在现行制冷系统中，无论是重力供液，还是氨泵供液，氨液在蒸发器中都是沸腾换热。在氨泵供液系统中，由于氨泵供液量数倍于氨液在蒸发器中的实际蒸发量，蒸发器换热面积得到较充分的利用，平均换热系数有所提高；此外，氨液的冲刷作用减少了润滑油在换热面上的沉积，减少了蒸发器的传热热阻。由于以上原因，氨泵供液得到了广泛应用。近年来，闻听国外有的冻干机生产厂家应用氨液单相对流换热的蒸发器(从准确意义上来说，这种换热器已不能称为蒸发器)作为水蒸气捕集器，国内冻干机生产厂家也有效仿，并取得满意的效果。基于此种背景，本文拟就蒸发器中氨液单相对流换热进行初步探讨，希望得到专家教正。
一、蒸发器中氨液单相对流换热制冷系统
该系统与氨泵供液系统大同小异。来自高压贮液桶的高压氨液经节流阀1进入低压循环贮液桶。低温氨液经氨泵加压送入蒸发器中。高压氨液在蒸发器中吸热升温，由于氨液压力高，升温后的氨液仍处于过冷状态，不会沸腾气化。升温后的氨液离开蒸发器，经节流阀2节流后进入低压循环贮液桶，部分氨液气化为氨蒸气。节流阀1和节流阀2节流产生的氨蒸气一并被压缩机吸入，压缩后经油氨分离器至冷凝器中，被冷凝为氨液，流入高压贮液桶，完成制冷循环。
与现行氨泵供液系统相比，系统中增加了供回流氨液节流降压的节流阀2。节流阀2在系统中的作用是：使蒸发器中流动的氨液处于高压过冷状态，防止氨液在蒸发器中沸腾气化；同时使在蒸发器中吸热后的氨液节流进入低压循环贮液桶，以部分氨液的气化使剩余的氨液冷却降温。这种制冷循环在压一焓图上的表示见图1。
图1制冷循环
图中6-7表示氨泵的加压过程(近似等焓等温过程)，7-8表示氨液在蒸发器中的吸热升温过程(近似等压过程)，8-9表示节流阀2的节流过程。
二、压缩机的吸气量
设氨液沸腾换热时蒸发器的换热量与氨液单相对流换热时蒸发器的换热量相同，均为q0。
氨液沸腾换热时，压缩机的吸气量g包括两部分，一是4-5节流过程产生的氨蒸气g1，二是蒸发器中氨液蒸发形成的氨蒸气g2。
g=g1+g2kg/s (1)
g2=q0/r kg/s (2)
式中r为蒸发温度下饱和氨液的气化潜热。
氨液单相对流换热时，流经蒸发器的氨液流量设为g3，在蒸发器中的吸热量为：
q0=g3(h8-h7) ｗ
流量c3氨液经节流后产生的氨蒸气量为g2'由能量平衡可知：
h9=[g2'h1+(g3-g2')h6]/g3
=[g2'(h1-h6)+g3h6]/g3
=h6+g2'/g3(h1-h6)
g3(h9+h6)=g2'(h1-h6)
考虑到h9=h8、h6=h7、h1-h6=r，得到：
g2'=［g3(h8-h7)/r=q0/r kg/s (3)
比较式2、式3、，可知g2=g2′。这说明了，氨液在蒸发器中单相对流换热时，经节流阀2节流产生的氨蒸气的量与氨液沸腾换热时氨液在蒸发器中的蒸发量是相同的，压缩机吸入的氨蒸气的循环量也是相同的，均可表示为：
g=g1+g2=q0/(h1-h5) kg/s (4)
因此，两种制冷方式中，所需制冷压缩机的容量相同，耗功也相同。
三、蒸发器的传热系数
改用氨液单相对流换热后，由于其他传热热阻不变，只要比较一下氨液单相对流换热系数与氨液沸腾换热系数的大小，便可判断蒸发器的传热系数的变化。
目前氨液在管内沸腾换热系数的计算资料较缺乏。文献1介绍，氨液沸腾时的换热系数处于600～1200kcal/(m2h·℃)，文献2介绍，氨液在水平管内的沸腾换热系数可用下式计算：
ɑ=6.79qn0.7kcal/(m2·h·℃) (5)
若管内表面的热流密度qn处于1000～2000kcal/(m2·h)，按上式计算的换热系数为
ɑ=855～1390kcal/(m2·h·℃)，即ɑ=994～1615w/(m2·℃)。
氨液在管内单相对流换热时，若流动处于紊流状态，可用下式计算对流换热系数：
nu=0.023re0.8pr0.4 (6)
-30℃的氨液(其物性参数为：λ=0.549w/(m·℃)，ν=0.376×10-6m2/s，pr=2.07)在φ32×2.5的无缝钢管内以不同的流速流动时的对流换热系数如表1所示。
表1氨液管内单相对流换热系数
| 流速 m/s | 0.15 | 0.2 | 0.3 | 0.4 | 0.5 | | 对流换热系数 w/(m2·℃) | 1052 | 1325 | 1832 | 2306 | 2757 |
由表1可知，氨液单相对流换热系数不小于氨液沸腾换热系数，至少具有相同的数量级。考虑到蒸发器的传热热阻主要在空气侧，因此，采用氨液单相对流换热后，蒸发器的传热系数不会减小。
四、蒸发器的传热温差
与氨液沸腾换热相比，氨液单相对流换热时，由于氨液出口温度升高，蒸发器的传热温差有所减小。设空气进、出冷风机的温度分别为-21℃、-23℃，氨液蒸发温度为-33℃，氨液沸腾换热时，蒸发器的传热温差为：
△t1=2/ln［(-21+33)/(-23+33)］=10.97℃
氨液单相对流换热时，设空气进出口温度与上述相同，进口氨液温度为t1＝-33℃，对应于不同的氨液出口温度t2，蒸发器的传热温差如表2所示。
表2蒸发器的传热温差
| t1-t2 | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | | δt2 ℃ | 10.49 | 10 | 9.49 | 8.96 | 8.41 | | δt1/δt2℃ | 1.05 | 1.10 | 1.16 | 1.22 | 1.30 |
很明显，氨液在管内的流速越小，则氨液的流量就越小，氨液出口温度就会越高，导致蒸发器的传热温差越小。
五、蒸发器的传热面积
蒸发器的传热量即为制冷负荷，可由下式计算：
q0＝kfδt w; (7)
式中q0-蒸发器的传热量，w；
k-蒸发器的传热系数，w/(m2·℃)；
f-蒸发器的传热面积，m2；
△t-蒸发器的传热温差，℃。
由上述分析可知，与氨液沸腾换热相比，氨液单相对流换热时，传热系数不变，但传热温差减小。因此，若要求蒸发器的传热能力保持不变，应将氨液单相对流换热时蒸发器的传热面积扩大△t1/△t2(见表2)倍，从而增加了蒸发器的初投资。
六、氨泵的能耗
与氨泵压头相比，氨液流量是决定氨泵能耗的主要因素，故下面只分析氨液流量。 氨液沸腾换热时，蒸发器中的氨液蒸发量为：
g1＝q0/r kg/s (8)
氨液单相对流换热时，蒸发器中的氨液流量为：
g2＝q0/[cp(t2-t1)］ kg/s (9)
式中cp-氨液的比热，j/(kg·℃)。
t2、t1-分别为氨液进、出蒸发器的温度，℃。
g2/g1=r/［cp(t2-t1)］ (10)
以-33℃氨液为例，气化潜热r=1367.35kj/kg,cp=4.458kj/(kg·℃)，代入上式得：
g2/g1=306.7/(t2-t1)
若氨液进出口温为5℃，则g2/g1=61.3，该比值大约为氨泵供液系统中流经氨泵的氨液流量的10倍。若氨液的进出口温差小于5℃，则g2/g1值更大。
因此，蒸发器中采用氨液单相对流换热时，由于氨液流量很大，一是要求容量大的氨泵，增大了初投资，二是增大了氨泵能耗，增加了运转费用。这是氨液单相对流换热的主要缺点，也是制约氨液单相对流换热得到广泛应用的主要原因。
七、蒸发器中润滑油的沉积
氨液单相对流换热时，由于氨液流量很大，氨液的冲刷作用强于氨泵供液系统，氨液中的润滑油不易沉积在传热表面上，从而进一步减轻了氨侧油膜的热阻，有利于蒸发器的传热。此外，也减轻了蒸发器的放油操作。这是氨液单相对流换热的最大优点。对于放油操作比较因难的蒸发器(如冻干机中的水蒸气捕集器)，采用氨液单相对流换热是可行的。
限于作者水平，以上分析难免存在谬误，恳请专家予以教正。
参考文献
1、单大可编电冰箱和小型制冷机轻工业出版社北京1987p93
2、湖北工业建筑设计院编冷藏库设计中国建筑工业出版社北京1980p256 |
