干式蒸發(fā)器制冷劑分配模擬分析與優(yōu)化

葉安琪 王吉進(jìn) 鐘 衡 陳傳寶 江輝民 倪 龍 姚 楊

(1 哈爾濱工業(yè)大學(xué)建筑學(xué)院 哈爾濱 150006；2 寒地城鄉(xiāng)人居環(huán)境科學(xué)與技術(shù)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 哈爾濱 150006；3 中國(guó)民航機(jī)場(chǎng)建設(shè)集團(tuán)有限公司西北分公司 西安 710075；4 南京五洲制冷集團(tuán)有限公司 南京 211000)

近年來(lái)，隨著制冷行業(yè)能耗的不斷上升，推進(jìn)綠色高效制冷已成為各國(guó)促進(jìn)節(jié)能減排、應(yīng)對(duì)氣候變化的重要且迫切的措施。通過(guò)改進(jìn)制冷系統(tǒng)中一些重要部件的性能可以提高制冷系統(tǒng)的效率，促進(jìn)制冷行業(yè)的節(jié)能減排。蒸發(fā)器是制冷系統(tǒng)中必不可少的設(shè)備，常見(jiàn)的有滿液式、干式、降膜式等。干式蒸發(fā)器具有制冷劑流速高且充注量少、系統(tǒng)穩(wěn)定、回油效果好、冷量損失少、換熱管不易發(fā)生凍結(jié)等優(yōu)點(diǎn)[1-2]，因此廣泛應(yīng)用于空調(diào)制冷領(lǐng)域。但相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)，制冷劑分配不均勻、蒸發(fā)溫度過(guò)低、折流板間隙泄漏等是制約干式蒸發(fā)器傳熱效率提升的主要因素[3-4]。

制冷劑分配不均的影響尤為嚴(yán)重：一是由于蒸發(fā)器的傳熱面積不能得到充分利用，使設(shè)備傳熱效率低下[5]；S.Lalot等[3]研究指出，制冷劑分布不均會(huì)引起制冷量下降25%。二是蒸發(fā)器換熱管出口過(guò)熱度通常作為系統(tǒng)膨脹閥的反饋控制信號(hào)，而供液量多的支管出口可能帶液，會(huì)引起系統(tǒng)震蕩[6-7]。由于氣液兩相流動(dòng)的復(fù)雜性，影響兩相流分配的因素較多，例如，分液器的幾何參數(shù)及流動(dòng)入口條件[8]?，F(xiàn)有研究分析了分液器的截面形狀、支管的位置及數(shù)量、入口速度、兩相流流型對(duì)分液均勻性的影響[9-10]。此外，E.Ishii等[11]發(fā)現(xiàn)在多支路分液器中重力會(huì)對(duì)分液產(chǎn)生重要影響。A.T.Wijayanta等[12]實(shí)驗(yàn)表明制冷劑的種類、性質(zhì)等也會(huì)影響分液器的性能。在眾多因素的影響下，目前還沒(méi)有一種通用的物理方法來(lái)描述分液器內(nèi)的流動(dòng)狀況以及預(yù)測(cè)兩相流的分布。

干式蒸發(fā)器制冷劑分配的優(yōu)化不僅可以提高制冷系統(tǒng)的效率，還可以減少設(shè)備體積、降低制造成本，在工程應(yīng)用中具有重要意義。因此，通過(guò)對(duì)典型干式蒸發(fā)器樣本進(jìn)行氣液兩相制冷劑分液的數(shù)值模擬，利用計(jì)算結(jié)果指導(dǎo)分液結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，本文提出兩種優(yōu)化制冷劑分液的新方案，并且由數(shù)值模擬驗(yàn)證了優(yōu)化后的分液效果，結(jié)合對(duì)優(yōu)化方案的傳熱數(shù)值計(jì)算，分析了在制冷劑分配優(yōu)化后干式蒸發(fā)器換熱性能的改善情況。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 干式蒸發(fā)器模型

蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)如圖1所示。換熱管束為銅管，型號(hào)為Φ12.7×0.6 mm，換熱管間距為18 mm，制冷劑側(cè)管程數(shù)為4，總換熱管數(shù)為264，上、下缺口含管數(shù)為46，管板厚25 mm。

圖1 蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)Fig.1 Evaporator structure

1.2 干式蒸發(fā)器分液模型及優(yōu)化方案

1.2.1 干式蒸發(fā)器入口分液模型

干式蒸發(fā)器樣本制冷劑進(jìn)出口如圖2(a)所示。本文數(shù)值模擬主要研究蒸發(fā)器入口段制冷劑分液均勻性，故選取換熱管第一管程的支管進(jìn)行建模，建立的幾何模型如圖2(b)所示，具體尺寸如圖2(b)～(d)所示，由主管進(jìn)入的制冷劑在分液腔體中擴(kuò)散摻混后進(jìn)入支管，與載冷劑換熱。

圖2 干式蒸發(fā)器制冷劑進(jìn)出口示意及入口分液模型(單位：mm)Fig.2 Refrigerant inlet and outlet of dry evaporator and inlet distribution model (unit: mm)

1.2.2 干式蒸發(fā)器分液優(yōu)化方案

為了提高制冷劑分配的均勻性，本文提出了分液管和孔板兩種不同的分液方案(圖3)，并設(shè)計(jì)了兩種分液管結(jié)構(gòu)模型(圖4)，兩種分液方案的設(shè)置如表1所示。根據(jù)支管流量模擬結(jié)果，調(diào)節(jié)孔板孔徑使各孔口通過(guò)的制冷劑接近，各換熱管的制冷劑分配也將趨于均勻，由此確定各孔口的相對(duì)大小。

圖3 兩種分液方案Fig.3 Two distribution schemes

圖4 兩種分液管模型Fig.4 Two dispenser models

表1 分液優(yōu)化方案設(shè)置Tab.1 The settings of distributing optimization schemes

圖5 各模型幾何尺寸示意圖Fig.5 Geometry of each model

1.3 控制方程與邊界條件

為方便建模與求解，需進(jìn)行如下假設(shè)：1)流場(chǎng)內(nèi)流體均為不可壓縮牛頓流體；2)入口流速和溫度分布均勻；3)忽略壓力變化對(duì)物性參數(shù)的影響。

研究表明Eulerian模型在模擬兩相流的氣液分離現(xiàn)象與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好[13-15]，所以本文選用Eulerian模型作為兩相流模型；因該蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑流場(chǎng)完全為湍流，標(biāo)椎k-ε作模型用于湍流計(jì)算精度合理，故采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。此外，本文數(shù)值模擬主要關(guān)注制冷劑分配是否均勻，過(guò)程不涉及傳熱，關(guān)閉了能量方程?？刂品匠倘缦拢?/p>

連續(xù)性方程：

(1)

動(dòng)量守恒方程：

(2)

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為速度，m/s，下標(biāo)i、j為矢量的分量；μ為動(dòng)力黏度，N·s/m2；p為壓力，Pa；ρgi、Fi分別為重力體積力和其他體積力(如源于兩相之間的作用)，N/m3。

制冷劑采用R22，制冷劑節(jié)流后干度為0.2，采用質(zhì)量流量入口，入口流量為1.7 kg/s，制冷劑物性參數(shù)根據(jù)設(shè)計(jì)蒸發(fā)溫度2 ℃，利用REFPROP軟件查詢。計(jì)算出制冷劑蒸氣的體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)大于液相制冷劑，因此設(shè)置氣相為連續(xù)相，而制冷劑液滴為離散相[16]。考慮求解的穩(wěn)定性及收斂性，求解算法具體設(shè)置如表2所示。

表2 算法設(shè)置Tab.2 Algorithm settings

1.4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

干式蒸發(fā)器入口制冷劑分液模型的網(wǎng)格處理采用混合網(wǎng)格，分液腔體隔板采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，流體邊界層處采用六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，主管及各支管采用高質(zhì)量結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。當(dāng)支管數(shù)量較多時(shí)，通常采用各支管流量的均方差作為均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)[17]，反映各支路與平均流量的偏移程度，表達(dá)式為：

(3)

式中：qi為第i根支管的質(zhì)量流量，kg/s；qv為各支管的平均流量，kg/s。

對(duì)于氣液兩相制冷劑的分配研究，本文數(shù)值模擬主要關(guān)注混合相流量均方差STDm、液相流量均方差STDl以及壓降。網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果如圖6所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量從392萬(wàn)再增加時(shí)，STDm、STDl及壓降的變化量均在1%以內(nèi)，可認(rèn)為數(shù)值模擬結(jié)果將不再隨網(wǎng)格數(shù)量的增加而產(chǎn)生較大變化。

圖6 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證結(jié)果Fig.6 Results of grid independence verification

1.5 模型驗(yàn)證

由于制冷劑流量不易測(cè)量，氣液兩相制冷劑分配的直接實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證非常困難，采用間接驗(yàn)證方法，即通過(guò)測(cè)量干式蒸發(fā)器的整體壓力損失和換熱量進(jìn)行驗(yàn)證。當(dāng)蒸發(fā)溫度為2 ℃，出口過(guò)熱度為2.5 ℃，水側(cè)冷水進(jìn)口溫度為12 ℃，冷水出口溫度為7 ℃時(shí)，樣本實(shí)驗(yàn)測(cè)試值和模擬值的對(duì)比如表3所示，壓力損失和換熱量的相對(duì)誤差分別為7.0%和8.4%，說(shuō)明計(jì)算較為準(zhǔn)確。需要說(shuō)明的是，因完整的蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，換熱管數(shù)量多，網(wǎng)格數(shù)量龐大且劃分困難，數(shù)值模擬耗時(shí)長(zhǎng)，需要的計(jì)算資源過(guò)大，而沸騰換熱過(guò)程經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相差較小[18-19]，故在傳熱系數(shù)計(jì)算時(shí)，根據(jù)模擬的制冷劑分配結(jié)果，采用相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式[20]對(duì)樣本干式蒸發(fā)器進(jìn)行傳熱計(jì)算。

表3 模型驗(yàn)證結(jié)果Tab.3 Results of model verification

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 干式蒸發(fā)器入口制冷劑分配模擬結(jié)果

干式蒸發(fā)器樣本模擬結(jié)果如圖7所示。由管板上的液相分布云圖(圖7(a))可以直觀地看出氣液兩相制冷劑的分離現(xiàn)象：氣液兩相混合物進(jìn)入分液腔體后，撞擊在管板上向四周分散，由于慣性力及壁面摩擦力的作用，液滴聚集在壁面上而發(fā)生氣液分離；另一方面，氣液分布在重力方向上無(wú)明顯差異，說(shuō)明重力并非引起氣液分離的主要因素；氣液兩相密度不同，撞擊壁面時(shí)受到的慣性作用及摩擦作用才是導(dǎo)致氣液分離的主要因素。圖7(b)展示了各支管出口制冷劑的分配情況。支管入口的氣液兩相制冷劑是混合的，兩相流在流動(dòng)過(guò)程中充分發(fā)展，受重力影響發(fā)生氣液分層?？傮w上各支管制冷劑分配明顯不均勻但具有顯著的對(duì)稱性，正對(duì)主管的支管液相制冷劑含量明顯多于其他支管，靠近分液腔體側(cè)壁面的支管在壁面摩擦力作用下液相制冷劑含量也較多。

圖7 樣本蒸發(fā)器的制冷劑分布云圖Fig.7 Refrigerant distribution of sample evaporator

根據(jù)模擬結(jié)果，統(tǒng)計(jì)各支管出口氣液混合相及液相的質(zhì)量流量，由式(3)可得：STDm=1.34，STDl=1.63。各支管液相制冷劑的均方差大于混合相制冷劑的均方差，說(shuō)明液相制冷劑的分配均勻性比混合相更差。此外，氣液兩相制冷劑的壓力損失為2.113 kPa。

2.2 分液管對(duì)蒸發(fā)器入口制冷劑分配的影響

由2.1節(jié)模擬結(jié)果可知分液具有對(duì)稱性，為了降低計(jì)算成本、加快計(jì)算速度，在分液管的計(jì)算中，僅計(jì)算圖7中一半的管板和支管。增設(shè)分液管后蒸發(fā)器支管出口的制冷劑分布情況如圖8所示，總體上中間支管和近壁面支管的液相制冷劑含量大于其他支管，制冷劑的分配仍然存在不均勻，但對(duì)比樣本(圖7)有了一定改善。對(duì)分液管制冷劑流動(dòng)和分配的改善程度進(jìn)行了量化分析，如圖9所示。與優(yōu)化前相比，增加分液管提升了制冷劑分配均勻性和壓降水平，且分液管管壁開(kāi)孔(方案一b)比條形開(kāi)口(方案一a)改善效果更顯著，其STDm及STDl相對(duì)樣本分別降低了56.7%和51.5%，但壓降增大也更為顯著，增大了9.533 kPa。這表明管壁均勻開(kāi)圓孔后，制冷劑能從孔中更均勻地噴灑流出。此外，制冷劑分配的均勻性與封板孔徑有關(guān)，孔徑每增加2 mm，STDm及STDl分別平均下降8.7%和6.6%，且隨著孔徑增大其變化幅度減小，說(shuō)明其提升幅度有限；同時(shí)制冷劑壓降隨孔徑的增大而減小，孔徑每增加2 mm，分液管壓降平均下降16.6%。這是由于管壁開(kāi)孔面積較大，封板開(kāi)孔減小后通過(guò)的制冷劑量減少，導(dǎo)致分液均勻性降低，且小孔會(huì)帶來(lái)更大的阻力損失。

上述結(jié)果表明分液管提升了兩相制冷劑分配均勻性的同時(shí)也帶來(lái)了更大的阻力損失。阻力增加將增大壓縮機(jī)功耗，且會(huì)影響制冷劑的飽和溫度，減小傳熱平均溫差。但有研究發(fā)現(xiàn)，在分液均勻性和壓降的互相制約下，分液均勻性對(duì)蒸發(fā)器換熱性能的影響更大[21]。另一方面，在實(shí)際中可以適當(dāng)調(diào)節(jié)膨脹閥，使分液結(jié)構(gòu)也起到一定節(jié)流作用，減小分液結(jié)構(gòu)壓降增大帶來(lái)的不利影響[14]。因此在模型對(duì)比中更側(cè)重分液均勻性的提升，認(rèn)為分液管管壁開(kāi)孔的改進(jìn)更優(yōu)。

2.3 孔板對(duì)蒸發(fā)器入口制冷劑分配的影響

在不同位置安裝孔板后蒸發(fā)器支管出口的制冷劑分布情況如圖10所示，相對(duì)于樣本(圖7)，可以看出增加分液孔板改善了制冷劑在正對(duì)主管的少數(shù)支管內(nèi)集中的情況，使制冷劑的分配變得更加均勻，但由于支管較多，難以實(shí)現(xiàn)所有支管流量的均勻分配，仍然存在一些支管的流量偏小。為了定量分析孔板對(duì)制冷劑流動(dòng)和分配的影響，圖11給出了各模型的分液均勻性指標(biāo)及壓降。結(jié)果表明，分液孔板有效改善了制冷劑分配均勻性，但也增大了阻力損失。此外，其改善效果與距支管安裝位置有關(guān)，安裝位置距支管越遠(yuǎn)，制冷劑分配均勻性越好，且阻力損失越小。其中以L=25 mm安裝位置為最優(yōu)，與樣本相比其STDm及STDl分別降低了60.4%和56.4%。從氣相制冷劑在流動(dòng)方向的速度變化云圖(圖12)也可以看出，由于靠近主管的制冷劑速度較大，通過(guò)分液孔口會(huì)產(chǎn)生較大的壓降；而遠(yuǎn)離主管出口的制冷劑流速減小，通過(guò)分液孔口產(chǎn)生的壓降大幅減小。可知分液孔板離管板越近，分液和流動(dòng)效果越好。

圖10 孔板不同安裝位置各支管出口氣液兩相制冷劑分布云圖Fig.10 Distribution of gas-liquid phase refrigerant at the outlet of branch pipe of the orifice plate in different installation positions

圖11 孔板在不同安裝位置的均勻性指標(biāo)及壓降計(jì)算結(jié)果Fig.11 The uniformity index and pressure drop calculation result of the orifice plate in different installation positions

圖12 沿流動(dòng)方向的氣相速度云圖Fig.12 Cloud diagram of gas phase velocity along the flow direction

3 制冷劑分配均勻性對(duì)干式蒸發(fā)器換熱效果的影響

由CFD模擬結(jié)果可知，增設(shè)分液管和孔板均改善了制冷劑分配均勻性，但帶來(lái)了更大的阻力損失，因此，需進(jìn)一步分析蒸發(fā)器換熱性能的變化規(guī)律。各換熱管的制冷劑流量參考數(shù)值模擬結(jié)果，如1.5節(jié)所述，采用相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式[20]進(jìn)行傳熱計(jì)算。計(jì)算中設(shè)計(jì)蒸發(fā)溫度為2 ℃，過(guò)熱度為2.5 ℃，由于壓力損失會(huì)使蒸發(fā)溫度降低，根據(jù)兩相流壓力損失的計(jì)算結(jié)果確定制冷劑入口溫度，從而計(jì)算平均傳熱溫差，最后迭代求解傳熱系數(shù)及換熱量。表4對(duì)比了干式蒸發(fā)器制冷劑分配優(yōu)化前后及理想分液條件下的壓降和換熱量。為了統(tǒng)一對(duì)比基準(zhǔn)，樣本數(shù)據(jù)仍采用模擬值。結(jié)果表明，增加分液結(jié)構(gòu)后，分液管方案相對(duì)樣本壓力損失增大9.4 kPa，導(dǎo)致平均傳熱溫差下降0.3 ℃，得益于分液均勻性的提高，其平均傳熱系數(shù)相對(duì)樣本提高24.9%，但由于分液不均仍然存在，換熱量未能與傳熱系數(shù)同步提升，僅提高19.7%?？装宸桨笁航翟龃?.4 kPa，平均傳熱溫差下降0.1 ℃，平均傳熱系數(shù)和換熱量相對(duì)于樣本分別提高25.0%和23.8%?？梢?jiàn)這兩種方案都能提升蒸發(fā)器的換熱性能，增大其設(shè)計(jì)負(fù)荷，帶來(lái)經(jīng)濟(jì)效益；而且增設(shè)分液孔板改善效果更顯著，僅比理想分液條件下的換熱量小11.1%。

表4 傳熱計(jì)算結(jié)果Tab.4 Results of heat transfer calculation

4 結(jié)論

為改善干式蒸發(fā)器制冷劑分配不均導(dǎo)致傳熱效率下降的問(wèn)題，本文提出了增設(shè)分液管和孔板兩種分液方案，結(jié)合CFD數(shù)值模擬和傳熱計(jì)算分析了兩種分液結(jié)構(gòu)的分液均勻性和蒸發(fā)器換熱性能改善情況。得到如下結(jié)論：

1)氣液分離現(xiàn)象導(dǎo)致兩相制冷劑干度分布不均勻，而慣性碰撞及壁面摩擦力的作用是造成氣液分離的主要原因，重力并非引起氣液分離的主要因素。

2)增設(shè)分液管改善了分液均勻性的同時(shí)增大了阻力損失，且分液管封板孔徑越大越不利。分液管管壁開(kāi)孔比開(kāi)條縫的分液均勻性改善效果更好，其STDm及STDl相對(duì)于樣本分別降低了56.7%和51.5%。

3)增設(shè)孔板后的分液均勻性比樣本提高了60.4%，且其安裝位置越靠近分液管板，改善效果越顯著。

4)對(duì)比最優(yōu)分液管及最優(yōu)孔板方案，蒸發(fā)器的換熱量相對(duì)樣本分別提高了19.7%和23.8%，說(shuō)明增設(shè)孔板更有效。