章立標(biāo) 龔程程 羅 毅 劉驍飛

(1 浙江國(guó)祥股份有限公司 上虞 312300；2 浙江理工大學(xué)機(jī)械與自動(dòng)控制學(xué)院 杭州 310018)

目前螺桿和離心式冷水機(jī)組的蒸發(fā)器主要有干式、滿液式和降膜式三種形式。干式蒸發(fā)器傳熱系數(shù)僅約為滿液式的1/3，主要用于中小型設(shè)備,而與技術(shù)成熟可靠且應(yīng)用更廣泛的滿液式蒸發(fā)器相比，降膜式蒸發(fā)器因具有傳熱效率高、制冷劑充注量少、回油效果好[1-3]，可有效克服滿液式蒸發(fā)器殼側(cè)液體靜壓帶來(lái)的傳熱溫差損失等特點(diǎn)，性價(jià)比較高。因此，近年來(lái)較多研究機(jī)構(gòu)和制造企業(yè)開(kāi)展了降膜式蒸發(fā)器的技術(shù)研究和產(chǎn)品應(yīng)用。但在實(shí)際運(yùn)行測(cè)試過(guò)程中，蒸發(fā)器出口往往產(chǎn)生較多夾帶的液滴，即壓縮機(jī)吸氣帶液，從而降低壓縮機(jī)及機(jī)組的性能和可靠性。

B. E. Dingel等[4]在J. P. Hartfield等[5]專(zhuān)利基礎(chǔ)上，指出延長(zhǎng)分配器兩側(cè)的擋板能夠降低因蒸發(fā)器上部管束制冷劑氣體短路而造成的出氣帶液，但并未從量化角度進(jìn)行說(shuō)明。E. A. William等[6]從蒸發(fā)器內(nèi)部R134a制冷劑液滴產(chǎn)生的機(jī)理進(jìn)行說(shuō)明，認(rèn)為在液滴形成過(guò)程中液滴的剪切和表面張力主導(dǎo)的波動(dòng)是主因，較高的蒸氣速度對(duì)液滴束產(chǎn)生剪切，將較小的液滴帶入氣流中。但該模型并未指出液體夾帶量的具體計(jì)算方法和模型。王學(xué)會(huì)等[7]針對(duì)降膜式蒸發(fā)器的影響因素進(jìn)行了綜述研究，部分研究指出氣流通道的布局能夠顯著影響液滴的夾帶。D. Yung等[8-9]實(shí)驗(yàn)研究了降膜式蒸發(fā)器氣-液夾帶問(wèn)題，結(jié)果表明液滴夾帶主要來(lái)源于液滴的濺落、破碎，從而被氣流通道中的橫向速度帶離蒸發(fā)器。肖鑫[10]通過(guò)CFD對(duì)降膜式蒸發(fā)器進(jìn)行仿真分析，結(jié)果表明流速過(guò)大的區(qū)域帶液風(fēng)險(xiǎn)較高，通過(guò)增加隔板能夠降低出氣帶液的風(fēng)險(xiǎn)。但該方法并未涉及含換熱管束復(fù)雜的多相流動(dòng)和傳熱過(guò)程，研究?jī)?nèi)容有一定的局限性。

綜上所述，目前國(guó)內(nèi)外科研人員主要研究滿液式蒸發(fā)器出氣帶液，較少涉及降膜式蒸發(fā)器出氣帶液，且僅以單相流研究為主，并未過(guò)多涉及流動(dòng)-傳熱-相變等復(fù)雜過(guò)程關(guān)聯(lián)性研究。因此，本文采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)開(kāi)展降膜式蒸發(fā)器典型試驗(yàn)樣機(jī)液滴夾帶空間分布和流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)的研究，同時(shí)結(jié)合實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果確定降膜式蒸發(fā)器出氣帶液率的控制參數(shù)。在此基礎(chǔ)上，對(duì)系列型號(hào)降膜式蒸發(fā)器進(jìn)行出氣帶液風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估，并針對(duì)高風(fēng)險(xiǎn)型號(hào)的降膜蒸發(fā)器，通過(guò)對(duì)筒體內(nèi)徑、分配器出口流速、管間距等關(guān)鍵參數(shù)群的優(yōu)化設(shè)計(jì)并進(jìn)行換熱管束外流型分布的分析，有效控制了帶液風(fēng)險(xiǎn)，為降膜式蒸發(fā)器出氣帶液的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供關(guān)鍵依據(jù)。

1 氣-液兩相流動(dòng)機(jī)理及實(shí)驗(yàn)測(cè)試

1.1 降膜式蒸發(fā)器流動(dòng)-傳熱-相變機(jī)理

降膜式蒸發(fā)器作為制冷空調(diào)行業(yè)大中型冷熱源主機(jī)最有發(fā)展前景的蒸發(fā)器類(lèi)型，了解其內(nèi)部的流動(dòng)和傳熱機(jī)理對(duì)其傳熱強(qiáng)化和可靠性設(shè)計(jì)優(yōu)化很有必要。降膜蒸發(fā)器換熱管外殼程介質(zhì)為制冷劑，換熱管程介質(zhì)為載冷劑；主機(jī)冷凝器出口的高壓液體制冷劑經(jīng)節(jié)流閥節(jié)流降壓后變?yōu)榈蜏氐蛪簹?液兩相制冷劑，然后兩相流體首先進(jìn)入降膜式蒸發(fā)器頂部的分配器，在其內(nèi)部進(jìn)行多重分配后均勻流出分配器，之后制冷劑在殼程換熱管束外壁進(jìn)行流動(dòng)、換熱，如圖1(a)所示。降膜式蒸發(fā)器筒體內(nèi)部的出氣擋板、分配器與上部筒體內(nèi)壁構(gòu)成出氣腔，而與下部筒體內(nèi)壁所構(gòu)成的空間則分為降膜區(qū)、滿液區(qū)，如圖1(b)所示。液相制冷劑在重力、表面張力、周?chē)鷼饬鹘M織等影響下逐層滴落到各換熱管，與換熱管外壁進(jìn)行換熱，部分液相制冷劑吸熱后轉(zhuǎn)化成氣相。該過(guò)程的傳熱傳質(zhì)機(jī)理為溫度相對(duì)較高的管內(nèi)載冷劑與管內(nèi)壁進(jìn)行對(duì)流傳熱，熱量繼續(xù)從管內(nèi)壁到管外壁進(jìn)行熱傳導(dǎo)，管外壁與管外壁表面的液膜進(jìn)行熱傳導(dǎo)形成飽和蒸氣層、飽和熱蒸氣層向未飽和蒸氣層進(jìn)行對(duì)流換熱等一系列復(fù)雜的傳熱傳質(zhì)過(guò)程，如圖1(c)所示，其中未轉(zhuǎn)化成氣相的液相制冷劑在降膜區(qū)受重力的主導(dǎo)作用繼續(xù)逐層向下滴落，逐層在換熱管外壁面蒸發(fā)，最終未蒸發(fā)的少量液相制冷劑在蒸發(fā)器底部形成滿液區(qū)，繼續(xù)與換熱管內(nèi)側(cè)的載冷劑進(jìn)行換熱。值得注意的是，蒸發(fā)器出氣口的氣相制冷劑主要由分配器出口的氣體、降膜區(qū)換熱管外壁的液膜制冷劑與管內(nèi)載冷劑換熱蒸發(fā)后產(chǎn)生的氣體及滿液區(qū)換熱產(chǎn)生的氣體等三部分組成，內(nèi)部流場(chǎng)十分復(fù)雜，三部分的氣體混合后經(jīng)出氣擋板進(jìn)入出氣腔，接著被抽向蒸發(fā)器出口，經(jīng)機(jī)組低壓吸氣管最終回到壓縮機(jī)吸氣口。

圖1 降膜式蒸發(fā)器殼程氣-液兩相流動(dòng)機(jī)理

1.2 降膜式蒸發(fā)器實(shí)驗(yàn)測(cè)試

水冷冷水機(jī)組測(cè)試裝置主要由冷卻塔、水冷冷水機(jī)組(工況機(jī))、恒溫水箱、板式換熱器、水泵、電動(dòng)閥門(mén)及試驗(yàn)樣機(jī)等設(shè)備所組成，通過(guò)了AHRI (美國(guó)制冷空調(diào)與供暖協(xié)會(huì))認(rèn)證。試驗(yàn)樣機(jī)蒸發(fā)器冷凍水側(cè)冷量與冷凝器冷卻水側(cè)冷凝熱量通過(guò)兌水泵進(jìn)行中和，多余冷凝熱量則通過(guò)水泵輸送至恒溫水箱或冷卻塔進(jìn)行排放，恒溫水箱的溫度則通過(guò)水冷冷水機(jī)組(工況機(jī))和加熱器進(jìn)行調(diào)節(jié)，如圖2(a)所示。試驗(yàn)樣機(jī)的測(cè)試系統(tǒng)如圖2(b)所示，測(cè)試過(guò)程前將溫度傳感器分別安裝在蒸發(fā)器的制冷劑側(cè)、冷凍水側(cè)的進(jìn)口和出口，壓力傳感器分別安裝在蒸發(fā)器制冷劑側(cè)進(jìn)口、筒體及出口。對(duì)機(jī)組抽真空及加氟后，進(jìn)行了不同冷凍水溫、冷卻水溫、壓縮機(jī)容量條件下變工況、變負(fù)載條件下穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)的制冷量、冷凍進(jìn)、出水溫、制冷劑側(cè)進(jìn)口、筒體及出口各位置相關(guān)壓力、溫度等熱力參數(shù)的測(cè)量；同時(shí)，通過(guò)筒體上安裝的視鏡和液位計(jì)觀察分配器出口均勻性，并觀察換熱管束外部空間的流型，且通過(guò)蒸發(fā)器出口安裝的視鏡來(lái)檢查出氣帶液癥狀。

圖2 降膜式蒸發(fā)器實(shí)驗(yàn)測(cè)試系統(tǒng)

2 物理模型及計(jì)算方法

2.1 蒸發(fā)器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖3所示分別為型號(hào)K1、K2水冷螺桿冷水機(jī)組試驗(yàn)樣機(jī)降膜式蒸發(fā)器的筒體內(nèi)部結(jié)構(gòu)原理。因分配器出口壓力在軸向的差距可忽略且經(jīng)數(shù)值模擬優(yōu)化后分配器出口流量較為均勻，因此，本文將模型簡(jiǎn)化成二維側(cè)面的蒸發(fā)器徑向截面進(jìn)行模擬研究。兩臺(tái)樣機(jī)的筒體內(nèi)徑分別為φ540 mm、φ750 mm，分別共有106根、200根φ19 mm高效換熱管，換熱管的長(zhǎng)度均為3 000 mm, 出氣口內(nèi)徑分別為φ123 mm、φ200 mm。分配器由三層分液板組成，其中最下層分液板分別共有888個(gè)、1632個(gè)φ8 mm圓孔。為更好開(kāi)展蒸發(fā)器出口液滴夾帶和流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)的研究，在模型中設(shè)置了6個(gè)典型關(guān)鍵位置(1～6)。圖3中蒸發(fā)器出氣擋板采用矩形孔(5、6)，因出氣腔內(nèi)部自蒸發(fā)器進(jìn)口端至出口端存在流動(dòng)阻力，為確保筒體軸向由出氣擋板進(jìn)入出氣腔氣體流量的均勻性，矩形孔尺寸從蒸發(fā)器進(jìn)口沿著筒體軸向朝蒸發(fā)器出氣口逐漸減小，故以當(dāng)量直徑di、dm表征開(kāi)孔大小，如式(1)和式(2)所示。

圖3 降膜式蒸發(fā)器樣機(jī)結(jié)構(gòu)

(1)

(2)

式中：n為開(kāi)孔數(shù)量；di為出氣擋板第i個(gè)矩形孔的當(dāng)量直徑，mm；Ai為該矩形孔面積，mm2；χi為該矩形孔的周長(zhǎng)，mm；dm為各孔的平均當(dāng)量直徑，mm，兩臺(tái)樣機(jī)的平均當(dāng)量直徑dm分別為17 mm和24.2 mm。為便于計(jì)算氣體經(jīng)過(guò)蒸發(fā)器徑向截面出氣擋板時(shí)的流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)，本文模型中采用了與蒸發(fā)器出口內(nèi)徑相等的輔助出氣口(注意并非蒸發(fā)器實(shí)際出口，氣流經(jīng)過(guò)出氣擋板進(jìn)入出氣腔后實(shí)際上沿筒體軸向流向蒸發(fā)器出口),故輔助出氣口處液滴夾帶率和出氣擋板處液滴夾帶率是完全相等的。

圖4所示為K3～K6共4個(gè)機(jī)型降膜式蒸發(fā)器筒體內(nèi)部結(jié)構(gòu)，主要參數(shù)如表1所示。其中最下層分配器沿著軸向的當(dāng)量開(kāi)孔大小均為φ8 mm，且換熱管長(zhǎng)均為3 000 mm，6個(gè)關(guān)鍵位置按圖3(a)進(jìn)行設(shè)置。本文通過(guò)對(duì)K1、K2試驗(yàn)樣機(jī)的實(shí)驗(yàn)測(cè)試和數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的對(duì)比和分析，對(duì)這4個(gè)機(jī)型降膜式蒸發(fā)器出氣帶液和流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬和風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估，并在此基礎(chǔ)上進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)和測(cè)試驗(yàn)證。

圖4 降膜式蒸發(fā)器系列結(jié)構(gòu)

表1 降膜式蒸發(fā)器的主要參數(shù)

2.2 計(jì)算模型

1) 多相流模型

本文研究的主要對(duì)象是蒸發(fā)器殼程制冷劑氣-液兩相流動(dòng)中液滴夾帶和換熱管束管外流態(tài)模擬，針對(duì)氣-液兩相的相界面捕捉尤其關(guān)鍵，因此采用VOF多相流模型進(jìn)行仿真。

2) 控制方程

質(zhì)量守恒方程：

(3)

動(dòng)量方程：

(4)

ρ=αqρq+αpρp

(5)

μ=αqμq+αpμp

(6)

能量方程：

(7)

(8)

(9)

(10)

3) 湍流模型

由于Realizablek-ε湍流模型具有數(shù)據(jù)累積較多、計(jì)算精度較高等特點(diǎn)，相對(duì)于標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型和RNGk-ε模型能更好地模擬圓形射流工程問(wèn)題，且計(jì)算精度和收斂性能滿足常規(guī)工程應(yīng)用要[12]，因此采用該模型進(jìn)行計(jì)算。

4) 傳熱傳質(zhì)模型

氣-液兩相傳質(zhì)相變模型主要采用W.H.Lee[13]模型：

當(dāng)Tl≥Tsat時(shí)，

(11)

當(dāng)Tv

(12)

(13)

2.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

本文采用Ansys meshing對(duì)構(gòu)建的物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖5所示。該模型全局采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量約為0.6，針對(duì)換熱管束部分進(jìn)行局部加密，并設(shè)置邊界層。將模型中的分配器出口設(shè)置成velocity inlet邊界條件，輔助出氣口設(shè)置成pressure out邊界條件，管束部分設(shè)置成wall, 其余壁面設(shè)置成無(wú)滑移壁面的條件，管束中的銅管壁面與制冷劑液相的接觸角設(shè)置成10°進(jìn)行計(jì)算[15]，并采用R134a在6 ℃飽和狀態(tài)下的制冷劑熱物性參數(shù)進(jìn)行模擬，管束外壁面的傳熱計(jì)算采用第三類(lèi)邊界條件，管外傳熱系數(shù)則通過(guò)傳熱計(jì)算軟件且結(jié)合各負(fù)載工況的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)計(jì)算，管外壁平均溫度則根據(jù)蒸發(fā)溫度、載冷劑進(jìn)、出口溫度和管內(nèi)外傳熱系數(shù)來(lái)計(jì)算，分配器進(jìn)口干度、殼程飽和壓力則按各負(fù)載工況的冷凝溫度、過(guò)冷度及蒸發(fā)溫度來(lái)計(jì)算，采用上述邊界條件進(jìn)行降膜式蒸發(fā)器殼程流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)和出口帶液程度的研究，其余需要評(píng)估的4個(gè)型號(hào)也按照該方法進(jìn)行設(shè)置。

圖5 降膜蒸發(fā)器典型樣機(jī)網(wǎng)格劃分

2.4 數(shù)值求解方法

本文采用基于壓力的分離式求解器及PISO的壓力與速度的耦合計(jì)算方法。為了動(dòng)態(tài)跟蹤模擬管間液體流動(dòng)情況，采用非穩(wěn)態(tài)計(jì)算模式，時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 1 s, 連續(xù)性方程與動(dòng)量方程中的時(shí)間項(xiàng)采用一階隱式離散，殘差精度設(shè)置為10-6，壓力項(xiàng)離散采用PRESTO方法，動(dòng)量方程離散采用二階迎風(fēng)格式，體積分?jǐn)?shù)方程的離散采用Geo-Reconstruct。

2.5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

為研究降膜式蒸發(fā)器數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，需要進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析。本文針對(duì)不同網(wǎng)格數(shù)量下對(duì)K1和K2的出氣擋板左側(cè)氣體速度進(jìn)行了計(jì)算，如圖6所示。可見(jiàn)K1、K2分別在50萬(wàn)～90萬(wàn)、60萬(wàn)～100萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)量下的氣體速度計(jì)算結(jié)果基本一致，相對(duì)偏差均在3%以內(nèi)，因此針對(duì)這兩個(gè)機(jī)型分別采用50萬(wàn)、60萬(wàn)網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行分析和計(jì)算，其余需進(jìn)行帶液風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估的降膜式蒸發(fā)器型號(hào)也參照該方法進(jìn)行研究和對(duì)比。

圖6 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證及帶液控制參數(shù)的確定

為驗(yàn)證本文所采用的氣-液兩相數(shù)值方法的準(zhǔn)確性，通過(guò)CFD對(duì)K1、K2水冷螺桿冷水機(jī)組試驗(yàn)樣機(jī)的5組負(fù)載工況(40%～100%，每15%一組)分別進(jìn)行仿真計(jì)算，徑向截面輔助出氣口的液滴夾帶率計(jì)算結(jié)果如圖7所示。同時(shí)，通過(guò)螺桿壓縮機(jī)容調(diào)滑閥的手動(dòng)無(wú)級(jí)加載控制，對(duì)K1、K2試驗(yàn)樣機(jī)從最小容量25%逐漸加載，從蒸發(fā)器筒體頂部和出氣口視鏡觀察制冷劑狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)K1試驗(yàn)樣機(jī)在壓縮機(jī)容量加載至91%時(shí)開(kāi)始出現(xiàn)微小液滴，K2試驗(yàn)樣機(jī)則滿載時(shí)才出現(xiàn)極微小液滴。由圖7可知，K2 100%滿載時(shí)液滴夾帶率為0.37%，而對(duì)K1液滴夾帶率曲線插值，91%負(fù)載時(shí)的液滴夾帶率為0.38%，與K2滿載時(shí)液滴夾帶率的計(jì)算結(jié)果基本一致。

圖7 試驗(yàn)樣機(jī)蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶率

選取典型試驗(yàn)樣機(jī)K1蒸發(fā)器內(nèi)分配器出口的質(zhì)量流量分布進(jìn)行數(shù)值模擬研究，如圖8所示，結(jié)果表明分配器出口的質(zhì)量流量沿著軸向分布雖然存在一定差異，但基本上分布較為均勻。通過(guò)筒體軸向安裝的各個(gè)視鏡觀察發(fā)現(xiàn)，降膜式蒸發(fā)器分配器出口的液體制冷劑沿軸向的分布較為均勻，且液體制冷劑從換熱管束頂部逐層向下的流動(dòng)過(guò)程中，軸向的流態(tài)也較為均勻一致，故基本上可以忽略蒸發(fā)器軸向的流場(chǎng)不均勻?qū)σ旱闻R界夾帶率的影響。換熱管外主要呈現(xiàn)滴狀流逐層向下滴落，與數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本一致，因此，證明本文采用的數(shù)值模擬計(jì)算方法具有一定準(zhǔn)確性。

圖8 典型試驗(yàn)樣機(jī)分配器軸向質(zhì)量流量出口分布

為評(píng)估后續(xù)各型降膜蒸發(fā)器系列出氣口的帶液風(fēng)險(xiǎn)，基于K1、K2試驗(yàn)樣機(jī)的數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果，提出液滴夾帶率φ作為主要控制參數(shù)來(lái)評(píng)估和控制蒸發(fā)器出口帶液風(fēng)險(xiǎn)的高低，其臨界值φc取0.37%。考慮到蒸發(fā)器內(nèi)部流場(chǎng)十分復(fù)雜，僅依據(jù)蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶率可能無(wú)法準(zhǔn)確判斷帶液臨界狀態(tài)以達(dá)到完全控制帶液風(fēng)險(xiǎn)目的。因此，根據(jù)兩臺(tái)試驗(yàn)樣機(jī)在不同負(fù)載下的帶液實(shí)測(cè)結(jié)果，本文分別對(duì)K1試驗(yàn)樣機(jī)88%、100%及K2試驗(yàn)樣機(jī)100%負(fù)載工況下,蒸發(fā)器6個(gè)典型的關(guān)鍵位置(2.1節(jié))進(jìn)行流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)的研究，結(jié)果如圖9所示。根據(jù)圖9仿真計(jì)算結(jié)果，本文將水平氣流通道流速vH(位置3、4)作為第一輔助控制參數(shù)，臨界值vHC為0.24 m/s。此外相對(duì)于圖3位置(1～4)，位置5、6出氣擋板的氣流速度最大，而且該位置靠近蒸發(fā)器出氣腔，其速度大小會(huì)影響蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶量的大小。通過(guò)計(jì)算，K1在88%負(fù)載、K2在滿載工況時(shí)出氣擋板平均氣流速度vB(位置5、6)分別為2.09、2.18 m/s，實(shí)測(cè)時(shí)蒸發(fā)器出氣口則分別為不帶液、基本不帶液；而K1在滿載工況時(shí)平均氣流速度為2.4 m/s，實(shí)測(cè)時(shí)負(fù)載達(dá)到91%時(shí)視鏡中開(kāi)始出現(xiàn)液滴。因此，本文以出氣擋板平均氣流速度vB(位置5、6)作為出氣帶液第二輔助控制參數(shù)，臨界值vBC為2.18 m/s。

圖9 試驗(yàn)樣機(jī)蒸發(fā)器典型位置氣流速度

綜上所述，根據(jù)數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果且結(jié)合試驗(yàn)樣機(jī)帶液實(shí)測(cè)情況，建立了以蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶率為主要控制參數(shù)(φ≤0.37%)，以水平氣流通道平均流速(vH≤0.24 m/s)、出氣擋板平均氣流速度(vB≤2.18 m/s)作為輔助控制參數(shù)來(lái)對(duì)后續(xù)降膜式蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)進(jìn)行優(yōu)化，并作為出氣帶液風(fēng)險(xiǎn)高低的判定依據(jù)。

4 出氣口帶液風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估和優(yōu)化設(shè)計(jì)

4.1 降膜蒸發(fā)器出氣口帶液風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估

以第3節(jié)提出的蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶率φ、水平氣流通道平均流速vH、出氣擋板平均氣流速度vB為控制目標(biāo)參數(shù)，對(duì)各機(jī)型降膜式蒸發(fā)器(K3～K6)的設(shè)計(jì)進(jìn)行帶液風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估，壓縮機(jī)100%滿載時(shí)應(yīng)滿足蒸發(fā)器出口液滴夾帶率φmax≤φc條件以解決蒸發(fā)器液滴夾帶的難點(diǎn)問(wèn)題。因此，采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)分別對(duì)4個(gè)機(jī)型冷水機(jī)組滿載時(shí)模型進(jìn)行流體數(shù)值模擬仿真計(jì)算，結(jié)果如圖10～圖13所示，其中相態(tài)體積分?jǐn)?shù)云圖上紅色表示液相制冷劑，藍(lán)色表示氣相制冷劑。由圖10可知，4個(gè)機(jī)型滿載時(shí)蒸發(fā)器出口均含有一定液滴，φK3=0.07%，φK4=0.13%，φK5=0.97%，φK6=1.5%，與液滴夾帶臨界值φc=0.37%相比，φK5和φK6的液滴夾帶率遠(yuǎn)高于臨界值，故具有較高的出氣帶液的風(fēng)險(xiǎn)。上述4個(gè)機(jī)型6個(gè)典型位置氣流速度與K2滿載工況的對(duì)比如圖13所示。由圖13可知，K3和K4在6個(gè)典型位置的氣體速度均低于K2，而K5和K6氣體速度則均大于K2。經(jīng)過(guò)計(jì)算，K3～K6滿載時(shí)水平氣流通道平均流速vH分別0.15、0.20、0.44、0.94 m/s，出氣擋板平均氣流速度vB分別1.41、1.45、3.75、3.89 m/s，可見(jiàn)K5和K6在特定位置氣流速度均遠(yuǎn)高于臨界值vHC(0.24 m/s)、vBC(2.18 m/s)，結(jié)合蒸發(fā)器出氣口的液滴夾帶率可知，K5和K6的出氣帶液風(fēng)險(xiǎn)較大。

圖10 降膜式蒸發(fā)器滿載工況下空間相態(tài)分布

圖12 降膜式蒸發(fā)器滿載工況下蒸發(fā)器出口液滴夾帶率

圖13 降膜式蒸發(fā)器滿載工況下典型位置氣流速度

4.2 降膜蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶優(yōu)化設(shè)計(jì)

基于4.1節(jié)計(jì)算的仿真結(jié)果，為克服K5和K6蒸發(fā)器出氣口較高的出氣帶液風(fēng)險(xiǎn)，本文對(duì)蒸發(fā)器局部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。對(duì)比表1中4個(gè)機(jī)型主要結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，將K5和K6的筒體內(nèi)徑分別由560、600 mm增至600、670 mm，分配器出口開(kāi)孔數(shù)量則分別由900、996個(gè)增至1 000、1 320個(gè)，同時(shí)適當(dāng)調(diào)整各層換熱管的間距，總體上遵循控制液滴夾帶率及殼程關(guān)鍵位置氣流速度的原則進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化。圖14～圖17所示為K5～K6滿載工況下優(yōu)化前后的相態(tài)分布和速度圖。由圖14可知，優(yōu)化后的K5和K6蒸發(fā)器出氣口的液滴夾帶量的空間分布顯著低于優(yōu)化前，且液滴的大小也變得更加細(xì)小且分散，幾乎不可見(jiàn)；經(jīng)計(jì)算，K5、K6蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶率分別為0.20%、0.18%，均低于液滴夾帶率臨界值φc(0.37%)，如圖17所示。由圖15～圖16可知，優(yōu)化后的空間速度分布明顯比優(yōu)化前更加平緩，計(jì)算表明優(yōu)化后各位置的氣體速度均低于優(yōu)化前，水平氣流通道平均流速vH分別為0.19、0.18 m/s，低于臨界值vHC(0.24 m/s)，且出氣擋板平均氣流速度vB分別為2.01、1.94 m/s，均低于臨界值vBC(2.18 m/s)。結(jié)合優(yōu)化后的蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶率計(jì)算結(jié)果，可判定優(yōu)化后的K5和K6降膜式蒸發(fā)器具有較低的液滴夾帶風(fēng)險(xiǎn)。通過(guò)對(duì)優(yōu)化后的K5、K6試驗(yàn)樣機(jī)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)蒸發(fā)器出氣口均不存在帶液現(xiàn)象，說(shuō)明通過(guò)增大筒體的直徑、降低分配器出口的流速、調(diào)整換熱管層間距等措施，可有效有效控制出氣帶液風(fēng)險(xiǎn)。

圖14 K5和K6滿載工況下優(yōu)化前后相態(tài)空間分布

圖15 K5和K6滿載工況下優(yōu)化前后滿載工況下速度分布

圖16 K5和K6優(yōu)化前后滿載工況下速度分布

圖17 K5和K6滿載工況下出氣口液滴夾帶率

5 殼程換熱管外流態(tài)分布研究

根據(jù)優(yōu)化后的降膜式蒸發(fā)器模型進(jìn)行殼程換熱管外流態(tài)分布研究，如圖18所示?？梢?jiàn)優(yōu)化后的蒸發(fā)器(K5、K6)殼程的換熱管束外的流型具有一定的相似性，主要以滴狀流的形式分布在管外，且絕大部分換熱管外壁面基本上形成了分布較為均勻的液相，不存在明顯的干涸風(fēng)險(xiǎn)。通過(guò)筒體軸向安裝的各視鏡觀察發(fā)現(xiàn)，沿著蒸發(fā)器軸向方向的制冷劑分布和筒體內(nèi)部流動(dòng)速度均較為均勻，基本與數(shù)值模擬一致。

圖18 降膜式蒸發(fā)器換熱管外流態(tài)分布

6 結(jié)論

本文針對(duì)降膜式蒸發(fā)器出氣口帶液?jiǎn)栴}，以試驗(yàn)樣機(jī)在不同負(fù)載工況下的帶液實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果為基礎(chǔ)，采用CFD流體仿真計(jì)算確定了帶液風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估的目標(biāo)控制參數(shù)，對(duì)所設(shè)計(jì)的降膜式蒸發(fā)器系列型號(hào)進(jìn)行帶液風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)、評(píng)估及優(yōu)化設(shè)計(jì)研究，并對(duì)樣機(jī)進(jìn)行實(shí)測(cè)驗(yàn)證，得到如下結(jié)論：

1) 采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)對(duì)K1、K2兩臺(tái)試驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)行降膜式蒸發(fā)器出口液滴夾帶空間分布和流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)研究，結(jié)合兩臺(tái)試驗(yàn)樣機(jī)在不同負(fù)載工況下實(shí)際的帶液測(cè)試結(jié)果和換熱管外流態(tài)的觀察，提出以液滴夾帶率φ(φc=0.37%)作為主要控制參數(shù)，水平氣流通道流速vH(vHC=0.24 m/s)和出氣擋板平均氣流速度vB(vBC=2.18 m/s)作為輔助控制參數(shù)來(lái)判斷后續(xù)設(shè)計(jì)的降膜式蒸發(fā)器出氣口帶液的風(fēng)險(xiǎn)，并揭示了降膜式蒸發(fā)器殼程在流動(dòng)-傳熱相變下的流動(dòng)機(jī)理。

2) 根據(jù)建立的液滴夾帶率和典型位置速度控制參數(shù)模型，對(duì)K3～K6各型降膜式蒸發(fā)器出氣口液滴夾帶空間分布和流體動(dòng)力學(xué)參數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算和風(fēng)險(xiǎn)預(yù)測(cè)，計(jì)算結(jié)果表明K3、K4具有較低的帶液風(fēng)險(xiǎn)，K5、K6具有較高的帶液風(fēng)險(xiǎn)。針對(duì)高風(fēng)險(xiǎn)帶液的降膜蒸發(fā)器型號(hào)，通過(guò)增大筒體內(nèi)徑、降低分配器出口速度、調(diào)整管層間距等關(guān)鍵參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，出氣口液滴夾帶率比優(yōu)化前降低了75%以上，有效降低了出氣帶液的風(fēng)險(xiǎn)。

3) 以分配器氣-液兩相實(shí)際出口狀態(tài)及相態(tài)分布為基礎(chǔ)，通過(guò)數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)降膜式蒸發(fā)器系列管外流態(tài)主要以滴狀流的形式分布在管外，且在絕大部分換熱管外壁面形成了分布較為均勻的液相，能夠有效避免換熱管外表面干涸的風(fēng)險(xiǎn)。

本文受浙江省科技廳省級(jí)重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2020C01164)資助。(The project was supported by Provincial Key R & D Program of Zhejiang Provincial Department of Science and Technology(No. 2020C01164).)