葛佩紅 羅清海 涂敏 李東倩 李志 周忍

南華大學(xué)土木工程學(xué)院

0 引言

食用方冰的需求在不斷上漲，針對(duì)方冰機(jī)，多位學(xué)者進(jìn)行了研究[1-6]。本文基于?計(jì)算對(duì)方冰機(jī)進(jìn)行熱工分析，同時(shí)選用新型蜂窩板式換熱器針對(duì)?損失系數(shù)較大的蒸發(fā)器進(jìn)行優(yōu)化，利用CFD 數(shù)值模擬技術(shù)分析了焊點(diǎn)直徑、焊點(diǎn)間距、板間距等多個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)換熱器傳熱及阻力性能的影響，結(jié)合工程實(shí)際選擇合適的結(jié)構(gòu)參數(shù)搭配對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 方冰機(jī)系統(tǒng)?分析

1.1 方冰機(jī)系統(tǒng)簡(jiǎn)介

本文選用某制冷設(shè)備公司日產(chǎn)冰量為1 噸的方冰機(jī)作為研究對(duì)象，制冷工質(zhì)為R22。選擇方冰機(jī)壓縮機(jī)、冷凝器、膨脹閥、蒸發(fā)器入口作為測(cè)試點(diǎn)，分別編號(hào)為1、2、3、4。記錄各點(diǎn)壓力與溫度值，選取典型工況的性能參數(shù)記錄如表1 所示。

表1 測(cè)試點(diǎn)壓力值與溫度值

1.2 系統(tǒng)?分析計(jì)算模型

壓縮過程?損失

冷凝過程?損失

節(jié)流過程?損失

蒸發(fā)過程?損失

?損失系數(shù)：

1.3 方冰機(jī)系統(tǒng)?分析計(jì)算結(jié)果

系統(tǒng)各部分?損失及?損失系數(shù)如表2 所示。

表2 各部分?損失及?損失系數(shù)

分析可知，方冰機(jī)系統(tǒng)?損失大，整體?損失為77.76%，說明方冰機(jī)能源利用效率低。其中?損失率最大的為壓縮機(jī)，蒸發(fā)器?損失率次之，冷凝器?損失排第三，膨脹閥?損失率最小。其中，蒸發(fā)器?損失為30.51%，占系統(tǒng)總?損失40%，原因主要是方冰機(jī)蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)形式的欠缺。

制冰過程中，水與制冷劑的熱量傳遞，需要經(jīng)過與冰格的對(duì)流換熱、隔板的正反兩面熱傳導(dǎo)、隔板背面與制冷劑銅管熱傳導(dǎo)、制冷劑與銅管的對(duì)流換熱多個(gè)傳熱過程，傳熱熱阻高。并且，制冷劑銅管與隔板接觸的界面為點(diǎn)接觸，接觸面積小，使傳熱熱阻進(jìn)一步增加，制冰時(shí)間延長(zhǎng)，制冰效率降低，?損失系數(shù)增加。

2 方冰機(jī)蒸發(fā)器優(yōu)化

蜂窩板又稱波面板，兩塊鋼板首先經(jīng)過周邊滾焊與封邊處理，然后不銹鋼板中間按照一定分布規(guī)律進(jìn)行點(diǎn)焊，再經(jīng)過沖壓、成形等過程，使得換熱板形成凹面達(dá)到強(qiáng)化傳熱的目的[7]。圖1 為蜂窩板實(shí)物圖。

圖1 蜂窩板換熱器實(shí)物圖

圖2 為傳統(tǒng)方冰機(jī)蒸發(fā)器以及蜂窩板式蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)剖面圖。從圖中看出，采用蜂窩板換熱器對(duì)蒸發(fā)器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，可以減少傳熱步驟、降低傳熱熱阻，增加換熱面積，減少能耗損失。

圖2 方冰機(jī)蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)剖面圖

3 蜂窩板式蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

蜂窩板蒸發(fā)器的傳熱及阻力性能受到焊點(diǎn)直徑、焊點(diǎn)間距、板間距等多個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，為符合方冰機(jī)實(shí)際工程要求，還需要對(duì)蜂窩板蒸發(fā)器進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)研究。

3.1 物理模型

選取蒸發(fā)器中兩個(gè)流程進(jìn)行研究，蜂窩板蒸發(fā)器如圖3 所示，大小為500 mm×120 mm。制冷劑進(jìn)出口管長(zhǎng)為100 mm，管直徑均為10 mm。圖4 為結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖，D 為焊點(diǎn)直徑，L 為兩焊點(diǎn)中心間距，H 為上下兩不銹鋼板間距。

圖3 邊界示意圖

圖4 蜂窩板蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖

3.2 參數(shù)條件設(shè)置

采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，選用Mixture 多相模型以及標(biāo)準(zhǔn)K-ε 模型。表3 為制冷劑R22 氣、液相物性參數(shù)。條件設(shè)置具體如下：

1）Inlet：速度進(jìn)口，進(jìn)口液體速度為0.15～0.35 m/s，每次計(jì)算以0.05 m/s 遞增，進(jìn)口溫度為263.15 K；

2）Out：采用壓力出口，出口溫度為273.15 K；

3）Wall-air：與環(huán)境相接觸的壁面，溫度為293.15 K；

4）Wall-ice：與制冰格接觸的壁面，溫度為272.15 K；

5）Wall：絕熱壁面，包括進(jìn)出口管道壁面、折流焊道以及四周壁面。

導(dǎo)入U(xiǎn)DF，在Cell Zone 中定義液相，氣相以及混合物的宏，從進(jìn)口處對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行初始化，設(shè)置時(shí)間步長(zhǎng)為0.01 s，運(yùn)行次數(shù)為120000 步。

表3 制冷劑R22 物性參數(shù)

3.3 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

以焊點(diǎn)直徑、焊點(diǎn)間距、板間距作為研究因素，設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)，表4 為正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)表。

表4 正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)表

3.4 模擬結(jié)果分析

選取z=0.0025 m 平面作為觀察平面，圖5 為蜂窩板蒸發(fā)器速度矢量圖，圖6 為不同時(shí)間段氣體體積分?jǐn)?shù)云圖。從圖中可以看出，制冷劑流動(dòng)呈規(guī)律擾動(dòng)狀態(tài)。在焊點(diǎn)的后方，流速減小，形成渦流，與文獻(xiàn)[8、9]研究現(xiàn)象一致，說明此次模擬符合流體在蜂窩板內(nèi)的運(yùn)動(dòng)情況。同時(shí)，在氣體體積云圖中可以看出，由于焊點(diǎn)后方速度的降低，制冷劑置換速度也得到了減緩，因此蒸發(fā)首先出現(xiàn)在焊點(diǎn)的后部，驗(yàn)證了焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)能有效促進(jìn)相變傳熱。

圖5 z=0.0025 m 速度矢量圖

圖6 z=0.0025 m 氣體體積分?jǐn)?shù)云圖

3.5 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

采用換熱器綜合性能評(píng)價(jià)方法作為蜂窩板傳熱及阻力性能比較方式。綜合性能評(píng)價(jià)因子與努塞爾數(shù)、阻力系數(shù)關(guān)系如下：

式中：η 為綜合性能評(píng)價(jià)因子；Nu/Nu0為傳熱增強(qiáng)因子；f/f0為阻力增強(qiáng)因子；Nu 為蜂窩板蒸發(fā)器努塞爾數(shù)；Nu0為傳統(tǒng)蒸發(fā)器努塞爾數(shù)；f 為蜂窩板蒸發(fā)器阻力系數(shù)；f0為傳統(tǒng)蒸發(fā)器阻力系數(shù)。

圖7～9 為9 組蜂窩板蒸發(fā)器的阻力系數(shù)、努塞爾數(shù)Nu、綜合性能因子。

圖7 蜂窩板蒸發(fā)器阻力系數(shù)f 對(duì)比

圖8 蜂窩板蒸發(fā)器努塞爾數(shù)Nu 對(duì)比

圖9 蜂窩板蒸發(fā)器綜合性能因子η 對(duì)比

從圖中可以看出，蜂窩板式蒸發(fā)器綜合性能是傳統(tǒng)圓管蒸發(fā)器的1.5～2.2 倍，能有效提高換熱效率。隨著速度的增加，蜂窩板蒸發(fā)器內(nèi)的湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，傳熱性能提高，因此在方冰機(jī)系統(tǒng)運(yùn)行過程中，可以適當(dāng)提高制冷劑進(jìn)口流速。

阻力系數(shù)與努塞尓數(shù)較大的是板間距H 為5mm的三種蜂窩板，而板間距H 均為11 mm 的三種阻力系數(shù)與努塞爾數(shù)均較小。

表5～7 分別為制冷劑流速為0.15 m/s 時(shí)的阻力系數(shù)，努塞爾數(shù)以及綜合性能因子η 極差表。三個(gè)性能評(píng)價(jià)指標(biāo)的極差大小排序均為RC＞RB＞RA。說明板間距H 對(duì)蜂窩板蒸發(fā)器的阻力性能，傳熱性能以及綜合性能都有著顯著的影響，焊點(diǎn)間距L 影響作用次之，焊點(diǎn)直徑D 最弱。當(dāng)板間距越大、焊點(diǎn)間距越大、焊點(diǎn)直徑越小時(shí)，蜂窩板蒸發(fā)器中流體流動(dòng)空間越大，受到的阻力也越小，但是同時(shí)傳熱性能降低。反之，板間距越小、焊點(diǎn)間距越小、焊點(diǎn)直徑越大，對(duì)流體擾動(dòng)效果更強(qiáng)烈，可以獲得較高努塞爾數(shù)，但缺點(diǎn)就是阻力也會(huì)相應(yīng)變大。

表5 制冷劑流速0.15 m/s 時(shí)阻力系數(shù)f 極差表

表6 制冷劑流速0.15 m/s 時(shí)努塞爾數(shù)Nu 極差表

表7 制冷劑流速0.15 m/s 時(shí)綜合性能因子η 極差表

在此次針對(duì)方冰機(jī)蒸發(fā)器的優(yōu)化設(shè)計(jì)中，根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果，綜合性能最佳的水平搭配是焊點(diǎn)直徑D=7 mm，焊點(diǎn)間距L=40 mm，板間距為11 mm。

4 折流焊道結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

4.1 雙因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)

基于以上研究，建立蜂窩板蒸發(fā)器模型，主體尺寸為500 mm×500 mm，焊點(diǎn)直徑D=7 mm，焊點(diǎn)間距為40 mm，板間距為11 mm，進(jìn)出口管徑為10 mm，管長(zhǎng)100 mm。以焊道數(shù)量與焊道長(zhǎng)度作為研究因素，設(shè)計(jì)雙因素試驗(yàn)，表8 為試驗(yàn)安排表。

表8 雙因素試驗(yàn)方案

4.2 物理模型

根據(jù)雙因素試驗(yàn)方案建立6 組蜂窩板蒸發(fā)器模型，其中部分物理模型如圖10 所示。

圖10 不同折流焊道數(shù)量蜂窩板模型

4.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

6 組蜂窩板蒸發(fā)器阻力系數(shù)f,努塞爾數(shù)Nu 以及綜合性能因子與速度v 的關(guān)系如圖11～13 所示。

圖11 不同折流焊道數(shù)量與長(zhǎng)度下蜂窩板阻力系數(shù)f 對(duì)比

圖12 不同折流焊道數(shù)量與長(zhǎng)度下蜂窩板努塞爾數(shù)Nu 對(duì)比

圖13 不同折流焊道數(shù)量與長(zhǎng)度下蒸發(fā)器綜合因子η 對(duì)比

在本文研究范圍內(nèi)，折流焊道數(shù)量越多，長(zhǎng)度越長(zhǎng)，阻力系數(shù)與努塞爾數(shù)也越大，但是綜合性能越差，折流焊道數(shù)量蜂窩板阻力、傳熱性能的影響更加顯。因此，最終選擇折流焊道數(shù)量為3，折流長(zhǎng)度為400 mm 作為蜂窩板蒸發(fā)器優(yōu)化方案。

5 結(jié)論

1）方冰機(jī)系統(tǒng)中，蒸發(fā)器?損失率較大，蒸發(fā)器?損失為30.51%，占系統(tǒng)總?損失40%，主要原因是蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)存在不足。

2）蜂窩板換熱器不僅能增加傳熱面積，同時(shí)蜂窩焊點(diǎn)增強(qiáng)流體擾動(dòng)，破壞流體運(yùn)動(dòng)邊界層，強(qiáng)化壁面?zhèn)鳠帷Ｋ苑涓C板結(jié)構(gòu)越緊湊，擾動(dòng)越強(qiáng)烈，但同時(shí)阻力也會(huì)增加，使綜合性能下降。

3）板間距對(duì)蜂窩板換熱器綜合性能影響最顯著，焊點(diǎn)間距次之，焊點(diǎn)直徑最不明顯。針對(duì)方冰機(jī)實(shí)際情況，焊點(diǎn)直徑D=7 mm，板間距H=11 mm，焊點(diǎn)間距L=40 mm，綜合性能最好。

4）在本文研究范圍內(nèi)，其他參數(shù)一致時(shí)，折流焊道數(shù)量越多、長(zhǎng)度越長(zhǎng)，蜂窩板阻力越大，綜合性能下降，同時(shí)焊道數(shù)量對(duì)綜合性能的影響更加顯著。

5）結(jié)合方冰機(jī)實(shí)際工程情況，最終選用焊點(diǎn)直徑D=7mm，板間距H=11 mm，焊點(diǎn)間距L=40 mm，折流焊道數(shù)量為3，長(zhǎng)度為400 mm 的蜂窩板換熱器作為蒸發(fā)器優(yōu)化方案。