Для комплексного экспериментального изучения процессов кипения в свободном объеме растворов альтернативных хладагентов с маслами была спроектирована и создана новая многофункциональная экспериментальная установка. В работе приведены результаты исследования процессов кипения озоно- неразрушающего хладагента R600a, а так же его смеси с компрессорным маслом. Данное рабочее тело широко применяется в бытовой холодильной технике.

Схема спроектированной установки, реализующей принцип свободной циркуляции вещества по замкнутому контуру, представлена на рис. 1. Основными элементами измерительной ячейки являются бойлер 5 и конденсатор 7, которые с целью создания квазиадиабатных условий размещены в вакуумной камере 8, где закреплены на трубках, имеющих низкий коэффициент теплопроводности. Подвод теплоты к исследуемой жидкости осуществляется от электрического нагревателя 4. Нагреватель изготовлен из капилляра (материал — нержавеющая сталь) с наружным диаметром 1,5 мм, длиной 730 мм, толщиной стенки 0,25 мм и общим сопротивлением 0,548 Ом. Питание нагревателя осуществляется стабилизированным источником питания постоянного тока 15 (модель BVP 30V/50A), который позволяет определять напряжение и силу тока с погрешностями не выше 1 % и 2,5 %, соответственно. Для более точного определения подводимой мощности предусмотрена возможность ее измерения компенсационным методом — с использованием образцовой катушки сопротивления и потенциометра. Электрический нагреватель крепится к крышке бойлера на двух штангах, на которых также установлен внутренний электрический разъем для подключения электродов термопар. Подвод электроэнергии от источника питания к нагревателю осуществляется через два электровода, которые герметично впаяны в крышку бойлера.

Разности температур между нагревателем и кипящей жидкостью измеряются с помощью трех дифференциальных термопар. Один из спаев этих термопар установлен внутри нагревателя, а три остальных расположены на расстоянии 1 мм от его поверхности — вверху, внизу и сбоку. За пределы бойлера электрические провода выводятся через герметичный разъем. Для определения средней температуры кипящей жидкости установлен медный термометр сопротивления 3, который вводится внутрь бойлера через сальниковое уплотнение. На магистрали возврата конденсата установлен калориметр- расходомер 2, который позволяет, во-первых, нагреть конденсат до температуры, близкой к температуре кипящей жидкости, и, во-вторых, определять расход конденсата и теплоту парообразования исследуемого вещества [1].

Экспериментальные исследования коэффициента теплоотдачи были проведены при постоянных температурах кипения R600a и его растворов с компрессорным маслом Азмол. Растворы хладагент/масло имели следующую концентрацию компрессорного масла: 0 %; 2,5 %; 5 %; 9,2 % и 29 %. Измерения проводились в диапазоне плотностей тепловых потоков от 3 до 150 кВт/м².

где W_H — мощность электрического нагревателя; Q_Tn — внешние теплопритоки к бойлеру; F_H — площадь нагревателя, которая рассчитывалась по известным значениям его диаметра и длины; ΔT — разность температур нагревателя и кипящей жидкости (значения ΔT, измеренные термопарами, расположенными выше и ниже нагревателя, отличались не более, чем на 2 %).

Как следует из рис. 1 кривые кипения чистого R600а в логарифмических координатах прямолинейны, что характерно для области развитого пузырькового кипения. Этот режим характеризуется высокой интенсивностью теплообмена за счет переноса образующихся на нагревателе пузырьков пара в свободный объем жидкости. Интенсивность кипения нарастает по мере увеличения плотности пузырьков на поверхности нагревателя. Анализируя представленные на рис. 2 результаты исследования процесса теплообмена в свободном объеме РХМ, можно констатировать, что полученные линии кипения также отражают область развитого пузырькового кипения. Характер изменения кривых кипения на изотермах для растворов хладагент/масло сложнее чем для чистого хладагента. Угол наклона кривых кипения для РХМ, в отличие от чистого хладагента, с увеличеним концентрации масла уменьшается. Следовательно примеси масла в хладагенте приводят к необходимости увеличения температурного напора для обеспе¬чения одинаковых тепловых нагрузок. При высоких тепловых нагрузках кривые кипения растворов с незначительным содержанием масла искривляются приближаясь и, в конечном счете, совпадая с кривой кипения чистого хладагента. Такой характер процессов кипения РХМ в свободном объеме, по видимому, связан с процессами пенобразования.

Полученные экспериментальные данные о коэффициенте теплоотдачи при кипении чистого изобутана были сопоставлены с результатами расчета по существующим моделям Горенфло, Мостински, Кутателадзе, Роженова, Купера, Стефана-Абделсалама, Лабунцова. Экспериментальные результаты наилучшим образом согласуются с моделями предложенными Горенфло и Купером (средние относительные отклонения равны 14 % и 27 %).

Полученные результаты показывают, что зависимости коэффициента теплоотдачи при кипении чистого хладагента и РХМ принципиально отличаются. Если для чистого хладагента с увеличением тепловой нагрузки разница в интенсивности теплообмена при кипении на различных изотермах уменьшается, то для РХМ наблюдается обратная картина. При постоянной тепловой нагрузке коэффициент теплоотдачи для РХМ существенно ниже, чем для чистого хладагента. С увеличением концентрации примесей масла в хладагенте (при постоянном тепловом потоке) интенсивность теплообмена уменьшается. Такой характер изменения коэффициента теплоотдачи определяется, прежде всего, изменениями теплофизических свойств РХМ и, прежде всего, поверхностного натяжения жидкости. С увеличением температуры (уменьшением поверхностного натяжения РХМ) требуется все меньше энергии для формирования пузырька пара на поверхности нагревателя. Для растворов с низкой концентрацией масла в хладагенте (менее 5 %) при высоких плотностях теплового потока коэффициенты теплоотдачи для изобутана и РХМ практически совпадают.

Анализ опубликованных результатов исследований коэффициента теплоотдачи при кипении РХМ позволяет прийти к заключению, что вопросы влияния примесей масла на интенсивность процессов кипения РРТ требуют дальнейшего изучения. Известные модели кипения РХМ имеют ограничения и нуждаются в уточнениях на основе детальных исследований, направленных на выяснение физических особенностей изучаемых явлений.

Вместе с тем, накопленный опыт изучения процессов кипения РХМ в свободном объеме позволяет сформулировать следующие выводы:

1. Зависимость интенсивности кипения РХМ от концентрации масла неоднозначна и определяется термодинамическими параметрами раствора, величиной температурного напора, склонностью к пено- образованию, типом масла, растворимостью хладагента в маслах, шероховатостью поверхности нагрева ит. д.

2. Наиболее негативное влияние оказывают примеси масла при кипении РХМ на поверхностях с увеличенной площадью (пористых). Этот эффект связан с увеличением термического сопротивления обогащенного маслом слоя РХМ вблизи поверхности нагревателя.

3. Ряд исследователей полагают, что основной фактор, приводящий к интенсификации теплообмена в кипящем растворе с невысокой концентрацией масла, связан с пенообразованием.

4. При кипении РХМ в свободном объеме наибольшее влияние на снижение интенсивности оказывает способность масла аккумулироваться на греющей поверхности. В этом отношении наиболее убедительной является теория о существовании «избыточного слоя масла» на поверхности раздела фаз твердая поверхность-жидкость, предложенная Кедзирским [4]. Теплофизические параметры этого слоя можно определить из данных о фазовых равновесиях РХМ и фиктивном перегреве с использованием диаграмм давление-энтальпия для РРТ [10].

В докладе приведены результаты моделирования процессов кипения РХМ в свободном объеме в рамках модели Тома с использованием точных данных о теплофизических свойствах объекта исследования.

Список литературы

1. Крыжановский С. С., Олейник И. В., Семенюк Ю. В., Косой Б. В., Железный В. П. Экспериментальное исследование процессов кипения растворов хладагент/масло в свободном объеме — часть 1: экспериментальный стенд для исследования процессов кипения в свободном объеме. Результаты тарировочного эксперимента //Холодильная техника и технология. — 2011. — № 1. — С. 10-16.

2. Мельцер Л. З. Смазка фреоновых холодильных машин / М.: Пищ. пром-сть, 1969. — 132 с.

3. Jensen M. K., Jackman D. L. Prediction of Nucleate Pool Boiling Heat Transfer Coefficients of Refrigerant- ОП Mixtures. Journal of heat transfer. V. 106. — P. 184-190.

4. Kedzierski M. A. A semi-theoretical model for predicting refrigerant/lubricant mixture pool boiling heat transfer. International Journal of Refrigeration. — 2002. №26. — P. 337-348.

5. Mitrovic J. Nucleate boiling of refrigerant-oil mixtures: bubble equilibrium and oil enrichment at the interface of a growing vapour bubble. Journal of Heat & Mass Transfer. — Vol. 41, # 22. — P. 184-190.

6. Mohrlok K., Spindler K., Hahne E. The influence of a low viscosity oil on the pool boiling heat transfer of the refrigerant R507. International Journal of Refrigeration, 2001. # 24. — P. 25-40.

7. Shen B., Groll E. A. Critical literature review of lubricant influence on refrigerant heat transfer and pressure drop final report 2003 Purdue University ARTI-21CR/611-20080.

8. Thome J. R., Phil D. Comprehensive Thermodynamic approach to modeling refrigerant-lubricating oil mixtures — 1995. HVAC & R Research April. P. 110-126.

9. Xiumin Zhaoa, Pradeep Bansal. Critical review of flow boiling heat transfer of CO2 and lubricant mixtures. International congress of refrigeration Beijing 2007 . ICR07-B1-342.

10. Zhelezny V. P., Nichenko S. V., Semenyuk Yu. V., Kosoy B. V., Ravi Kumar. Influence of Compressor ОН Admixtures on Efficiency of a Compressor system // International Journal of Refrigeration. — 2009. — V. 32. № 7. — P. 1526-1535.