改进的蒸发冷凝器的制作方法

公开了一种在制冷和空调系统中使用的改进的蒸发冷凝器和蒸发冷凝工艺。所述冷凝器和工艺可采用化学制冷剂(例如氢氟烃)和天然制冷剂(例如烃类(例如丙烷和异丁烷)、CO₂、氨等)。

背景技术：

目前的蒸发冷凝器在各种制冷和空调系统中通过制冷剂的冷凝来排出热量。更具体地，蒸发冷凝器包括一个或多个润湿的(例如经喷雾的)冷凝盘管，其通过在其之上的气流通道对制冷剂进行冷凝，并将一部分水蒸发到其中，从而在冷凝盘管中将热量从制冷剂中除去，同时使得冷凝剂在其中冷凝。蒸发冷凝器还包括除水器(或者更简单地，分离器，将水“漂流”走，否则这些水就将要传输到大气中)。在将气流释放到大气中之前，随着气流流经冷凝盘管和水喷雾器，除水器除去了随气流流动的游离水。

在目前的蒸发冷凝器中，冷凝盘管的预留面积(plan area)与除水器的预留面积相匹配，以确保通过蒸发冷凝器的气流速率和气流速度恒定。

在目前的蒸发冷凝器中，热交换效率受流经冷凝盘管的空气速度所限制。空气速度反过来又受到除水器除去流经其中的气流中游离水的能力所限制。在目前的蒸发冷凝器中，这种除去的水再循环以再次用于润湿冷凝盘管。然而，随空气流经除水器到大气里的任何水中都可能含有细菌，例如军团杆菌，因此需要尽可能多地从气流中除去游离水。

例如，在许多目前的蒸发冷凝器中，已知的是，需设定通过除水器的最大空气速度高达3.5至4m/s，以确保充分除去水，然而，据推测，在如此高的最大空气速度下，仍然存在细菌(例如军团杆菌)与未除去的游离水一起通过除水器的显著风险。建议通过除水器的更安全的最大气流速度为3.5m/s。然而，这又反过来对可流经冷凝盘管的空气速度设置限制。

上述对背景技术的引用不必然构成对本领域普通技术人员公知常识的技术部分的认可。上述参考文献不旨在限制本文公开的冷凝器和工艺的应用。

技术实现要素：

本发明公开了一种用于制冷和空调系统的蒸发冷凝器。如本文公开的蒸发冷凝器可凝结化学制冷剂(例如氢氟烃、氢氯氟烃、全氟化碳、氢氟烯烃等等)和天然制冷剂(例如烃类(例如丙烷和异丁烷)、CO₂、氨等等)。

如本文公开的蒸发冷凝器包括用于冷凝系统之中制冷剂的一个或多个冷凝盘管。所述一个或多个冷凝盘管可设置在蒸发冷凝器的冷凝盘管区域中。所述冷凝盘管区域可包括具有恒定横截面积的空气室。

如本文公开的蒸发冷凝器还包括用于润湿(例如，通过用水对它们进行喷雾)一个或多个冷凝盘管的装置。

如本文公开的蒸发冷凝器进一步包括设置的除水器，以除去已流经一个或多个冷凝盘管和润湿装置的气流中的游离水。

按照本发明所公开的，本文所公开的蒸发冷凝器包括从冷凝盘管向除水器分流的分流区。所述分流区的构造是这样的，一旦气流已经流过一个或多个冷凝盘管，其流入并通过分流区进入除水器。例如，所述分流区可包括具有横截面积逐渐增大的空气室。

所述分流区能够使得离开冷凝盘管区域的气流减速。这意味着流经冷凝盘管的空气速度相对于流经除水器的空气速度可有所提高。这种较高的速度可以帮助减少管内的污垢。

此外，令人惊讶地发现，可以使用具有相对于除水器的预留面积缩小的冷凝盘管束。对此，进一步的结果是需要较少的冷凝盘管即达到相同的冷凝性能。这意味着可以生产更低成本的蒸发冷凝器，因为冷凝盘管束相当于这种冷凝器中唯一最昂贵的部件。

此外，增加的制冷剂流可通过冷凝盘管束，因为更高的空气速度能够引起相对更大多的冷凝剂冷凝。

此外，这意味着，作为使用的已知的热浸电镀碳钢冷凝管的替代，可使用更昂贵和/或更坚固的材料(例如不锈钢)来构成一个或多个冷凝盘管，从而得到更长的寿命、更少的腐蚀以及，任选地，可使用更薄的用于盘管(管)的管壁材料。尽管如此，如果优选的话，仍然可以使用DN 8、10、15和20(附表40)无缝的、热浸无缝电镀碳钢管来形成一个或多个冷凝盘管。

在一个实施方式中，一个或多个冷凝盘管中的每一个都可采用不锈钢管(例如，外径为4.76-31.8mm、厚度为0.5-1.6mm的304或316不锈钢)。使用304不锈钢可提供更好的导电性，而316不锈钢可以提供更好的耐腐蚀性。与已知的电镀低碳钢冷凝盘管相比，此类管材料能够更好地运行。使用非常小直径的管可以适用于某些小规模的应用。

使用不锈钢管材料(即，根据耐腐蚀/耐化学性，升高的制冷剂压力容量等)还可允许使用天然制冷剂，例如丙烷和/或异丁烷碳氢化合物、CO₂、氨等。

在一个实施方式中，一个或多个冷凝盘管可在冷凝盘管区中排列成束(例如，两个或多个嵌套线圈束)。例如，所述冷凝盘管区可含有一段横截面积大致恒定的冷凝器(例如，圆形、正方形、矩形等中空截面的空气室)。

在一个实施方式中，区域的分流部分可配置成使气流以逐渐减小的方式减速。

在一个实施方式中，所述分流区可含有使空气流在其中流通的中空平截头体(中空空气室)。此类中空平截头体可以位于冷凝盘管风室的空气出口侧。例如，当冷凝盘管风室是圆形截面时，分流平截头体各自包含圆锥平截头体、或方形近圆形(square-to-circular)的平截头体状棱柱；当冷凝盘管风室是方形截面时，分流平截头体可以包括方形平截头体，等等。

在一个实施方式中，所述除水器可紧靠于分流区的空气离去侧。

在一个实施方式中，所述冷凝器可包括位于冷凝盘管区的空气入口侧的空气入口室。

在一个实施方式中，用于润湿一个或多个冷凝盘管的部件可包括一个或多个喷嘴。所述喷嘴可相对于分流区设置，在与流经一个或多个冷凝盘管的气流的相反方向上将水喷射到一个或多个冷凝盘管上。例如，所述喷嘴可设置在分流区中，并且通常可以将水以液体锥状喷射到冷凝盘管区中。

或者，用于润湿一个或多个冷凝盘管的部件可包括水分流通道，例如那些具有锯齿状边缘的、具有内槽的，等等。

所述冷凝器可包括一个水收集区(例如，位于空气入口室的底部)。所述收集区可以收集已经通过冷凝盘管区的水。

所述冷凝器可进一步包括用于将收集的水再循环到润湿部件的再循环系统，以使冷凝器效率最大化。在一个实施方式中，所述再循环系统可包括一个用于将收集的水经由管道泵送到润湿部件的泵。例如，排出管可从空气入口室延伸到泵，并且输送管可从泵出口延伸到润湿部件(例如，到喷嘴、到分流管道等等)。

在一个实施方式中，再循环系统按照需要可进一步包括用于维持预定量的水(例如，在水收集区)的补水部件，用于蒸发冷凝器的有效运行。这种补水可包括除水器除去的(捕获的)水。

在一个实施方式中，所述蒸发冷凝器可进一步包括热交换器(例如，单独的、横向定位的离散热交换单元)。收集的水可于再循环到润湿部件之前先通过热交换器。此外，冷凝的制冷剂可流经热交换器以与所收集的再循环水进行热交换。这种热交换器可用于对冷凝的制冷剂进行低温冷却，以进一步提高蒸发冷凝器的运行效率。

本文还公开了一种蒸发冷凝器，其包括收集区，所述收集区用于收集已流经冷凝盘管区的水，且包括热交换器，所收集的水可于再循环到润湿部件之前先通过热交换器，并且，冷凝的制冷剂流经热交换器与所收集的再循环水进行热交换。

本文还公开了一种形成制冷或空调循环的一部分的蒸发冷凝工艺。

所述工艺包括使制冷剂流经一个或多个冷凝盘管。所述工艺还包括用水润湿一个或多个冷凝盘管。所述工艺进一步包括使气流通过一个或多个润湿的冷凝盘管，从而使得制冷剂在盘管内冷凝，借此使得一部分水蒸发进入气流中。所述工艺另外包括将从一个或多个冷凝盘管中离开的、在气流中所存在的水进行去除。

根据本发明公开的内容，除去气流中存在的水之前，采用该工艺使得从一个或多个冷凝盘管中离开的气流速度得以降低。

正如上文所述，这可以使得一个或多个冷凝盘管的预留面积(并因此减少)相对于除水器(如上文所述的随之而来的优势)有所减少。

本文还公开了一种蒸汽冷凝工艺，其中，流经一个或多个冷凝盘管的水被收集并再循环以用水润湿一个或多个冷凝盘管。此外，在该工艺中，在所收集的水再循环以润湿一个或多个冷凝盘管之前，在冷凝的制冷剂和所收集的水之间热量可以得到交换。

本文公开的工艺可以在如上所述的蒸发冷凝器中进行。

在本文所公开的工艺中，在一个或多个冷凝盘管中冷凝的制冷剂可以包括天然制冷剂(例如，烃类，例如丙烷和/或异丁烷、CO₂、氨等)，或化学制冷剂(例如，氢氟烃、氢氯氟烃、全氟化碳、氢氟烯烃等)。

附图简要说明

尽管可能存在落入如综述中所阐述的冷凝器和工艺的范围内的任何其他形式，现将仅通过示例的方式并参考附图描述具体的实施方式：

图1显示了蒸发冷凝器的横截面侧视图，其具有设置有一个或多个冷凝盘管冷凝盘管区，以及从冷凝盘管区而延伸出去的分流区。

图2显示了图1详情，图解了一种蒸发冷凝器的变化形式，其进一步包括侧热交换器；和

图3A和3B分别显示了具有收缩-膨胀区(其中设有一个或多个冷凝盘管)的蒸发冷凝器的横截面示意图和侧视图；

图4显示了类似于图1的蒸发冷凝器的横截面侧示意图，但根据实施例适用不同的工艺参数；

图5显示了根据实施例的CO₂和水温度曲线图；

图6显示了根据实施例的CO₂热容曲线图；

图7显示了根据实施例沿管束向下流动的水的曲线图；

图8显示了根据实施例的总传热系数和压力损失的曲线图；

图9显示了根据实施例，基于市售可得的超临界CO₂压缩机在5℃饱和吸力下，5K有用的吸气过热度以及5℃的CO₂液体温度下的排热曲线图；

图10显示了根据实施例，市售可得的超临界CO₂压缩机在50Hz.30kW/27.2m³/h下的性能图；和

图11显示了根据实施例，NH₃、R22R507A、丙烷和R134a在饱和冷凝温度下的性能系数(COP)变化图。

具体实施方式详细描述

接下来将描述蒸发冷凝器的具体形式，以及形成制冷或空调系统/循环的组成部分的蒸发冷凝工艺。

标记为10和100的蒸发冷凝器实施方式分别示于图1和图2以及图3A和3B。蒸发冷凝器实施方式10和100能够使用化学制冷剂和自然制冷剂(如上所述)。图4至11涉及实施例中描述的实施方案。

在图1至图3中，蒸发冷凝器10和100的类似组件被类似地编号，但是图3的实施方式中添加了100。应当进一步理解的是，为了简洁起见，以下描述不重新描述那些重新出现在图3实施方式中的相似或相同组件，因此应当被认为是已经描述过的。

图1和图2中优选的蒸发冷凝器10包括两个或多个嵌套的冷凝盘管束12，所述冷凝盘管束中具有流动的(用于冷凝)所选系统制冷剂。所述冷凝盘管束12以矩形气流气室13的形式设置在冷凝盘管区中。

蒸发冷凝器10还包括喷嘴14形式的装置，所述喷嘴14在分流管15中形成，用于通过用椎体16的水喷射(例如，以所示的3kg/m²的速率)冷凝管束12以润湿它们。或者，可以使用水分流通道，例如那些具有锯齿状边缘或内部狭槽的。

喷嘴14设置成沿着与所示气流流动相反的方向将水喷射到冷凝盘管束12上。

蒸发冷凝器10还包括设置在冷凝器上端部的风扇壳内的风扇。在图3的实施方式中，这种设置实际显示为位于冷凝器最上端的风扇壳120内的风扇118(参见图3A)。在图1和图2的实施方式中可以采用相同或类似的设置。在这方面，风扇使空气通过空气入口21被吸入到空气入口室22中，所述空气入口室22朝向冷凝器10的下端。

在图1和图2的实施方式中，气流A以例如8.1m³/s的体积流率进入，首先通过筛网过滤器，然后进入空气入口室22，之后由风扇导致气流向上流动并通过冷凝盘管束12。由风扇获得的空气压差可维持在例如160Pa。

在图3的实施方式中，气流A以例如3m/s的速度和例如23℃的湿球温度进入，首先根据大气污染通过任选的筛网过滤器124和进气槽126，然后进入进气室122，之后由风扇118导致气流向上流动并通过冷凝盘管束112。

蒸发冷凝器10进一步包括除水器30，所述除水器邻近冷凝器上端，安置在冷凝器内。一旦气流流过冷凝盘管束12和喷嘴14，除水器30就除去了气流中的游离水。

在图1和图2的实施方式中，所述蒸发冷凝器10包括矩形气流气室13，紧接着是以平截头体气室40形式的分流气流室。矩形气流气室13可以是正方形的、矩形的等等空心截面(例如，弯曲的或焊接的塑料或金属薄板/板材)。分流气室40也可以是空心截面的(例如，弯曲的或焊接的塑料或金属薄板/板材)，但形成了如定义的平截头体。当例如气室13具有方形截面时，分流气室40包括正方形或矩形平截头体。

然而，在图3的实施方式中，蒸发冷凝器100采用位于包括冷凝盘管束112的中间矩形气流气室113任一侧上的气流聚集区135和气流分流区140。所述气室113具有恒定的横截面面积，并且将气流聚集区135和气流分流区140互连。所述中间气流气室113还是可以为正方形、矩形等等空心截面(例如薄板/板材)。气流聚集区135和气流分流区140还是可以为中空截面的(例如薄板/板材)，但是每个形成为如定义的平截头体。例如，当中间区113具有方形截面时，聚集气室和分流气室各自可包括正方形或矩形平截头体。

在图1和图2的实施方式中，风扇运行使得气流A在冷凝盘管束12处相对于除水器30已经处于较高的速度。气流A流过凝胶盘管束12后，通过水椎体16流入分流气流气室40。由于分流气流气室40逐渐增大的横截面，气流能够在其到达并通过除水器30之前减速至可接受的速度。蒸发冷凝器10，特别是和分流气流气室40建造成的速度处于可从气流中除去符合环境要求、最小量的游离水的水平。在这点上，除水器30处的气流速率可减速至大约3.5m/s。

可以看出，除水器30布置在紧靠分流气流气室40出口处，由此气流不允许进行不必要的减速。

因此，图1和图2的实施方式不采用气流收集区。相反，来自空气入口室22并通过冷凝盘管束12的气流速度大约为5m/s，直至气流到达分流气流气室40，因此气流在除水器30处逐渐减速至大约3.5m/s。

然而，在图3的实施方式中，冷凝盘管束112放置在中间气流区113中。构建这些区域使得气流A流过，并且气流在气流收集区135加速(例如，大约5m/s)到达位于中间气流气室113中的冷凝盘管束112。在流经冷凝盘管束112后，气流A流入分流气流区140，通过水椎体16，并在到达除水器130之前减速。再次，除水器130布置在紧靠分流气流气室140出口处。

气流收集区135构建成可引起气流A例如以逐渐增加的方式加速。相反地，气流分流区140构建成可引起气流A例如以逐渐降低的方式减速。这意味着，相对于进入空气进口室122还有通过除水器130的空气速度，通过中间气流区113和通过冷凝盘管束112的空气速度增加。例如，在所示的构造中，中间气流区113的空气速率大约为通过除水器的3.5m/s空气速度的两倍，为～5m/s(即大约高45％)。

在任一实施方式中，并且作为通过冷凝盘管束12、112的增加的气流速率的结果，已经令人惊讶地发现，可以采用相对于除水器30、130具有预留面积缩小的冷凝盘管束。作为这种增加的气流速率的进一步结果，令人惊讶地发现，需要更少的冷凝盘管即可达到相同的冷凝器散热性能。

结果是，可以生产更低成本的蒸发冷凝器，因为冷凝盘管束相当于这种冷凝器唯一最昂贵的部件。或者，除了使用已知的厚壁热浸电镀碳钢冷凝管用于盘管束12、112，可以使用更昂贵和/或更坚固的材料(例如不锈钢管)来形成盘管束12、112。在这种情况下，结果可得到更长的盘管寿命、更少的腐蚀，以及如果需要的话，得到用于盘管束中更薄的管壁材料。在这方面，盘管束12、112可包括不锈钢管，例如外径为4.76-31.8mm和厚度为0.5-1.6mm的304或316不锈钢。观察表明这类管与已知的电镀低碳钢冷凝盘管相比，性能良好。由这样的不锈钢管材料提供的耐腐蚀性和耐化学性以及增加的制冷剂压力容量还允许将天然制冷剂如丙烷和/或异丁烷碳氢化合物、CO₂、氨等用于蒸发冷凝器10、100。

冷凝盘管上增加的气流速率的另一个结果是增加的制冷剂可通过冷凝盘管束12、112，因为较大的空气速度能够导致相对较大量的制冷剂冷凝。

冷凝器10还包括位于空气入口室22的基部(即，与其邻近)的水池50形式的水收集区。所述水池50收集已经通过或来自冷凝盘管的过量喷水。

为了最大化冷凝器效率，冷凝器10还额外包括一个再循环系统，所述再循环系统用于将收集的水再循环到分流管15以供给喷嘴14。在这方面，再循环系统包括泵52，用于将收集的水经管道泵入分流管15。泵52经由排出管54将水从水池50中抽出。然后输送管段56从泵出口延伸以与分流管15连接。

所述再循环系统还包括水补充器58(例如，以383kg/h)，用于在水池50中保持预定量的水以便蒸发冷凝器的有效操作。这种补充水可包括已被除水器30除去(捕获)的水的供应。

在图2的细节所示的蒸发冷凝器的变化形式中，冷凝器10还可进一步包括侧面换热单元60。水池50中的水可经由泵52泵送并进入并通过热交换单元60，然后在再循环之前通过输送管部分56再循环到分流管15。这种单元也可以装配到图3的实施方式中。

在该变化形式中，冷凝器管中冷凝的制冷剂也可以经由制冷剂输送管62传递并且通过热交换单元60，以与来自水池50中的再循环水进行热交换。在热交换单元60中，相对冷却的水池中的水可低温冷却冷凝的制冷剂，例如，从30℃冷却至约26.5℃。这可以进一步提高制冷系统的操作效率。随水流64离开热交换单元60的制冷剂(例如，CO₂)可处于一个过冷的温度(例如，26.5℃左右)。

实施例

现在将提供所述冷凝器和工艺的非限制性实施例，以描述冷凝器和工艺的理论基础，以及更好地理解工作中的冷凝器和工艺。

实施例1-工艺设计模型

开发了亚临界CO₂冷凝蒸发冷凝器的应用设计模型，如图1至3中所示。更具体地，对将蒸发冷凝技术在亚临界CO₂冷凝应用中的益处进行了检验。这种益处包括：与跨临界操作相比降低的设计压力、降低的能耗以及降低的运行和运营成本。显而易见，热气除霜也可以成为亚临界CO₂制冷设备操作的标准特征。

然而，首先指出的是，在24℃的进气湿球温度下，氨可以在蒸发冷凝器中、30℃下冷凝。在开发的设计模型中，结果表明，用于30℃(即低于临界点1.1K)下亚临界CO₂冷凝的蒸发冷凝器能够设计用于24℃的湿球。

其次指出的是，欧洲大部分地区的平均气候条件，包括西班牙、意大利、希腊和土耳其的温暖气候条件，都适合蒸发冷凝器在30℃下凝结超临界CO₂。我们也注意到，加拿大、美国和中国的大部分地区、以及位于南回归线以下的大部分澳大利亚地区也具有适合超临界CO₂冷凝蒸发冷凝器应用的气候。超临界CO₂在30℃下的热力学和输运性质随温度显著变化。因此，也显示了这些变化在特定设计上对CO₂温度曲线、热传递和压力损失的影响。

例如，对平均气候条件的考察表明，欧洲大部分地区，包括西班牙、意大利、希腊和土耳其，在许多地点，在30℃或更低的冷凝温度下，100％的时间内具有在临界条件下蒸发冷凝器可用于冷凝CO₂的气候。例如，欧洲唯一的5％设计湿球温度发生率超过24℃的位置为土耳其的亚达那(其中，1和2.5％湿球发生率设计水平为26℃)。在希腊的塞萨洛尼基，1％的湿球设计发生率在25℃，但是2.5％和5％的湿球设计发生率在24℃。接下来最高的1％湿球设计发生率水平为发生在直布罗陀、巴塞罗那、巴伦西亚、米兰、伊斯坦布尔和伊兹密尔的24℃。

最终，得出的结论是，在温带和许多亚热带气候中，使用CO₂的蒸发冷凝器可以使得CO₂制冷剂与化学制冷剂一样普遍存在，并且当需要在间接应用中使用时，可以成功地与氨竞争(例如办公楼和医院的供暖和制冷)。

约20年前当CO₂制冷恢复时，几乎普遍使用空气冷却性气体冷却(通过将水喷洒到翅片盘管气体冷却的空气进口表面上的隔热辅助)。应注意的是，这导致实际上所有CO₂制冷系统需要以跨临界模式运行，因为空气冷却温度接近或超过了31.1℃的CO₂临界温度。

通常，来自空气冷却性气体冷却器的夏季设计CO₂排出温度高于临界温度，这导致压缩机需要在90bar或更高的压力下运行，以确保合理的COP。跨临界CO₂压缩机的夏季设计COP通常低于空气冷却HFC或蒸发冷却氨系统的COP。

因此，建议将冷凝器冷却介质的温度降低到允许完全亚临界CO₂制冷循环的水平。这通过蒸发冷凝器实现，其中在空气冷却性冷凝器或气体冷却器的情况下，环境空气湿球温度(WB)是有效冷却介质温度，而不是环境空气干球(DB)温度。

出现的问题包括供水、用水和水处理的需要，以及按照由一些压缩机供应商目前的规定对最低冷凝温度进行的控制。另一个问题是对偶然的跨临界条件的控制策略。为解决这些问题提出了建议。

CO₂蒸发冷凝器的评价模型

评价实施例

图4显示了现在将进一步描述的蒸发冷凝器的示意流程图。在图4的流程图中，水在管束上再循环，使得喷雾水温度与水池水温度相同。

规定的参数是：(a)空气速度和湿球及干球温度；(b)喷雾水流率；(c)束管尺寸，和(d)在30℃和7.2MPa下包含饱和液体的离去CO₂。

蒸发冷却器中的质量和能量平衡

Qureshi(2006)和Heyns(2009)公开了五个联立的非线性微分方程组，描述了蒸发冷却器中的空气-水-过程液体相互作用。

通过使用在Microsoft的Excel电子表格的VBA中使用四阶Runge-Kutta程序编写的程序求解这些方程式，该电子表格具有分成四十个间隔的传送长度。这种求解方法是试验性的和误差的，因为空气入口处的池水温度是猜测的并且被迭代地调整，直至其与空气出口处的计算水温相同。

溶液沿着管道从CO₂出口到进口“向后”进行，以空气入口处用30℃下的饱和液体制冷剂开始，继续进行，如同被加热一样，在计算的排出温度下以过热蒸汽结束。该程序允许两相冷凝和单相蒸汽脱过热。

验证模型

没有可以验证数值解的五个方程解析解。然而，我们注意到两个发现：当离去和进入的水温相等时；(a)CO₂焓改变等于湿空气焓变，(b)在30℃下氨冷凝所计算的热负荷在使用简化的Merkel模型(Merkel，1926)，基于恒定的冷凝温度计算的负荷的9％以内。

模型预测

图5和图6显示了CO₂和水温度曲线图。CO₂温度曲线(图5)的形状是出人意料的——它比预期更平坦。在约37％以上的交换器表面，CO₂蒸汽温度仅在间隔数29时从32降低至30℃。这是恰好高于30℃(图6)的非常高的热容量的结果(图6)。

该模型预测67％的交换器表面将需要显性冷却。30℃时接近临界点的CO₂焓数据显示68％的排热是显性冷却，不像氨只有10％。

与显热冷却相对较小的曲线相比，水温曲线向左偏移，反映了在临界点附近的CO₂显性冷却的较大比例。

水分蒸发

图7显示了沿管束向下的水流。另一个出人意料的是，水没有蒸发到管束顶部的空气中。这里，尽管在上升，水温还是低的，并且水以高于在空气-水界面湿度比的湿度比接触空气，因此发生一些冷凝，水流增加。

性能改变的影响

图8阐明了在各溶液间隔上热容量、密度、粘度和热导率随温度的变化对总传热系数和压力损失的影响。第零间隔是热放电气体进入的地方。随着CO₂温度接近32℃，总传热系数有相当大的上升，当气相转变为两相时，每米的压力损失相应减少。

在模型中，0.845用于方程式(3)中的路易斯数。当路易斯数为1.00时，相同热负荷所需的表面积仅降低1.4％。

评论

模拟的情况是极端的，在30℃下CO₂冷凝非常接近其临界点。注意到的是，在较低的冷凝温度下，显热冷却的比例将降低，并且性能随温度的变化将大大降低。参见图9。

进一步注意到，Merkel简化模型预测的排热量比在30℃下冷凝的CO₂差异模型低大约22％，考虑到显热冷却的显著比例，这并非出乎意料的。

CO₂压缩机次临界能量性能

冷凝温度对循环性能的影响

在图10中，产生了五条商业可用的、半封闭跨临界CO₂压缩机的COP曲线，其具有在50Hz和30kW四极电动机下27.2m3/h的波及体积。

参考图10中的曲线1，COP在+10℃的饱和吸气温度(SST)下，从+30℃饱和冷凝温度(SCT)下的6.27至+16℃饱和冷凝温度下的18.0。+10℃的SST将允许+11℃的蒸发温度(ET)，具有对应于1K沸点抑制的吸入压降。11℃被认为是用于直接冷却空调(AC)空气的合理有效的蒸发温度，允许在冷却盘管上的空气温度中相对较大的扩散，从而抑制需要循环的空气体积，并且由此降低风扇能量消耗和由此产生的寄生热负荷。这反过来导致输入到压缩机中的所需能量减少，从而提高整个系统的总体能量效率。

曲线2显示在+5℃的SST下，在30℃至16℃SCT下，COP从4.45到11.67。这将允许空调的制冷水用于改造现有建筑物和应用于新建筑物。

在上述两种情况下，空调压缩机还可以用作在-5℃SST下的制冷负荷的并联压缩机，例如保持冷冻储存温度大约在0℃，以及应用于冷藏和吹风式冷冻的两阶段CO₂系统的高阶段负荷。

在这种情况下，高压压缩机将以+5℃和+10℃的虚拟CO₂气体冷却器出口温度运行，这分别导致COP曲线3和4。在从+30至+16℃范围内的SCT和+5℃的虚拟气体冷却器出口温度下，COP曲线3在-5℃的SST下在从4.7至7.88的范围内变化。COP曲线4显示了在+10℃的虚拟气体冷却器出口，-5℃的SST下，以及从+30至+16℃范围内的SCT下，COP范围从4.45至7.04。需注意的是，这可以通过在吸入热交换器(SHEX)中改善压缩机吸入压力，以使性能更接近曲线3。

环境湿球温度对冷凝器性能的影响

图4显示了CO₂、空气和水的一般细节。环境湿球温度对冷凝器性能的影响示于下表所列结果中：

NB.制冷管束：84回路、8通路、146.2m²

氨、R22、R507A、丙烷和R134a的相对能量效率

这些制冷剂在相同操作条件下的COP显示在图11中。结果证实，氨是其中最好的制冷剂。出乎意料的是R134a的低COP。在16和35℃的SCT下，R134a的COP分别比氨的低42和31％。此外，在+16℃SCT下的R134a压缩机的COP在3.84，在相同的吸入条件下与+35℃SCT下的氨压缩机的COP大致相同。这证实了R134a具有高的直接和间接的全球变暖潜能值(Global Warming Potential，GWP)。在25至35℃SCT下，R507A的性能比R22效率低11至16％。HFC R507A没有像HCFC R22那样的臭氧消耗潜能，但R507A的100年GWP为3,895，是R22的100年GWP值1810的两倍。

总传热系数，Uo

再次参考图8，Uo明显高于氨冷凝情况下的常见Uo，其中在2.6至3.05m/s的表观空气速度下，Uo范围约为450至550w/m².K。在模型中选择3m/s的表观空气速度作为最大值，以确保除水器能够捕获悬浮在上升气流中的大部分游离水。

图4中的CO₂蒸发冷凝器在图8中的平均Uo值为约1050w/m².K。这被认为是进入冷凝管束几乎相同的表观空气速度下，氨的平均值的两倍以上。显而易见的是，当考虑到30℃下冷凝68％的待除去的热量是显著过热，只有32％实际上是图9所示的30℃下的冷凝潜热。高的总传热因子归因于76个55米长的等效长度回路中的高CO₂质量通量即338.7kg/m².s，这造成了15kPa的计算压降。这是可接受的最大值，以促进并联操作的CO₂冷凝器，而不需要太大的下降管，以避免在一个冷凝器不工作时，在运行的冷凝器中液体滞留。

与蒸发器一样，CO₂的高ΔP/ΔT比值允许冷凝器回路中的高质量通量，以提供高的热传递速率，允许更少的较长回路，这也使得管束的制造更加经济。

应该注意到的是，蒸发冷凝器中的氨质量通量在约25至40kg/m²范围内，并且经常低于25。该压降是氨冷凝器的问题，因为氨蒸发冷凝器中的过度压降提高了排出压力，从而提高了饱和冷凝温度(SCT)，导致能耗增加。

最小气流影响

再次参考图4，计算的离去空气干球温度在100％RH下为29.3℃，因此离开湿球温度也为29.3℃。这仅仅比30℃的SCT低0.7°K。这是有可能的，因为顶部管温度为77℃，并且高比例的显性过热确保了高的47.7°K离去途径。需注意到的是，在氨蒸发冷凝器中这是不可能的，其中在设计条件下，氨蒸发冷凝器的位于氨SCT和离去湿球之间的最小离去温度很少低于3K且不小于2.5K。小气流也导致了最小风扇能量消耗。

结论

在满足全尺寸原型CO₂蒸发冷凝器的性能测试的前提下，得出结论，在最大设计湿球(WB)温度为24至25℃的较高纬度亚热带中使用蒸发冷凝器显示出巨大的前景。在环境WB温度更低的更加温和以及凉爽至寒冷气候的地区，CO₂蒸发冷凝器显示出了更巨大的前景。

根据上述结论，在几乎所有的欧洲地区(包括地中海国家)、除了与墨西哥湾和大西洋相接的美国南部洲、以及许多中西部州如远至北部的明尼苏达州，都适合将蒸发冷凝器应用于亚临界CO₂压缩排气。

实验还表明，环境湿球温度为28至29℃的蒸发气体冷却和环境空气WB至CO₂的出口温度接近3K是完全可行的。这归因于以下事实，在跨临界模式下，没有冷凝阶段(图9)的较大LMTD下只有显性热传递，而相对较高的跨临界流体密度伴随着高热容量，类似于图6。

蒸发冷却对亚临界CO₂冷凝和跨临界CO₂气体冷却的应用造成了高COP下的高效制冷，其与常规制冷剂在低于临界温度下操作所实现的COP相当并且在很多情况下更高。这为全球应用CO₂制冷开辟了道路。分别用冷冻水、DX或泵送CO₂空调的应用中，在将CO₂用于+5和+10℃的压缩机饱和吸入温度的应用中尤其如此。

进一步注意到，空调压缩机还可以用作在诸如超市等设施中的任何剩余制冷负荷的并联压缩机，其中如图10所示，在高到非常高的COP下需要冷却和冷冻负荷。

实际上，当比较图10和11时，显然在亚临界冷凝阶段，CO₂的性能优于常规化学制冷剂，例如R22、R507A和R134a，还有如Pearson(2010)所发现的。此外，在大多数操作条件下，特别是在涉及平行压缩的情况下，CO₂可与氨和丙烷竞争或者胜出。

在高湿球温度下，例如28℃，常规的蒸发冷凝器将能够在40℃SCT下操作，如图9所示，对于NH₃、R22、R507A、丙烷和R134a分别产生了3.37、3.34、2.71、2.96和2.38的COP值。因此，为了开发高效率的CO₂制冷剂，需要更大的压缩机，例如，CNG染料压缩机的改进版本。

术语

实施例中：

a 外表面面积 m²

m_a 空气流率 kg干空气s^-1

m_w 水流率 kg s^-1

m_r CO₂流率 kg s^-1

i_masw 空气-水界面的饱和空气焓值 J kg^-1干空气

h_a 空气焓值 J kg^-1干空气

h_d 传质系数 kg

i_v 水蒸气焓值 J kg^-1

T_w 水温 ℃

Le 路易斯数 -

T_r CO₂温度 ℃

C_pw 液态水的热容 J kg^-1K^-1

C_pa 湿空气的热容 J kg^-1K^-1

U_o 总传热系数 W m^-2K^-1

W 空气湿度比 kg水kg^-1干空气

W_int 空气-水界面的空气湿度比 kg水kg^-1干空气

h_w 水管传热系数 W m^-2K^-1

h_i CO₂传热系数 W m^-2K^-1

d_i 管内径 m

d_o 管外径 m

ff 污垢系数 K m²W^-1

模型参数

1.使用NIST(2011)数据用于饱和以及过热的CO₂热力学性质和传输性质；

2.等式(6)中的h_w由Mizushima和Miyasita(1967)、Qureshi and Zubair(2006)的等式(A.8)计算得出；

3.等式(3)中的h_d由Mizushima和Miyasita(1967)、Qureshi和Zubair(2006)的等式(A.13)计算得出；

4.对于两相CO₂流，等式(6)中的h_i由Shah’s(2009)、Qureshi和Zubair(2006)等式(A.6)和(A.7)计算得出；压力损耗由Müller-Steinhagen和Heck correlation(ASHRAE,2005)计算得出；

5.对于单相CO₂蒸汽流，等式(6)中的h_i由Dittus-Boelter相关性Nu＝0.023Re^0.8Pr^0.3计算得出；压力损耗由摩擦因子＝0.079Re^-0.25计算得出；

6.管束内的空气压降由Mills(1999)、4.5.1节、316页计算得出。

以下参考文献用于制定模型：

1.ASHRAE,2005,2005Fundamentals,4.12-13页

2.Heyns J, D,2009,气冷式蒸汽冷凝器合并混合(干/湿)精馏器的性能特点(Performance characteristics of an air-cooled steam condenser incorporating a hybrid(dry/wet)dephlegmator),附录A,PIER Report,CEC-500-2013-065-APA

3.Merkel,F.,1926,Verdunstungskuling,VDI‐Zeitschrift,卷70,123–128页

4.Mills A.F.,1999,基础传热和传质(Basic Heat&Mass Transfer),第2版,A.F.,Prentice Hall.

5.Mizushima,T.,R.Ito和H.Miyasita,1967,蒸发冷却器的实验研究(Experimental study of an evaporative cooler),International Chemical Engineering,卷7,727‐732页

6.NIST 2011,http://webbook.nist.gov/chemistry/fluid/Thermophysical Properties of Fluid Systems

7.Qureshi B,Zubair S,2006,蒸发冷却器和冷凝器的综合设计和评级研究(A comprehensive design and rating study of evaporative coolers and condensers.Part I Performance evaluation),Int.J.Refrigeration,29:645-658.

8.Shah M,2009,光滑管中冷凝过程用于传热的改善和扩展的一般修正(An improved and extended general correlation for heat transfer during condensation in plain tubes),HVAC&R Research,15(5)

9.Pearson,S.Forbes,2010,使用二氧化碳用于空调和一般制冷(Use of carbon dioxide for air conditioning and general refrigeration),IIR-IOR 1st Cold Chain Conference,Cambridge,UK.

实施例2–设计模型输出

由模型设计产生以下数据点，以说明具有表面空气速度随冷凝器容量的变化：

尽管已经描述了多个冷凝器和工艺的实施方式和模型，但应当理解的是，冷凝器和工艺可以许多其他形式实现。

例如，增压室13可以具有圆形截面，由此分流增压室40包括圆锥截头体、或正方形近圆形椎体状的棱柱。然而，这种构造不太受欢迎，因为其不能增进冷凝器内水的自由排出。

在随后的权利要求以及前面的描述中，除非上下文由于表达语言或必要的隐含，否则词语“包括”及其变体例如“包含”或“包含的”以包含的含义使用，即，以指定所述特征的存在，但不排除如本文所述的冷凝器和工艺的各种实施方案中存在或添加其他特征。