/s，需要保持油分離器內(nèi)頂端冷量不變，分別得到油分離器頂端冷量為0、100、200 W情況下進、出口油濃度以及油分離效率的數(shù)值，如表1所示。

由表1可知，當(dāng)頂端冷量為0、制冷劑流量為2.04 g/s時，制冷劑流量較小，因此進入制冷循環(huán)的油濃度較低，分離效率為99.861%；逐漸增加制冷劑流量時，油分離器的進口油濃度基本維持在5%；當(dāng)頂端冷量為100 W時，進口油濃度變化較小，而出口油濃度受制冷劑流量的影響比較隨機，分離效率基本不變，均在約99.50%；當(dāng)頂端冷量為200 W、制冷劑流量為7.63 g/s時，分離器的進口油濃度出現(xiàn)較大波動，而其余情況的進口油濃度變化波動較小，油分離效率較高，均維持在99.630%以上。

表1 不同頂端冷量時的油分離效率

綜上所述，當(dāng)精餾段的頂端冷量保持不變時，油分離器的進口油濃度有微小變化，主要受制冷劑流量變化的影響。制冷劑流量的變化基本不影響油分離器的分離效率。精餾型油分離器的出口油濃度基本在0.028%以內(nèi)，油分離效率高達(dá)99.967%。

3.2.2 頂端冷量變化的影響

由3.2.1可知，精餾型油分離器的分離效率與頂端冷量的大小有關(guān)，因此需要保持制冷劑流量不變，研究頂端冷量對油分離效率的具體影響。實驗中的制冷劑流量具有波動性，因此選取近似值進行研究分析，選取制冷劑流量為7.5 g/s和11.0 g/s的情況，實驗結(jié)果如表2所示。

表2 不同制冷劑流量下的油分離效率

由表2可知，當(dāng)制冷劑循環(huán)流量分別為7.5 g/s和11.0 g/s時，隨著頂端冷量的增大，精餾型油分離器的出口油濃度逐漸降低，油分離效率則基本呈上升趨勢。分析可知，油分離器內(nèi)精餾段的冷凝回流液隨著頂端冷量的增大而增加，進一步加強了制冷劑與潤滑油混合氣液之間的傳熱傳質(zhì)，因而得到了更多的潤滑油液體，減少了氣相中的潤滑油組分。

對比模擬結(jié)果和實驗數(shù)據(jù)可知，當(dāng)精餾型油分離器頂端冷量不變時，隨著制冷劑質(zhì)量流量的增大，油分離效率呈上升趨勢；當(dāng)制冷劑質(zhì)量流量不變時，隨著頂端冷量的增大，油分離效率也不斷增大。因此，模擬結(jié)果和實驗數(shù)據(jù)驗證了該精餾型油分離器的可行性，但精餾型油分離器在提高油分離效率的同時也增加了流動阻力及制作成本。

4 結(jié)論

本文在總結(jié)油分離器與精餾裝置特點的基礎(chǔ)上，研制了一種全新的高效的臥式精餾型油分離器，該精餾型油分離器采用重力沉降式分離、碰撞分離及精餾分離以達(dá)到潤滑油被高效分離的目的，得到結(jié)論如下：

1)利用Aspen軟件模擬計算R134a/PAG的在該油分離器內(nèi)的精餾過程，研究了制冷劑流量和頂端冷量的影響，由模擬結(jié)果可知：通過精餾可以將二元混合物中的潤滑油分離出來，且油分離器的分離效率基本不受流量變化影響；保持流量為7.5 g/s時，當(dāng)頂端冷量達(dá)到一定數(shù)值時，幾乎可以除盡二元混合物中的潤滑油。

2)選定取樣測量法作為油分測量的方式，研究了制冷劑流量和頂端冷量對精餾型油分離器分離效率的影響。實驗結(jié)果表明：精餾型油分離器的分離效率對制冷劑流速的變化不敏感，但會隨著頂端冷量的增大而提高分離效果。在制冷劑質(zhì)量流量為7.5 g/s、頂端冷量為200 W的條件下精餾型油分離器效率高達(dá)99.967%，比傳統(tǒng)的旋風(fēng)式油分離器效率高9.17%。

3)對比模擬結(jié)果和實驗數(shù)據(jù)可知，引入精餾原理可以有效提高油分離器的效率，驗證了該精餾型油分離器的實際可行性和高效性，但提高油分離器的效率的同時也增加了一定的成本與流動阻力。