氣體導(dǎo)流裝置對(duì)微通道蒸發(fā)器性能的影響

覃海燕 陳 華 許 耿,

(1 天津商業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 天津 300134；2 天津市制冷技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 天津 300134)

在制冷空調(diào)系統(tǒng)領(lǐng)域，微通道換熱器由于具有緊湊高效、運(yùn)行可靠、制冷劑充注量少和換熱性能高效等優(yōu)點(diǎn)而得到廣泛應(yīng)用[1-4]。當(dāng)其作為蒸發(fā)器使用時(shí)，由于換熱器自身結(jié)構(gòu)、表面特性、重力及空氣側(cè)氣流速度等原因會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱管中的氣液兩相制冷劑分配不均勻，出現(xiàn)干蒸或供液過(guò)多的現(xiàn)象，使整體的傳熱性能下降[5-7]。

研究者對(duì)改善微通道蒸發(fā)器傳熱性能進(jìn)行了大量研究，結(jié)果表明，改變扁管結(jié)構(gòu)和幾何參數(shù)[8-9]、扁管在集管中的插入深度，可以改變制冷劑流型進(jìn)而改善工質(zhì)分配特性[10]。對(duì)于兩相流體，大量實(shí)驗(yàn)研究表明當(dāng)扁管突出高度占集管高度50%時(shí)，制冷劑分配均勻性達(dá)到最佳，當(dāng)扁管插入集管的深度從50%變化至0時(shí)，流動(dòng)惡化[11-13]。Zou Yang等[14]通過(guò)建立模型，計(jì)算了整個(gè)雙通道微通道換熱器的容量退化情況，將微通道換熱器的性能和制冷劑分配不均勻聯(lián)系起來(lái)。燕子騰等[15]提出一種利用循環(huán)流道，使制冷劑形成離散泡狀流并均勻分流至每根扁管中，與傳統(tǒng)分流器相比不均勻度得到改善。Tuo Hanfei等[16]通過(guò)安裝閃蒸氣體分離器，對(duì)集管壓降引起的流量分配不均勻和壓降對(duì)微通道集管水平或垂直放置情況的性能影響進(jìn)行研究，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，閃蒸氣體旁路的方法幾乎消除了質(zhì)量引起的分配不均勻。但由壓降引起的分配不均勻現(xiàn)象仍然存在。更高的壓降意味著必須提供更多的泵送功率以迫使冷卻劑流動(dòng)。對(duì)此，在沿渦流發(fā)生器長(zhǎng)度方向引入不同間隙，既降低了壓降，又提高了系統(tǒng)的導(dǎo)熱系數(shù)[17]，但這無(wú)形中提高了實(shí)驗(yàn)成本。研究表明，及時(shí)排出蒸氣可以有效減少壓降對(duì)蒸發(fā)器產(chǎn)生的不良影響[18-20]。

通過(guò)改進(jìn)微通道結(jié)構(gòu)，減少氣相對(duì)制冷劑液體在扁管中分配的干擾，可顯著提升微通道蒸發(fā)器的換熱性能。因此本文針對(duì)雙流程蒸發(fā)器，在中間集管引入導(dǎo)氣裝置，及時(shí)將蒸發(fā)器中蒸發(fā)的氣態(tài)工質(zhì)導(dǎo)出，研究導(dǎo)氣裝置對(duì)制冷劑在扁管中的分配均勻性的影響規(guī)律，并與常規(guī)的雙流程微通道蒸發(fā)器進(jìn)行換熱量、過(guò)熱度、傳熱系數(shù)、壓降以及流量分配不均勻度等性能參數(shù)對(duì)比，研究導(dǎo)氣技術(shù)在微通道蒸發(fā)器中應(yīng)用及提高換熱器性能的可行性。

1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)介紹及方法

圖1所示為微通道蒸發(fā)器性能測(cè)試實(shí)驗(yàn)臺(tái)。實(shí)驗(yàn)臺(tái)由工質(zhì)泵、風(fēng)機(jī)、電加熱絲、導(dǎo)流板、微通道蒸發(fā)器、套管換熱器、儲(chǔ)液桶等設(shè)備及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成。工質(zhì)泵將儲(chǔ)液桶底部的制冷劑泵入套管換熱器2中降溫成為過(guò)冷制冷劑，隨后進(jìn)入安裝在風(fēng)道內(nèi)的微通道蒸發(fā)器，并與風(fēng)道內(nèi)的空氣進(jìn)行熱交換蒸發(fā)成為過(guò)熱蒸氣，接著進(jìn)入套管換熱器1被冷凝為液體后流入儲(chǔ)液桶內(nèi)，周而復(fù)始，完成整個(gè)循環(huán)。制冷機(jī)組制取冷凍水流入2個(gè)套管換熱器對(duì)制冷劑進(jìn)行降溫，其流量和溫度可調(diào)。風(fēng)道中風(fēng)速由變頻風(fēng)機(jī)控制，在風(fēng)機(jī)入口處設(shè)加濕器和加熱器分別進(jìn)行溫濕度調(diào)節(jié)，風(fēng)道、制冷劑管路、儲(chǔ)液桶及套管換熱器外設(shè)保溫棉進(jìn)行保溫隔熱。

圖1 微通道蒸發(fā)器實(shí)驗(yàn)臺(tái)Fig.1 Experiment bench of microchannel evaporator

本實(shí)驗(yàn)臺(tái)將部分氣相制冷劑通過(guò)直徑為2.4 mm的導(dǎo)流管排出，通過(guò)控制導(dǎo)流管上閥門開度來(lái)實(shí)現(xiàn)氣液分離。在蒸發(fā)器前后銅管上均安裝了溫度計(jì)、壓力計(jì)以測(cè)量其對(duì)應(yīng)的溫度及壓力，工質(zhì)泵后面及氣體導(dǎo)流管上安裝科里奧利質(zhì)量流量計(jì)，在兩個(gè)套管換熱器的進(jìn)出口處安裝有鎧裝熱電阻和渦輪流量計(jì)，用于測(cè)量冷凍水的流量和溫度，風(fēng)道內(nèi)的蒸發(fā)器前后處安裝了溫濕度變送器以測(cè)量空氣的溫濕度，風(fēng)道出口風(fēng)速由風(fēng)速儀進(jìn)行測(cè)量。儀器參數(shù)如表1所示。

表1 測(cè)量?jī)x器精度Tab.1 Specifications of measurement instruments

圖2所示為帶導(dǎo)氣裝置的微通道蒸發(fā)器,為鋁制的平行式百葉窗雙流程結(jié)構(gòu)，尺寸為425 mm×425 mm×20 mm(長(zhǎng)×高×厚)，垂直放置的集管外徑為20 mm；蒸發(fā)器進(jìn)出口均垂直于同側(cè)集管，內(nèi)徑均為8 mm，微通道蒸發(fā)器扁管總數(shù)為44，第一、第二流程扁管數(shù)分別為21根和23根，每根扁管有16個(gè)通道。為方便研究，將蒸發(fā)器的扁管序號(hào)從下至上依次編序?yàn)榈?根扁管，第2根扁管，…，第43根扁管，第44根扁管。

1扁管； 2百葉窗翅片; 3第一集管; 4入口; 5出口; 6擋板; 7中間集管; 8毛細(xì)管; 9控制閥; 10單向閥;11截止閥; 12導(dǎo)流管。圖2 帶導(dǎo)氣裝置微通道蒸發(fā)器Fig.2 Microchannel evaporator with gas diversion device

實(shí)驗(yàn)采用控制變量法，將入口制冷劑流量、溫度控制為50 kg/h、5 ℃，空氣進(jìn)口的干球溫度和濕度分別調(diào)節(jié)為26 ℃、50%，當(dāng)導(dǎo)出的平均氣相制冷劑質(zhì)量流量為蒸發(fā)器進(jìn)口流量的1.4%時(shí)，改變風(fēng)速，并采用紅外熱成像儀得到蒸發(fā)器表面溫度熱像云圖。根據(jù)云圖判斷蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑狀態(tài)，從而進(jìn)一步得到流量的分配均勻程度。并根據(jù)儀器所測(cè)的溫度和壓力對(duì)過(guò)熱度和壓降進(jìn)行數(shù)值分析，最終得到雙流程微通道蒸發(fā)器的換熱量和傳熱系數(shù)，通過(guò)與傳統(tǒng)雙流程微通道蒸發(fā)器對(duì)比，研究設(shè)置氣體導(dǎo)流裝置后對(duì)蒸發(fā)器中制冷劑流量分配均勻性和換熱性能的影響。

2 數(shù)據(jù)分析

2.1 氣體導(dǎo)流對(duì)微通道蒸發(fā)器換熱性能的影響

圖3所示為不同結(jié)構(gòu)在不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器表面溫度的熱成像圖。其中(Ⅰ)為加了氣體導(dǎo)流裝置云圖，(Ⅱ)為不加氣體導(dǎo)流裝置云圖。如圖3所示，實(shí)線內(nèi)部區(qū)域表示過(guò)冷區(qū)，主要集中在第一流程底部；虛線部分區(qū)域過(guò)熱區(qū)，主要分布于兩個(gè)流程頂部的扁管；其余區(qū)域?yàn)閮上鄥^(qū)，分布在第一和第二流程中間部分的扁管。這是由于重力作用，使制冷劑更多的沉積在第一集管底部，而頂部扁管的流量嚴(yán)重不足，當(dāng)兩相區(qū)為0時(shí)出現(xiàn)過(guò)熱現(xiàn)象。設(shè)置氣體導(dǎo)流裝置后，過(guò)冷區(qū)域變化較小，但過(guò)熱的扁管數(shù)量減少。這是因?yàn)榈谝涣鞒讨械闹评鋭┪沾罅繜崃空舭l(fā)成為氣體，由于氣體密度低、速度快，容易聚集在集管頂部，導(dǎo)致頂部壓力較大，液相制冷劑向上流動(dòng)的阻力增加，而將氣相制冷劑導(dǎo)出集管后，頂部扁管壓力降低，向上流動(dòng)的阻力減小，液相制冷劑量增加，兩相區(qū)也隨之?dāng)U大。

圖3 不同結(jié)構(gòu)在不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器表面溫度的熱成像圖Fig.3 Thermal image of surface temperature of microchannel evaporator with different structures at different wind speeds

當(dāng)增大風(fēng)速時(shí)，蒸發(fā)器整體表面溫度隨之增加。第二流程過(guò)熱扁管數(shù)由起初的2根過(guò)熱扁管數(shù)隨著風(fēng)速依次增至4根，甚至在風(fēng)速為3.5 m/s時(shí)出現(xiàn)整根扁管全部過(guò)熱的現(xiàn)象。因?yàn)閾Q熱量隨風(fēng)速的增加而增大，更多的制冷劑蒸發(fā)成氣體，導(dǎo)致過(guò)熱區(qū)域逐漸增大。而在集管頂部設(shè)置氣體導(dǎo)流管將部分氣相制冷劑導(dǎo)出后降低了流動(dòng)阻力，頂部扁管的兩相區(qū)域明顯擴(kuò)大，尤其在高風(fēng)速工況下更為顯著。

圖4所示為加氣體導(dǎo)流裝置對(duì)不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器傳熱系數(shù)和換熱量的影響。由圖4可知，加氣體導(dǎo)流裝置后的微通道蒸發(fā)器換熱量隨著風(fēng)速的增加，由2.78 kW逐漸增至2.79 kW，未加氣體導(dǎo)流裝置換熱量由2.79 kW增至2.81 kW，兩者差距不顯著，最大換熱量?jī)H增加了0.5%。這是由于當(dāng)入口制冷劑流量為定值時(shí)，液相制冷劑蒸發(fā)時(shí)最大相變潛熱不變，而蒸發(fā)器換熱量主要源于相變潛熱，因此隨著風(fēng)速增大，蒸發(fā)器換熱量增幅較小。當(dāng)風(fēng)速增大時(shí)，加氣體導(dǎo)流裝置的傳熱系數(shù)由50.1 kW/(m2·℃)增至56.4 kW/(m2·℃)，不加氣體導(dǎo)流裝置的傳熱系數(shù)由52.4 kW/(m2·℃)增至60.2 kW/(m2·℃)，兩者差距不顯著，最大相差僅增加6.9%。這是由于導(dǎo)出的氣相制冷劑較少，換熱量變化較小，對(duì)應(yīng)的傳熱系數(shù)變化也較小。

圖4 加氣體導(dǎo)流裝置對(duì)不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器傳熱系數(shù)和換熱量的影響Fig.4 Effect of gas diversion device on coefficient ofheat transfer and heat transfer of microchannel evaporator at different wind speeds

圖5所示為加氣體導(dǎo)流裝置對(duì)不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器過(guò)熱度的影響。由圖5可知，在不同風(fēng)速下，不加氣體導(dǎo)流裝置過(guò)熱度由1.6 ℃增至2.6 ℃，增幅為62.5%，加氣體導(dǎo)流裝置過(guò)熱度由1.1 ℃增至2 ℃，增幅為72.7%，始終保持較低狀態(tài)。風(fēng)速為3 m/s時(shí)，兩種結(jié)構(gòu)換熱器過(guò)熱度相差最大，增幅為44.4%。這是由于風(fēng)速增大時(shí)，蒸發(fā)器內(nèi)的制冷劑換熱量增大，過(guò)熱蒸氣變多；加氣體導(dǎo)流裝置后，過(guò)熱蒸氣的及時(shí)排出使制冷劑流量增加，干蒸現(xiàn)象得到緩解。

圖5 加氣體導(dǎo)流裝置對(duì)不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器出口過(guò)熱度的影響Fig.5 Effect of gas diversion device on superheat of microchannel evaporator outlet at different wind speeds

2.2 氣體導(dǎo)流對(duì)微通道蒸發(fā)器流動(dòng)特性的影響

圖6所示為加氣體導(dǎo)流裝置對(duì)不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器壓降的影響。由圖6可知，加氣體導(dǎo)流裝置的微通道蒸發(fā)器壓降在變風(fēng)速下由11.5 kPa增至21.3 kPa，增幅為85.2%，與不加氣體導(dǎo)流裝置的微通道蒸發(fā)器壓降相比，其壓降較小，降幅最大達(dá)7.4%，線性趨勢(shì)可看出兩者差值逐漸增大。這是由于當(dāng)風(fēng)速逐漸增大時(shí)，熱流密度隨之增大，使蒸發(fā)器內(nèi)制冷劑蒸發(fā)時(shí)間更早，其制冷劑流速更快，使壓降迅速增大。而加氣體導(dǎo)流裝置之后，在進(jìn)入第二流程之前將部分制冷劑氣體經(jīng)導(dǎo)氣管及時(shí)導(dǎo)出，降低制冷劑流速，從而使蒸發(fā)器壓降減小。

圖6 加氣體導(dǎo)流裝置對(duì)不同風(fēng)速下微通道蒸發(fā)器壓降的影響Fig.6 Effect of gas diversion device on pressure drop of microchannel evaporator at different wind speads

圖7所示為不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器第一流程中扁管在不同風(fēng)速下的兩相段長(zhǎng)度分布情況。由圖7可知，兩者的兩相段長(zhǎng)度變化趨勢(shì)均先增大后減小。在重力的作用下，第一流程底部存在較多制冷劑而出現(xiàn)過(guò)冷區(qū)，隨著制冷劑的不斷蒸發(fā)，中間部分扁管兩相段逐漸增大，同時(shí)由于氣體密度小，速度快而聚集在蒸發(fā)器頂部，使頂部扁管出現(xiàn)過(guò)熱現(xiàn)象，兩相區(qū)對(duì)應(yīng)減小，加導(dǎo)氣裝置對(duì)第一流程中間部分扁管兩相段長(zhǎng)度影響較小，在36～38 cm間浮動(dòng)，表現(xiàn)為較好的均勻性。隨著風(fēng)速的增大，換熱量進(jìn)一步加強(qiáng)使更多的制冷劑蒸發(fā)，導(dǎo)致其向上的流動(dòng)阻力增大，兩相段長(zhǎng)度變短，加導(dǎo)氣裝置將部分氣體導(dǎo)出蒸發(fā)器后扁管中氣體量減小，制冷劑向上的流動(dòng)阻力下降，頂部扁管液相流量增加，其兩相段長(zhǎng)度也隨之增加，均勻性得到提升。

圖7 不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器第一流程扁管在不同風(fēng)速下的兩相段長(zhǎng)度分布情況Fig.7 Two-phase length distribution of flat tubes in the first process of microchannel evaporators with different structures at different wind speeds

圖8所示為不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器第二流程中扁管在不同風(fēng)速下的兩相段長(zhǎng)度分布情況。由圖8可知，第二流程多數(shù)扁管全部處于兩相狀態(tài)，其頂部由于大量制冷劑蒸氣的存在使制冷劑向上流動(dòng)的阻力增大，出現(xiàn)過(guò)熱。在風(fēng)速大于2 m/s后，加導(dǎo)氣裝置由蒸發(fā)器頂部原本的4根過(guò)熱扁管降至3根，并且兩相段長(zhǎng)度隨之增加，傳熱面積得到充分利用，制冷劑分布均勻性進(jìn)一步得到提高。

圖8 不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器第二流程中扁管在不同風(fēng)速下的兩相段長(zhǎng)度分布情況Fig.8 Two-phase length distribution of flat tubes in the second process of microchannel evaporators with different structures under different wind speeds

由于微通道蒸發(fā)器干蒸較嚴(yán)重的地方一般出現(xiàn)在蒸發(fā)器第二流程的頂部扁管，因此，選取最靠近氣體導(dǎo)流管的5根扁管，通過(guò)計(jì)算其兩相段長(zhǎng)度來(lái)表征液相流量分配情況以研究不同風(fēng)速下第二流程頂部扁管干蒸現(xiàn)象。圖9所示為不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器第二流程頂部扁管對(duì)不同風(fēng)速下兩相段長(zhǎng)度分布的影響。由圖9可知，兩種結(jié)構(gòu)的扁管兩相段長(zhǎng)度均隨扁管序號(hào)的增加而減小，但加氣體導(dǎo)流裝置的兩相段總長(zhǎng)度明顯大于未加氣體導(dǎo)流裝置的結(jié)構(gòu)，在風(fēng)速為3.5 m/s時(shí)頂部5根扁管的兩相段總長(zhǎng)增幅為87.3%。這是由于中間集管內(nèi)干度隨風(fēng)速的增大而增大，頂部扁管內(nèi)液相流量進(jìn)一步減少。而在集管頂部設(shè)置氣體導(dǎo)流裝置將部分氣體導(dǎo)出蒸發(fā)器后扁管中氣體量降低，從而降低集管頂部的壓力，流動(dòng)阻力下降，集管內(nèi)液位上升，頂部扁管液相流量增大，干蒸面積相應(yīng)減小使干蒸現(xiàn)象得到了緩解。

圖9 不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器第二流程頂部扁管對(duì)不同風(fēng)速下兩相段長(zhǎng)度分布的影響Fig.9 Effect of flat tube at the top of the second process of microchannel evaporator with different structures on the length distribution of two-phase section at different wind speeds

圖10所示為不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器在兩個(gè)流程中不同風(fēng)速時(shí)的總流量分配不均勻度。由圖10可知，兩種結(jié)構(gòu)的微通道蒸發(fā)器的總流量分配不均勻度整體上均隨風(fēng)速的增大而增大，但加氣體導(dǎo)流裝置的第二流程不均勻度隨風(fēng)速的增大而減小。這是由于風(fēng)速增大后換熱加強(qiáng)，當(dāng)氣體導(dǎo)出后第二流程制冷劑流量增大，各扁管間的制冷劑分布趨于一致，高風(fēng)速下效果更顯著。其中，加導(dǎo)流裝置的不均勻度增幅較小，僅為18.4%，且始終低于傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)，表現(xiàn)為流量分配更均勻。這是由于隨著風(fēng)速的增大，其熱流密度也更大，蒸發(fā)器內(nèi)產(chǎn)生更多氣泡，但在氣體導(dǎo)出后其制冷劑分配不均勻現(xiàn)象得到改善。

圖10 不同結(jié)構(gòu)微通道蒸發(fā)器在兩個(gè)流程中不同風(fēng)速時(shí)的總流量分配不均勻度Fig.10 The total flow distribution inhomogeneity of microchannel evaporator with different structures at different wind speeds in two flows

3 結(jié)論

本研究在中間集管中設(shè)置氣體導(dǎo)流裝置，當(dāng)氣體導(dǎo)流管中氣相制冷劑的平均流量為微通道蒸發(fā)器入口制冷劑流量的1.4%時(shí)，對(duì)不同風(fēng)速下的雙流程微通道蒸發(fā)的強(qiáng)化換熱及流動(dòng)特性進(jìn)行研究，得到如下結(jié)論：

1)風(fēng)速由1.5 m/s增至3.5 m/s后，由于更多的制冷劑氣化后聚集在集管頂部，導(dǎo)致液相制冷劑向上流動(dòng)的阻力增大，使過(guò)熱區(qū)的范圍隨扁管序號(hào)的增加而增加。將氣相制冷劑經(jīng)導(dǎo)氣管導(dǎo)出后，集管頂部氣體聚集現(xiàn)象得到緩解從而降低阻力，微通道蒸發(fā)器內(nèi)流體分配更均勻。

2)針對(duì)微通道蒸發(fā)器的換熱性能，不同風(fēng)速下，兩種結(jié)構(gòu)的傳熱系數(shù)、換熱量自身增幅均較小，不同結(jié)構(gòu)間差距最大不超過(guò)6.9%和0.5%，但加氣體導(dǎo)流裝置后過(guò)熱度較低，風(fēng)速為3 m/s時(shí)兩種結(jié)構(gòu)的過(guò)熱度降幅為44.4%，干蒸現(xiàn)象得到緩解。

3)兩種結(jié)構(gòu)在風(fēng)速增加時(shí)壓降均上升，但加氣體導(dǎo)流裝置的微通道蒸發(fā)器壓降更小，兩者最大降幅為7.4%。頂部?jī)上喽伍L(zhǎng)度較未加導(dǎo)流裝置結(jié)構(gòu)，最大增幅為87.3%，同時(shí)各扁管間的流量分布趨于一致，雙流程微通道蒸發(fā)器中液相流量分配不均勻性得到明顯改善。

本文受天津市自然科學(xué)基金項(xiàng)目(18JCYBJC90300)資助。(The project was supported by the Tianjin Municipal Natural Science Foundation (No.18JCYBJC90300).)