宋哲，許波，陳振乾

（東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇南京 210096）

引言

管殼式換熱器應(yīng)用廣泛，在制冷系統(tǒng)中，兩相制冷劑被等量分配到并聯(lián)支路對(duì)蒸發(fā)器的效率十分關(guān)鍵。國(guó)內(nèi)外研究表明，蒸發(fā)器各管間制冷劑分配不均是制約其換熱性能提升的主要原因，使換熱器效率損失25%以上[1-3]，而兩相流分布不均導(dǎo)致蒸發(fā)器的傳熱性能降幅遠(yuǎn)高于冷凝器[4]。蒸發(fā)器內(nèi)支管供液量偏小使得制冷劑迅速蒸發(fā)，無(wú)法充分利用換熱面積，支管供液量偏高會(huì)使壓縮機(jī)吸氣帶液，兩相制冷劑尤其是液相分配不均會(huì)導(dǎo)致制冷系統(tǒng)性能惡化[5-6]。因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)蒸發(fā)器內(nèi)的流動(dòng)分配均勻性進(jìn)行研究。

目前，換熱器流體分配均勻性的研究較多關(guān)注于分流器[7-8]和入口分配結(jié)構(gòu)[9-13]，蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑分配的主要影響因素包括入口結(jié)構(gòu)、支管參數(shù)、支管數(shù)量、入口工況等，同時(shí)發(fā)現(xiàn)在集流管等分配結(jié)構(gòu)內(nèi)側(cè)設(shè)多孔擋板可提高支管流量的分配效果。Shi 等[14]提出在集管內(nèi)安裝分流板的方法改善微通道蒸發(fā)器內(nèi)的流量分配均勻性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明分流板可提高蒸發(fā)器的換熱效率。Wang 等[15]研究得出多孔擋板可改善管殼式換熱器管程流動(dòng)分布的均勻性，通過(guò)數(shù)值方法提出了最佳擋板形狀和擋板孔的最佳分布。Raul等[16]研究板翅式換熱器入口集箱內(nèi)的流動(dòng)分配不均，提出了不同布置方式的雙擋板集箱結(jié)構(gòu)以提高均勻度。劉巍等[17-18]以制冷劑R134a 為工質(zhì)，實(shí)驗(yàn)研究分流板對(duì)平行流蒸發(fā)器的均分性能的影響，認(rèn)為內(nèi)部阻力隨分流板開(kāi)孔面積增加而減小同時(shí)提高制冷量，隨后阻力系數(shù)的減小速度變緩而不均勻度增大，得出分流板開(kāi)孔面積存在最佳值。王芳芳[19]針對(duì)軸向入口干式蒸發(fā)器提出了十字小孔和中心小孔的分流板結(jié)構(gòu)，模擬得出喇叭形管箱結(jié)合中心小孔分流板的結(jié)構(gòu)可提高制冷劑均分性能。王珂等[20]通過(guò)模擬研究了等圓孔和優(yōu)化開(kāi)孔的方形分流板對(duì)制冷劑均配的影響。袁培等[21]在平行流換熱器內(nèi)部設(shè)計(jì)了分流板結(jié)構(gòu)，結(jié)果表明分流板可使通道流量分布的均勻性能提高4%～20%。高志成等[22-23]研究不同孔徑分流板結(jié)構(gòu)對(duì)平行流蒸發(fā)器流體分配的影響，得出各分流板結(jié)構(gòu)比無(wú)分流板換熱器的不均勻度降低50%以上，其中變孔徑對(duì)稱分流板的效果最好且壓降的增幅最大；結(jié)合模擬和實(shí)驗(yàn)研究了不同分流板結(jié)構(gòu)對(duì)空氣-水兩相流分配的影響，確定了分流板的最佳開(kāi)孔結(jié)構(gòu)和總開(kāi)孔面積。Wu 等[24]針對(duì)微通道換熱器提出了新型嵌入式隔板分配器，實(shí)驗(yàn)得出垂直、傾斜和水平安裝時(shí)的不均勻度比傳統(tǒng)的圓筒形分流管降低40%以上。此外，Shao 等[25]、趙蘭萍等[26]提出在換熱器分配結(jié)構(gòu)中加入分流管并優(yōu)化開(kāi)孔結(jié)構(gòu)，從而確定最佳的分流管開(kāi)孔形式和開(kāi)孔率。

目前，蒸發(fā)器分流板方面的研究集中于微通道平行流換熱器，相比平行流換熱器的集流管結(jié)構(gòu)，管殼式蒸發(fā)器入口管箱內(nèi)兩相制冷劑的流動(dòng)分配更為復(fù)雜，尤其是徑向入口式管箱；大部分?jǐn)?shù)值模擬的模型支管數(shù)量偏少，多采用理想工質(zhì)研究流量分配；對(duì)于管殼式蒸發(fā)器制冷劑分配均勻性缺少相關(guān)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。為了研究干式蒸發(fā)器內(nèi)流量分配特性，本文建立徑向入口式蒸發(fā)器和圓形分流板的三維模型，以制冷劑R410A 作為模擬工質(zhì)，考慮出口管箱流體匯集和蒸發(fā)壓力等因素，通過(guò)模擬全面探究分流板的位置、開(kāi)孔大小、開(kāi)孔數(shù)量和開(kāi)孔結(jié)構(gòu)對(duì)制冷劑均分性能的影響規(guī)律，并通過(guò)單相流分配實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證分流板對(duì)流體均配的提升效果，為管殼式蒸發(fā)器分流板的設(shè)計(jì)和實(shí)際應(yīng)用提供參考。

1 模型和方法

1.1 數(shù)值模擬方法

1.1.1 蒸發(fā)器模型建立 為研究蒸發(fā)器內(nèi)的流動(dòng)分布和流量分配均勻度，根據(jù)GB/T 151―2014《熱交換器》，針對(duì)中央空調(diào)系統(tǒng)中制冷量30 kW的干式蒸發(fā)器確定結(jié)構(gòu)參數(shù)，R410A 與冷水對(duì)流換熱，殼體采用DN219 鋼管制圓筒，模型的相關(guān)參數(shù)如表1所示。為減少計(jì)算量和便于分析，對(duì)模型進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，本文采用以xoz為對(duì)稱面的單管程1/2 蒸發(fā)器模型，其中圓形分流板覆蓋了入口管箱的整個(gè)截面，蒸發(fā)器和分流板模型如圖1 所示。將模型中的支管分為4 排并依次編號(hào)，換熱管編號(hào)如圖2所示。

圖1 徑向入口管殼式蒸發(fā)器模型Fig.1 Shell and tube evaporator model with radial inlet

圖2 換熱管編號(hào)示意圖Fig.2 Heat exchange tube number diagram

表1 蒸發(fā)器模型結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of evaporator model

為簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)模型做以下假設(shè)：（1）各項(xiàng)材料視為各向同性且熱物理性質(zhì)均勻，假設(shè)流體流動(dòng)和傳熱過(guò)程穩(wěn)定；（2）設(shè)定氣相和液相工質(zhì)為連續(xù)且不可壓縮流體；（3）忽略模型管壁粗糙度的影響。

圖3為基于等圓孔分流板結(jié)構(gòu)改進(jìn)的四種分流板結(jié)構(gòu)，各模型分流板以外的結(jié)構(gòu)參數(shù)和入口參數(shù)均保持不變，分流板開(kāi)孔大小和開(kāi)孔數(shù)量的設(shè)計(jì)參數(shù)與孔隙率分別如表2和表3所示。

表2 分流板開(kāi)孔尺寸Table 2 Opening size of splitter plate

表3 分流板開(kāi)孔數(shù)量Table 3 Hole counts on splitter plate

圖3 分流板開(kāi)孔結(jié)構(gòu)Fig.3 Opening structure of splitter plate

1.1.2 邊界條件與計(jì)算方法 采用GAMBIT建立模型并劃分網(wǎng)格，使用FLUENT3D 雙精度求解器進(jìn)行求解。本文以R410A為兩相工質(zhì)，通過(guò)EXCEL準(zhǔn)確擬合氣相和液相的物性參數(shù)隨溫度變化的曲線與多項(xiàng)式，在材料屬性中進(jìn)行設(shè)置。開(kāi)啟能量方程，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。計(jì)算區(qū)域入口邊界條件為速度入口，設(shè)定入口流速1.5 m/s，入口干度0.2，入口溫度0℃，出口邊界條件為壓力出口，設(shè)置蒸發(fā)壓力為0.8 MPa。設(shè)xoz面為對(duì)稱邊界條件，z方向重力取-9.8 m/s2。求解控制采用穩(wěn)態(tài)數(shù)值計(jì)算，松弛因子設(shè)為10-5，梯度分離格式為Green-Gauss，壓力速度耦合相為SIMPLE，各物理量的收斂標(biāo)準(zhǔn)為二階迎風(fēng)差分格式。

本文的數(shù)值模擬涉及氣液兩相流動(dòng)，以Stokes數(shù)St為參考標(biāo)準(zhǔn)，計(jì)算表達(dá)式如下：

式中，顆粒響應(yīng)時(shí)間τd=；流體響應(yīng)時(shí)間ts=。其中，dd為液滴直徑；μc為氣相動(dòng)力黏度；Ls為特征長(zhǎng)度；Vs為特征速度。計(jì)算得出St范圍為0.11～0.43，當(dāng)St＜1 時(shí)，離散相顆粒緊隨連續(xù)相流動(dòng)，DPM、Mixture 和Eulerian 模型均可實(shí)現(xiàn)較準(zhǔn)確的模擬，綜合考慮模擬的準(zhǔn)確性和計(jì)算量，優(yōu)先考慮代價(jià)較低的Mixture多相流模型[26]。

數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確度與網(wǎng)格數(shù)量有關(guān)，以普通管板模型為例，分別計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)工況下網(wǎng)格數(shù)為55.2萬(wàn)、70.8 萬(wàn)、90.5 萬(wàn)和124.4 萬(wàn)個(gè)四套網(wǎng)格的標(biāo)準(zhǔn)方差（STD），結(jié)果表明誤差分別為2.7%、0.8%、0.3%，綜合考慮計(jì)算量和模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，模型選用90.5 萬(wàn)個(gè)左右網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行計(jì)算。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置和方法

流量分配實(shí)驗(yàn)的目的是研究管殼式蒸發(fā)器內(nèi)的單相流分布特性，通過(guò)對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果，驗(yàn)證模擬計(jì)算的準(zhǔn)確性以及分流板對(duì)流體均配的提升效果。通過(guò)實(shí)驗(yàn)可不必將所有計(jì)算模型轉(zhuǎn)化為實(shí)體，從而大大降低實(shí)驗(yàn)成本和時(shí)間成本。搭建蒸發(fā)器流量分配實(shí)驗(yàn)臺(tái)，試件包括等圓孔、上下小孔兩種分流板和干式蒸發(fā)器，試件采用亞克力材料以便于可視化觀測(cè)，根據(jù)表1 確定其結(jié)構(gòu)參數(shù)。分流板位置居中且距離入口管板15 mm，采用雙頭螺栓固定分流板、管箱和管板，同時(shí)便于分流板的裝卸。

圖4為本實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，整個(gè)系統(tǒng)由空氣系統(tǒng)、水系統(tǒng)和測(cè)量系統(tǒng)組成?？諝庀到y(tǒng)中，通過(guò)空氣壓縮機(jī)（空壓機(jī)）對(duì)空氣進(jìn)行過(guò)濾壓縮；水系統(tǒng)中，水箱中的水通過(guò)潛水泵輸送至蒸發(fā)器試件，經(jīng)末端軟管回流至水箱中實(shí)現(xiàn)循環(huán)流動(dòng)；測(cè)量系統(tǒng)則包括氣體流量計(jì)、量杯和稱重顯示器等。

圖4 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.4 Schematic diagram of experimental system

本實(shí)驗(yàn)中，空氣和水作為單相工質(zhì)分別進(jìn)行流量分配測(cè)試，通過(guò)流量調(diào)節(jié)閥的開(kāi)閉實(shí)現(xiàn)工質(zhì)切換。以空氣為工質(zhì)時(shí)，將待測(cè)支管對(duì)應(yīng)的軟管直接連接氣體流量計(jì)即可讀取支管體積流量，氣體經(jīng)流量計(jì)測(cè)量后直接由軟管排至室內(nèi)環(huán)境。以水為工質(zhì)時(shí)，水從入口管箱上端進(jìn)入試件，將待測(cè)支管所連軟管取出并接入量杯，采用量杯加秒表的方法計(jì)時(shí)60 s 測(cè)量累計(jì)流量，再搭配稱重顯示器快速讀數(shù)確定支管的質(zhì)量流量。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的室溫為15～20℃，壓力為0.1 MPa，工質(zhì)的體積流量與數(shù)值模擬保持一致，同時(shí)嚴(yán)格避免流體泄漏從而確保質(zhì)量平衡。

測(cè)量?jī)x器參數(shù)和精度見(jiàn)表4。在實(shí)驗(yàn)測(cè)量過(guò)程中，蒸發(fā)器試件入口和支管出口的流量均存在儀器誤差和測(cè)量誤差，故采用每組數(shù)據(jù)測(cè)量五次取均值的方法減小誤差。確定質(zhì)量平衡誤差在合理范圍內(nèi)，基于誤差分析計(jì)算結(jié)果，可以得出實(shí)驗(yàn)中氣相和液相均分率的最大相對(duì)誤差分別為8.3% 和1.1%，可知實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性較高。

表4 測(cè)量?jī)x器參數(shù)和精度Table 4 Parameters and accuracy of measuring instruments

2 結(jié)果與討論

2.1 評(píng)價(jià)方法和結(jié)果分析

流量均勻性的主要影響指標(biāo)為均值、標(biāo)準(zhǔn)方差和偏差三個(gè)分布統(tǒng)計(jì)矩[27]。在數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)中，為了分析和評(píng)價(jià)支管的流量分配性能，采用單管均分率ω和標(biāo)準(zhǔn)方差STD 衡量制冷劑分配的均勻度[28-30]，表達(dá)式如下：

式中，n為并聯(lián)支管總數(shù)；mi為單支管的質(zhì)量流量，kg/s；m為蒸發(fā)器的總質(zhì)量流量，kg/s。STD 表示各支管的流量與平均流量的離散程度，STD 越小，ω越接近1，表明流量分配越均勻。

首先，養(yǎng)老服務(wù)已經(jīng)從單純的民政事務(wù)發(fā)展到成為影響國(guó)家經(jīng)濟(jì)社會(huì)發(fā)展全局的重大性問(wèn)題。養(yǎng)老服務(wù)體系建設(shè)是一項(xiàng)總量大、覆蓋面寬的社會(huì)性系統(tǒng)性工作，涉及許多方面。進(jìn)入老齡化時(shí)代以來(lái)，我國(guó)的養(yǎng)老服務(wù)業(yè)逐漸突破民政事務(wù)的范疇，與相關(guān)部門(mén)的互動(dòng)合作增多，如國(guó)土資源、財(cái)政規(guī)劃、住房城建、衛(wèi)生教育、文化體育、公安消防等諸多部門(mén)，聯(lián)合發(fā)文的文件數(shù)和部門(mén)都越來(lái)越多，且多涉及的養(yǎng)老服務(wù)，強(qiáng)化政策之間的協(xié)調(diào)和銜接，形成推進(jìn)養(yǎng)老服務(wù)業(yè)發(fā)展的政策合力。

首先針對(duì)蒸發(fā)器的基礎(chǔ)模型進(jìn)行模擬，確定管殼式蒸發(fā)器支管間的制冷劑分配特征，并為后續(xù)的比較分析提供參照。圖5為基礎(chǔ)模型各支管的均分率和相對(duì)壓力的計(jì)算結(jié)果。由圖5可知，上下兩側(cè)支管的流量較大，而中部支管流量較小，入口相對(duì)壓力分布也具有中間低、上下側(cè)高的特點(diǎn)，各支管均分率范圍為0.54～1.69，相對(duì)壓力為288.68～322.78 Pa。出現(xiàn)上述規(guī)律的原因在于入口流體在慣性和重力作用下直接沖擊管箱下端，部分液相制冷劑聚集后沿側(cè)壁面向上回流于入口管箱的上端，而中部支管入口前端的流體運(yùn)動(dòng)方向與管軸相垂直，使得上下側(cè)的支管流量偏高而中部偏低。此外，支管入口處的相對(duì)壓力和質(zhì)量流量呈現(xiàn)完全相同的變化趨勢(shì)，同時(shí)入口管箱內(nèi)左右兩側(cè)出現(xiàn)較大的渦流區(qū)，使得中間區(qū)域的流道被擠壓。由此可見(jiàn)，入口管箱內(nèi)壓力分布不均和渦流區(qū)影響了蒸發(fā)器支管的流量分配。

圖5 支管均分率和入口相對(duì)壓力Fig.5 Average fraction and inlet relative pressure of pipes

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 分流板位置對(duì)均分性能的影響 圖6為標(biāo)準(zhǔn)方差STD 隨分流板位置的變化。由圖6 可知，在分流板向入口管板平移的過(guò)程中，不同入口工況下的不均勻度均呈上升趨勢(shì)，在靠近管板位置處的變化幅度較大，且在5 mm 位置的STD 值均為0.19 左右。在入口流速1.5 m/s 的工況下，標(biāo)準(zhǔn)方差比未加入分流板時(shí)的0.326下降40.8%～76.7%。因此，分流板可減小渦流區(qū)造成的縱向流速不均的影響，有效降低上下側(cè)支管入口處的局部壓力和質(zhì)量流量。由圖6可知，在入口流速低于1.2 m/s 時(shí)，流量分配均勻度隨流速的增大而顯著降低；而入口流速高于1.2 m/s時(shí)，不同位置分流板的STD 受流速影響很小，高于1.5 m/s 時(shí)流速的影響可忽略不計(jì)，同時(shí)不均勻度隨分流板向蒸發(fā)器入口端的移動(dòng)而下降并逐漸達(dá)到穩(wěn)定。

圖6 STD隨分流板位置的變化Fig.6 STD changes with the position of splitter plate

圖7為不同分流板位置的制冷劑流場(chǎng)分布。由圖7可知，入口管箱內(nèi)的流體會(huì)形成較大的渦流區(qū)，支管入口處的流體大多垂直于管軸方向流動(dòng)，而分流板可顯著縮小渦流區(qū)的長(zhǎng)度，使兩相制冷劑經(jīng)圓孔流出近似平行狀流入并聯(lián)支管。分流板的位置一方面影響了板左側(cè)縱向流體沖擊強(qiáng)度，分流板與入口管軸距離的增加有利于降低高速流體對(duì)分流板的沖擊強(qiáng)度；另一方面影響了板右側(cè)緩沖區(qū)的大小，經(jīng)過(guò)分流板之后混流區(qū)長(zhǎng)度的增加有助于降低流量分配不均，二者共同影響制冷劑的流動(dòng)特性。本文研究模型中，顯然分流板右側(cè)的緩沖區(qū)對(duì)均流效果的影響更大，可減小入口管箱內(nèi)縱向渦流區(qū)的寬度并提高均分性能。

圖7 對(duì)稱面制冷劑流場(chǎng)分布Fig.7 Refrigerant flow field distribution on symmetry plane

2.2.2 分流板開(kāi)孔大小對(duì)均分性能的影響 為了研究分流板開(kāi)孔大小對(duì)均分性能的影響，保持分流板置于距入口管板25 mm位置處，開(kāi)孔間距、數(shù)量等其他參數(shù)不變，分別計(jì)算了孔徑為4～9 mm 時(shí)的標(biāo)準(zhǔn)方差STD和壓降，結(jié)果如圖8所示。

圖8 STD和壓降隨開(kāi)孔直徑的變化Fig.8 STD and pressure drop changed with opening diameter

如圖8 所示，開(kāi)孔數(shù)量和開(kāi)孔間距不變時(shí)，STD隨開(kāi)孔直徑的增大而上升，在孔徑大于6 mm時(shí)呈線性增大趨勢(shì)，而在孔徑小于5 mm 之后，STD 穩(wěn)定在0.07左右。當(dāng)孔徑從4 mm擴(kuò)大到9 mm時(shí)，孔隙率從0.111增至0.561，壓降從500.98 Pa降至374.82 Pa，表明內(nèi)部阻力減少了25.2%，同時(shí)流量分配不均勻度增大了1.19 倍，說(shuō)明減小均流孔徑可以降低不均勻度和提高內(nèi)部阻力，但阻力過(guò)大會(huì)影響動(dòng)力設(shè)備的能耗。主要原因是，流體經(jīng)過(guò)均流孔時(shí)的通道越狹窄，內(nèi)部阻力越大，避免了高速流體的沖擊造成的不均勻分布，管箱內(nèi)壓力不均更難傳遞到支管入口處。說(shuō)明分流板的開(kāi)孔總面積和孔隙率決定了管箱的內(nèi)部阻力系數(shù)，可顯著地影響流體的均分性能，但同時(shí)也應(yīng)重視均流孔徑對(duì)蒸發(fā)器內(nèi)部阻力的影響，在避免壓降大幅波動(dòng)的前提下盡可能降低制冷劑分配的不均勻度。

2.2.3 開(kāi)孔數(shù)量對(duì)均分性能的影響 為了研究分流板開(kāi)孔數(shù)量對(duì)均分性能的影響，保持開(kāi)孔總面積恒定和均勻布孔，開(kāi)孔數(shù)量設(shè)計(jì)如表3所示，分別計(jì)算了孔數(shù)為45～277時(shí)的標(biāo)準(zhǔn)方差STD 和壓降，結(jié)果如圖9所示。

圖9 STD和壓降隨開(kāi)孔數(shù)量的變化Fig.9 STD and pressure drop change with hole count

由圖9 可知，在分流板開(kāi)孔面積和孔隙率不變時(shí)，STD隨開(kāi)孔數(shù)量的增大先迅速下降，然后逐漸達(dá)到平穩(wěn)，在孔數(shù)大于193之后STD 穩(wěn)定在0.07左右；開(kāi)孔數(shù)量從45增至277，蒸發(fā)器的總壓降略有降低，其變化范圍為443.27～463.40 Pa，降幅僅有20 Pa，但同時(shí)不均勻度降低了69.0%，由此可見(jiàn)，孔隙率一定時(shí)分流板的開(kāi)孔數(shù)量可顯著影響其均分性能，并且對(duì)內(nèi)部阻力的影響較小。主要原因是，在開(kāi)孔總面積不變時(shí)孔數(shù)越多單個(gè)孔徑越小，使得流體通道更為狹小且密集，入口管箱內(nèi)的縱向流速分布不均就越小，同樣地，管箱內(nèi)壓力不均也更難傳遞到支管入口處。此外，壓降范圍的微小變化證明內(nèi)部阻力主要取決于開(kāi)孔面積和孔隙率，適當(dāng)增加開(kāi)孔數(shù)量可在一定范圍內(nèi)提高蒸發(fā)器的均分性能和降低流動(dòng)阻力。

2.2.4 分流板開(kāi)孔結(jié)構(gòu)對(duì)均分性能的影響 為研究分流板開(kāi)孔結(jié)構(gòu)對(duì)均分性能的影響，保持開(kāi)孔數(shù)量為277，基于等圓孔分流板分別設(shè)計(jì)了上部、中部、下部小孔和上下小孔的分流板結(jié)構(gòu)，各結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)方差STD和壓降計(jì)算結(jié)果如圖10所示。

圖10 各開(kāi)孔結(jié)構(gòu)的STD和壓降Fig.10 STD and pressure drop of different opening structure

等圓孔分流板孔徑為6 mm，四種改進(jìn)分流板結(jié)構(gòu)的孔徑均在4～8 mm 之間，其中上下小孔結(jié)構(gòu)的下側(cè)孔徑略小于上側(cè)孔徑，各結(jié)構(gòu)總開(kāi)孔面積基本保持一致，孔隙率為0.25 左右。由圖10 可知，下部、上部和中部小孔結(jié)構(gòu)相比等圓孔結(jié)構(gòu)的STD 值分別增大了7.0%、36.5%和30.0%，僅有上下小孔結(jié)構(gòu)的STD 值降低了21.4%。等圓孔、下部和上部小孔結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的壓降為412 Pa 左右，驗(yàn)證了內(nèi)部阻力主要受孔隙率的影響，但中部小孔和上下小孔的壓降變化表明，內(nèi)部阻力對(duì)管箱上下側(cè)高速流域孔徑的敏感度較高。通過(guò)比較各分流板結(jié)構(gòu)的STD 值得出上下小孔結(jié)構(gòu)的均分性能最佳、上部小孔結(jié)構(gòu)最差，說(shuō)明在流量偏大的支管前縮小均流孔大小，可以有效提高流體均勻度，相反則會(huì)惡化流體分配。

圖11為各分流板結(jié)構(gòu)的支管均分率比較，其中均分性能最佳的上下小孔結(jié)構(gòu)為0.912～1.150，其均分率變化范圍僅為等圓孔板的62.5%，上部小孔板的40.6%。由圖11 可知，分流板開(kāi)孔設(shè)計(jì)的關(guān)鍵在于下部孔徑，下部孔徑偏大會(huì)惡化蒸發(fā)器的流量分配，反之則會(huì)降低不均勻度，其次的敏感因素是上部孔徑，而中間位置孔徑影響的敏感度最小。因此，針對(duì)性設(shè)計(jì)的上下小孔結(jié)構(gòu)顯著降低了不同支管間的流量偏差，提高了蒸發(fā)器的制冷劑均流效果。

圖11 開(kāi)孔結(jié)構(gòu)和支管均分率Fig.11 Average fraction of pipes and opening structures

2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

針對(duì)相同模型采用干度為0.2 的R410A 進(jìn)行模擬，比較不同分配結(jié)構(gòu)下的單相流流量分布實(shí)測(cè)值和兩相流模擬值，結(jié)果如圖12所示。實(shí)驗(yàn)測(cè)試和模擬計(jì)算下的支管流量呈相同變化規(guī)律，即上部和下部支管流量偏大、中部支管流量偏小，同一支管的均分率差異處于合理誤差范圍內(nèi)，表明實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬得出的流量分配規(guī)律基本吻合，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的有效性和準(zhǔn)確性。此外，通過(guò)可視化觀測(cè)發(fā)現(xiàn)，入口管箱內(nèi)的流體在慣性作用下直接沖擊至底端，隨即沿側(cè)壁面向上流動(dòng)，在入口管軸兩側(cè)形成較大的半圓形縱向渦流區(qū)。

圖12 不同分配結(jié)構(gòu)下的流量分布Fig.12 Flow distribution in different distribution structures

由圖12 可知，在三種模型內(nèi)的流量分布規(guī)律基本一致，兩相流與液相的流量分布特征較為相近，且兩相流的均分率變化范圍均大于單相流的實(shí)測(cè)結(jié)果。其中，液相工質(zhì)均分率范圍分別為兩相流的87.6%、89.9%和66.2%，氣相工質(zhì)均分率范圍僅為兩相流的16.1%、15.4%和9.7%；通過(guò)分析實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果可知，無(wú)論采用何種流體工質(zhì)，分流板的設(shè)置都能夠大幅縮小支管間的流量差距。

上述結(jié)果的標(biāo)準(zhǔn)方差如圖13所示，液相工質(zhì)的STD 實(shí)驗(yàn)值和模擬值偏差在15%以內(nèi)，氣相工質(zhì)的STD 偏差在10%以內(nèi)。由圖13 可知，實(shí)驗(yàn)工況下三種模型的液相STD 值分別為氣相的5.69、5.76 和6.64倍，而兩相制冷劑的模擬結(jié)果表明，其不均勻度同時(shí)高于液相或氣相的單相流測(cè)試結(jié)果，主要由于慣性和重力的作用，離散液滴向入口管箱的高流速區(qū)域聚集，液相集中于管箱上下端和側(cè)壁面附近而氣相集中于渦流區(qū)內(nèi)，兩相分布不均使得蒸發(fā)器并聯(lián)支管的質(zhì)量流量不均勻度增大。對(duì)比實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果可知，加設(shè)分流板后的STD 相比基礎(chǔ)模型顯著降低，表明分流板可通過(guò)縮小縱向渦流區(qū)范圍和減小壓力分布不均，實(shí)現(xiàn)均分性能的大幅提升。因此，在入口管箱內(nèi)加設(shè)優(yōu)化結(jié)構(gòu)分流板之后的均流效果最佳，表明根據(jù)流量分布特點(diǎn)調(diào)整對(duì)應(yīng)區(qū)域均流孔徑方法的可行性，本文所建立的數(shù)值模型具有較高的可靠度。

圖13 各結(jié)構(gòu)的STD值比較Fig.13 Comparison of STD in different structures

3 結(jié)論

本文針對(duì)徑向入口管殼式蒸發(fā)器，模擬研究了分流板對(duì)均分性能的影響規(guī)律，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。主要結(jié)論如下。

（1）分流板可使蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑分配的不均勻度降低40%以上，在入口流速高于1.2 m/s 時(shí)STD 受流速影響很小，且隨分流板向入口端的移動(dòng)而下降，表明板右側(cè)的緩沖區(qū)可顯著影響均流效果。

（2）STD隨開(kāi)孔直徑的增大而上升，隨開(kāi)孔數(shù)量的增大先下降再逐漸達(dá)到穩(wěn)定，說(shuō)明縮小均流孔尺寸有利于降低流體分配的不均勻度，同時(shí)流動(dòng)阻力與分流板的開(kāi)孔面積和孔隙率有關(guān)；上下小孔分流板的均分性能相比等圓孔結(jié)構(gòu)提高了21.4%，說(shuō)明根據(jù)流量分布調(diào)整均流孔徑可有效提高流體均勻度。

（3）將分流板應(yīng)用于管殼式蒸發(fā)器進(jìn)行流量分配實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬得出的流量分配規(guī)律基本吻合，加設(shè)分流板可提升均勻度且上下小孔結(jié)構(gòu)的均流效果最佳，驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的有效性和準(zhǔn)確性。