大型熱泵降膜式蒸發(fā)器中布液器的實驗研究與設計

馬幸子 張斌 張宇 張欣 郭婉君

（臨沂大學土木工程與建筑學院 山東臨沂 276000）

1 概述

降膜式蒸發(fā)器是一種高效的換熱裝置，廣泛應用于海水淡化、化工、制藥、乳制品等行業(yè)。20世紀90代，降膜式蒸發(fā)器開始應用于制冷空調(diào)領域并取得了一定的研究成果［1］。降膜式蒸發(fā)器是將制冷劑噴淋在蒸發(fā)管上，并在管壁表面成膜狀分布，從而使制冷劑在管外蒸發(fā)達到與管內(nèi)工質(zhì)換熱的目的。典型的水平管降膜式蒸發(fā)器原理如圖1所示。經(jīng)過節(jié)流減壓裝置后的制冷劑在入口處進入蒸發(fā)器，然后經(jīng)過布液器底部的小孔或噴淋裝置，均勻地滴落到蒸發(fā)換熱管的外表面。冷媒在管道的外表面沿管道周向呈膜狀分布并蒸發(fā)吸熱，從而冷卻管內(nèi)介質(zhì)。未蒸發(fā)的冷媒在重力的作用下繼續(xù)滴淋到下層換熱管表面，重復這一蒸發(fā)過程。冷媒蒸發(fā)所形成的氣態(tài)制冷劑從管道的間隙中由下向上流動，最后從蒸發(fā)器的出口離開蒸發(fā)器進入壓縮機。而剩余的含有冷凍油的液態(tài)制冷劑則堆積在蒸發(fā)器的底部形成液池［2］。

圖1 降膜式蒸發(fā)器工作原理

相比于滿液式蒸發(fā)器，降膜式蒸發(fā)器的主要優(yōu)點包括以下幾個方面［1-3］。

（1）傳熱效率更高。滿液式為池沸騰蒸發(fā)過程，而降膜式為膜態(tài)沸騰，降膜式蒸發(fā)器的傳熱系數(shù)比滿液式蒸發(fā)器更高。另外，滿液式中大量冷媒液體使底部靜液壓較高，飽和蒸發(fā)溫度隨之升高，傳熱溫差減小，不利于傳熱過程。

（2）體積更小，便于布置。布液器蒸發(fā)管回油系統(tǒng)排氣系統(tǒng)得益于降膜式蒸發(fā)器優(yōu)異的換熱性能，相同換熱量下降膜式蒸發(fā)器的體積更小，便于熱泵的靈活布置。

（3）冷媒充注量少，節(jié)約成本。降膜式蒸發(fā)器內(nèi)大部分空間充滿氣態(tài)冷媒，僅在底部和管外液膜處存在少量液態(tài)制冷劑，因而相對于滿液式蒸發(fā)器所需的冷媒充注量更少，可以節(jié)約熱泵制造成本，同時還可減輕蒸發(fā)器重量。

（4）回油性能優(yōu)異。冷凍油與氣態(tài)制冷劑沸點不同，大部分的油和液態(tài)制冷劑聚集在換熱器底部，使油的濃度較高，回油效率較高。

以上優(yōu)點使降膜式蒸發(fā)器成為熱泵系統(tǒng)的理想選擇，尤其對于大型熱泵系統(tǒng)，這些優(yōu)點更加突出。降膜式蒸發(fā)器內(nèi)冷媒的充注量遠小于滿液式蒸發(fā)器，如何將制冷劑在各傳熱管道間均勻分配并在管道外周形成穩(wěn)定換熱的液膜，成為影響蒸發(fā)器換熱性能的關鍵因素，而完成這一功能的主要部件是布液器［4-5］。

2 布液器孔口出流實驗研究

性能良好的布液器能使制冷劑液體在各傳熱管道上形成持續(xù)穩(wěn)定的膜態(tài)流動［6］。在重力的作用下，未蒸發(fā)的制冷劑降落到下層管道上，重復膜態(tài)沸騰換熱過程，避免管道表面干斑的形成，防止局部傳熱惡化，保證高的換熱效率。因而，布液器的設計是降膜式蒸發(fā)器設計的重要內(nèi)容［7］。目前，常見的布液器形式有噴淋式布液器和滴淋式布液器。其中，滴淋式布液器依靠重力的作用分配液體，比如重力型孔槽式布液器，其結(jié)構(gòu)較為簡單，易于加工，布液以孔口出流的形式完成，本文即選用該型布液器作為研究對象［8］。其中，孔口出流流量計算公式為：

式中，QV為孔口出流體積流量，單位為m3/s；μ為孔口出流流量系數(shù)，經(jīng)驗值為0.62；A為孔口面積，單位為m2；h為液深，單位為m。

由于制冷劑的物理性質(zhì)與水相差較大，且容器的壁厚，孔口有無加工倒角等細節(jié)因素都有可能對流量系數(shù)產(chǎn)生影響，因而，制冷劑孔口出流流量系數(shù)的取值有待于實驗研究。為此，進行了多種物性參數(shù)液體的小孔出流流量系數(shù)的實驗研究。實驗裝置如圖2所示，主要包括開孔容器、量筒、支架、刻度尺、溫度計、密度計、秒表等。

圖2 孔口出流實驗裝置

實驗分別采用水、溴化鋰溶液、R11制冷劑作為液體進行實驗，實驗結(jié)果如下。

2.1 有倒角孔口出流實驗結(jié)果

對孔口直徑d=2.63mm的有加工倒角的孔口，分別采用水、2℃溴化鋰和22℃溴化鋰作為介質(zhì)進行實驗，得到了其孔口出流流量及流量系數(shù)的對比結(jié)果，如圖3和圖4所示。其中，用水、2℃溴化鋰和22℃溴化鋰測得的平均流量系數(shù)分別為0.7456、0.7484、0.7604?？梢钥闯觯瑢@3種不同物性參數(shù)的流體，在相同實驗條件下，其孔口出流流量及流量系數(shù)的變化很小，可以近似認為相等，即孔口出流流量和流量系數(shù)與流體的物理性質(zhì)基本無關。

圖3 d=2.63mm倒角孔流量

圖4 d=2.63mm倒角孔流量系數(shù)

2.2 無倒角孔口出流實驗結(jié)果

無倒角型容器分為厚壁1.6mm 和薄壁0.5mm 兩種，分別采用水和制冷劑R11作為實驗流體，在孔口直徑d為2.5mm和3mm兩種孔徑下進行了孔口流量系數(shù)實驗測試，結(jié)果如圖5和圖6所示。

圖5 d=2.5mm無倒角孔流量系數(shù)

圖6 d=3mm無倒角孔流量系數(shù)

可以看出，當液深大于10 倍孔徑后，流量系數(shù)隨著液深的變化基本保持不變。進一步將水和R11制冷劑在同一孔徑不同液深下得到的流量系數(shù)取平均值，可得表1。數(shù)據(jù)表明，壁厚對流量系數(shù)幾乎沒有影響，而R11 制冷劑的流量系數(shù)略小于水，這是由于R11 沸點僅為23℃，本身有強的揮發(fā)性，實驗過程中R11不斷揮發(fā)損失導致。最后，把無倒角孔口的實驗結(jié)果與上一節(jié)有倒角孔口的實驗結(jié)果作對比，可以發(fā)現(xiàn)，有倒角孔口的流量系數(shù)更大一些，說明同樣條件下，孔口倒角可以增大流量。

表1 水和R11制冷劑在無倒角孔口不同孔徑下的流量系數(shù)平均值

由以上兩組實驗結(jié)果可知，水、溴化鋰溶液、R11制冷劑的孔口出流系數(shù)相差較小，表明孔口出流流量系數(shù)與物性沒有明顯關系，且壁厚對流量系數(shù)也幾乎沒有影響，而加工倒角可以增大流量系數(shù)。因此，工程設計中可以不考慮液體物理性質(zhì)的區(qū)別，而加工倒角可以根據(jù)實際需要選擇。

3 重力型孔槽式布液器的工作原理與設計

3.1 重力型孔槽式布液器的工作原理

該型布液器由三層結(jié)構(gòu)組成，如圖7所示。液態(tài)制冷劑進入蒸發(fā)器后，首先引流到第一層布液渠槽內(nèi)，在重力作用下，制冷劑通過渠道底部的圓孔出流到第二層渠槽內(nèi)。第二層渠槽底部的小孔比第一層尺寸小但更密集，便于液體均勻流出［9］。需要指出的是，因為第一層和第二層渠槽呈十字交叉結(jié)構(gòu)，且第二層渠槽較長，第二層小孔出流的所有制冷劑均來自第一層的孔口出流，因此，制冷劑在第二層渠槽內(nèi)的流動除了孔口出流外，還有沿渠槽縱向的流動，該流動類似明渠流動。布液器第三層主要為齒形結(jié)構(gòu)，起到引流的作用。該布液器最終使得制冷劑在齒形結(jié)構(gòu)的引導下均勻滴淋到換熱管外表面，進而形成液膜并蒸發(fā)，帶走換熱管內(nèi)制冷劑的熱量。

圖7 重力型孔槽式布液器結(jié)構(gòu)示意圖

制冷劑在各層渠槽底部的孔口出流可以按照公式（1）計算，流量系數(shù)可以直接取為0.62，或者按照上述實驗方法，測得所需工作條件下的流量系數(shù)。對于制冷劑沿渠槽縱向的流動，可按明渠流動流量公式進行計算：

式中，Ql為沿渠槽縱向的體積流量，單位為m3/s；C為謝才系數(shù)，按照曼寧公式計算，C=R16，n為壁面粗糙系數(shù)；A為縱向流動的過流斷面面積，單位為m2；R為過流斷面的水力半徑，單位為m；i為水力坡度，即槽內(nèi)縱向流動自由液面的坡度。

3.2 重力型孔槽式布液器的設計

在布液器的設計計算中，首先要知道熱泵在額定工況下的制冷劑循環(huán)量，即布液量。假設某熱泵采用R134a 作為制冷劑，蒸發(fā)溫度37℃，制冷劑循環(huán)量為1.08kg/s。為了使管外液膜充足，避免干斑，一般蒸發(fā)器內(nèi)部取一定循環(huán)倍率以增加布液量，例如循環(huán)倍率取為3，則布液器的實際布液量應為3.24kg/s。

因為布液器第三層直接向蒸發(fā)器換熱管外表面分布制冷劑，下面按三、二、一的順序?qū)Σ家浩鞯娜龑咏Y(jié)構(gòu)分別進行設計計算。首先，根據(jù)R134a 的泰勒不穩(wěn)定波長，計算布液器第三層鋸齒結(jié)構(gòu)的齒距，使滴淋點間距和波長相吻合。然后，計算第二層渠槽取不同結(jié)構(gòu)參數(shù)時對制冷劑流動參數(shù)的影響，即計算渠槽在不同槽寬、孔口直徑、孔距時對應的槽內(nèi)縱向流速、液深等流動參數(shù)，并據(jù)此選擇最優(yōu)計算結(jié)果；第一層計算方法同第二層［10］。

（1）第三層計算。泰勒不穩(wěn)定波是指當較重的液體位于較輕的氣體上方時，存在不穩(wěn)定性，該不穩(wěn)定的波長稱為泰勒不穩(wěn)定波，計算方法見公式（3）：

式中，λT為泰勒不穩(wěn)定波波長，單位為m；n為常數(shù)，取值為2；σ為液體表面張力，單位為N/m；ρl為液體密度，單位為kg/m3。經(jīng)計算，蒸發(fā)溫度為37℃時，R134a的泰勒不穩(wěn)定波長為6.7mm。因此，為了使布液更充足，設計時可將齒距定為6mm。

（2）第二層計算。與明渠不同，渠槽的兩端是封閉的，液體從槽底部的小孔流出，因而，渠槽內(nèi)液體沿渠槽縱向的流量恰好等于孔口出流的流量。圖8為根據(jù)公式（1）、公式（2）得到的第二層渠槽結(jié)構(gòu)設計參數(shù)對槽內(nèi)縱向流速和液深影響的計算結(jié)果。

圖8 結(jié)構(gòu)設計參數(shù)對液深和縱向流速的影響

在確定設計參數(shù)時，一方面，要控制液深數(shù)值不能過大，否則會使布液器高度過高，體積過大，進而不利于控制蒸發(fā)器體積；另一方面，為了使孔口出流穩(wěn)定，提高布液精度，應控制渠槽內(nèi)縱向流速不宜過大，從而減少縱向流動對孔口出流的擾動。因此，布液器具體結(jié)構(gòu)設計參數(shù)需根據(jù)計算結(jié)果綜合考慮確定。

（3）第一層計算。第一層與第二層類似，同樣是底部帶孔口的渠槽結(jié)構(gòu)，因此計算方法與第二層相同，計算過程不再贅述。

根據(jù)以上計算方法和結(jié)果，綜合考慮布液器尺寸、液深、渠槽縱向流動對孔口出流擾動等多種因素，最終確定該重力型孔槽式布液器設計參數(shù)如表2所示。

表2 某重力型孔槽式布液器設計參數(shù)

4 結(jié)語

降膜式蒸發(fā)器在大型熱泵中應用具有傳熱效率高、冷媒充注量少、節(jié)約成本、回油性能優(yōu)異等優(yōu)點。性能良好的布液器能使制冷劑液體在各傳熱管道上形成持續(xù)穩(wěn)定的膜態(tài)流動，對蒸發(fā)換熱的性能有重要影響，因此，布液器的設計是降膜式蒸發(fā)器設計的重要內(nèi)容。

根據(jù)布液器的設計需要，進行了孔口出流實驗，研究了流體物性、壁厚、孔口加工倒角對流量系數(shù)的影響。結(jié)果表明，孔口流量系數(shù)與流體物性沒有明顯關系，且壁厚對流量系數(shù)幾乎沒有影響，而加工倒角可以增大流量系數(shù)。因此，工程設計中可以不考慮流體物理性質(zhì)的區(qū)別。在此基礎上，根據(jù)重力型孔槽式布液器的布液特點，給出了一種按三層、二層、一層的順序進行的布液器設計計算方法。根據(jù)該方法，在給定工況下，進行了某三層結(jié)構(gòu)的重力型孔槽式布液器的設計計算，確定了布液器各層的孔徑、孔距/齒距、液深、槽寬、縱向流速等設計參數(shù)。