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)
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?。由于制冷劑液體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“干斑”現象[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“干斑”現象。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“干斑”現象的區(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。
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
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
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,℃。
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,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
1)如果想要完全消除強化換熱管束表面存在的“干斑”現象,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。