馮思舟 許志浩 袁艷平

?

大焓差蒸發(fā)冷卻器傳熱性能試驗(yàn)研究

馮思舟 許志浩 袁艷平

（西南交通大學(xué) 成都 610031）

為增大蒸發(fā)冷卻過程中空氣進(jìn)、出口焓差，提高蒸發(fā)冷卻裝置換熱效率，提出一種大焓差蒸發(fā)冷卻水冷冷凝裝置，由盤管與填料組成的蒸發(fā)冷卻器，水槽與肋片盤管組成的水冷冷凝器兩者串聯(lián)而成。在此基礎(chǔ)上搭建大焓差蒸發(fā)冷卻器傳熱性能試驗(yàn)臺(tái)，通過測(cè)試噴淋水密度與空氣流量對(duì)盤管內(nèi)熱流體出口溫度和噴淋水出口溫度的影響，研究蒸發(fā)式冷凝器管外水膜的傳熱性能。結(jié)果表明，隨著噴淋水密度或空氣流量的增加，噴淋水出口溫度上升，盤管內(nèi)流體溫度下降。此外，根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸分析，擬合出直徑為12.7mm的紫銅管管外水膜換熱系數(shù)與噴淋水密度關(guān)系式為：。

大焓差；蒸發(fā)冷卻；傳熱系數(shù)；噴淋水密度；空氣流量

0 引言

建筑節(jié)能中，蒸發(fā)冷卻技術(shù)越來越受到冷卻、空調(diào)、制冷行業(yè)的關(guān)注。提高蒸發(fā)冷卻裝置換熱效率不僅會(huì)降低風(fēng)機(jī)、水泵的能耗，而且能降低投資及運(yùn)行費(fèi)用，對(duì)節(jié)能減排具有非常重要的意義[1]。

大焓差蒸發(fā)冷卻水冷冷凝器，將蒸發(fā)式冷凝器與水冷冷凝器串聯(lián)，制冷劑蒸汽冷凝被分為高溫顯熱蒸發(fā)冷凝區(qū)與低溫潛熱水冷冷凝區(qū)。在蒸發(fā)冷凝區(qū)內(nèi)，噴淋水和空氣與盤管內(nèi)高溫制冷劑蒸汽換熱，空氣被二次加熱，熱容量增大。大焓差蒸發(fā)冷卻水冷冷凝器，結(jié)構(gòu)緊湊，換熱密度大，是一種高效低耗的冷凝設(shè)備。

在我國(guó)，研究蒸發(fā)冷卻技術(shù)主要在水—空氣傳遞過程理論分析、熱濕交換計(jì)算、填料的性能及實(shí)驗(yàn)研究[1]。黃翔[1]及其課題組長(zhǎng)期從事蒸發(fā)冷卻器的研究，通過大量的研究與實(shí)驗(yàn)，將成果應(yīng)用于實(shí)際產(chǎn)品中，在推廣方面取得了可喜的成果。朱冬生[1]及其課題組根據(jù)我國(guó)目前的研究現(xiàn)狀，提出了蒸發(fā)冷卻器主要存在的問題及根據(jù)實(shí)際產(chǎn)品特點(diǎn)提出的突破方法，如增加肋片，用扭曲管、橢圓管等代替圓管等。賀進(jìn)寶[1]等人分析了橢圓管式間接蒸發(fā)冷卻器的熱質(zhì)交換過程，建立了一個(gè)簡(jiǎn)化的數(shù)學(xué)模型，討論了影響熱質(zhì)交換的各種因素。

本文針對(duì)制冷劑高溫蒸發(fā)冷凝器區(qū)，搭建了大焓差蒸發(fā)冷卻器試驗(yàn)臺(tái)。通過改變噴淋水密度與空氣流量，研究盤管內(nèi)熱流體出口溫度變化過程。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合出高溫盤管管外水膜換熱系數(shù)與噴淋密度的變化關(guān)系。為大焓差蒸發(fā)冷卻器在實(shí)際應(yīng)用中的系統(tǒng)性分析提供了實(shí)驗(yàn)依據(jù)。

1 大焓差蒸發(fā)冷卻器換熱性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

搭建大焓差蒸發(fā)冷卻器試驗(yàn)臺(tái)，整個(gè)系統(tǒng)由盤管內(nèi)熱流體循環(huán)系統(tǒng)、噴淋水循環(huán)系統(tǒng)、空氣系統(tǒng)三部分組成，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖1。

試驗(yàn)臺(tái)主體結(jié)構(gòu)尺寸為600mm×600mm ×3500mm。換熱盤管采用外徑為12.7mm的紫銅圓管，共4排，排列方式為叉排。填料選擇塑料斜波交錯(cuò)填料，高度為1m。噴淋水配水系統(tǒng)由球型噴嘴布置為正方形。實(shí)際生產(chǎn)中，大焓差蒸發(fā)冷卻器盤管內(nèi)介質(zhì)為高溫高壓的制冷劑蒸汽。在實(shí)驗(yàn)中，由于制冷劑容易泄露，對(duì)管道壓力要求高等因素，采用70℃熱水替代制冷劑。噴淋水水箱加熱管最大功率為20kW，盤管內(nèi)熱流體加熱水箱加熱管最大功率為10kW。實(shí)驗(yàn)中，通過手動(dòng)調(diào)節(jié)球閥調(diào)節(jié)噴淋水流量；通過風(fēng)機(jī)出口孔板調(diào)節(jié)空氣流量。

1：風(fēng)機(jī)，2：殼體，3：除水器，4：噴淋器，5：盤管，6：填料，7：百葉片，8：水箱，9：熱流體循環(huán)泵，10：噴淋水泵，11：水槽，12：加熱管

圖1 試驗(yàn)臺(tái)結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1 Schematic diagram of the test bench

1.2 數(shù)據(jù)測(cè)試系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)主要有空氣進(jìn)出口干濕球溫度、噴淋水進(jìn)出口溫度、盤管內(nèi)熱流體進(jìn)出口溫度、盤管內(nèi)熱流體流量、噴淋水流量和空氣流量?？諝飧蓾袂驕囟燃皣娏芩疁囟瓤衫肒型熱電偶探頭測(cè)量，由溫度巡檢儀自動(dòng)讀數(shù)，其中測(cè)量濕球溫度的熱電偶包裹浸濕的紗布。噴淋水循環(huán)水量與盤管內(nèi)熱流體循環(huán)水量通過安裝在立管上的浮子流量計(jì)測(cè)量。風(fēng)量通過TSL風(fēng)量罩在風(fēng)機(jī)出風(fēng)口處測(cè)量。測(cè)量?jī)x表在測(cè)量前經(jīng)過校正，滿足實(shí)驗(yàn)精確度要求。

1.3 實(shí)驗(yàn)工況

空氣干球溫度為20℃，相對(duì)濕度為75%，盤管內(nèi)熱流體流量為0.145kg/s，盤管內(nèi)熱流體進(jìn)口溫度70℃，噴淋水進(jìn)口溫度為34.5℃。噴淋水密度（淋水填料單位橫截面積，單位時(shí)間內(nèi)流過噴淋水的量）設(shè)計(jì)5個(gè)變化值，分別?。?.0kg/(m2·s)、1.50kg/(m2·s)、2.00kg/(m2·s)、2.50kg/(m2·s)、3.00kg/(m2·s)。空氣質(zhì)量流速取2個(gè)變化值：2.2kg/(m2·s)和3.00kg/(m2·s)。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

在大焓差蒸發(fā)冷卻器中，盤管內(nèi)熱流體出口溫度越低，空氣焓差越大，冷卻效果越好。測(cè)試不同工況下盤管內(nèi)熱流體進(jìn)出口溫差，可分析出噴淋水密度和空氣流量對(duì)大焓差蒸發(fā)冷卻器熱工性能的影響。

圖2 盤管熱流體進(jìn)出口溫差

圖3 盤管熱流體排熱量

由圖2可知，噴淋水密度從1.5kg/(m2·s)逐漸增加到3.0kg/(m2·s)，盤管內(nèi)熱流體溫差先增大后趨于平緩；空氣流量為從2200m3/h增加到2950m3/h，即空氣單位面積流量從2.2kg/(m2·s)增加到3kg/(m2·s)時(shí)，盤管內(nèi)熱流體進(jìn)出口溫差增大0.3℃～1.2℃。

圖3為盤管內(nèi)熱流體在不同工況下的換熱量。由圖3可知，隨著噴淋水密度的增加，盤管內(nèi)熱流體排熱量先增大后趨于平緩；隨著空氣流量增加，盤管內(nèi)熱流體排熱量增大，大焓差蒸發(fā)冷卻器冷卻能力增強(qiáng)。

就大焓差蒸發(fā)冷卻器試驗(yàn)臺(tái)的運(yùn)行來講，存在一個(gè)最佳噴淋密度，保證盤管剛好被噴淋水水膜完全潤(rùn)濕即可。噴淋水密度過大，水量增加，水泵能耗隨之增加；空氣流量雖然不變，但空氣流動(dòng)阻力因?yàn)閲娏芩芏仍黾佣黾?，風(fēng)機(jī)能耗隨之增大。如圖2可知，噴淋水密度在2.5kg/(m2·s)～3.0kg/(m2·s)時(shí)，大焓差蒸發(fā)冷卻器運(yùn)行效果最佳。

3 管外水膜換熱系數(shù)

管外水膜換熱系數(shù)，其值變化范圍受噴淋水流量、空氣流量的影響最大，是影響蒸發(fā)冷卻器換熱的主要系數(shù)之一。

根據(jù)熱平衡方程，盤管內(nèi)流體熱負(fù)荷為：

式中，M為盤管內(nèi)熱流體質(zhì)量流量，kg/s；c為盤管內(nèi)熱流體的比定壓比熱，J/(kg·K)；t為盤管內(nèi)熱流體的入口溫度，℃；t為盤管內(nèi)熱流體的出口溫度，℃。

盤管內(nèi)熱流體與噴淋水間的總傳熱系數(shù)K為：

式中，為盤管內(nèi)熱負(fù)荷，W；為盤管換熱面積，m2；為對(duì)數(shù)平均溫差。

盤管總熱阻：

式中，K為從盤管內(nèi)熱流體直至噴淋水的總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；h為管內(nèi)壁液膜換熱系數(shù)，W/(m2·K)；a為管外壁液膜換熱系數(shù)，W/(m2·K)；r為管外污垢熱阻，取0.00017(m2·K)/W；r為管內(nèi)污垢熱阻，取0.00017(m2·K)/W；為盤管管壁厚，m；為管壁材料導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；D為管內(nèi)徑，m；D為管外徑，m；D為管對(duì)數(shù)平均直徑，。

由于管內(nèi)液膜換熱系數(shù)、管徑等條件已知，盤管內(nèi)熱流體進(jìn)出口溫差可通過實(shí)驗(yàn)測(cè)得，聯(lián)立方程（1）、（2）、（3），即可求得管外液膜換熱系數(shù)a。

表1 不同噴淋水流量下，管外水膜換熱系數(shù)

查閱現(xiàn)有文獻(xiàn)中管外傳熱系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式和理論公式，其形式均滿足，主要區(qū)別在于12的取值。噴水溫度℃時(shí)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者總結(jié)出的管外水膜除熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式如表2。

表2 國(guó)內(nèi)外學(xué)者總結(jié)管外水膜除熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式

對(duì)于盤管內(nèi)為高溫流體的蒸發(fā)冷卻器，管外水膜系數(shù)與噴淋水密度之間的關(guān)系不是線性的。將變量之間的關(guān)系回歸成冪函數(shù)的形式，通過MATLAB中最小二乘法求解。

管外水膜換熱系數(shù)擬合公式計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值的線性關(guān)系誤差如圖4。圖中三條線從左到右分別表示誤差15%上限線，標(biāo)準(zhǔn)線和誤差-15%下限線?？梢钥闯觯瑪M合的標(biāo)準(zhǔn)偏差為9%，最大誤差為13%，最小誤差為4%，均在誤差范圍內(nèi)。分析誤差結(jié)果，當(dāng)噴淋水密度為最小1.25kg/(m·s)時(shí)，誤差最大為13%。分析主要原因是噴淋水密度太小，不足以完全覆蓋換熱盤管，其換熱系數(shù)不能正確反映盤管換熱能力。隨著噴淋水密度增大，其實(shí)驗(yàn)值與擬合公式計(jì)算值誤差減小。

圖4 實(shí)驗(yàn)值和擬合公式計(jì)算值線性比較

由圖5可知，對(duì)比其他學(xué)者總結(jié)的經(jīng)驗(yàn)公式，本文通過實(shí)驗(yàn)擬合的公式其斜率介于國(guó)內(nèi)外學(xué)者之間。大焓差蒸發(fā)冷卻器盤管內(nèi)流體溫度為65℃的高溫?zé)崃黧w，噴淋水溫度35℃，溫差30℃，相對(duì)于一般蒸發(fā)式冷凝器溫差大8.5℃，管外水膜與管壁換熱驅(qū)動(dòng)力大，管外水膜換熱系數(shù)相應(yīng)增大，盤管直徑小，斜率增大。

圖5 管外水膜換熱系數(shù)各實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式對(duì)比

4 結(jié)論

通過建立大焓差蒸發(fā)冷卻器試驗(yàn)臺(tái)，測(cè)試盤管內(nèi)熱流體溫度的變化，得到以下結(jié)論：

（1）在固定風(fēng)量條件下，增加噴淋水密度，盤管內(nèi)流體溫差先增大后趨于平緩，盤管內(nèi)熱流體排熱量先增大后趨于平緩；在固定噴淋水密度下，增加空氣流量，盤管內(nèi)熱流體進(jìn)出口溫差增大，盤管內(nèi)熱流體排熱量增大。當(dāng)噴淋水密度在2.5kg/(m2·s)～3.0kg/(m2·s)范圍內(nèi)，大焓差蒸發(fā)冷卻器效果接近最優(yōu)。

（2）隨著噴淋水密度的增加，管外水膜換熱系數(shù)a非線性增加，其趨勢(shì)趨于平緩。利用最小二乘法，將實(shí)驗(yàn)條件下的數(shù)據(jù)回歸，直徑為12.7mm的紫銅管，管外水膜換熱系數(shù)a可擬合成變量為噴淋水密度的關(guān)系式：。

[1] 張玉東,宣永梅,黃翔.蒸發(fā)冷卻適應(yīng)性分區(qū)進(jìn)展研究[J].制冷與空調(diào),2013,(1):33-38,51.

[2] 黃翔.蒸發(fā)冷卻空調(diào)技術(shù)發(fā)展動(dòng)態(tài)[J].制冷技術(shù), 2009,(1):19-25.

[3] 黃翔.蒸發(fā)冷卻空調(diào)理論與應(yīng)用[M].北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社,2010.

[4] 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,(10):28-34.

[5] 賀進(jìn)寶,黃翔.橢圓管式間接蒸發(fā)冷卻器熱質(zhì)交換過程初探[J].西安工程科技學(xué)院學(xué)報(bào),2003:6-8

[6] Hasan A, Serén K. Performance investigation of plain circular and oval tube evaporatively cooled heat exchan gers[J]. Applied Thermal Engineering, 2004,24(3): 777-790.

[7] Parker RO, Trebal RE. The heat mass transfer characteristics of evaporative coolers[J]. AICE Chemical Engineering Progress Symposium Series, 1962,57(32): 138-149.

[8] Y Niitsu, K Naito, T Anzai. Studies on characteristics and design procedure of evaporative coolers[J]. Journal of SHASE, Japan, 1969,43(7):581-590.

[9] Heyns J A, Kr ger D G. Experimental investigation into the thermal-flow performance characteristics of an evaporative cooler[J]. Applied Thermal Engineering, 2010,30(5):492-498.

[10] 王東屏.蒸發(fā)式冷凝器的設(shè)計(jì)[J].大連鐵道學(xué)院學(xué)報(bào),1999,20(1):45-49.

[11] 張祉祐.制冷原理與設(shè)備[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,1987:177-232.

[12] 王志遠(yuǎn),李鵬飛,肖立寧.蒸發(fā)式冷凝器傳熱性能實(shí)驗(yàn)研究[J].低溫與超導(dǎo),2011,(7):63-68.

The Heat Transfer Performance Experimental Study on the Large Enthalpy Difference Evaporative Cooler

Feng Sizhou Xu Zhihao Yuan Yanping

( Southwest JiaoTong University, Chengdu, 610031 )

The large enthalpy difference evaporative cooling water-cooled condenser which consists of an evaporative cooler, a water tank and a water-cooled condenser is a highly effective and low consumption condensing unit. It divides the condensation zone of refrigerant vapor into a high-temperature sensible heat evaporation condensation zone and a low-temperature latent heat water-cooled condensing zone, and air enthalpy difference of import and export increase. We build a test bench for testing the thermal performance of large enthalpy difference evaporative cooling condenser, by adjusting the water spray density and air flow, to test the changes of thermal fluid flow outlet temperature in coil and the changes of spray water outlet temperature, researching on heat transfer performance of evaporative condenser pipe web of film. The results show that with the increase of spray water density, the outlet temperature of spray water rise before leveling off, the temperature of the fluid within the coil drop before leveling off. In addition, through regression analysis of experimental data, fitting the DN 12 copper tube equation between pipe web of film heat transfer coefficient and spray water density:.

Large enthalpy difference; Evaporative cooling; Heat transfer coefficient; Spray water density; Air flow

1671-6612（2016）06-645-05

TU83

A

四川省青年科技創(chuàng)新研究團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目（2015TD0015）

馮思舟（1991.04-），女，在讀碩士研究生，E-mail：leslie409@qq.com

許志浩（1956.07-），男，碩士，副教授，E-mail：zhihaoxu@163.com

2016-04-20