李泰宇 歐陽新萍

(上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 上海 200093)

蒸發(fā)式冷凝器是一種水冷式冷凝器和冷卻塔結(jié)構(gòu)一體化的換熱設(shè)備，其最大特點(diǎn)是換熱效率高、循環(huán)水量小(節(jié)能)、結(jié)構(gòu)緊湊、安裝方便［1－2］。Ettouney指出蒸發(fā)式冷凝器的系統(tǒng)效率可高達(dá)99%［3］。國外學(xué)者對(duì)蒸發(fā)式冷凝器的研究起步較早，并建立相關(guān)的數(shù)學(xué)模型及傳熱傳質(zhì)關(guān)聯(lián)式［4－6］;國內(nèi)學(xué)者在蒸發(fā)式冷凝器的研究上也做出了重要的貢獻(xiàn)，在影響蒸發(fā)式冷凝器換熱性能因素及傳熱傳質(zhì)關(guān)聯(lián)式的研究上，提出了自己的理論成果［7－11］。由于蒸發(fā)式冷凝器的傳熱傳質(zhì)的復(fù)雜性，現(xiàn)階段國內(nèi)外學(xué)者對(duì)蒸發(fā)式冷凝器的實(shí)驗(yàn)研究主要集中在修正分析模型、提出獲得實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式的有效手段及強(qiáng)化換熱等幾個(gè)方面［12－15］。蒸發(fā)式冷凝器的主要工作過程是通過管外水膜的蒸發(fā)散熱來對(duì)管內(nèi)工質(zhì)進(jìn)行冷凝。因此，工藝管外液膜合理有效地分布，成為影響蒸發(fā)式冷凝器換熱性能的主要因素?，F(xiàn)有的蒸發(fā)式冷凝器的噴淋方式存在一定的弊端:如果按照上部工藝管的潤濕條件噴淋，噴淋水量可以較小，但下部工藝管得不到有效潤濕，從而影響冷凝器的換熱效果;如果要照顧到下部工藝管的潤濕，則需增大噴淋水量，上部的工藝管增加了無謂的水量，水泵的耗功將增加。噴淋水的濺散增加空氣流動(dòng)阻力，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)耗功增加。另外，工藝管束上部的液膜厚度也會(huì)由于大噴淋量而增厚，增加傳熱熱阻。目前蒸發(fā)冷凝器的實(shí)際應(yīng)用中，均是采用較大噴淋水量這種方式。因此為了提高蒸發(fā)式冷凝器的節(jié)能效果，改進(jìn)現(xiàn)有蒸發(fā)式冷凝器的配水方式是非常重要的。

1 全管束配水蒸發(fā)式冷凝器的基本原理與結(jié)構(gòu)

全管束配水蒸發(fā)式冷凝器與常規(guī)蒸發(fā)冷凝器的最大區(qū)別就是其配水器結(jié)構(gòu)。由于新結(jié)構(gòu)將管束上部集中配水改為分散配水，每一根配水支管僅負(fù)責(zé)其下部的一根工藝管的布水，從而使工藝管得到有效地潤濕，進(jìn)而減少噴淋水量，減少水泵的耗功，實(shí)現(xiàn)噴淋水泵的節(jié)能。另外，由于噴淋水量的減少和分散布水的方式，使得工藝管之間的濺散水滴減少，從而使得在管間流動(dòng)的空氣阻力減小、風(fēng)機(jī)的耗功減小，實(shí)現(xiàn)風(fēng)機(jī)的節(jié)能。此外，該配水結(jié)構(gòu)可有效避免常規(guī)集中配水系統(tǒng)在小噴淋水量的情況下產(chǎn)生的局部干涸現(xiàn)象。全管束配水的蒸發(fā)式冷凝器的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig．1 Schematic diagram of experimental apparatus

2 實(shí)驗(yàn)裝置及實(shí)驗(yàn)流程

2.1 實(shí)驗(yàn)裝置

為了對(duì)全管束配水蒸發(fā)式冷凝器的布水效果和管外空氣流動(dòng)阻力進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，并與集中配水方式進(jìn)行比較，設(shè)計(jì)了如圖1所示的實(shí)驗(yàn)裝置。工藝管及全管束配水管的結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示，全管束配水管長度為300 mm，管徑為6 mm，采用銅管，其底端設(shè)置24個(gè)小噴淋孔，噴淋孔直徑為0.5 mm。工藝管采用管徑為19 mm光銅管，長度300 mm，正三角形叉排，管間距38 mm，總共6排、48根銅管。全管束配水管位于工藝管上方2 mm處，配水管數(shù)目與工藝管數(shù)目相同。本實(shí)驗(yàn)的工藝管和配水管均布置在300×300×300 mm的實(shí)驗(yàn)箱體內(nèi)。

實(shí)驗(yàn)中主要使用的儀器儀表有低噪聲軸流風(fēng)機(jī)，轉(zhuǎn)速為2800 r/min，額定風(fēng)量為6000 m3/h。風(fēng)量采用變頻器調(diào)節(jié)。噴淋水量由浮子流量計(jì)測量;風(fēng)速由轉(zhuǎn)輪式風(fēng)速儀(測量范圍0～10 m/s，精度為1%)測量;在管束上下的直管風(fēng)道的管壁上開有靜壓孔，用數(shù)字式差壓儀(精度為1%)測量管束上下方兩點(diǎn)的壓差，測得空氣流過管束的流動(dòng)阻力。

2.2 實(shí)驗(yàn)流程

針對(duì)順流和逆流兩種流動(dòng)形式，對(duì)集中配水和全管束配水蒸發(fā)式冷凝器進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)。根據(jù)蒸發(fā)式冷凝器常規(guī)的噴淋水密度范圍，針對(duì)試件選取了三個(gè)噴淋水量(分別為0.5 m3/h、0.9 m3/h、1.2 m3/h)進(jìn)行有關(guān)實(shí)驗(yàn)。在噴淋水量不變的情況下，通過由小到大地改變迎面風(fēng)速(迎面風(fēng)速范圍0.5～4 m/s)，觀察工藝管上水的噴淋狀況和水膜的分布情況、測量管外空氣的流動(dòng)阻力。

圖2全管束配水方式結(jié)構(gòu)圖Fig．2 The structure of water distributed tube

3 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及分析

3.1 兩種結(jié)構(gòu)無噴淋水時(shí)空氣流動(dòng)阻力的比較

由于對(duì)配水結(jié)構(gòu)的改進(jìn)，將會(huì)對(duì)管外空氣流動(dòng)阻力產(chǎn)生影響，因此，首先針對(duì)無噴淋水狀態(tài)，對(duì)集中配水結(jié)構(gòu)和全管束配水結(jié)構(gòu)的管外空氣流動(dòng)阻力進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，結(jié)果如圖3和圖4所示。

由圖可以看出，在順流狀態(tài)時(shí)，全管束配水相比于集中式配水的管外空氣流動(dòng)阻力平均增加13%，這是由于全管束配水的噴淋管處于迎風(fēng)面，影響了氣流在管束間的分布，增加了流動(dòng)阻力;而在逆流狀態(tài)時(shí)，兩種配水方式的管外空氣流動(dòng)阻力幾乎相同。對(duì)于全管束配水，其逆流時(shí)管外空氣流動(dòng)阻力略小于順流時(shí)，以迎面風(fēng)速3 m/s為例，約減少16.7%，原因是由于噴淋管處于背風(fēng)面，因此，對(duì)空氣流動(dòng)阻力影響較小。工業(yè)用蒸發(fā)式冷凝器的空氣流動(dòng)形式大多為逆流流動(dòng)形式，因此可以說在結(jié)構(gòu)上，全管束配水蒸發(fā)式冷凝器基本不會(huì)增加流動(dòng)阻力。

圖3無噴淋順流對(duì)比圖Fig．3 Comparison diagram of experimental results for parallel-flow without spray

圖4無噴淋逆流對(duì)比圖Fig．4 Comparison diagram of experimental results for counter-flow without spray

3.2 全管束配水結(jié)構(gòu)有噴淋水時(shí)的空氣流動(dòng)阻力

在順流和逆流兩種狀態(tài)下，實(shí)驗(yàn)通過固定噴淋水量，在0.5 m/s～4 m/s的迎面風(fēng)速范圍內(nèi)，由小到大地改變迎面風(fēng)速的方法，測量全管束配水蒸發(fā)式冷凝器管外空氣流動(dòng)阻力的變化情況。結(jié)果如圖5、圖6所示。

由圖5可以看出，在順流狀態(tài)時(shí)，在實(shí)驗(yàn)范圍的噴淋量下，噴淋水量對(duì)空氣流動(dòng)阻力影響不大;與圖3比較，順流有噴淋水的空氣流動(dòng)阻力要略低于無噴淋水狀態(tài)，這是由于同方向流動(dòng)的噴淋水對(duì)空氣的流動(dòng)有推動(dòng)作用造成的。由圖6可以看出，在逆流狀態(tài)時(shí)，隨著迎面風(fēng)速的增加，管外空氣流動(dòng)阻力逐漸增大，在迎面風(fēng)速達(dá)到一定程度時(shí)，流動(dòng)阻力出現(xiàn)激增現(xiàn)象，這個(gè)突變點(diǎn)的迎面風(fēng)速為3.5 m/s左右。據(jù)分析，產(chǎn)生阻力激增這種現(xiàn)象的主要原因是由于風(fēng)速較大，將逆向流動(dòng)的噴淋水吹起，致使噴淋水無法有效順利的流動(dòng)，從而造成阻力急劇增大，即產(chǎn)生“氣堵”現(xiàn)象。從噴淋量角度看，管外空氣流動(dòng)阻力隨噴淋量的增大，有先增大后減小的趨勢。經(jīng)計(jì)算，逆流狀態(tài)時(shí)，管外空氣流動(dòng)阻力隨噴淋量的增大分別增加40%和減少18.7%。這個(gè)現(xiàn)象值得關(guān)注和進(jìn)一步研究，對(duì)于逆流形式的全管束配水蒸發(fā)式冷凝器的噴淋水量設(shè)計(jì)，要盡量避開產(chǎn)生最大的空氣流動(dòng)阻力的噴淋水量。

圖5全管束配水順流實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖Fig．5 Diagram of experimental results of disturbing water on every tube for parallel-flow

圖6全管束配水逆流實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖Fig．6 Diagram of experimental results of disturbing water on every tube for counter-flow

3.3 兩種結(jié)構(gòu)有噴淋水時(shí)空氣流動(dòng)阻力的比較

在順流和逆流狀態(tài)下，對(duì)不同噴淋水量的集中配水和全管束配水蒸發(fā)式冷凝器的管外空氣流動(dòng)阻力的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果如圖7至圖8所示。

圖7可以看出，在順流狀態(tài)時(shí)，對(duì)于0.9 m3/h的噴淋水量，兩種方式空氣流動(dòng)阻力相差不大，而當(dāng)噴淋水量為1.2 m3/h時(shí)，全管束配水比集中配水的管外流動(dòng)阻力平均減少11.5%。據(jù)分析，全管束配水可以有效地使噴淋水在工藝管外形成水膜，可以大大的減少噴淋水的濺散，因此，全管束配水方式的管外空氣流動(dòng)阻力較低，在順流較大噴淋量時(shí)，這種表現(xiàn)更明顯。因此，全管束配水方式可以有效地節(jié)能。

圖7集中配水與全管束配水順流對(duì)比圖Fig．7 Comparison diagram of experimental results of parallel-flow

圖8(a)(b)可以看出，在逆流狀態(tài)時(shí)，兩種配水方式均在風(fēng)速增加到一定程度時(shí)出現(xiàn)了阻力激增的現(xiàn)象，集中配水在迎面風(fēng)速為2.5 m/s，而全管束配水的阻力激增點(diǎn)為3.5 m/s。在阻力激增點(diǎn)之前，全管束配水比集中配水的管外流動(dòng)阻力平均減少24.2%和49.7%(噴淋量為 0.9 m3/h、1.2 m3/h，迎面風(fēng)速范圍為1.5～3.0 m/s)。當(dāng)迎面風(fēng)速較大時(shí)，蒸發(fā)式冷凝器內(nèi)的空氣更新頻率加快，致使空氣中的水蒸氣分壓力保持較低點(diǎn)，進(jìn)而增大水膜的蒸發(fā)速率，使得換熱性能大幅度提升，同時(shí)較大的迎面風(fēng)速能夠增大對(duì)管外水膜的擾動(dòng)作用，同樣可以提高換熱性能。由于全管束配水的阻力激增點(diǎn)的迎面風(fēng)速更高，因此，全管束配水蒸發(fā)式冷凝器可以使用更高的迎面風(fēng)速達(dá)到更大的換熱效果或者采用較低的流速來節(jié)約風(fēng)機(jī)的耗功。

圖8集中配水與全管束配水逆流對(duì)比圖Fig．8 Comparison diagram of experimental results of for counter-flow

3.4 兩種結(jié)構(gòu)有噴淋水時(shí)的布水觀察

噴淋量的大小以液膜覆蓋換熱管表面為依據(jù)。從實(shí)驗(yàn)情況看，全管束配水結(jié)構(gòu)在噴淋量為0.9～1.2 m3/h(即噴淋密度10～13.3 t/(m2·h))時(shí)的液膜覆蓋情況較好，與集中配水結(jié)構(gòu)的噴淋水量1.2～1.5 m3/h(即噴淋密度13.3～16.7 t/(m2·h))時(shí)的液膜覆蓋情況相當(dāng)。說明全管束配水結(jié)構(gòu)的循環(huán)水量可低于集中配水結(jié)構(gòu)的循環(huán)水量。較低的循環(huán)水量有利于減少循環(huán)水泵的功耗。

4 性能評(píng)價(jià)

一種廣泛采用的換熱器性能評(píng)價(jià)指標(biāo)是:換熱量與流體輸送機(jī)械消耗的功率的比值。對(duì)于蒸發(fā)式冷凝器，與水冷式冷凝器相比，其更大的意義在于能降低冷凝溫度，一般可降低3～4℃，這對(duì)于空調(diào)制冷機(jī)組而言，壓縮機(jī)的功耗約可降低9% ～11%。因此，其評(píng)價(jià)指標(biāo)中的功率應(yīng)該包含壓縮機(jī)的功耗。該評(píng)價(jià)指標(biāo)η可表述為:

由圖8(空氣層厚度12 mm，相對(duì)濕度65%)可以看出，當(dāng)空氣層厚度為12 mm時(shí)，供水溫度升高，供冷能力快速減小.供水溫度每升高1 ℃，輻射板表面平均溫度平均升高0.52 ℃，供冷能力平均減少17 W/m2.過高的供水溫度不僅會(huì)造成供冷能力的不足，同時(shí)會(huì)降低輻射板表面的均勻性.當(dāng)供水溫度降低至14 ℃時(shí)，輻射板表面最低溫度與平均溫度的差值增大.當(dāng)供水溫度為15 ℃時(shí)，輻射板表面的最低溫度最接近平均溫度.

式中:Q為蒸發(fā)式冷凝器的換熱量，W;NP為蒸發(fā)式冷凝器流體輸送機(jī)械消耗的功率，W;NC為壓縮機(jī)的功耗，W。

包含下標(biāo)“0”的參數(shù)可以是水冷冷凝器及系統(tǒng)的參數(shù)，也可以是作為比較基準(zhǔn)的蒸發(fā)式冷凝器及系統(tǒng)參數(shù)。顯然，該值大于1就表示該蒸發(fā)式冷凝器性能優(yōu)秀，數(shù)值越大越好。其中，NP或NP0可包含水泵功率和風(fēng)機(jī)功率，對(duì)于水冷冷凝器，NP0只包含水泵功率。對(duì)比水冷冷凝器的蒸發(fā)冷凝器評(píng)價(jià)指標(biāo)為:

式中:NW為水泵功耗，W;NF為風(fēng)機(jī)功耗，W。

根據(jù)部分企業(yè)的某型號(hào)蒸發(fā)冷凝器的參數(shù)統(tǒng)計(jì):100冷噸的蒸發(fā)冷凝器平均風(fēng)機(jī)功率5.5 kW、循環(huán)水泵功率3 kW、循環(huán)噴淋水量70 m3/h，水的蒸發(fā)量0.63 m3/h，28℃濕球溫度下的散熱量約為395 kW，制冷系統(tǒng)壓縮機(jī)功率90 kW;相同散熱量下采用水冷式冷凝器的水泵功率為9 kW，壓縮機(jī)功率100 kW。則該蒸發(fā)冷凝器的評(píng)價(jià)指標(biāo)為:

說明蒸發(fā)冷凝器的性能優(yōu)于水冷冷凝器，該案例可節(jié)能10%左右。隨著濕球溫度或相對(duì)濕度的降低，節(jié)能效果還可以提高。

對(duì)于全管束配水蒸發(fā)式冷凝器，噴淋水量會(huì)減少，噴淋水流動(dòng)阻力會(huì)增加，經(jīng)估算，兩者的變化幅度大致相當(dāng)，也就是水泵的功率基本不變。以常規(guī)的逆流形式的蒸發(fā)冷凝器比較，全管束配水結(jié)構(gòu)的空氣流動(dòng)阻力平均降低35%，則全管束配水蒸發(fā)冷凝器的性能評(píng)價(jià)指標(biāo)η″為:

因此，全管束配水蒸發(fā)式冷凝器與常規(guī)蒸發(fā)式冷凝器相比，性能評(píng)價(jià)指標(biāo)更高，可節(jié)能2%左右。另外，較小的風(fēng)機(jī)功率可降低噪聲。

當(dāng)然，全管束配水結(jié)構(gòu)的噴淋孔會(huì)較小，可能容易由于水質(zhì)問題而造成堵塞。解決的方法可以是加裝過濾器或?qū)娏芩M(jìn)行處理、保證其水質(zhì)符合使用的要求。

此外，前述案例中，循環(huán)噴淋水量與水的蒸發(fā)量相比(循環(huán)倍率)為111。由于蒸發(fā)的水量才是帶走熱量的最主要部分，因此111倍的循環(huán)倍率也確實(shí)偏高了，但針對(duì)傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)而言，過低的循環(huán)倍率可能會(huì)造成部分管子表面干涸。全管束配水結(jié)構(gòu)由于針對(duì)每根管子配水，可采用較低的循環(huán)倍率，減少循環(huán)的噴淋水量。

5 結(jié)論

1)全管束配水蒸發(fā)式冷凝器的管外空氣流動(dòng)阻力，在順流和逆流狀態(tài)下均小于相同噴淋量下的集中配水蒸發(fā)式冷凝器，在噴淋量為1.2 m3/h的情況下，管外空氣流動(dòng)阻力平均減少11.5%和49.7%，可減少風(fēng)機(jī)功耗，減低噪聲。

2)在逆流狀態(tài)下，全管束配水蒸發(fā)式冷凝器同樣也會(huì)出現(xiàn)“氣堵”現(xiàn)象，但相比于集中配水方式，阻力激增點(diǎn)的迎面風(fēng)速更大，為3.5 m/s。因此全管束配水蒸發(fā)式冷凝器可以使用更高的迎面風(fēng)速來取得更好的換熱效果。

3)全管束配水結(jié)構(gòu)的循環(huán)水量可低于集中配水結(jié)構(gòu)的循環(huán)水量。較低的循環(huán)水量有利于減少循環(huán)水泵的功耗。

4)逆流時(shí)的全管束配水結(jié)構(gòu)隨著噴淋量的變化存在一個(gè)空氣流動(dòng)阻力的峰值點(diǎn)，設(shè)計(jì)時(shí)要盡量避開這點(diǎn)。

5)全管束配水蒸發(fā)式冷凝器與常規(guī)蒸發(fā)式冷凝器相比，應(yīng)用于制冷系統(tǒng)中可節(jié)能2%左右。

［1］李德興.冷卻塔［M］.上海:上?？茖W(xué)技術(shù)出版社，1981.

［2］朱冬生，孫荷靜，蔣翔，等.蒸發(fā)式冷凝器的研究現(xiàn)狀及其應(yīng)用［J］.流體機(jī)械，2008，36(10):28－34.(Zhu Dongsheng，Sun Hejing，Jiang Xiang，et al.Research progress and application of evaporative condenser［J］.Fluid Machinery，2008，36(10):28－34.)

［3］Hisham M Ettouney，Hisham T El－Dessouky，Walid Bouhamram，et al.Performance of Evaporative Condensers［J］.Heat Transfer Engineering，2001，22(4):41－55.

［4］Parker R O，Treyball R E.The heat and mass transfer characteristics of evapoative coolers［J］.Chemical Engineering and Processing Symposium Series，1962，57(32):138－147.

［5］T Mizushina，R Ito，H Miyasita.Experimental Study of an Evaporative Cooler［J］.International Chemical Engineering，1967，7(4):727－732.

［6］Wojciech Zalewski，Piotr Antoni Gryglaszewski.Mathematical Model of Heat and Mass Transfer Processes in E－vaporative Fluid Coolers［J］.Chemical Engineering and Processing，1997，36(4):271－280.

［7］吳治將，朱冬生，蔣翔，等.蒸發(fā)式冷凝器的應(yīng)用與研究［J］. 暖通空調(diào)，2007，37(8):98－102.(Wu Zhijiang，Zhu Dongsheng，Jiang Xiang，et al.Application and re－search of evaporative condensers［J］.Journal of HV＆AC，2007，37(8):98－102.)

［8］蔣翔，朱冬生，唐廣棟.蒸發(fā)式冷凝器管外水膜與空氣傳熱性能及機(jī)理的研究［J］.流體機(jī)械，2006，34(8):59－62.(Jiang Xiang，Zhu Dongsheng，Tang Guangdong.Investigation on heat transfer and resistance performance outside tubes of evaporative condenser［J］.Fluid Machinery，2006，34(8):59－62.)

［9］朱冬生，沈家龍，蔣翔，等.蒸發(fā)式冷凝器性能研究強(qiáng)化［J］. 制冷學(xué)報(bào)，2006，27(3):45－49.(Zhu Dongsheng，Shen Jialong，Jiang Xiang，et al.Study on performance enhancement for evaporative condenser［J］.Journal of Refrigeration，2006，27(3):45－49.)

［10］王鐵軍，劉達(dá)新，唐景春.噴淋蒸發(fā)翅管式冷凝器傳熱傳質(zhì)的研究［J］. 制冷技術(shù)，2006，34(4):299－302.(Wang Tiejun，Liu Daxin，Tang Jingchun.The study on heat and mass transfer of the fin－tube condenser with spray evaporating［J］.Chinese Journal of Refrigeration Technology，2006，34(4):299－302.)

［11］何瀝，歐陽新萍，章立新，等.閉式冷卻塔中空氣與噴淋水同向和逆向流動(dòng)的流阻試驗(yàn)研究［J］.制冷學(xué)報(bào)，2010，31(5):49－52.(He Li，Ouyang Xinping，Zhang Lixin，et al.Experiment on resistance of parallel－flow and counter－flow in closed cooling tower［J］.Journal of Refrigeration，2010，31(5):49－52.)

［12］Bilal Ahmed Qureshi，Syed M Zubair.Prediction of Evaporation Losses in Evaporative Fluid Coolers［J］.Applied Thermal Engineering，2007，27(2/3):520－527.

［13］李輝，歐陽新萍，章立新，等.一種新型逆流密閉式冷卻塔［J］. 暖通空調(diào)，2008，38(2):58－61.(Li Hui，Ouyang Xinping，Zhang Lixin，et al.Noval closed counter－flow cooling tower［J］.Journal of HV＆AC，2008，38(2):58－61.)

［14］M R Jafari Nasr，R Behfar.A Novel Design for Evaporative Fluid Coolers［J］.Applied Thermal Engineering，2010，30(17/18):2746－2752.

［15］J A Heyns，D G Kr?ger.Expermental investigation into the thermal－flow performance characteristics of an evaporative cooler［J］.Applied Thermal Engineering，2010，30(50):492－498.