杜國(guó)良 房鎮(zhèn)

摘 要：為研究水平管降膜式蒸發(fā)器在制冷領(lǐng)域的應(yīng)用效果，以冷水機(jī)組為實(shí)驗(yàn)對(duì)象，通過(guò)ANSYS CFX仿真計(jì)算和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的方法，對(duì)降膜式冷水機(jī)組的運(yùn)行穩(wěn)定性和換熱性能進(jìn)行分析。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：當(dāng)降膜式冷水機(jī)組吸氣擋板孔口流速V1小于5.7 m/s、布液器側(cè)部流速V2小于0.51 m/s時(shí)，機(jī)組可穩(wěn)定運(yùn)行，吸氣不帶液;當(dāng)?shù)瘟芸组g距為12 mm時(shí)，機(jī)組性能達(dá)到最高點(diǎn)。

關(guān)鍵詞：降膜式蒸發(fā)器;冷水機(jī)組;性能;ANSYS CFX

0? ? 引言

水平管降膜式蒸發(fā)器利用制冷劑管外蒸發(fā)達(dá)到與管內(nèi)工質(zhì)換熱的目的，即冷媒介質(zhì)在蒸發(fā)管內(nèi)流動(dòng)，與蒸發(fā)管外流過(guò)的制冷劑液體進(jìn)行換熱，使其蒸發(fā)，實(shí)現(xiàn)熱量的傳遞。相比滿(mǎn)液式蒸發(fā)器，降膜式蒸發(fā)器具有更高的傳熱系數(shù)，可以減少換熱管數(shù)，從而縮小換熱器體積，節(jié)省成本。此外，降膜式蒸發(fā)器底部液位較低，回油方便[1-3]。

J. R. Thome等[4-5]對(duì)降膜式蒸發(fā)器的傳熱系數(shù)和換熱過(guò)程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并提出了傳熱系數(shù)的預(yù)測(cè)方法。楊培志等[6]采用MATLAB軟件，研究了光管及Turbo-BII管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)、熱流密度及蒸發(fā)因子等參數(shù)。阮并璐等[7]采用FLUENT兩相流VOF模型，對(duì)降膜式蒸發(fā)器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬。

水平管降膜式蒸發(fā)器在冷水機(jī)組中的應(yīng)用存在以下兩個(gè)缺點(diǎn)：

（1）影響機(jī)組運(yùn)行的穩(wěn)定性。冷水機(jī)組采用降膜式蒸發(fā)器時(shí)，高吸氣流速易夾帶液滴，導(dǎo)致壓縮機(jī)進(jìn)行濕壓縮，從而折損壽命。

（2）制冷劑分配不均勻影響換熱效率。降膜式蒸發(fā)器滴淋孔間距及制冷劑流量影響換熱管上的液膜分布，滴淋孔間距過(guò)大、制冷量過(guò)小會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱管出現(xiàn)干涸現(xiàn)象，浪費(fèi)換熱面積;滴淋孔間距過(guò)小、制冷量過(guò)大會(huì)導(dǎo)致液膜堆積過(guò)厚，進(jìn)而影響換熱效果和冷水機(jī)組性能。

降膜式蒸發(fā)器核心部件為布液器，筆者以我司開(kāi)發(fā)的水平管降膜式蒸發(fā)器為研究對(duì)象，采用R134a制冷劑，利用ANSYS CFX模擬和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法，對(duì)不同結(jié)構(gòu)降膜式冷水機(jī)組的運(yùn)行穩(wěn)定性和換熱性能進(jìn)行研究。

1? 水平管降膜式蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)原理

水平管降膜式蒸發(fā)器主要由布液器、氣液分離器、蒸發(fā)管、筒體以及回油管路組件構(gòu)成，如圖1所示。布液器為橫向分層縱向隔段結(jié)構(gòu)，起到均勻布液和氣液分離的作用。節(jié)流后的制冷劑進(jìn)入布液器，氣態(tài)制冷劑通過(guò)氣液分離器排出，液態(tài)制冷劑通過(guò)布液器底部的滴淋孔均勻滴淋到換熱管上，在換熱管上形成一層流動(dòng)的液膜，與管內(nèi)的冷水進(jìn)行換熱，制冷劑汽化后被吸入壓縮機(jī)完成壓縮循環(huán)。

2? 降膜式冷水機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定性研究

當(dāng)水平管降膜式蒸發(fā)器應(yīng)用于冷水機(jī)組中時(shí)，機(jī)組長(zhǎng)時(shí)間平穩(wěn)運(yùn)行的關(guān)鍵是要保證壓縮機(jī)吸氣不帶液滴。若壓縮機(jī)吸氣帶液，會(huì)導(dǎo)致制冷量下降、排氣溫度過(guò)低、油分離效果差等后果。吸氣擋板制冷劑氣體流通速度和布液器側(cè)部流速是影響機(jī)組是否帶液的重要因素，制冷劑流速過(guò)大，易夾帶滴淋液滴形成濕壓縮;制冷劑流速過(guò)小，則導(dǎo)致機(jī)組殼體較大，成本增高。

2.1? ?降膜式蒸發(fā)器內(nèi)部ANSYS CFX流場(chǎng)計(jì)算

采用常規(guī)理論計(jì)算的方法只能計(jì)算出吸氣不帶液的孔口平均流速，而在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中筆者發(fā)現(xiàn)，靠近吸氣口瞬時(shí)流速最大，導(dǎo)致帶液，且蒸發(fā)器內(nèi)氣體流場(chǎng)的瞬時(shí)速度值很難測(cè)得。筆者通過(guò)利用ANSYS CFX軟件計(jì)算不同流通面積的吸氣擋板流通特性[8-11]，可以更科學(xué)地分析各吸氣孔口流速。以實(shí)驗(yàn)用的降膜式蒸發(fā)器為計(jì)算模型，如圖2所示。計(jì)算模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，邊界條件設(shè)置為蒸發(fā)器進(jìn)口壓力362 kPa、質(zhì)量流量6.6 kg/s，與后續(xù)實(shí)驗(yàn)條件一致。數(shù)學(xué)模型遵循質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒定律。機(jī)組吸氣口局部視圖如圖3所示。吸氣擋板上開(kāi)有20 mm×50 mm的矩形流通孔口和6 mm的圓孔（圓孔位置開(kāi)在吸氣口附近的吸氣擋板處），通過(guò)控制矩形孔口的個(gè)數(shù)（52～82個(gè)）來(lái)控制孔口流速，分別計(jì)算不同數(shù)量矩形孔口吸氣擋板的內(nèi)部流場(chǎng)。其中58個(gè)矩形孔口吸氣擋板流場(chǎng)云圖如圖4和圖5所示，V1為沿蒸發(fā)器長(zhǎng)度方向各吸氣擋板孔口實(shí)驗(yàn)平均流速，V1′為CFX計(jì)算瞬時(shí)值，V2為沿蒸發(fā)器長(zhǎng)度方向布液器側(cè)部實(shí)驗(yàn)平均流速，V2′為CFX計(jì)算瞬時(shí)值。V1和V2為影響降膜式蒸發(fā)器穩(wěn)定性的關(guān)鍵參數(shù)之一。

如圖5所示，測(cè)點(diǎn)V2′與滴淋液體距離最近，抽吸液滴使得吸氣帶液的風(fēng)險(xiǎn)最大。由于降膜式蒸發(fā)器內(nèi)部液滴大小、縱向分布均勻度無(wú)法測(cè)量，通過(guò)ANSYS CFX仿真計(jì)算可以提取瞬時(shí)流速V1′和 V2′，并通過(guò)實(shí)際樣機(jī)測(cè)試，得出不帶液的最大流速。

CFX計(jì)算的吸氣擋板孔口瞬時(shí)流速V1′如圖6所示，圖中下部為吸氣擋板模型，吸氣擋板孔口A、B、C、D四點(diǎn)的流速測(cè)量位置如箭頭所示。壓縮機(jī)吸氣口附近的孔口B點(diǎn)流速接近蒸發(fā)器兩端A點(diǎn)流速的6倍，最大值可達(dá)11.5 m/s。D點(diǎn)由于有氣液分離器出氣口，流速比A點(diǎn)和C點(diǎn)大，平均值為8 m/s。通過(guò)減少壓縮機(jī)吸氣擋板上C點(diǎn)附近面積為6 mm的小圓孔，可有效緩解流速過(guò)高問(wèn)題，流速平均值降為6 m/s，大幅降低了壓縮機(jī)吸氣帶液風(fēng)險(xiǎn)。

CFX計(jì)算的布液器側(cè)部瞬時(shí)流速V2′如圖7所示，與圖6相比，流通面積的增大使其流速明顯下降。受壓縮機(jī)吸氣口和氣液分離器出氣口的影響，B′點(diǎn)和D′點(diǎn)流速最大約為1.3 m/s，蒸發(fā)器端部A′點(diǎn)和6 mm小圓孔所對(duì)應(yīng)的C′點(diǎn)流速最小，約0.3 m/s。V2′流速越低，壓縮機(jī)吸氣帶液風(fēng)險(xiǎn)越小，但在布液器結(jié)構(gòu)不變的情況下，V2′流速的降低會(huì)導(dǎo)致質(zhì)量流量和制冷量的降低。

2.2? ?降膜式蒸發(fā)器吸氣帶液實(shí)驗(yàn)

選用5臺(tái)450 RT的降膜冷水機(jī)組作為實(shí)驗(yàn)對(duì)象，對(duì)水平管降膜式蒸發(fā)器進(jìn)行運(yùn)行穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)研究。各機(jī)組質(zhì)量流量相同且不變，通過(guò)調(diào)整吸氣擋板孔數(shù)量和布液器結(jié)構(gòu)來(lái)調(diào)節(jié)V1和V2值，被測(cè)試機(jī)組如圖8所示。

在冷凝器進(jìn)出水30/35 ℃、蒸發(fā)器進(jìn)出水12/7 ℃的工況下，測(cè)試結(jié)果如表1所示。吸氣擋板流通面積越?。ň匦慰卓谠缴伲?，機(jī)組吸氣帶液的風(fēng)險(xiǎn)越大。當(dāng)測(cè)量點(diǎn)處平均流速增加到V1=5.7 m/s、V2=0.51 m/s時(shí)，機(jī)組開(kāi)始出現(xiàn)排氣過(guò)熱度較低、蒸發(fā)溫度和制冷量降低、吸氣帶液現(xiàn)象。此時(shí)，結(jié)合ANSYS CFX計(jì)算云圖（圖6、圖7）可知，在此運(yùn)行條件下，吸氣帶液的吸氣口附近孔口最大瞬時(shí)流速為V1′≈11.5 m/s，V2′≈1.2 m/s，當(dāng)瞬時(shí)流速小于此數(shù)值時(shí)，機(jī)組可穩(wěn)定運(yùn)行。

圖9為吸氣擋板孔口數(shù)量為52個(gè)時(shí)的實(shí)驗(yàn)情況。在蒸發(fā)器7 ℃出水時(shí)，通過(guò)視液鏡可清晰看見(jiàn)吸氣帶液現(xiàn)象。因此在設(shè)計(jì)初期，應(yīng)根據(jù)制冷劑質(zhì)量流量調(diào)整布液器結(jié)構(gòu)和吸氣擋板矩形孔流通面積（開(kāi)孔數(shù)量），降低壓縮機(jī)附近流場(chǎng)的流速，進(jìn)而降低吸氣帶液風(fēng)險(xiǎn)，達(dá)到機(jī)組平穩(wěn)運(yùn)行的目的。

實(shí)驗(yàn)機(jī)組運(yùn)行布液效果如圖10所示，在滴淋孔間距為12 mm、V1=5.0 m/s、V2=0.47 m/s的條件下，制冷劑布液均勻，機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定，且具有較高的傳熱系數(shù)。在此次實(shí)驗(yàn)中，吸氣擋板孔口最佳開(kāi)孔數(shù)為66個(gè)，此時(shí)機(jī)組運(yùn)行穩(wěn)定，換熱效率最高。若開(kāi)孔數(shù)過(guò)多，制作工藝的難度和復(fù)雜性也會(huì)提高，制作成本將隨之增加。最佳流速設(shè)定后，即確定了吸氣擋板流通面積。由于制作工藝不同，吸氣擋板的孔口尺寸也會(huì)有所不同，吸氣擋板的最佳開(kāi)孔數(shù)會(huì)隨著其他參數(shù)的改變而變化。

3? 降膜式冷水機(jī)組性能研究

如何將制冷劑均勻地分配到蒸發(fā)管束上，這是水平管降膜式蒸發(fā)器的核心技術(shù)，與機(jī)組的性能密切相關(guān)。筆者在最佳吸氣擋板矩形孔口數(shù)的基礎(chǔ)上，通過(guò)測(cè)量滴淋孔不同間距下的蒸發(fā)壓力和制冷量、COP等數(shù)據(jù)，得出機(jī)組最佳性能時(shí)滴淋孔間距和液膜分布情況。

按照制冷劑流速的不同，液滴滴到換熱管上共有3種狀態(tài)模式，可用Reynolds數(shù)和Galileo數(shù)表示[8]。

滴狀流：

ReΓ≤0.074GaL0.302

柱狀流：

0.074GaL0.302≤Re?！?.448GaL0.236

膜狀流：

1.448GaL0.236≤ReΓ

式中：ΓL為單位管長(zhǎng)一側(cè)流體質(zhì)量流量;μL為動(dòng)力粘性系數(shù)。

為防止換熱管出現(xiàn)制冷劑干涸或堆積現(xiàn)象，實(shí)驗(yàn)中制冷劑滴淋應(yīng)盡量調(diào)節(jié)至柱狀流狀態(tài)。此外，布液器尺寸和內(nèi)部質(zhì)量流量需合理匹配，使布液器內(nèi)的液體保持層流狀態(tài)，Re≤2 300，以達(dá)到良好氣液分離的效果。

3.1? ?降膜式蒸發(fā)器滴淋孔間距對(duì)蒸發(fā)傳熱效果的影響

布液器滴淋孔橫向間距為固定值，等于管間距;而沿管束方向的縱向間距是影響制冷劑分配均勻性的重要因素之一，布液器滴淋孔縱向間距示意圖和實(shí)物圖如圖11和圖12所示。

滴淋孔間距過(guò)大，部分蒸發(fā)管會(huì)出現(xiàn)干涸、干燥現(xiàn)象，從而浪費(fèi)換熱管面積，導(dǎo)致機(jī)組制冷量下降;滴淋孔間距過(guò)小，管束上的液膜會(huì)堆積加厚，降低傳熱系數(shù)[12-13]。實(shí)驗(yàn)機(jī)組采用450 RT降膜螺桿冷水機(jī)組，具體實(shí)驗(yàn)工況如表2所示。

3.2? ?不同滴淋孔間距冷水機(jī)組性能對(duì)比實(shí)驗(yàn)

研究在滿(mǎn)負(fù)荷和部分負(fù)荷工況下，當(dāng)蒸發(fā)器和冷凝器進(jìn)水量保持一定，蒸發(fā)出水溫度為7 ℃時(shí)，不同的滴淋孔間距對(duì)機(jī)組制冷量、蒸發(fā)溫度、COP及傳熱系數(shù)的影響。部分負(fù)荷取75%、50%和25%三種工況，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖13—圖16所示。由圖13可知，在滿(mǎn)負(fù)荷工況下，冷水機(jī)組的最大制冷量為1 524 kW，為機(jī)組額定值的97.1%，最大值出現(xiàn)在滴淋孔間距為12～13 mm處。此外，在滿(mǎn)負(fù)荷工況下，機(jī)組最低制冷量出現(xiàn)在滴淋孔間距8 mm處，通過(guò)分析可知，此時(shí)液膜覆蓋重疊，降低了傳熱系數(shù)。機(jī)組在部分負(fù)荷工況下，其制冷量隨滴淋孔間距的變化趨勢(shì)同滿(mǎn)負(fù)荷工況下類(lèi)似，在滴淋孔間距13 mm增大到14 mm時(shí)，機(jī)組制冷量下降速率較快。

蒸發(fā)溫度隨滴淋孔間距的變化趨勢(shì)如圖14所示，滴淋孔間距由8 mm增大到14 mm時(shí)，蒸發(fā)溫度呈先升高后降低的趨勢(shì)。在部分負(fù)荷為25%，滴淋孔間距為12 mm時(shí)，蒸發(fā)溫度最高為5.5 ℃。在其他負(fù)荷工況下，蒸發(fā)溫度最高點(diǎn)也出現(xiàn)在12 mm左右。

機(jī)組COP與傳熱系數(shù)變化如圖15和圖16所示。由圖15可知，在各負(fù)荷工況下，冷水機(jī)組COP最大值出現(xiàn)在滴淋孔間距11～12 mm處，其中，滿(mǎn)負(fù)荷工況下，COP最大值為5.7。根據(jù)測(cè)得的制冷量、對(duì)數(shù)傳熱溫差和換熱面積換算出不同工況下的傳熱系數(shù)，如圖16所示。在滿(mǎn)負(fù)荷工況下，機(jī)組傳熱系數(shù)為7 865～8 425 W/（m2·K），各負(fù)荷下最大值出現(xiàn)在滴淋孔間距11～12 mm處，同上述COP趨勢(shì)相近。

綜上實(shí)驗(yàn)結(jié)論，在滴淋孔間距為12 mm時(shí)，液膜分布均勻，蒸發(fā)管不存在干涸或液膜覆蓋的情況，機(jī)組能效高。

4? 結(jié)論

通過(guò)上文分析，筆者得出以下結(jié)論：

（1）當(dāng)吸氣擋板孔口平均流速增加到V1=5.7 m/s，布液器側(cè)部流速V2=0.51 m/s時(shí)，機(jī)組開(kāi)始出現(xiàn)吸氣帶液現(xiàn)象，CFX計(jì)算此時(shí)最大瞬時(shí)流速為V1′≈11.5 m/s，V2′≈1.2 m/s。因此，在設(shè)計(jì)初期，應(yīng)充分考慮布液器結(jié)構(gòu)，預(yù)留出寬裕的吸氣空間，這對(duì)機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行至關(guān)重要。

（2）實(shí)驗(yàn)機(jī)組在滿(mǎn)負(fù)荷工況下最大制冷量為1 524 kW，可達(dá)到額定值的97.1%，傳熱系數(shù)為8 425 W/（m2·K），COP為5.7，相比滿(mǎn)液式冷水機(jī)組，制冷劑充注量減少30%，換熱面積減少25%，優(yōu)勢(shì)明顯。

（3）實(shí)驗(yàn)機(jī)組性能最高點(diǎn)出現(xiàn)在滴淋孔間距12 mm處，性能最低點(diǎn)出現(xiàn)在滴淋孔間距8 mm處。當(dāng)?shù)瘟芸组g距由8 mm增大到12 mm時(shí)，機(jī)組性能逐漸提高，此后滴淋孔間距處于12～14 mm時(shí)，機(jī)組性能快速降低。

[參考文獻(xiàn)]

[1] 王學(xué)會(huì)，袁曉蓉，吳美，等.制冷用水平降膜式蒸發(fā)器研究進(jìn)展[J].制冷學(xué)報(bào)，2014，35（2）：19-29.

[2] 楊麗，王文，白云飛，等.水平管降膜蒸發(fā)器傳熱優(yōu)化研究[J].工程熱物理學(xué)報(bào)，2009，30（11）：1913-1916.

[3] 劉廣彬，李連生，阮并璐，等.水平管降膜蒸發(fā)器的研究進(jìn)展[J].制冷與空調(diào)，2008，8（3）：20-23.

[4] ROQUES J F， THOME J R. Falling films on arrays of horizontal tubes with R-134a， part I： boiling heat transfer results for four types of tubes[J]. Heat Transfer Engineering，2007，28（5）：398-414.

[5] ROQUES J F， THOME J R. Falling films on arrays of horizontal tubes with R-134a， part II： flow visualization， onset of dryout，and heat transfer predictions[J]. Heat Transfer Engineering，2007，28（5）：415-434.

[6] 楊培志，張營(yíng)，李曉.制冷用水平管降膜蒸發(fā)器換熱特性數(shù)值模擬[J].低溫與超導(dǎo)，2014，42（10）：68-72.

[7]? 阮并璐，劉廣彬，趙遠(yuǎn)揚(yáng)，等.制冷系統(tǒng)中水平管降膜式蒸發(fā)器內(nèi)部流動(dòng)數(shù)值模擬[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，42（3）：318-322.

[8] 何茂剛，王小飛，張穎，等.水平管降膜蒸發(fā)器管外液體流動(dòng)研究及膜厚的模擬計(jì)算[J].熱科學(xué)與技術(shù)，2007，6（4）：319-325.

[9] 鄒龍生，謝加才，周偉國(guó)，等.水平管降膜蒸發(fā)器綜合傳熱系數(shù)研究[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2011，31（S1）：175-180.

[10] 費(fèi)繼友，李連生.水平管降膜式蒸發(fā)器管間流動(dòng)模式的研究[J].制冷與空調(diào)，2006，6（4）：102-104.

[11] 邱慶剛，陳金波.水平管降膜蒸發(fā)器管外液膜的數(shù)值模擬[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2011，31（5）：357-361.

[12] 沈勝?gòu)?qiáng)，梁剛濤，龔路遠(yuǎn)，等.水平管降膜蒸發(fā)器傳熱系數(shù)空間分布[J].化工學(xué)報(bào)，2011，62（12）：3381-3385.

[13] 鄭東光，孫會(huì)朋，杜亮坡，等.水平管降膜蒸發(fā)器蒸發(fā)傳熱性能實(shí)驗(yàn)研究[J].化工裝備技術(shù)，2008，29（3）：35-37.

收稿日期：2021-01-20

作者簡(jiǎn)介：杜國(guó)良（1983—），男，山東汶上人，高級(jí)工程師，研究方向：制冷傳熱技術(shù)及冷水機(jī)組系統(tǒng)設(shè)計(jì)。

房鎮(zhèn)（1985—），男，山東煙臺(tái)人，助理工程師，研究方向：冷水機(jī)組系統(tǒng)優(yōu)化及應(yīng)用。