馬慧齊，李應林，林柳

（南京師范大學能源與機械工程學院，江蘇南京 210042）

0 引言

降膜蒸發(fā)器的換熱機理非常復雜，因為缺乏經驗，目前還不清楚其是否可以普遍應用于水平管式降膜蒸發(fā)器的設計原理。因此通過研究采用制冷劑引射再循環(huán)結構的降膜蒸發(fā)器性能，為其設計和運行提供理論指導[1-3]。

降膜蒸發(fā)器的制冷循環(huán)系統(tǒng)中，將來自儲液器的飽和制冷劑液體再循環(huán)至蒸發(fā)器中降膜，通常的做法是運用機械泵作為液體循環(huán)結構部件，最早由GIULIANI 等[4]提出。BESAGI 等[5]和CHEN 等[6]提出在制冷劑液體再循環(huán)系統(tǒng)中可以運用引射器代替泵。引射器的主要優(yōu)點是結構簡單、避免部件的移動。

近年來，引射器及其應用在制冷循環(huán)中得到了廣泛的研究。然而，對使用引射器實現(xiàn)制冷劑液體再循環(huán)的研究相當有限。

RADCHENKO[7]研究了一種運用R22 作制冷劑的制冷循環(huán)系統(tǒng)，采用引射器對8 個冷凍站的板式冷凍箱進行進料。DOPAZO 等[8]通過對采用引射器再循環(huán)液氨的板式蒸發(fā)器進行實驗性能評價，實驗結果表明，液-液型引射器的引射率在2.1～2.67，蒸發(fā)量在9.48 kW～18.37 kW。LI 等[9]通過實驗研究了引射器再循環(huán)系統(tǒng)在R134a 作制冷劑的水平管式降膜蒸發(fā)器中的影響，實驗結果表明，在最佳再循環(huán)系數為1.3 的條件下，蒸發(fā)量和能效比COP分別提高了4.8%和2.4%。MINETTO[10]通過實驗研究了引射器再循環(huán)系統(tǒng)在CO2作制冷劑的圓管板翅式蒸發(fā)器中的影響，實驗證明能效比COP提高了13%。LAWRENCE 等[11]在采用微通道蒸發(fā)器和R410A 作制冷劑的實驗中，將運用引射器的再循環(huán)系統(tǒng)，分別與標準的兩相引射循環(huán)系統(tǒng)以及無引射器的基礎循環(huán)系統(tǒng)對比分析。在水平管式降膜蒸發(fā)器中，引射器的再循環(huán)系統(tǒng)可以幫助增加制冷劑噴淋流量，因此在水平管式降膜蒸發(fā)器的制冷系統(tǒng)中經?？梢砸姷健Ｓ捎谥评鋭┮后w受重力作用自上而下流動，蒸發(fā)過程中液態(tài)制冷劑逐漸減少從而導致蒸發(fā)器下部液體流速的降低，使得水平管式降膜蒸發(fā)器的底部管束可能出現(xiàn)“干斑”現(xiàn)象[12]。LORENZ 等[13]提出了臨界雷諾數為300，低于臨界值時管束的降膜蒸發(fā)換熱系數低于單管的降膜蒸發(fā)換熱系數。此外，當雷諾數足夠小時，底部管束相比于上層管束更易出現(xiàn)“干斑”現(xiàn)象。RIBATSKI 等[14]運用光滑管束以及ROQUES 等[15]運用強化換熱管束均觀察到出現(xiàn)“干斑”現(xiàn)象的區(qū)域只存在自然對流換熱，從而使得管束的換熱系數突然下降。

迄今為止，對采用制冷劑引射再循環(huán)系統(tǒng)降膜蒸發(fā)器的性能研究還很少。因此，本文的研究目的是通過理論模型分析引射器再循環(huán)系數對降膜蒸發(fā)器性能的影響，為此類降膜蒸發(fā)器的設計提供一定理論依據。

本文的概述如下：首先通過建立降膜蒸發(fā)器的數學模型，編制相關仿真軟件，然后根據數值模擬結果進行對比分析，從而得出結論。

1 建立數學模型

1.1 工作原理

當制冷系統(tǒng)運行時，來自冷凝器出口的高壓液態(tài)制冷劑流入高壓儲液器中，從高壓儲液器的出口流出，進入引射器的高壓入口，和引射器通過高壓液體抽取來自降膜蒸發(fā)器底端儲液包收集的低壓液體制冷劑混合，由引射器的混合出口流出通過蒸發(fā)器的制冷劑入口進入一級布液器完成制冷劑分配，即為采用制冷劑引射再循環(huán)系統(tǒng)的水平管式降膜蒸發(fā)器，如圖1所示。

圖1 一級再循環(huán)降膜蒸發(fā)器示意圖

1.2 管束單元模型

本文數學模擬是建立在如下假設的基礎上的：

1）此水平管式降膜蒸發(fā)器是與外界絕熱的；

3）為方便計算假設此降膜蒸發(fā)過程為穩(wěn)態(tài)；

4）布液器布液均勻；

5）忽略氣態(tài)制冷劑的剪力作用。

采用有限差分法處理建立的降膜蒸發(fā)器模型，將換熱管沿管排水平方向，依據每排最多的布管數將管束分為Nj列，沿管排垂直方向，將殼體內管束分為NP個管程，將換熱管沿冷凍水管內流動方向等分為Ni 部分。圖2中j、p分別代表管排水平方向和管程數量的單元序號。圖3中i代表單根管子沿冷凍水管內流動方向的單元序號。圖4表示蒸發(fā)器管束中任意一根管子的單元模型。

圖2 管束中的管程和管列示意圖

圖3 單根換熱管沿流向的單元布局圖

圖4 管束中任意管子的單元模型布局圖

1.3 換熱計算方法

根據能量守恒定律，水平管換熱單元的熱流密度為：

式中：

qo——單元熱流密度，W/m2；

Ao——單元長度管子的外表面面積，m2；

dx——沿冷凍水流動方向的單元體長度，m；

mcw——冷凍水的質量流量，kg/s；

Cp,cw——冷凍水的定壓比熱，kJ/(kg·K)；

tu,cwi和tu,cwo——單元體的冷凍水進口和出口溫度，℃。

2 再循環(huán)對降膜蒸發(fā)器換熱性能的影響

圖5所示為在不同再循環(huán)系數下制冷劑的蒸發(fā)量和綜合平均降膜因子的變化情況。

圖5 不同再循環(huán)系數下的制冷劑蒸發(fā)量和綜合平均降膜 因子的變化情況

由圖5可以觀察到，綜合平均降膜因子?隨著再循環(huán)系數Rl的增加而單調增加，當?剛達到1時，Rl=1.5。即，若試圖完全消除強化換熱管束表面存在的“干斑”現(xiàn)象，則再循環(huán)系數Rl的數值需大于1.5。

然而，從圖5我們也可發(fā)現(xiàn)，當再循環(huán)系數Rl＜1.2 時，制冷劑蒸發(fā)量隨著Rl的增加而迅速升高；當再循環(huán)系數Rl＞1.2 時，制冷劑蒸發(fā)量隨著Rl的增加而緩慢升高。這表明合適的再循環(huán)系數Rl約為1.2，對應的綜合平均降膜因子約為0.78。

圖6所示為在不同再循環(huán)流量下制冷劑的蒸發(fā)量和再循環(huán)系數的變化情況。

圖6 不同再循環(huán)流量下的制冷劑蒸發(fā)量和再循環(huán)系數的 變化情況

由圖6可見，隨著制冷劑液體再循環(huán)流量的增加，制冷劑液體的再循環(huán)系數急速增大；與此同時，當再循環(huán)流量為0.67kg/s～1.0kg/s 范圍內制冷劑蒸發(fā)量首先急劇上升，然后在1.0kg/s～1.3kg/s 范圍內制冷劑蒸發(fā)量緩步上升。這意味著對于給定換熱管束的降膜蒸發(fā)器應該具有合適的制冷劑液體再循環(huán)流量值，使得降膜蒸發(fā)器換熱性能更高且避免制冷劑的過量浪費。

圖7所示為188 根強化換熱管組成的一級再循環(huán)水平管式降膜蒸發(fā)器，不同再循環(huán)流量下實際制冷量和冷凍水出口溫度的變化情況。

由圖7可以看出在(0.67～1.30)kg/s 范圍內液體再循環(huán)流量的增加導致了冷卻水出口溫度的輕微下降，而且隨著制冷劑液體再循環(huán)流量的增加，蒸發(fā)器的制冷量先急劇增大，然后緩慢上升。這說明制冷劑液體流量的過量供給對于進一步提高降膜蒸發(fā)器制冷量是無效的，這是因為換熱管外壁面產生的“干斑”，隨著制冷劑液體再循環(huán)流量的增加而逐漸減少。

圖7 不同再循環(huán)流量下實際制冷量和冷凍水出口溫度的 變化情況

3 結論

1）如果想要完全消除強化換熱管束表面存在的“干斑”現(xiàn)象，則再循環(huán)系數的數值需大于1.5；

2）降膜蒸發(fā)器的最佳再循環(huán)系數約為1.2，對應的綜合平均降膜因子約為0.78；

3）對于給定換熱管束的降膜蒸發(fā)器應該具有合適的制冷劑液體再循環(huán)流量值，使得降膜蒸發(fā)器換熱性能更高且避免制冷劑的過量浪費。