呂振海

（上海同設(shè)建筑設(shè)計(jì)院）

管殼式滿液蒸發(fā)器應(yīng)用在大型制冷機(jī)組上由來(lái)已久，自2000年降膜蒸發(fā)技術(shù)被用于電制冷機(jī)組后，降膜蒸發(fā)技術(shù)理論和應(yīng)用研究得到研究人員越來(lái)越多的關(guān)注，在2012-2015年達(dá)到高潮［1］，與傳統(tǒng)的滿液式蒸發(fā)器相比，水平管降膜式蒸發(fā)器獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)使其具有廣闊的發(fā)展前景，有取代滿液式蒸發(fā)器的趨勢(shì)［2-3］。但降膜式蒸發(fā)器分配器的設(shè)計(jì)和制造過(guò)于復(fù)雜，因此不少企業(yè)還繼續(xù)保持和使用滿液式蒸發(fā)器。近年來(lái)隨著中國(guó)經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，能源價(jià)格不斷上漲，政府的環(huán)保意識(shí)也在不斷提高，工業(yè)上對(duì)耗能設(shè)備的節(jié)能要求也越來(lái)越高，這從制冷機(jī)組的能效等級(jí)要求不斷提高就可以看出。如何提高管殼式滿液蒸發(fā)器的換熱效率和降低成本就成為這些空調(diào)企業(yè)共同研究的重要方向［4］。筆者通過(guò)了解發(fā)現(xiàn)某些企業(yè)滿液式蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)不夠深入細(xì)致，導(dǎo)致蒸發(fā)器能效達(dá)不到設(shè)計(jì)要求。本文以對(duì)某企業(yè)所使用的滿液式蒸發(fā)器在結(jié)構(gòu)上進(jìn)行改進(jìn)為例，通過(guò)對(duì)改進(jìn)后的新型滿液式蒸發(fā)器在結(jié)構(gòu)、設(shè)計(jì)流程上的介紹以及與在用滿液式蒸發(fā)器的性能、成本比較，分析新型滿液式蒸發(fā)器在實(shí)際應(yīng)用方面的優(yōu)勢(shì)。

1 新型滿液式蒸發(fā)器

1.1 結(jié)構(gòu)

新型滿液式蒸發(fā)器保持了該企業(yè)常規(guī)滿液式蒸發(fā)器的出氣結(jié)構(gòu)，對(duì)位于蒸發(fā)器底部的分配器進(jìn)行了細(xì)化設(shè)計(jì)，分配孔布置在了分配器一側(cè)的。圖1和圖2分別顯示了常規(guī)滿液式蒸發(fā)器和新型滿液式蒸發(fā)器的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖以及制冷劑流動(dòng)方向。

圖1 常規(guī)滿液式蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 新型滿液式蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)示意圖

從圖2中可以看出，來(lái)自膨脹閥的兩相制冷劑與油的混合物從新型滿液式蒸發(fā)器的一端進(jìn)入分配器，并從接近分配器另一端處噴射進(jìn)入換熱管束，然后在蒸發(fā)器殼體內(nèi)沿軸向方向又回流至制冷劑入口的一端。制冷劑沿途與管束內(nèi)的流體換熱后，蒸發(fā)為氣態(tài)，變成蒸氣的制冷劑最后由集氣管的上部排孔進(jìn)入，最后進(jìn)入壓縮機(jī)。

把分配器出液孔布置在換熱器一端的目的，就是使制冷劑沿?fù)Q熱器軸向流向另一端。制冷劑的這種規(guī)劃流動(dòng)，不但可以提高換熱效率，而且沿流動(dòng)方向，隨著制冷劑的不斷蒸發(fā)，可以使油濃度逐漸增加。這樣，把回油孔設(shè)置在油濃度高的一側(cè)將有利于潤(rùn)滑油由此流出后進(jìn)入壓縮機(jī)，有效地降低制冷劑中潤(rùn)滑油的含量，具有較好的油管理能力，進(jìn)一步使蒸發(fā)器的換熱性能得到明顯改善。根據(jù)以往的油濃度測(cè)試結(jié)果，圖3給出了相應(yīng)于圖2沿蒸發(fā)器軸向方向上的油濃度變化趨勢(shì)曲線圖。

圖3 新型滿液式蒸發(fā)器軸向方向上油濃度變化曲線圖

1.2 設(shè)計(jì)計(jì)算

1.2.1 分配器的計(jì)算論述

為避免制冷劑從分配器某一處過(guò)多的涌出而導(dǎo)致劇烈的沸騰和吸氣帶液的現(xiàn)象，應(yīng)保證來(lái)自分配器出口各處的兩相制冷劑流量一致，在分配器流通截面積不變的情況下，分配器上分配孔的大小應(yīng)設(shè)置成不同。

那么如何計(jì)算分配器上分配孔的大小呢？假定氣液兩相制冷劑混合是均勻的，由于氣相所占的體積較大，為簡(jiǎn)化計(jì)算，這里可以只考慮氣相制冷劑。

按分配器全長(zhǎng)上靜壓變化的原理來(lái)設(shè)計(jì)流體均勻從側(cè)孔流出的管道，分配器的斷面是不變的，由于靜壓沿長(zhǎng)度方向逐漸增大，側(cè)孔的面積必須是變化的，并沿著長(zhǎng)度方向逐漸減小。此時(shí)，側(cè)孔的流體速度是不相同的。嚴(yán)格地說(shuō)，此設(shè)計(jì)只能保證制冷劑等量流出，無(wú)法保證出口速度相等［5］。如果既要保證制冷劑等量流出又要保證出口速度相等，就必須使分配器的斷面沿軸向逐漸的減小，但這種形狀的分配器對(duì)于加工來(lái)說(shuō)就有一定的難度。

計(jì)算時(shí)可將膨脹閥后的制冷劑靜壓當(dāng)作初始的輸入條件。

1.2.2 計(jì)算流程

新型滿液式蒸發(fā)器計(jì)算模型是基于傳熱方程和熱平衡方程，穩(wěn)定的傳熱方程式為：

式中Q——熱負(fù)荷，W；

K——整個(gè)傳熱面上的平均傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；

F——傳熱面積，m2；

△tm——冷熱流體之間的對(duì)數(shù)平均溫差，℃；

熱平衡方程式可寫為：

式中M1、M2——分別為熱流體與冷流體的質(zhì)量流量，kg/s；

C1、C2——分別為熱流體與冷流體的平均定壓質(zhì)量比熱，J/(kg·℃)；

計(jì)算中比較重要的內(nèi)容就是計(jì)算流程，圖4顯示了設(shè)計(jì)計(jì)算流程。

圖4 新型滿液式蒸發(fā)器設(shè)計(jì)計(jì)算流程圖

1.3 樣機(jī)的仿真計(jì)算

滿液式蒸發(fā)器在運(yùn)行過(guò)程中容易產(chǎn)生吸氣帶液的現(xiàn)象，對(duì)此可以采用CFD進(jìn)行仿真分析，根據(jù)場(chǎng)內(nèi)的流體速度，分析是否會(huì)產(chǎn)生帶液的傾向。仿真分析之前需要建立三維結(jié)構(gòu)模型。

根據(jù)被替換的滿液式蒸發(fā)器性能作為計(jì)算輸入，依據(jù)設(shè)計(jì)流程計(jì)算得到新型滿液式蒸發(fā)器的幾何結(jié)構(gòu)尺寸，由此構(gòu)建CFD仿真所用的三維結(jié)構(gòu)模型。

制冷劑蒸發(fā)的高度越高就越容易產(chǎn)生帶液的傾向，而制冷劑蒸發(fā)的高度與分配器出口的速度有很大的關(guān)系，對(duì)此，給出了長(zhǎng)、中、短三種分配器出口長(zhǎng)度，見(jiàn)圖5所示。

圖5 分配器不同長(zhǎng)度出液口示意圖

基于ANSYS平臺(tái)下的ICEM軟件對(duì)這三種不同出口長(zhǎng)度的分配器模型進(jìn)行仿真分析，采用全局非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對(duì)局部管束位置設(shè)置邊界層，網(wǎng)格總體數(shù)量在600萬(wàn)左右，網(wǎng)格質(zhì)量在0.3左右。

數(shù)值方法：該模型采用壓力求解器，通過(guò)Mixture 混合模型并耦合蒸發(fā)冷凝模型，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬。

圖6顯示了機(jī)組使用R134a制冷劑、分配器不同出口長(zhǎng)度情況下該新型滿液式蒸發(fā)器殼體內(nèi)的速度云圖。可以看出，對(duì)于粒徑為0.5 mm的顆粒，在蒸發(fā)的作用下，分配器制冷劑出口長(zhǎng)度大于1030mm時(shí)，制冷劑顆粒距離吸氣管還有一段距離，說(shuō)明此時(shí)蒸發(fā)器產(chǎn)生吸氣帶液的傾向不大。根據(jù)仿真結(jié)果，樣機(jī)選用分配器制冷劑出口長(zhǎng)度1030mm的設(shè)計(jì)。

圖6 殼體內(nèi)制冷劑液滴蒸發(fā)高度仿真結(jié)果

2 新型滿液式蒸發(fā)器測(cè)試及結(jié)果比較

根據(jù)新型滿液式蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)和模擬結(jié)果，完成樣機(jī)制作后進(jìn)入測(cè)試階段。樣機(jī)按照表1所列工況進(jìn)行了測(cè)試。

表1 測(cè)試工況

在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，沒(méi)有出現(xiàn)滿液式蒸發(fā)器常見(jiàn)的吸氣帶液現(xiàn)象。圖7所示為該新型滿液式蒸發(fā)器樣機(jī)的測(cè)試數(shù)據(jù)處理結(jié)果，可以看出，與被替換的、相同制冷量的滿液式蒸發(fā)器相比，新型滿液式蒸發(fā)器的管外換熱系數(shù)要優(yōu)于被替換的滿液式蒸發(fā)器。

分析新型滿液式蒸發(fā)器性能優(yōu)的原因有二：一是來(lái)自分配器均勻的制冷劑流出量和制冷劑按照規(guī)劃的沿軸向方向的流動(dòng)以及通過(guò)管支撐板的擾動(dòng)可使換熱性能增加；二是回油口設(shè)置在了殼體內(nèi)油濃度較高的區(qū)域，保證了殼體內(nèi)的制冷劑含油量維持在較低的水平，增強(qiáng)了換熱管兩側(cè)冷熱流體的換熱，減小了帶液的風(fēng)險(xiǎn)。

圖7 換熱管管外換熱系數(shù)對(duì)比

3 成本比較

由于新型滿液式蒸發(fā)器優(yōu)異的換熱性能以及殼體內(nèi)制冷劑蒸氣的集氣管回氣口位置貼近筒體的上頂部，這樣可以通過(guò)合理的設(shè)計(jì)和管束的布置，減小蒸發(fā)器筒體的體積，從而減少制冷劑的充注量。表2所示為新型滿液式蒸發(fā)器樣機(jī)與相同制冷量的滿液式蒸發(fā)器主要部件原材料成本的比較，可以看出，新型滿液式蒸發(fā)器有15%的成本降低。

表2 兩種滿液式蒸發(fā)器主要部件原材料成本比較

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)新型滿液式蒸發(fā)器樣機(jī)的制作、測(cè)試以及與相同制冷量、被替換的常規(guī)滿液式蒸發(fā)器相比，可以得出如下結(jié)論：

① 新型滿液式蒸發(fā)器的制造成本要低于常規(guī)滿液式蒸發(fā)器15%；

② 新型滿液式蒸發(fā)器的整體換熱性能要優(yōu)于常規(guī)滿液式蒸發(fā)器，名義工況下的換熱管管外換熱系數(shù)要高于常規(guī)滿液式蒸發(fā)器28.7%。

另一方面，通過(guò)建立新型滿液式蒸發(fā)器的理論計(jì)算模型，得到其內(nèi)部結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)，并經(jīng)樣機(jī)試驗(yàn)證明了計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。此模型為新型滿液式蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)提供了較系統(tǒng)的理論工具并且可以用來(lái)模擬分析各幾何參數(shù)與新型滿液式蒸發(fā)器性能的關(guān)系，為提高蒸發(fā)器換熱性能提供理論指導(dǎo)。