R134a-DMF垂直管內鼓泡吸收特性研究

孔祥強 李華昭 李見波

(山東科技大學機械電子工程學院 青島 266590)

吸收器作為吸收式制冷機的主要熱、質傳遞設備，其吸收特性對吸收式制冷機的性能有重要影響[1-3]。目前，商用吸收式制冷機組中的吸收器主要為水平管外降膜吸收的方式，但該方式難以實現空冷與小型化[4-6]。鼓泡吸收器具有結構簡單、受振動干擾小、可實現空冷等優勢，近年來在小型化空冷吸收制冷裝置中逐漸受到青睞[7-10]。

Y. T. Kang等[11]實驗研究發現鼓泡吸收器的吸收速率高于降膜吸收器的吸收速率。T. Elperin等[12]通過實驗研究得到鼓泡吸收器中氣泡生長和上升各階段的傳熱、傳質耦合特性。Y. T. Kang等[13]建立了用于氨水鼓泡吸收器設計中界面面積計算的初始氣泡直徑實驗關聯式。P. Snabrer等[14]提出球形氣泡鼓泡過程的數學模型，并計算得到氣泡脫離時的體積、頻率和氣泡自由上升時的速度。羅玉林等[15]通過數值模擬研究了垂直風冷翅片管吸收器中氨水鼓泡吸收的傳熱和傳質過程，并得到溫度和摩爾分數等參數在吸收高度上的變化趨勢。當前，鼓泡吸收中的制冷劑多為R124與NH3，其中R124屬于HCFC類物質，具有較高的ODP與GWP[16-18]；而NH3具有毒性及可爆性，限制了其在吸收制冷裝置中的應用。工質對R134a-DMF(二甲基甲酰胺)具有良好的熱力性能和安全性，對環境破壞小。A. Yokozeki[19]對比了用于蒸氣吸收式制冷循環中R134a與DMF、TEG-DME、PEB6、PEC5等不同吸收劑的組合性能，發現工質對R134a-DMF的性能更好。M. Suresh等[20-22]實驗研究了垂直吸收管中R134a-DMF溶液的氣體流量、溶液流量、溶液初始濃度、溶液壓力、溶液溫度和冷卻水流量等參數對吸收器性能的影響，同時建立了基于R134a-DMF的初始階段氣泡動力學和傳熱傳質特性的數值模型。

上述對鼓泡吸收的研究主要針對吸收過程中的熱、質傳遞特性，而對吸收過程中流型轉變及其影響因素的研究較少，且研究結論為鼓泡吸收器設計提供的信息有限。為此，本文采用R134a作為制冷劑，DMF作為吸收劑，搭建了垂直管內鼓泡吸收可視化實驗臺，并構建了鼓泡吸收過程的熱、質耦合傳遞數值模型，研究R134a被R134a-DMF混合溶液吸收過程中流型轉變與熱、質傳遞相互影響的規律，以及入口參數對鼓泡吸收特性的影響，為鼓泡吸收器應用于空冷吸收制冷裝置的設計提供理論支持。

1 垂直鼓泡吸收實驗裝置

圖1所示為垂直管內鼓泡吸收實驗測試裝置，主要由鼓泡吸收管、儲液罐、溫度傳感器、壓力傳感器、流量計、高速攝像機以及數據采集系統等構成。通過閥門調節制冷劑蒸氣壓力和流量后，蒸氣從下端蒸氣入口管由噴嘴進入鼓泡吸收管；同時，稀溶液由吸收管下端溶液入口進入。制冷劑蒸氣在上升過程中逐漸被溶液吸收，吸收完成后的濃溶液由吸收管上部濃溶液出口管流出；吸收過程放出的熱量被套管間流動的冷卻水帶走。當壓力、溫度及流量達到實驗預設條件并穩定時，高速攝像機用于記錄氣體在鼓泡吸收器中的運動變形及流型轉變過程，同時采集溫度、壓力、流量的數據，最后計算機對實驗數據進行采集與處理。吸收管采用石英玻璃管制成，鼓泡吸收管幾何參數如表1所示。測試儀器規格參數如表2所示。

1 R134a儲罐；2高速攝像機；3計算機；4鼓泡吸收管；5濃溶液罐；6冷卻水罐；7水泵；8稀溶液罐；9溶液泵；10電加熱器；11換熱器；12噴嘴；13取樣口；14針型閥；15壓力傳感器；16溫度傳感器；17流量計；18減壓閥。

表1 鼓泡吸收管的幾何參數

表2 測試儀器規格參數

2 鼓泡吸收熱、質耦合傳遞模型

管內吸收過程中的氣液兩相流存在攪拌流、彈狀流、泡狀流和單相流等流態[23-24]。為此，在雙模模型[25]基礎上完善了熱、質傳遞的數學模型。圖2所示為垂直管內吸收過程微元段內的熱、質耦合傳遞模型。

圖2 微元段熱、質耦合傳遞模型

為簡化數值計算，進行如下假設：1)吸收過程處于平衡狀態；2)氣液兩相接觸存在穩定的相界面，且存在一層很薄的氣膜和液膜，溶質通過界面方式為分子擴散；3)液膜和氣膜均存在傳熱傳質阻力，且兩相傳熱傳質面積相等；4)軸向熱質傳遞忽略不計；5)吸收過程流動損失不計，即吸收壓力不變。

R134a的摩爾通量與總摩爾通量的比值Z[26-27]:

(1)

氣相與相界面、相界面與液相之間的傳質方程分別為[28]:

(2)

(3)

由質量守恒可得：

nR134a,G=nR134a,L

(4)

質量通量：

mfR134a=nR134aMR134a

(5)

mfDMF=nDMFMDMF

(6)

mf=mfR134a+mfDMF

(7)

氣相與相界面換熱量：

δQG,i=KG,iδAi(TG-Ti)

(8)

相界面與液相換熱量：

δQL,i=KL,iδAi(Ti-TL)

(9)

忽略壁溫變化，溶液與冷卻水換熱量：

δQc=KcδAcΔtm,c

(10)

冷卻水與空氣換熱量：

δQa=KaδAaΔtm,a

(11)

在平衡狀態時，相界面對溶液的換熱量δQL,i等于蒸氣對相界面的換熱量δQG,i與R134a-DMF發生相變產生的焓差之和，即：

δQL,i=δQG,i+mfR134aδAiΔhR134a+mfDMFδAiΔhDMF

(12)

同時，δQL,i也等于溶液對冷卻水的換熱量δQc與溶液進出口焓差之和，即：

δQL,i=δQc+Δ(mLhL)

(13)

溶液對冷卻水的換熱量δQc等于冷卻水對空氣的換熱量δQa和冷卻水進出口焓差之和，即：

δQc=δQa+mcΔhc

(14)

整個吸收管的能量守恒：

mG,inhG,in+mL,inhL,in+mc,inhc,in=

(15)

其中，攪拌流向彈狀流、彈狀流向泡狀流的轉變條件可由文獻[29]獲得。在吸收過程中，流型的變化導致氣液兩相流的熱、質傳遞系數不同。在攪拌流與彈狀流流態下，氣相與相界面傳熱過程可視為管內對流換熱，V.Gnielinski[30]研究給出了蒸氣側傳熱系數計算方法；相界面與液相傳熱過程可視為管內膜狀凝結換熱，P.K.Sarma等[31]研究得到了相界面與液相之間傳熱系數的計算方法。在泡狀流流態下，氣相與相界面、相界面與液相的傳熱系數計算方法可通過文獻[32-33]獲得。不同流態下的傳質系數由Chilton-Colburn類比[34]確定?；谝陨嫌嬎惴椒ê拖嚓P研究成果[35-37]，建立了鼓泡吸收管內熱質耦合傳遞數學模型，編制了Matlab計算程序，單個微元段計算流程如圖3所示。

圖3 數學模型計算流程圖

3 模型驗證

為驗證構建的熱、質耦合傳遞數學模型可靠性，測量了不同R134a蒸氣入口質量流量mG,in、冷卻水入口溫度Tc,in、稀溶液質量分數xL,in、稀溶液入口溫度TL,in等工況下吸收管內R134a-DMF濃溶液出口溫度TL,out、冷卻水出口溫度Tc,out和吸收高度Hab等參數值，并與模型計算結果進行對比。由于不同工況下，熱質傳遞過程類似，本文僅給出R134a蒸氣入口溫度TG,in為21 ℃、吸收壓力p為0.34 MPa、mG,in為1.5 kg/h、xL,in為0.4、稀溶液入口質量流量mL,in為12.0 kg/h、冷卻水入口質量流量mc,in為12.0 kg/h、環境溫度Ta為21 ℃時，TL,in和Tc,in變化對吸收過程出口參數影響的計算值和實測值的對比，如表3和表4所示。

表3 不同TL,in下，模型計算值和實測值的對比

表4 TL,in為45 ℃時，吸收參數隨Tc,in的變化

相對誤差定義為(計算值-實測值)/實測值的絕對值，絕對誤差定義為(計算值-實測值)的絕對值。吸收管入口和出口參數的模型計算值與實測值之間的最大溫度相對誤差在11%以內，平均相對誤差在6%以內；吸收高度最大絕對誤差在0.08 m以內，平均絕對誤差在0.05 m以內，模型計算值與實測值吻合度較好，驗證了該模型的可靠性。

4 結果與分析

4.1 實驗結果分析

鼓泡吸收管內氣泡流型變化如圖4所示。由圖4可知，在R134a被R134a-DMF混合溶液吸收過程中，氣泡流型由攪拌流依次轉變為彈狀流和泡狀流。由于制冷劑蒸氣存在不凝性氣體，在實驗過程中存在極小部分氣泡最后無法被吸收的情況，所以實驗中認為當泡狀流氣泡連續上升0.2 m無顯著變化時，吸收過程結束。

圖4 吸收過程中氣泡流型變化

圖5所示為鼓泡吸收管內初始氣泡流型在不同TL,in時的狀態。此時運行參數為：TG,in=10 ℃，p=0.34 MPa，mG,in=1.5 kg/h，xL,in=0.4，mL,in=12.0 kg/h，mc,in=12.0 kg/h，Ta=10 ℃。由圖5可知，隨著TL,in升高，攪拌流轉換為彈狀流時的高度逐漸增加，泰勒氣泡長度增加。這主要是由于相界面處溶液側質量分數降低，傳質驅動力下降，傳質速率降低，導致泰勒氣泡可以由更多小氣泡聚合形成。

圖5 初始氣泡流型在不同TL,in時狀態

4.2 模擬結果分析

為研究R134a-DMF垂直鼓泡吸收管入口參數與吸收特性參數之間的關系特性，模擬分析了吸收高度Hab、R134a蒸氣質量流量mG、溶液質量分數xL、R134a蒸氣溫度TG、溶液溫度TL、相界面溫度Ti和冷卻水溫度Tc等吸收特性參數在吸收過程中的變化情況。吸收管入口參數如表5所示。

表5 鼓泡吸收管入口參數

圖6所示為mL,in為12.0 kg/h，mG,in分別為1.0、1.5、2.0、2.5 kg/h時，xL和mG隨H的變化，其中H的基準點為噴嘴出口處。圖中豎直虛線表示不同氣泡流型轉變時的分界線。當mG小于其初始值的1%時，認為吸收結束。由圖6可知，吸收過程中，彈狀流占據吸收高度的比例最大。隨著mG,in增大，攪拌流和彈狀流在流型轉變時的高度增大，吸收高度也隨之增大。在相同的mG,in時，隨著吸收過程的進行，mG不斷降低，xL不斷增加直至吸收結束后保持恒定。

圖6 xL和mG隨H的變化

隨著吸收高度的增加，吸收速率不斷增大，且受TL影響較大。原因是隨著H的增加，TG不斷上升，TL與Tc、TG存在較大溫差，使TL不斷下降，導致相界面處溶液側質量分數升高且變化幅度較大，傳質推動力增大，使吸收速率升高。此外，攪拌流和彈狀流的長度隨mG,in的增大而增大。原因是隨著mG,in的增大，初始空隙率增大，導致氣泡聚合形成的泰勒氣泡長度增大。當mG,in分別為1.0、1.5、2.0、2.5 kg/h時，吸收過程結束的位置分別在吸收管的0.44、0.90、1.46、1.88 m處。

圖7所示為mL,in為12.0 kg/h，mG,in分別為1.0、1.5、2.0、2.5 kg/h時，TG、TL、Ti和Tc隨H的變化。由圖7可知，隨著H的增加，TG不斷升高，TL逐漸降低，Ti略高于TL且兩者變化趨勢相同，Tc總體呈上升趨勢。就溫度變化幅度而言，TG最高，其次是

圖7 TG、TL、Ti和Tc隨H的變化

Ti和TL，Tc最低；各溫度變化在攪拌流流態時最大，在泡狀流流態時最小。這主要是由于隨著吸收過程的進行，溶液通過相界面將熱量不斷傳遞給R134a蒸氣，使TG不斷升高，同時溶液被冷卻水循環回路冷卻，導致TL和Ti呈下降趨勢。冷卻水和溶液、環境之間的綜合換熱導致Tc呈升高趨勢，但變化幅度較小。

圖8所示為Hab隨TL,in、Tc,in和xL,in的變化。由圖8可知，隨著TL,in、Tc,in和xL,in的升高，Hab不斷增大，且Hab受TL,in影響較Tc,in影響大。主要原因是Tc,in或TL,in的升高導致Ti不斷升高，相界面處溶液側質量分數不斷降低，使傳質推動力降低，傳質速率降低。且xL,in的升高也導致傳質推動力降低，傳質速率下降，進而使Hab不斷增加。

圖8 Hab隨TL,in、Tc,in和xL,in的變化

5 結論

本文搭建了垂直管內鼓泡吸收管實驗測試裝置，構建了管內鼓泡吸收過程熱、質耦合傳遞數學模型，對管內R134a被R134a-DMF混合溶液的吸收過程進行了實驗和數值模擬，研究了吸收過程中流型轉變與熱質傳遞相互影響規律，以及入口參數對鼓泡吸收特性的影響。得到結論如下：

1)吸收過程中，彈狀流占據吸收高度的比例最大。隨著蒸氣入口質量流量的增大，攪拌流和彈狀流在流型轉變時的高度增大，吸收高度也隨之增大。

2)隨著吸收過程的進行，蒸氣質量流量不斷降低，溶液質量分數不斷增加直至吸收結束后保持恒定，吸收速率不斷增大。

3)隨著吸收過程的進行，蒸氣溫度不斷升高，溶液溫度逐漸降低，相界面溫度略高于溶液溫度且兩者變化趨勢相同，冷卻水溫度總體呈上升趨勢。就溫度變化幅度而言，蒸氣溫度最高，其次是相界面溫度和溶液溫度，冷卻水溫度最低。各溫度變化在攪拌流流態時最大，在泡狀流流態時最小。

4)隨著稀溶液入口溫度、冷卻水入口溫度、稀溶液入口質量分數、R134a蒸氣入口質量流量的升高，吸收高度不斷增大。當稀溶液入口質量分數為0.4、稀溶液入口溫度為45 ℃時，蒸氣入口質量流量從1.0 kg/h升至2.5 kg/h，吸收高度從0.44 m升至1.88 m。

符號說明

A——傳熱面積，m2

D——擴散系數，m2·s

d——管徑，m

H——鼓泡吸收管內管高度，m

Hab——吸收高度，m

h——比焓，kJ/kg

K——傳熱系數，W/(m2·℃)

k——摩爾質量傳遞系數，kmol/(m2·s)

Ls——兩個泰勒氣泡之間的液體長度，m

Lt——泰勒氣泡的長度，m

M——分子量

mf——質量通量，kg/(m2·s)

m——質量流量，kg/h

n——摩爾通量，kmol/(m2·s)

p——吸收壓力，MPa

Q——換熱量，W

T——溫度，℃

X——摩爾分數

x——質量分數

Z——R134a的摩爾通量與總摩爾通量的比值

βs——相對彈狀比

λ——導熱系數，W/(m·℃)

θs——空隙率

Δtm——對數平均溫差，℃

下標

a——空氣

c——冷卻水

G——氣體，氣相

i——相界面

in——入口

iw——內壁

j——微元段序數

L——液體，液相

out——出口

ow——外壁

本文受山東省自然科學基金(ZR2020QE208)，山東省研究生導師指導能力提升項目(SDYY17037)，海洋能源利用與節能教育部重點實驗室(大連理工大學)開放基金，山東科技大學研究生導師指導能力提升計劃項目(KDYC17009)資助。(The project was supported by the Natural Science Foundation of Shandong Province (No. ZR2020QE208), the Shandong Province Graduate Student Supervisor Guidance Ability Promotion Program (No. SDYY17037), the Open Project Program of Key Laboratory of Marine Energy Utilization and Energy Conservation of Ministry of Education (Dalian University of Technology), and the Shandong University of Science and Technology Graduate Student Supervisor Guidance Ability Promotion Program (No. KDYC17009).)