ORC系統(tǒng)中板式蒸發(fā)器傳熱特性的研究

邱長(zhǎng)亮，吳俐俊，吳世鋒

(同濟(jì)大學(xué) 機(jī)械與能源工程學(xué)院，上海 201804)

隨著煤炭、石油、天然氣等化石能源儲(chǔ)量的日劇減少和價(jià)格的不斷攀升，以及由于能源消耗帶來(lái)的環(huán)境問(wèn)題，如酸雨、PM2.5和二氧化碳排放等造成的臭氧層空洞等，能源和環(huán)境問(wèn)題已經(jīng)成為全世界共同關(guān)注的重大問(wèn)題。在我國(guó)總能耗中，工業(yè)能耗占70%以上，其中有50%轉(zhuǎn)化為不同形式的工業(yè)余熱，而中低余熱約占總余熱量比的40%～50%，但是我國(guó)工業(yè)余熱回收率僅約30%[1-2]。目前，余熱回收利用技術(shù)包括熱交換技術(shù)、熱泵技術(shù)、余熱制冷技術(shù)、低溫有機(jī)朗肯技術(shù)、Kalina循環(huán)發(fā)電技術(shù)[3]。低溫有機(jī)朗肯循環(huán)技術(shù)由于熱效率高，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單緊湊，使用熱源廣，能有效的回收低品位熱能而被廣泛的研究和應(yīng)用[4-7]，其研究主要集中在工質(zhì)的選擇，系統(tǒng)循環(huán)性能，關(guān)鍵設(shè)備等研究領(lǐng)域，而蒸發(fā)器作為換熱熱備是ORC系統(tǒng)中重要的組成部分之一，由于存在復(fù)雜的相變過(guò)程，對(duì)其換熱性能的研究也備受各界關(guān)注。

國(guó)內(nèi)眾多學(xué)者對(duì)相變傳熱傳質(zhì)進(jìn)行了大量的研究,張燦燦等[8]以復(fù)合相變換熱器在電廠鍋爐煙氣回收利用中的應(yīng)用為背景，模擬研究了梭形和圓形板式換熱器中過(guò)冷沸騰換熱過(guò)程。劉振宇等[9]以板式冷凝器和管殼式相變蓄熱單元為應(yīng)用背景，通過(guò)建立VOF模型進(jìn)行CFD數(shù)值模擬，分析和研究了影響冷凝相變傳熱的各項(xiàng)因素，并探討了矩形微通道內(nèi)表面張力和界面剪切力對(duì)冷凝傳熱傳質(zhì)的作用。汪維偉等[10]選用Fluent中Mixture模型，對(duì)水平夾套式熱虹吸管進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，研究了水平夾套式熱管內(nèi)部的沸騰冷凝過(guò)程。沈超等[11]采用Fluent中的VOF模型，對(duì)平行流熱管內(nèi)的氣液兩相流特性以及復(fù)雜相變傳熱傳質(zhì)的演變過(guò)程進(jìn)行了模擬計(jì)算。萬(wàn)智華等[12]通過(guò)建立板翅式換熱器冷箱并聯(lián)管路的物理模型，模擬研究了氣液兩相流的流量均布特性。王為術(shù)等[13]數(shù)值研究了有機(jī)工質(zhì)R113在豎直圓管管內(nèi)降膜蒸發(fā)的換熱特性。王志奇等[14]對(duì)水平微肋管內(nèi)有機(jī)工質(zhì)R245fa的沸騰換熱性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并運(yùn)用四種關(guān)聯(lián)式對(duì)沸騰換熱性能進(jìn)行預(yù)測(cè)。

目前，兩相流動(dòng)的傳熱和流動(dòng)機(jī)理比較復(fù)雜，雖然諸多學(xué)者在理論及實(shí)驗(yàn)方面進(jìn)行了大量的研究[15-17]，但是受到實(shí)驗(yàn)條件和現(xiàn)有理論水平的限制，其研究也存在一定差異，導(dǎo)致結(jié)果具有不可預(yù)測(cè)性，尤其是在一些新型板式換熱器中，特殊復(fù)雜的物理結(jié)構(gòu)和氣液兩相間的物理化學(xué)相互作用又使得研究變得更加困難[18-19]。此外，大多數(shù)學(xué)者研究的都是工質(zhì)在圓管內(nèi)的相變換熱，而研究橢圓管以及其他形式的管并不多，且對(duì)蒸發(fā)相變的數(shù)值模擬分析較少。本文研究的蒸發(fā)器是一種板式全焊式換熱器，結(jié)構(gòu)緊湊，換熱效果好，生產(chǎn)成本低，由于對(duì)該換熱器中類橢圓通道的相變換熱的研究很少，因此本文將結(jié)合工程實(shí)例，選用第4代環(huán)保工質(zhì)R245fa[20-22]，對(duì)ORC系統(tǒng)中R245fa有機(jī)工質(zhì)在橢圓管式蒸發(fā)器中的傳熱特性進(jìn)行模擬研究，為進(jìn)一步探究蒸發(fā)器內(nèi)工質(zhì)發(fā)生相變的機(jī)理，提高蒸發(fā)器的傳熱效率，為下一步對(duì)蒸發(fā)器的改進(jìn)優(yōu)化和設(shè)計(jì)R245fa高效能蒸發(fā)器提供借鑒和依據(jù)，并為ORC系統(tǒng)中換熱器設(shè)備的實(shí)際運(yùn)行提供理論幫助和指導(dǎo)。

1 蒸發(fā)器傳熱模型的建立

1.1 蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)與物理模型

ORC系統(tǒng)蒸發(fā)器的板束結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，是一種新型全焊式板式換熱器。板束由兩塊相同的波紋板波谷相對(duì)波谷，波峰相對(duì)波峰疊放，形成類橢圓的有機(jī)工質(zhì)R245fa通道，而相鄰板束間錯(cuò)位疊放就形成了水介質(zhì)通道。

圖1 蒸發(fā)器板束結(jié)構(gòu)圖

由于相變換熱計(jì)算十分復(fù)雜，對(duì)整個(gè)蒸發(fā)器的物理模型做了簡(jiǎn)化。為了建模方便，考慮到換熱器的模型為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，可以把整個(gè)模型簡(jiǎn)化為三層板束，相鄰兩塊板片疊放形成5個(gè)有機(jī)工質(zhì)蒸發(fā)的橢圓通道，三層相鄰板束之間形成兩個(gè)熱水波紋通道。板束截面物理模型圖如圖2所示，其中類橢圓通道長(zhǎng)軸30 mm，短軸16 mm，板束間距為20 mm，板片長(zhǎng)度為1 000 mm，寬度為165 mm。

圖2 板束截面物理模型圖

1.2 數(shù)學(xué)模型

(1)Fluent提供了3種多相流模型:VOF模型、Mixture (混合)模型、Eulerian (歐拉)模型。而混合模型為簡(jiǎn)化的歐拉模型，運(yùn)算量適中，可模擬兩相或者多相具有不同速度的流動(dòng)。因此本文選用的多相流計(jì)算模型為混合模型[23]。

混合模型的連續(xù)方程

式中ρm——為兩相的混合密度/kg·m-3,描述了由于氣穴或用戶自定義的質(zhì)量源的質(zhì)量傳遞/kg·(m3·s)-1;

混合模型的動(dòng)量方程

式中n——相數(shù);

μ——混合粘性/Pa·s;

混合模型能量守恒方程

式中keff——有效熱傳導(dǎo)率/W·m-1·K-1,右邊第一項(xiàng)代表由于傳導(dǎo)造成的能量傳遞;

SE——包含了所有的體積熱源/kJ·kg-1。

(2)根據(jù)換熱器的流動(dòng)情況，三維湍流模型選用穩(wěn)定性高、計(jì)算精度和時(shí)間經(jīng)濟(jì)性都較好的標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程模型[24]

式中Gk——由于平均速度梯度所引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)；

ui——湍動(dòng)粘度;

σk、σε——湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的湍流普朗特?cái)?shù)，常數(shù)σk=1.0，σε=1.3，C1g=1.44，C2g=1.92。

(3)蒸發(fā)換熱過(guò)程質(zhì)量與能量傳遞源項(xiàng)自定義(UDF)

編寫蒸發(fā)相變UDF，定義不同相之間的質(zhì)量傳遞和能量傳遞

Se=L·Sm,L=-L·Sm,V

式中L——相變潛熱/J·kg-1;

Ce、Cc——相變因子;

Sm,L——液相對(duì)氣相的質(zhì)量傳遞;

Sm,V——?dú)庀鄬?duì)液相的質(zhì)量傳遞;

Se——能量源項(xiàng)。

其有機(jī)工質(zhì)蒸發(fā)UDF流程圖如圖3所示。

圖3 有機(jī)工質(zhì)蒸發(fā)UDF流程圖

1.3 邊界條件與計(jì)算的設(shè)置

液態(tài)R245fa與熱水入口均采用速度入口(Velocity-inlet)邊界條件，兩種介質(zhì)的出口都釆用壓力出口(Pressure-outlet)邊界條件，湍流指定方法為回流湍流強(qiáng)度(Back Flow Turbulent Intensity)和回流水力直徑(Back Flow Hydraulic Diameter)。設(shè)置液相為主相，氣相為第二相。Fluent求解時(shí)采用離散的隱式方法，選用Standardk-ε模型并打開(kāi)能量方程，設(shè)置Y方向的重力加速度為-9.81 m·s-2，壓力離散格式選擇PISO，壓力-速度耦合選擇SIMPLE格式，設(shè)置R245fa的蒸發(fā)壓力等操作條件，并進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證后對(duì)ORC系統(tǒng)中蒸發(fā)器的數(shù)值傳熱進(jìn)行模擬。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 計(jì)算結(jié)果

操作壓力在0.226 6 MPa下，液態(tài)R245fa入口流量0.180 kg·s-1，熱水入口流量0.154 kg·s-1，水入口溫度90℃，R245fa入口溫度為36℃，液態(tài)R245fa在橢圓管內(nèi)蒸發(fā)吸收潛熱，模擬計(jì)算完成后，選取蒸發(fā)器沿橢圓通道不同板片長(zhǎng)度的截面，得到液態(tài)R245fa體積分?jǐn)?shù)和熱流密度隨蒸發(fā)器沿橢圓通道的板片長(zhǎng)度的變化值，如圖4和圖5所示。

圖4 液態(tài)R245fa沿橢圓通道板長(zhǎng)的體積分?jǐn)?shù)變化

圖5 熱流密度沿板長(zhǎng)變化曲線

圖4顯示了液態(tài)R245fa沿橢圓通道板長(zhǎng)的體積分?jǐn)?shù)變化?？梢钥闯鲈诎彘L(zhǎng)0～100 mm的范圍內(nèi)，蒸發(fā)過(guò)程進(jìn)行得最快，在100 mm處干度可達(dá)約0.6，之后蒸發(fā)過(guò)程進(jìn)行比較緩慢，至R245fa工質(zhì)出口處液態(tài)R245fa蒸發(fā)程度已達(dá)到了90%以上。

圖5顯示了R245fa沿橢圓通道的板長(zhǎng)熱流密度的變化分布曲線，熱流密度先升高然后又下降。這是因?yàn)橐婚_(kāi)始主要為單相液體對(duì)流換熱，熱流密度因液體物性隨溫度升高而稍有增大，當(dāng)過(guò)冷工質(zhì)沸騰后熱流密度值有顯著的增大，進(jìn)入環(huán)狀流動(dòng)區(qū)后，由于流動(dòng)薄膜蒸發(fā)的換熱強(qiáng)度很大而具有較高的熱流密度值，且隨著液膜蒸發(fā)變薄而不斷加大其值，在液膜撕破或局部蒸干點(diǎn)處熱流密度突然下降到接近于單相飽和蒸汽強(qiáng)制對(duì)流換熱的數(shù)值。

2.2 傳熱與壓降特性分析

2.2.1 熱水流量對(duì)流動(dòng)換熱性能的影響

如表1所示，在操作壓力0.226 6 MPa，熱水進(jìn)口溫度為90℃，R245fa工質(zhì)進(jìn)口流量為0.18 kg/s，R245fa工質(zhì)進(jìn)口溫度為36℃時(shí)，熱水進(jìn)口流量分別為0.154 kg/s、0.167 kg/s、0.174 kg/s、0.201 kg/s的工況下，得出不同熱水流量對(duì)兩側(cè)壓降、傳熱量、傳熱系數(shù)的影響曲線，如圖6、圖7所示。

表1 不同熱水流量下的計(jì)算參數(shù)

熱水進(jìn)口流量/kg·s-1操作壓力/MPa熱水進(jìn)口溫度/℃R245fa進(jìn)口流量/kg·s-1R245fa進(jìn)口溫度/℃0.1540.226 6900.18360.1670.226 6900.18360.1740.226 6900.18360.2010.226 6900.1836

圖6 熱水側(cè)壓降和R245fa側(cè)壓降與熱水進(jìn)口流量的關(guān)系

圖7 總傳熱系數(shù)和傳熱量與熱水進(jìn)口流量的關(guān)系

由圖6可知，隨著熱水進(jìn)口流量的增大，熱水側(cè)壓降和工質(zhì)R245fa側(cè)壓降都呈上升趨勢(shì)，因?yàn)榱髁吭龃螅舭l(fā)器中的流體湍流效應(yīng)增大，擾動(dòng)更加劇烈。故壓降逐漸增大，但熱水側(cè)壓降要大于工質(zhì)R245fa側(cè)壓降，這是由于熱水側(cè)的通道為波紋通道，R245fa為類橢圓通道，雖然增大了熱水側(cè)流體的湍動(dòng)程度，但流體阻力大，壓降損失大。由圖7可以看出，隨著熱水流量的逐漸增加，板式蒸發(fā)器的傳熱量分別為32 561 J/s、34 752 J/s、35 918 J/s、40 402 J/s，傳熱量呈逐漸上升趨勢(shì)。而隨著傳熱量相應(yīng)的增加，板式蒸發(fā)器的總傳熱系數(shù)逐漸增大，從2 432 W/(m2·℃)增加到2 753 W/(m2·℃)。這是由于隨著熱水進(jìn)口流量的增加，熱水側(cè)擾動(dòng)增大，對(duì)流換熱也愈加充分。因此增加了熱水側(cè)的湍流度，可以改善熱水側(cè)的熱阻，對(duì)整個(gè)蒸發(fā)器的傳熱性能有較大的提高。

2.2.2 熱水進(jìn)口溫度對(duì)流動(dòng)換熱性能的影響

如表2所示，在操作壓力0.226 6 MPa，熱水進(jìn)口流量為0.154 kg/s，R245fa工質(zhì)進(jìn)口流量為0.18 kg/s，R245fa工質(zhì)進(jìn)口溫度為36℃時(shí)，分別對(duì)熱水進(jìn)口溫度85℃、90℃、95℃、100℃4種工況下ORC系統(tǒng)中板式蒸發(fā)器的數(shù)值傳熱特性進(jìn)行計(jì)算，得出不同熱水進(jìn)口溫度對(duì)壓降、傳熱量、傳熱系數(shù)的影響曲線，如圖8、圖9所示。

由圖8可知，隨著熱水進(jìn)口溫度的升高，板式蒸發(fā)器的兩側(cè)壓降增幅不大，故提高熱水溫度對(duì)壓降的影響較小。由圖9可以得出，蒸發(fā)器的傳熱量隨著熱水進(jìn)口溫度的升高而在逐漸增大。而傳熱系數(shù)呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢(shì)，這是由于熱水進(jìn)口溫度為85℃和90℃時(shí)，熱水提供的熱量不足以使得全部的液態(tài)R245fa汽化，R245fa出口處含有一定量的R245fa飽和液態(tài)，使得在熱水進(jìn)口溫度增大的情況下傳熱溫差逐漸增大，故總傳熱系數(shù)逐漸減小。在液態(tài)R245fa全部汽化的情況下，隨著熱水進(jìn)口溫度的逐漸增大，熱水傳熱量在逐漸增大，R245fa側(cè)吸收的蒸發(fā)熱量越來(lái)越多，加快了氣泡形成與脫離頻率，沸騰換熱能力強(qiáng)，傳熱系數(shù)也因此逐漸增大。

表2 不同熱水進(jìn)口溫度下的計(jì)算參數(shù)

熱水進(jìn)口溫度/℃操作壓力/MPa熱水進(jìn)口流量/kg·s-1R245fa進(jìn)口流量/kg·s-1R245fa進(jìn)口溫度/℃850.226 60.1540.1836900.226 60.1540.1836950.226 60.1540.18361000.226 60.1540.1836

圖8 熱水側(cè)壓降和R245fa側(cè)壓降與熱水進(jìn)口溫度的關(guān)系

圖9 總傳熱系數(shù)和傳熱量與熱水進(jìn)口溫度的關(guān)系

2.2.3 R245fa入口流量對(duì)流動(dòng)換熱性能的影響

如表3所示，操作壓力0.226 6 MPa，熱水進(jìn)口流量為0.154 kg·s-1,進(jìn)口水溫為90℃，R245fa進(jìn)口溫度為36℃時(shí)，計(jì)算R245fa進(jìn)口流量分別為0.15 kg·s-1、0.16 kg·s-1、0.17 kg·s-1、0.18 kg·s-1工況下，板式蒸發(fā)器的換熱性能及換熱結(jié)果，得出不同R245fa入口流量對(duì)壓降、傳熱量、傳熱系數(shù)的影響曲線，如圖10、圖11所示。

表3 不同R245fa入口流量下的計(jì)算參數(shù)

R245fa進(jìn)口流量/kg·s-1操作壓力/MPa熱水進(jìn)口流量/kg·s-1熱水進(jìn)口溫度/℃R245fa進(jìn)口溫度/℃0.150.226 60.15490360.160.226 60.15490360.170.226 60.15490360.180.226 60.1549036

圖10 熱水側(cè)壓降和R245fa側(cè)壓降與R245fa入口流量的關(guān)系

圖11 總傳熱系數(shù)和傳熱量與R245fa入口流量的關(guān)系

由圖10可知，隨著R245fa入口流量的增加，R245fa側(cè)的壓降稍有增大。這是由于當(dāng)R245fa側(cè)流量增大時(shí)，類橢圓通道中的工質(zhì)湍動(dòng)程度變大，摩擦壓降增大；而熱水側(cè)的壓降變化不大，這是由于壓降主要與熱水的物性參數(shù)變化相關(guān)，故提高R245fa側(cè)的流量對(duì)熱水側(cè)壓降變化不大。由圖11可知，隨著R245fa入口流量的增加，R245fa蒸發(fā)所需的潛熱量增大，蒸發(fā)器從熱水側(cè)吸收的傳熱量逐漸增加，強(qiáng)制對(duì)流沸騰得到進(jìn)一步加強(qiáng)，液膜厚度逐漸減小，因此總傳熱系數(shù)隨著R245fa入口流量的增加而逐漸增大。

3 綜合換熱性能評(píng)價(jià)與分析

一般對(duì)換熱器性能的研究都體現(xiàn)在壓降和換熱特性等方面，本文采用Kay和London提出的j-f因子分析法，通過(guò)計(jì)算不同工況下j因子和f因子來(lái)衡量蒸發(fā)器的綜合換熱性能。其中f為摩擦因子，衡量阻力性能，其值越小，換熱器流動(dòng)性能好；j為傳熱因子，衡量換熱器的換熱性能,其表達(dá)式為

式中Nu——努塞爾數(shù);

Re——雷諾數(shù);

Pr——普朗特?cái)?shù);

D——當(dāng)量直徑/m;

ΔP——換熱器進(jìn)出口兩端的壓降;

ρ——密度/kg·s-1;

u——速度/m·s-1;

L——特征長(zhǎng)度/m。

此外，本文針對(duì)兩側(cè)工質(zhì)的不同工況下，采用整體因子分析法[25]，整體性能因子j/f常用來(lái)綜合評(píng)價(jià)強(qiáng)化換熱措施的優(yōu)劣，j/f的值越大，換熱效果越好

采用控制變量法對(duì)蒸發(fā)器的傳熱和流動(dòng)特性進(jìn)行研究，分析在各個(gè)不同熱水流量的工況下蒸發(fā)器兩側(cè)的j因子、f因子和j/f隨板式換熱器工質(zhì)進(jìn)口Re數(shù)的變化關(guān)系曲線，如表4和圖12所示。

表4 在不同熱水流量的情況下，j因子和f因子隨板式換熱器工質(zhì)進(jìn)口Re數(shù)的變化

熱水側(cè)Rej因子f因子工質(zhì)側(cè)Rej因子f因子356.640.842 206.393 916.825.940.148386.750.831 879.143 918.006.320.149402.960.841 738.993 918.896.600.149465.490.881 339.153 921.877.770.150

圖12 在不同熱水流量的情況下，熱水側(cè)和工質(zhì)R245fa側(cè)j/f隨Re的變化趨勢(shì)

由圖可見(jiàn)，當(dāng)熱水側(cè)：340380時(shí)，熱水流量的增加使其流動(dòng)性能得以增強(qiáng)。當(dāng)熱水流量大于0.154 kg/s時(shí)，可以顯著提升換熱器的強(qiáng)化換熱性能,j/f最大增幅達(dá)35.5%；工質(zhì)側(cè)j因子和j/f隨著Re數(shù)的增大呈現(xiàn)增加的趨勢(shì)，f因子隨著Re數(shù)增大而減小，因此增大熱水流量增強(qiáng)了工質(zhì)側(cè)R245fa側(cè)的流動(dòng)和傳熱，其原因在于熱水流量的增加，使得R245fa的蒸發(fā)吸熱量變多，增大了溫度梯度，加快了R245fa與熱水的換熱速率，進(jìn)而使R245fa相變速度增大，湍流強(qiáng)度增大，強(qiáng)化了蒸發(fā)器R245fa側(cè)的換熱。

同樣，改變熱水溫度，得出各個(gè)不同熱水溫度的工況下蒸發(fā)器兩側(cè)的j因子、f因子和j/f隨Re數(shù)的變化關(guān)系曲線，如表5和圖13所示。

表5 在不同熱水溫度的情況下，j因子和f因子隨板式換熱器工質(zhì)進(jìn)口Re數(shù)的變化

熱水側(cè)Rej因子f因子工質(zhì)側(cè)Rej因子f因子333.001.312 231.203 916.828.800.148347.451.162 241.433 918.008.030.149361.081.092 244.413 918.897.660.149375.081.082 241.473 921.877.670.150

圖13 在不同熱水溫度的情況下，熱水側(cè)和工質(zhì)R245fa側(cè)j/f隨Re的變化趨勢(shì)

由圖可見(jiàn)，當(dāng)熱水側(cè)：330

最后分析在各個(gè)不同工質(zhì)R245fa流量的工況下蒸發(fā)器兩側(cè)的j因子、f因子和j/f隨Re數(shù)的變化關(guān)系曲線，如表6和圖14所示。

表6 在不同工質(zhì)R245fa流量的情況下，j因子和f因子隨板式換熱器工質(zhì)進(jìn)口Re數(shù)的變化

熱水側(cè)Rej因子f因子工質(zhì)側(cè)Rej因子f因子356.640.852 173.803 916.825.830.148386.750.841 850.873 918.006.270.149402.960.841 712.543 918.896.600.149465.490.871 318.163 921.878.040.149

圖14 在不同工質(zhì)R245fa流量的情況下，熱水側(cè)和工質(zhì)R245fa側(cè)j/f隨Re的變化趨勢(shì)

由圖可見(jiàn)，當(dāng)熱水側(cè)：1 350

綜上所述，其總體換熱性能評(píng)價(jià)如表7所示。

表7 蒸發(fā)器不同因素下的換熱性能評(píng)價(jià)

因素?zé)崴畟?cè)j/f工質(zhì)側(cè)j/f性能評(píng)價(jià)熱水進(jìn)口流量增大增大雙側(cè)強(qiáng)化熱水進(jìn)口溫度減小減小強(qiáng)化不明顯R245fa流量增大增大雙側(cè)強(qiáng)化

4 結(jié)論

(1)有機(jī)工質(zhì)R245fa在板式蒸發(fā)器中吸收熱水熱量發(fā)生蒸發(fā)相變過(guò)程，傳熱過(guò)程中由于速度滑移的作用，氣液相變過(guò)程中氣相比容的增大引起了蒸汽流速的明顯提高，相應(yīng)的液相流速由于滑移作用速度也會(huì)相應(yīng)的增加，破壞了依附在板片表面的液膜。在氣液相變過(guò)程中，熱流密度沿板長(zhǎng)方向先增大然后又減小，且在干度0.6-0.8區(qū)間內(nèi)，熱流密度會(huì)達(dá)到一個(gè)峰值，約為45 000 W/(m2·K)。

(2)隨著熱水進(jìn)口流量，熱水進(jìn)口溫度以及R245fa入口流量的增加，熱水側(cè)壓降和冷水側(cè)壓降都呈上升趨勢(shì)，熱水側(cè)壓降最大增幅分別為0.62%、0.93%、3.4%，總體變化不大；R245fa側(cè)最大壓降增幅為1.47%、1.96%、10.27%，說(shuō)明R245fa進(jìn)口流量的增加對(duì)R245fa側(cè)的壓降影響較大；但熱水側(cè)總體壓降要大于工質(zhì)R245fa側(cè)壓降，這是由于熱水側(cè)的通道為波紋通道，雖然增大了流體的湍動(dòng)程度，但流體阻力大，壓降損失大。

(3)板式蒸發(fā)器的傳熱量和傳熱系數(shù)隨著熱水流量的增加而增加，熱水流量的增大可使蒸發(fā)器的傳熱效果更佳；隨著熱水進(jìn)口溫度增加，板式蒸發(fā)器的傳熱量增大，當(dāng)液態(tài)R245fa完全汽化時(shí)，總傳熱系數(shù)隨熱水進(jìn)口溫度增加而略微增大；隨著R245fa入口流量的增加，蒸發(fā)器的總傳熱系數(shù)呈上升趨勢(shì)，在R245fa流量為0.18 kg·s-1時(shí)，增幅達(dá)35.24%。

(4)通過(guò)計(jì)算板式蒸發(fā)器兩側(cè)的傳熱因子j和摩擦因子f，采用整體因子分析法，評(píng)價(jià)蒸發(fā)器的綜合換熱性能，得出改變兩側(cè)工質(zhì)的流量都能強(qiáng)化蒸發(fā)器的換熱和流動(dòng)效果，而增大熱水溫度來(lái)強(qiáng)化蒸發(fā)器的作用不明顯。