張峰峰， 田 琦， 李風(fēng)雷， 白慧峰

(1. 太原理工大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院， 山西 晉中 030600； 2. 山西中綠環(huán)保集團(tuán)有限公司， 山西 太原 030032)

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太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化

張峰峰1， 田 琦1， 李風(fēng)雷1， 白慧峰2

(1. 太原理工大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院， 山西 晉中 030600； 2. 山西中綠環(huán)保集團(tuán)有限公司， 山西 太原 030032)

為研究蒸發(fā)器對(duì)太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)性能的影響， 選出最優(yōu)的蒸發(fā)器設(shè)計(jì)參數(shù)， 利用TRNSYS建立了太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)模型,結(jié)合FLUENT建立了伴有相變的滿液式蒸發(fā)器模型.以R141b為工質(zhì)， 計(jì)算并分析了在典型氣象年的7月11日， 蒸發(fā)器采用不同的制冷劑進(jìn)出管位置X、 換熱管管間距Sh和充液高度h時(shí)， 系統(tǒng)的制冷量Qe和綜合性能系數(shù)COPz隨冷凝溫度和太陽(yáng)輻射強(qiáng)度的變化結(jié)果， 在此基礎(chǔ)上對(duì)蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化.結(jié)果表明： 其它參數(shù)一定時(shí)， 蒸發(fā)器的充液高度為筒體直徑D的50%或55%時(shí)系統(tǒng)有較好的熱性能表現(xiàn)； 蒸發(fā)器換熱管管間距越大， 系統(tǒng)制冷量越大;制冷劑進(jìn)出管距離太大或太小均會(huì)削弱系統(tǒng)制冷量， 且與筒體中心的水平距離X等于225 mm或375 mm時(shí)系統(tǒng)有較好的熱性能.

太陽(yáng)能噴射制冷； 系統(tǒng)熱性能； 滿液式蒸發(fā)器； 設(shè)計(jì)參數(shù)； 優(yōu)化

0 引 言

太陽(yáng)能噴射式制冷因結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、 不存在潤(rùn)滑問(wèn)題、 運(yùn)動(dòng)部件少、 運(yùn)行維護(hù)費(fèi)用低等優(yōu)點(diǎn)而被認(rèn)為是最有效的方法之一[1]. 許多學(xué)者對(duì)太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)進(jìn)行了研究. Dorantes[2]、 Mani[3]、 Yapici[4]等分析了不同種類制冷劑對(duì)噴射制冷系統(tǒng)性能的影響. B. J. HUANG[5]、 魏新麗[6]等進(jìn)行了噴射器結(jié)構(gòu)對(duì)噴射制冷系統(tǒng)性能的影響研究. 田琦[7]等研究了集熱器對(duì)太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)性能的影響. 王倩[1]、 王子敬[8]等研究了不同形式的太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)的性能. 何曙[9]、 鄭慧凡[10]等進(jìn)行了不同地區(qū)太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)的應(yīng)用性能研究. 學(xué)者們就蒸發(fā)器對(duì)太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)性能的影響研究較少. 吳植華[11]在實(shí)驗(yàn)室小型裝置上以R717為工質(zhì)， 考察了液面深度對(duì)滿液式蒸發(fā)器總傳熱系數(shù)的影響， 結(jié)果表明： 降低液氨浸沒(méi)深度約5 mm對(duì)總傳熱系數(shù)影響甚微. 劉乃玲[12]分析了換熱管管間距對(duì)管式蒸發(fā)冷卻器性能的影響規(guī)律,結(jié)果表明： 管間距增大,傳熱系數(shù)增加. 以上研究大多是在設(shè)計(jì)狀態(tài)下進(jìn)行的， 而且就制冷劑進(jìn)出管位置和充液高度對(duì)系統(tǒng)性能影響的研究還較少.

本文運(yùn)用TRNSYS軟件對(duì)太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)進(jìn)行了仿真模擬， 在此基礎(chǔ)上運(yùn)用FLUENT軟件對(duì)伴有相變的殼管滿液式蒸發(fā)器進(jìn)行了數(shù)值模擬. 參考汽水轉(zhuǎn)化公式[13]， 利用FLUENT軟件的自定義函數(shù)(UDF)功能編寫了質(zhì)量源與能量源的轉(zhuǎn)化程序， 并將其耦合到流動(dòng)方程中. 分析了太陽(yáng)輻射強(qiáng)度和冷凝溫度變化時(shí)， 采用不同制冷劑進(jìn)出管位置、 換熱管間距Sh和充液高度h的蒸發(fā)器對(duì)整個(gè)制冷系統(tǒng)在運(yùn)行期間的制冷量Qe和綜合性能系數(shù)COPz的影響， 從而選出最優(yōu)的蒸發(fā)器設(shè)計(jì)參數(shù).

1 太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)物理模型

太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)如圖 1 所示， 主要由太陽(yáng)能集熱器、 蓄熱水箱、 集熱側(cè)熱水循環(huán)泵、 發(fā)生器、 發(fā)生側(cè)熱水循環(huán)泵、 噴射器、 冷凝器、 蒸發(fā)器、 工質(zhì)泵及節(jié)流閥組成. 系統(tǒng)工作原理： 熱媒水在太陽(yáng)能集熱器內(nèi)吸熱升溫， 經(jīng)過(guò)蓄熱水箱和發(fā)生器， 最終將熱量傳遞給制冷劑， 后者吸熱變成高溫高壓蒸氣(6)后從發(fā)生器進(jìn)入噴射器噴嘴進(jìn)行絕熱膨脹， 變成高速低壓的蒸氣(1)， 該蒸氣與被其抽吸于蒸發(fā)器的低溫低壓制冷蒸氣在混合室混合、 在擴(kuò)壓段升壓(2)， 接著進(jìn)入冷凝器中放熱變成液體(3)， 一部分冷凝液經(jīng)節(jié)流閥降壓進(jìn)入蒸發(fā)器(4)再次制冷， 另一部分經(jīng)工質(zhì)泵升壓進(jìn)入發(fā)生器(5)再次吸熱， 如此實(shí)現(xiàn)制冷循環(huán).

圖 1 系統(tǒng)工作原理圖Fig.1 Principle diagram of system’s work

1.2 系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

忽略循環(huán)泵的功率以及其他熱量,整個(gè)噴射制冷系統(tǒng)的熱平衡式為

Qe+Qg=Qc.

噴射制冷系統(tǒng)的性能系數(shù)

太陽(yáng)能噴射系統(tǒng)的性能系數(shù)

式中：Qe為系統(tǒng)制冷量， W;Qg為發(fā)生器吸收的熱量， W;Qc為系統(tǒng)冷凝量， W;mg為噴射工質(zhì)即系統(tǒng)一次側(cè)的流量， kg/s；me為制冷工質(zhì)即系統(tǒng)二次側(cè)的流量， kg/s;μ為噴射系數(shù)；φsc為太陽(yáng)能集熱效率.

1.3 系統(tǒng)仿真模型

1.3.1 發(fā)生溫度仿真

本文建立了TRNSYS模型來(lái)模擬太陽(yáng)能噴射制冷系統(tǒng)的實(shí)時(shí)發(fā)生溫度和一次側(cè)流量并輸出， 模型主要包括6個(gè)模塊： 氣象參數(shù)讀入、 集熱器、 集熱側(cè)熱水循環(huán)泵及其控制、 發(fā)生器、 發(fā)生側(cè)循環(huán)水泵、 結(jié)果輸出.

圖 2 系統(tǒng)仿真模型Fig.2 Simulation model of the system

為方便構(gòu)建模型， 假設(shè)在系統(tǒng)運(yùn)行期間， 發(fā)生器的傳熱系數(shù)和平均傳熱溫差的大小始終為設(shè)計(jì)值.

系統(tǒng)集熱側(cè)熱水循環(huán)泵運(yùn)行參數(shù)的控制策略: 結(jié)合冷凝溫度， 通過(guò)水泵的啟?？刂疲?使發(fā)生溫度對(duì)應(yīng)于當(dāng)時(shí)的最大噴射系數(shù).

利用文獻(xiàn)[14]確定模型各個(gè)模塊的參數(shù)如表 1 所示.

表 1 模型模塊的參數(shù)

利用TRNSYS模擬出系統(tǒng)發(fā)生溫度和一次側(cè)流量， 將發(fā)生溫度導(dǎo)入到噴射器性能計(jì)算程序中， 運(yùn)行得出發(fā)生溫度對(duì)應(yīng)的噴射系數(shù)曲線. 結(jié)合冷凝溫度， 選出可能的最大噴射系數(shù)， 以此得出系統(tǒng)二次側(cè)流量如表 2 所示.

表 2 通過(guò)蒸發(fā)器的制冷劑流量

1.3.2 蒸發(fā)器仿真

根據(jù)文獻(xiàn)[15-16]設(shè)計(jì)殼管滿液式蒸發(fā)器， 如表 3 所示.

表 3 蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)參數(shù)

以傳熱量為參考變量進(jìn)行網(wǎng)格密度獨(dú)立性驗(yàn)證. 最終以interval size=4.5的非結(jié)構(gòu)性面網(wǎng)格和interval size=28的非結(jié)構(gòu)性體網(wǎng)格對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行劃分， 網(wǎng)格數(shù)量在109萬(wàn)左右.

多相流模型采用Mixture， 設(shè)置基本相為液態(tài)制冷劑， 第二相為氣態(tài)制冷劑； 設(shè)置折流板、 筒體壁面、 制冷劑進(jìn)出管管壁為絕熱邊界， 進(jìn)出口均采用質(zhì)量流速定義； 殼側(cè)流體的流態(tài)屬于非定常流動(dòng)， 因此釆用基于PISO算法的分離式求解器求解壓力-速度耦合問(wèn)題. 求解初始化后， 利用Region命令設(shè)置液相制冷劑的初始分布區(qū)域即定義充液量.

2 蒸發(fā)器充液高度對(duì)系統(tǒng)性能的影響

根據(jù)文獻(xiàn)[15]模擬了X=650 mm,Sh=21 mm, 充液高度分別取蒸發(fā)器筒體直徑D的45%, 50%, 55%, 60%, 65%時(shí)系統(tǒng)的熱性能. 結(jié)果如圖 3， 圖 4 所示.

由圖 3 可以看到： 蒸發(fā)器的充液高度為筒體直徑的50%和55%時(shí)， 系統(tǒng)的制冷量較大. 相比較而言， 充液量太多或太少都會(huì)削弱系統(tǒng)制冷量. 這是因?yàn)橛绊懝芡夥序v傳熱強(qiáng)度的因素主要有兩個(gè)[17]： ① 氣泡在上升過(guò)程中引起的氣液相對(duì)流強(qiáng)度； ② 氣泡從管壁表面分離時(shí)的直徑以及頻率. 從圖 4 可以看到充液高度為0.45D和0.50D時(shí)， 換熱管管壁表面制冷劑的脫離速度比充液高度為65%D時(shí)的大， 即氣泡從管壁表面分離的頻率較大. 另一方面， 充液高度為0.45D時(shí)， 沿筒體內(nèi)壁面流出的制冷劑比充液高度為0.50D時(shí)的多， 壁面的冷卻作用使出口溫度較低， 導(dǎo)致相同質(zhì)量流量下的系統(tǒng)制冷量降低.

圖 3 不同充液高度下的系統(tǒng)制冷量分布Fig.3 Distribution of the system’s refrigerating capacity under different initial liquid height

圖 4 不同充液高度下蒸發(fā)器出口縱向截面制冷劑的速度矢量圖Fig.4 Vector of velocity along longitudinal section at exit under different Initial liquid height

3 蒸發(fā)器換熱管的管間距對(duì)系統(tǒng)性能的影響

根據(jù)文獻(xiàn)[16]模擬了X=650 mm,h=0.55D,Sh=17, 18, 19, 20, 21 mm時(shí)系統(tǒng)的熱性能. 模擬結(jié)果如圖 5， 圖 6 所示.

由圖5可以看到： 其它條件一定的情況下， 隨著換熱管管間距的增大， 系統(tǒng)換熱量總體來(lái)說(shuō)在增大， 這個(gè)規(guī)律和劉乃玲[13]的研究結(jié)論是一樣的. 因?yàn)槿鐖D 6 所示, 兩個(gè)管間距下的氣泡從換熱管壁表面分離的速度值相差不大， 但是換熱管管間距為17 mm時(shí)， 蒸發(fā)形成的氣態(tài)制冷劑在換熱管管間堆積， 導(dǎo)致該處局部溫度和壓力升高， 阻礙了傳熱. 實(shí)際上， 管間距越大， 管外氣泡在上升過(guò)程中的自由運(yùn)動(dòng)距離就越長(zhǎng)， 引起的氣液相對(duì)流強(qiáng)度越大.

圖 5 不同換熱管管間距下的系統(tǒng)制冷量分布Fig.5 Distribution of the system’s refrigerating capacity under different tube spacing

圖 6 不同管間距下蒸發(fā)器出口縱向截面制冷劑的速度分布Fig.6 Velocity distribution along longitudinal section at exit under different tubes’ spacing

4 蒸發(fā)器進(jìn)液管和出液管位置對(duì)系統(tǒng)性能的影響研究

模擬了h=0.55D，Sh=21 mm,X=650, 525, 375, 225, 75 mm時(shí)系統(tǒng)的熱性能， 結(jié)果如圖 7， 圖 8 所示.

由圖7可以看到： 蒸發(fā)器進(jìn)液管和出液管與筒體中心的水平距離為X=225 mm和X=375 mm 時(shí)， 系統(tǒng)制冷量較大. 進(jìn)液管和出液管距離太近和太遠(yuǎn)都會(huì)使系統(tǒng)制冷量下降. 如圖8所示， 3個(gè)參數(shù)下的蒸發(fā)器相比較，X=375 mm的蒸發(fā)器出口附近的溫度較高. 因?yàn)檫M(jìn)液會(huì)對(duì)蒸發(fā)器內(nèi)的整個(gè)流場(chǎng)產(chǎn)生擾動(dòng)作用， 制冷劑進(jìn)出管距離太近， 有制冷劑會(huì)在這個(gè)作用下短路； 距離適中， 這個(gè)作用會(huì)促進(jìn)管壁表面氣泡的產(chǎn)生和上升； 距離太遠(yuǎn)， 出口處的流場(chǎng)受到的有利擾動(dòng)較小.

圖 7 不同進(jìn)出液管位置下的系統(tǒng)制冷量分布Fig.7 Distribution of the system’s refrigerating capacity under different outlet and inlet-tube ’s location

圖 8 不同進(jìn)出液管位置下的溫度分布Fig.8 Distribution of temperature under different outlet and inlet-tube ’s location

5 蒸發(fā)器設(shè)計(jì)參數(shù)優(yōu)化

由以上分析可以看出， 系統(tǒng)蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)參數(shù)采用h=0.55D,X=225 mm,Sh=21 mm的組合時(shí)， 系統(tǒng)有較好的制冷量表現(xiàn). 此時(shí)系統(tǒng)其它熱力性能表現(xiàn)如表 4 所示.

由表 4 可以看到： 在系統(tǒng)運(yùn)行的時(shí)間段里， 由于控制模塊的作用， 噴射系數(shù)單調(diào)減小. 這是因?yàn)榘l(fā)生溫度越高， 對(duì)應(yīng)的理論最大噴射系數(shù)越小. 而冷凝溫度隨著時(shí)間一直升高， 當(dāng)其超過(guò)前一刻發(fā)生溫度對(duì)應(yīng)的臨界溫度時(shí)， 為了實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)在理論最大噴射系數(shù)下運(yùn)行， 控制系統(tǒng)將發(fā)生溫度調(diào)高， 當(dāng)冷凝溫度繼續(xù)升高， 超過(guò)了所有發(fā)生溫度對(duì)應(yīng)的臨界溫度， 控制系統(tǒng)重新調(diào)低發(fā)生溫度， 使系統(tǒng)在小于理論最大但盡可能大的噴射系數(shù)下運(yùn)行.

表 4 系統(tǒng)性能隨時(shí)間的變化

表 4 還顯示， 系統(tǒng)的綜合性能系數(shù)COPz和制冷量Qe隨時(shí)間變化的趨勢(shì)是一致的. 因?yàn)樘?yáng)能集熱效率φsc在系統(tǒng)運(yùn)行的時(shí)間里變化幅度很小， 而在建立模型時(shí)， 假設(shè)系統(tǒng)通過(guò)發(fā)生器傳遞的熱量始終為設(shè)計(jì)值.

6 結(jié) 論

1) 其它參數(shù)一定時(shí)， 蒸發(fā)器充液太多或太少均會(huì)削弱系統(tǒng)制冷量， 充液高度為筒體直徑的50%或55%時(shí)系統(tǒng)有較好的熱性能.

2) 蒸發(fā)器換熱管的管間距越大， 系統(tǒng)制冷量越大.

3) 制冷劑進(jìn)出管距離太大或太小都會(huì)削弱系統(tǒng)制冷量， 與筒體中心的水平距離為225 mm或375 mm時(shí)系統(tǒng)有較好的熱性能.

4) 蒸發(fā)器設(shè)計(jì)參數(shù)采用h=0.55D,X=225 mm,Sh=21 mm的組合時(shí)， 系統(tǒng)有較好的制冷量和綜合性能.

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Optimization on Design Parameters of Evaporator in Solar Ejector Refrigeration System

ZHANG Feng-feng1， TIAN Qi1， LI Feng-lei1， BAI Hui-feng2

(1. College of Environmental Science and Engineering, Taiyuan University of Technology, Jinzhong 030600, China； 2. Shanxi Sinogreen Enviro Protection Group, Taiyuan 030032, China)

In order to study the effect of evaporator on solar ejector refrigeration system’s thermal performance and choose the evaporator’s optimal design parameters，a model of solar ejector refrigeration system was established using TRNSYS. Combining with FLUENT, a model of flooded evaporator with phase change was built. Using R141b as working medium, refrigerating capacityQeand coefficient of performanceCOPzof the system on 11th of July in typical meteorological year were calculated and analyzed as change of condensing temperature and solar radiation intensity when different outlet and inlet tubes’ locationX, heat-exchange tubes’ spacingShand height of initial liquidhwere employed. On the basis of all above, design parameters of evaporator were optimized. Results show that the system has better thermal performance with initial liquid at a height of 50% or 55% of cylinder diameter; the system’s refrigerating capacity is greater when the heat-exchange tubes’ spacing is larger; The refrigerating capacity of the system is weakened whether outlet and inlet tubes keep too far or too near, while, a horizontal distance of 225 mm or 375 mm from the center of the cylinder helps system presents better thermal performance.

solar ejector refrigeration; system’s thermal performance; flooded evaporator; design parameters; optimization

1673-3193(2016)06-0648-06

2015-12-31

國(guó)家國(guó)際科技合作項(xiàng)目(2013DFA61580)

張峰峰(1990-)， 男， 碩士生， 主要從事空調(diào)制冷新技術(shù)的研究.

TB6

A

10.3969/j.issn.1673-3193.2016.06.016