降膜式蒸發器出氣口液滴夾帶風險預測及優化設計研究

章立標 龔程程 羅 毅 劉驍飛

(1 浙江國祥股份有限公司 上虞 312300；2 浙江理工大學機械與自動控制學院 杭州 310018)

目前螺桿和離心式冷水機組的蒸發器主要有干式、滿液式和降膜式三種形式。干式蒸發器傳熱系數僅約為滿液式的1/3，主要用于中小型設備,而與技術成熟可靠且應用更廣泛的滿液式蒸發器相比，降膜式蒸發器因具有傳熱效率高、制冷劑充注量少、回油效果好[1-3]，可有效克服滿液式蒸發器殼側液體靜壓帶來的傳熱溫差損失等特點，性價比較高。因此，近年來較多研究機構和制造企業開展了降膜式蒸發器的技術研究和產品應用。但在實際運行測試過程中，蒸發器出口往往產生較多夾帶的液滴，即壓縮機吸氣帶液，從而降低壓縮機及機組的性能和可靠性。

B. E. Dingel等[4]在J. P. Hartfield等[5]專利基礎上，指出延長分配器兩側的擋板能夠降低因蒸發器上部管束制冷劑氣體短路而造成的出氣帶液，但并未從量化角度進行說明。E. A. William等[6]從蒸發器內部R134a制冷劑液滴產生的機理進行說明，認為在液滴形成過程中液滴的剪切和表面張力主導的波動是主因，較高的蒸氣速度對液滴束產生剪切，將較小的液滴帶入氣流中。但該模型并未指出液體夾帶量的具體計算方法和模型。王學會等[7]針對降膜式蒸發器的影響因素進行了綜述研究，部分研究指出氣流通道的布局能夠顯著影響液滴的夾帶。D. Yung等[8-9]實驗研究了降膜式蒸發器氣-液夾帶問題，結果表明液滴夾帶主要來源于液滴的濺落、破碎，從而被氣流通道中的橫向速度帶離蒸發器。肖鑫[10]通過CFD對降膜式蒸發器進行仿真分析，結果表明流速過大的區域帶液風險較高，通過增加隔板能夠降低出氣帶液的風險。但該方法并未涉及含換熱管束復雜的多相流動和傳熱過程，研究內容有一定的局限性。

綜上所述，目前國內外科研人員主要研究滿液式蒸發器出氣帶液，較少涉及降膜式蒸發器出氣帶液，且僅以單相流研究為主，并未過多涉及流動-傳熱-相變等復雜過程關聯性研究。因此，本文采用計算流體動力學開展降膜式蒸發器典型試驗樣機液滴夾帶空間分布和流體動力學參數的研究，同時結合實驗測試結果確定降膜式蒸發器出氣帶液率的控制參數。在此基礎上，對系列型號降膜式蒸發器進行出氣帶液風險評估，并針對高風險型號的降膜蒸發器，通過對筒體內徑、分配器出口流速、管間距等關鍵參數群的優化設計并進行換熱管束外流型分布的分析，有效控制了帶液風險，為降膜式蒸發器出氣帶液的優化設計提供關鍵依據。

1 氣-液兩相流動機理及實驗測試

1.1 降膜式蒸發器流動-傳熱-相變機理

降膜式蒸發器作為制冷空調行業大中型冷熱源主機最有發展前景的蒸發器類型，了解其內部的流動和傳熱機理對其傳熱強化和可靠性設計優化很有必要。降膜蒸發器換熱管外殼程介質為制冷劑，換熱管程介質為載冷劑；主機冷凝器出口的高壓液體制冷劑經節流閥節流降壓后變為低溫低壓氣-液兩相制冷劑，然后兩相流體首先進入降膜式蒸發器頂部的分配器，在其內部進行多重分配后均勻流出分配器，之后制冷劑在殼程換熱管束外壁進行流動、換熱，如圖1(a)所示。降膜式蒸發器筒體內部的出氣擋板、分配器與上部筒體內壁構成出氣腔，而與下部筒體內壁所構成的空間則分為降膜區、滿液區，如圖1(b)所示。液相制冷劑在重力、表面張力、周圍氣流組織等影響下逐層滴落到各換熱管，與換熱管外壁進行換熱，部分液相制冷劑吸熱后轉化成氣相。該過程的傳熱傳質機理為溫度相對較高的管內載冷劑與管內壁進行對流傳熱，熱量繼續從管內壁到管外壁進行熱傳導，管外壁與管外壁表面的液膜進行熱傳導形成飽和蒸氣層、飽和熱蒸氣層向未飽和蒸氣層進行對流換熱等一系列復雜的傳熱傳質過程，如圖1(c)所示，其中未轉化成氣相的液相制冷劑在降膜區受重力的主導作用繼續逐層向下滴落，逐層在換熱管外壁面蒸發，最終未蒸發的少量液相制冷劑在蒸發器底部形成滿液區，繼續與換熱管內側的載冷劑進行換熱。值得注意的是，蒸發器出氣口的氣相制冷劑主要由分配器出口的氣體、降膜區換熱管外壁的液膜制冷劑與管內載冷劑換熱蒸發后產生的氣體及滿液區換熱產生的氣體等三部分組成，內部流場十分復雜，三部分的氣體混合后經出氣擋板進入出氣腔，接著被抽向蒸發器出口，經機組低壓吸氣管最終回到壓縮機吸氣口。

圖1 降膜式蒸發器殼程氣-液兩相流動機理

1.2 降膜式蒸發器實驗測試

水冷冷水機組測試裝置主要由冷卻塔、水冷冷水機組(工況機)、恒溫水箱、板式換熱器、水泵、電動閥門及試驗樣機等設備所組成，通過了AHRI (美國制冷空調與供暖協會)認證。試驗樣機蒸發器冷凍水側冷量與冷凝器冷卻水側冷凝熱量通過兌水泵進行中和，多余冷凝熱量則通過水泵輸送至恒溫水箱或冷卻塔進行排放，恒溫水箱的溫度則通過水冷冷水機組(工況機)和加熱器進行調節，如圖2(a)所示。試驗樣機的測試系統如圖2(b)所示，測試過程前將溫度傳感器分別安裝在蒸發器的制冷劑側、冷凍水側的進口和出口，壓力傳感器分別安裝在蒸發器制冷劑側進口、筒體及出口。對機組抽真空及加氟后，進行了不同冷凍水溫、冷卻水溫、壓縮機容量條件下變工況、變負載條件下穩定運行時的制冷量、冷凍進、出水溫、制冷劑側進口、筒體及出口各位置相關壓力、溫度等熱力參數的測量；同時，通過筒體上安裝的視鏡和液位計觀察分配器出口均勻性，并觀察換熱管束外部空間的流型，且通過蒸發器出口安裝的視鏡來檢查出氣帶液癥狀。

圖2 降膜式蒸發器實驗測試系統

2 物理模型及計算方法

2.1 蒸發器主要結構參數

圖3所示分別為型號K1、K2水冷螺桿冷水機組試驗樣機降膜式蒸發器的筒體內部結構原理。因分配器出口壓力在軸向的差距可忽略且經數值模擬優化后分配器出口流量較為均勻，因此，本文將模型簡化成二維側面的蒸發器徑向截面進行模擬研究。兩臺樣機的筒體內徑分別為φ540 mm、φ750 mm，分別共有106根、200根φ19 mm高效換熱管，換熱管的長度均為3 000 mm, 出氣口內徑分別為φ123 mm、φ200 mm。分配器由三層分液板組成，其中最下層分液板分別共有888個、1632個φ8 mm圓孔。為更好開展蒸發器出口液滴夾帶和流體動力學參數的研究，在模型中設置了6個典型關鍵位置(1～6)。圖3中蒸發器出氣擋板采用矩形孔(5、6)，因出氣腔內部自蒸發器進口端至出口端存在流動阻力，為確保筒體軸向由出氣擋板進入出氣腔氣體流量的均勻性，矩形孔尺寸從蒸發器進口沿著筒體軸向朝蒸發器出氣口逐漸減小，故以當量直徑di、dm表征開孔大小，如式(1)和式(2)所示。

圖3 降膜式蒸發器樣機結構

(1)

(2)

式中：n為開孔數量；di為出氣擋板第i個矩形孔的當量直徑，mm；Ai為該矩形孔面積，mm2；χi為該矩形孔的周長，mm；dm為各孔的平均當量直徑，mm，兩臺樣機的平均當量直徑dm分別為17 mm和24.2 mm。為便于計算氣體經過蒸發器徑向截面出氣擋板時的流體動力學參數，本文模型中采用了與蒸發器出口內徑相等的輔助出氣口(注意并非蒸發器實際出口，氣流經過出氣擋板進入出氣腔后實際上沿筒體軸向流向蒸發器出口),故輔助出氣口處液滴夾帶率和出氣擋板處液滴夾帶率是完全相等的。

圖4所示為K3～K6共4個機型降膜式蒸發器筒體內部結構，主要參數如表1所示。其中最下層分配器沿著軸向的當量開孔大小均為φ8 mm，且換熱管長均為3 000 mm，6個關鍵位置按圖3(a)進行設置。本文通過對K1、K2試驗樣機的實驗測試和數值模擬計算結果的對比和分析，對這4個機型降膜式蒸發器出氣帶液和流體動力學參數進行數值模擬和風險評估，并在此基礎上進行優化設計和測試驗證。

圖4 降膜式蒸發器系列結構

表1 降膜式蒸發器的主要參數

2.2 計算模型

1) 多相流模型

本文研究的主要對象是蒸發器殼程制冷劑氣-液兩相流動中液滴夾帶和換熱管束管外流態模擬，針對氣-液兩相的相界面捕捉尤其關鍵，因此采用VOF多相流模型進行仿真。

2) 控制方程

質量守恒方程：

(3)

動量方程：

(4)

ρ=αqρq+αpρp

(5)

μ=αqμq+αpμp

(6)

能量方程：

(7)

(8)

(9)

(10)

3) 湍流模型

由于Realizablek-ε湍流模型具有數據累積較多、計算精度較高等特點，相對于標準k-ε模型和RNGk-ε模型能更好地模擬圓形射流工程問題，且計算精度和收斂性能滿足常規工程應用要[12]，因此采用該模型進行計算。

4) 傳熱傳質模型

氣-液兩相傳質相變模型主要采用W.H.Lee[13]模型：

當Tl≥Tsat時，

(11)

當Tv

(12)

(13)

2.3 網格劃分及邊界條件

本文采用Ansys meshing對構建的物理模型進行網格劃分，如圖5所示。該模型全局采用非結構網格，網格質量約為0.6，針對換熱管束部分進行局部加密，并設置邊界層。將模型中的分配器出口設置成velocity inlet邊界條件，輔助出氣口設置成pressure out邊界條件，管束部分設置成wall, 其余壁面設置成無滑移壁面的條件，管束中的銅管壁面與制冷劑液相的接觸角設置成10°進行計算[15]，并采用R134a在6 ℃飽和狀態下的制冷劑熱物性參數進行模擬，管束外壁面的傳熱計算采用第三類邊界條件，管外傳熱系數則通過傳熱計算軟件且結合各負載工況的實測數據計算，管外壁平均溫度則根據蒸發溫度、載冷劑進、出口溫度和管內外傳熱系數來計算，分配器進口干度、殼程飽和壓力則按各負載工況的冷凝溫度、過冷度及蒸發溫度來計算，采用上述邊界條件進行降膜式蒸發器殼程流體動力學參數和出口帶液程度的研究，其余需要評估的4個型號也按照該方法進行設置。

圖5 降膜蒸發器典型樣機網格劃分

2.4 數值求解方法

本文采用基于壓力的分離式求解器及PISO的壓力與速度的耦合計算方法。為了動態跟蹤模擬管間液體流動情況，采用非穩態計算模式，時間步長為0.000 1 s, 連續性方程與動量方程中的時間項采用一階隱式離散，殘差精度設置為10-6，壓力項離散采用PRESTO方法，動量方程離散采用二階迎風格式，體積分數方程的離散采用Geo-Reconstruct。

2.5 網格無關性驗證

為研究降膜式蒸發器數值模擬的準確性，需要進行網格無關性分析。本文針對不同網格數量下對K1和K2的出氣擋板左側氣體速度進行了計算，如圖6所示。可見K1、K2分別在50萬～90萬、60萬～100萬網格數量下的氣體速度計算結果基本一致，相對偏差均在3%以內，因此針對這兩個機型分別采用50萬、60萬網格數量進行分析和計算，其余需進行帶液風險評估的降膜式蒸發器型號也參照該方法進行研究和對比。

圖6 網格無關性驗證

3 實驗驗證及帶液控制參數的確定

為驗證本文所采用的氣-液兩相數值方法的準確性，通過CFD對K1、K2水冷螺桿冷水機組試驗樣機的5組負載工況(40%～100%，每15%一組)分別進行仿真計算，徑向截面輔助出氣口的液滴夾帶率計算結果如圖7所示。同時，通過螺桿壓縮機容調滑閥的手動無級加載控制，對K1、K2試驗樣機從最小容量25%逐漸加載，從蒸發器筒體頂部和出氣口視鏡觀察制冷劑狀態，發現K1試驗樣機在壓縮機容量加載至91%時開始出現微小液滴，K2試驗樣機則滿載時才出現極微小液滴。由圖7可知，K2 100%滿載時液滴夾帶率為0.37%，而對K1液滴夾帶率曲線插值，91%負載時的液滴夾帶率為0.38%，與K2滿載時液滴夾帶率的計算結果基本一致。

圖7 試驗樣機蒸發器出氣口液滴夾帶率

選取典型試驗樣機K1蒸發器內分配器出口的質量流量分布進行數值模擬研究，如圖8所示，結果表明分配器出口的質量流量沿著軸向分布雖然存在一定差異，但基本上分布較為均勻。通過筒體軸向安裝的各個視鏡觀察發現，降膜式蒸發器分配器出口的液體制冷劑沿軸向的分布較為均勻，且液體制冷劑從換熱管束頂部逐層向下的流動過程中，軸向的流態也較為均勻一致，故基本上可以忽略蒸發器軸向的流場不均勻對液滴臨界夾帶率的影響。換熱管外主要呈現滴狀流逐層向下滴落，與數值計算結果基本一致，因此，證明本文采用的數值模擬計算方法具有一定準確性。

圖8 典型試驗樣機分配器軸向質量流量出口分布

為評估后續各型降膜蒸發器系列出氣口的帶液風險，基于K1、K2試驗樣機的數值計算和實驗測試結果，提出液滴夾帶率φ作為主要控制參數來評估和控制蒸發器出口帶液風險的高低，其臨界值φc取0.37%。考慮到蒸發器內部流場十分復雜，僅依據蒸發器出氣口液滴夾帶率可能無法準確判斷帶液臨界狀態以達到完全控制帶液風險目的。因此，根據兩臺試驗樣機在不同負載下的帶液實測結果，本文分別對K1試驗樣機88%、100%及K2試驗樣機100%負載工況下,蒸發器6個典型的關鍵位置(2.1節)進行流體動力學參數的研究，結果如圖9所示。根據圖9仿真計算結果，本文將水平氣流通道流速vH(位置3、4)作為第一輔助控制參數，臨界值vHC為0.24 m/s。此外相對于圖3位置(1～4)，位置5、6出氣擋板的氣流速度最大，而且該位置靠近蒸發器出氣腔，其速度大小會影響蒸發器出氣口液滴夾帶量的大小。通過計算，K1在88%負載、K2在滿載工況時出氣擋板平均氣流速度vB(位置5、6)分別為2.09、2.18 m/s，實測時蒸發器出氣口則分別為不帶液、基本不帶液；而K1在滿載工況時平均氣流速度為2.4 m/s，實測時負載達到91%時視鏡中開始出現液滴。因此，本文以出氣擋板平均氣流速度vB(位置5、6)作為出氣帶液第二輔助控制參數，臨界值vBC為2.18 m/s。

圖9 試驗樣機蒸發器典型位置氣流速度

綜上所述，根據數值模擬計算結果且結合試驗樣機帶液實測情況，建立了以蒸發器出氣口液滴夾帶率為主要控制參數(φ≤0.37%)，以水平氣流通道平均流速(vH≤0.24 m/s)、出氣擋板平均氣流速度(vB≤2.18 m/s)作為輔助控制參數來對后續降膜式蒸發器的設計進行優化，并作為出氣帶液風險高低的判定依據。

4 出氣口帶液風險評估和優化設計

4.1 降膜蒸發器出氣口帶液風險評估

以第3節提出的蒸發器出氣口液滴夾帶率φ、水平氣流通道平均流速vH、出氣擋板平均氣流速度vB為控制目標參數，對各機型降膜式蒸發器(K3～K6)的設計進行帶液風險評估，壓縮機100%滿載時應滿足蒸發器出口液滴夾帶率φmax≤φc條件以解決蒸發器液滴夾帶的難點問題。因此，采用計算流體動力學(CFD)分別對4個機型冷水機組滿載時模型進行流體數值模擬仿真計算，結果如圖10～圖13所示，其中相態體積分數云圖上紅色表示液相制冷劑，藍色表示氣相制冷劑。由圖10可知，4個機型滿載時蒸發器出口均含有一定液滴，φK3=0.07%，φK4=0.13%，φK5=0.97%，φK6=1.5%，與液滴夾帶臨界值φc=0.37%相比，φK5和φK6的液滴夾帶率遠高于臨界值，故具有較高的出氣帶液的風險。上述4個機型6個典型位置氣流速度與K2滿載工況的對比如圖13所示。由圖13可知，K3和K4在6個典型位置的氣體速度均低于K2，而K5和K6氣體速度則均大于K2。經過計算，K3～K6滿載時水平氣流通道平均流速vH分別0.15、0.20、0.44、0.94 m/s，出氣擋板平均氣流速度vB分別1.41、1.45、3.75、3.89 m/s，可見K5和K6在特定位置氣流速度均遠高于臨界值vHC(0.24 m/s)、vBC(2.18 m/s)，結合蒸發器出氣口的液滴夾帶率可知，K5和K6的出氣帶液風險較大。

圖10 降膜式蒸發器滿載工況下空間相態分布

圖12 降膜式蒸發器滿載工況下蒸發器出口液滴夾帶率

圖13 降膜式蒸發器滿載工況下典型位置氣流速度

4.2 降膜蒸發器出氣口液滴夾帶優化設計

基于4.1節計算的仿真結果，為克服K5和K6蒸發器出氣口較高的出氣帶液風險，本文對蒸發器局部結構設計參數進行了優化。對比表1中4個機型主要結構設計參數，將K5和K6的筒體內徑分別由560、600 mm增至600、670 mm，分配器出口開孔數量則分別由900、996個增至1 000、1 320個，同時適當調整各層換熱管的間距，總體上遵循控制液滴夾帶率及殼程關鍵位置氣流速度的原則進行參數優化。圖14～圖17所示為K5～K6滿載工況下優化前后的相態分布和速度圖。由圖14可知，優化后的K5和K6蒸發器出氣口的液滴夾帶量的空間分布顯著低于優化前，且液滴的大小也變得更加細小且分散，幾乎不可見；經計算，K5、K6蒸發器出氣口液滴夾帶率分別為0.20%、0.18%，均低于液滴夾帶率臨界值φc(0.37%)，如圖17所示。由圖15～圖16可知，優化后的空間速度分布明顯比優化前更加平緩，計算表明優化后各位置的氣體速度均低于優化前，水平氣流通道平均流速vH分別為0.19、0.18 m/s，低于臨界值vHC(0.24 m/s)，且出氣擋板平均氣流速度vB分別為2.01、1.94 m/s，均低于臨界值vBC(2.18 m/s)。結合優化后的蒸發器出氣口液滴夾帶率計算結果，可判定優化后的K5和K6降膜式蒸發器具有較低的液滴夾帶風險。通過對優化后的K5、K6試驗樣機測試，發現蒸發器出氣口均不存在帶液現象，說明通過增大筒體的直徑、降低分配器出口的流速、調整換熱管層間距等措施，可有效有效控制出氣帶液風險。

圖14 K5和K6滿載工況下優化前后相態空間分布

圖15 K5和K6滿載工況下優化前后滿載工況下速度分布

圖16 K5和K6優化前后滿載工況下速度分布

圖17 K5和K6滿載工況下出氣口液滴夾帶率

5 殼程換熱管外流態分布研究

根據優化后的降膜式蒸發器模型進行殼程換熱管外流態分布研究，如圖18所示。可見優化后的蒸發器(K5、K6)殼程的換熱管束外的流型具有一定的相似性，主要以滴狀流的形式分布在管外，且絕大部分換熱管外壁面基本上形成了分布較為均勻的液相，不存在明顯的干涸風險。通過筒體軸向安裝的各視鏡觀察發現，沿著蒸發器軸向方向的制冷劑分布和筒體內部流動速度均較為均勻，基本與數值模擬一致。

圖18 降膜式蒸發器換熱管外流態分布

6 結論

本文針對降膜式蒸發器出氣口帶液問題，以試驗樣機在不同負載工況下的帶液實驗測試結果為基礎，采用CFD流體仿真計算確定了帶液風險評估的目標控制參數，對所設計的降膜式蒸發器系列型號進行帶液風險預測、評估及優化設計研究，并對樣機進行實測驗證，得到如下結論：

1) 采用計算流體動力學對K1、K2兩臺試驗樣機進行降膜式蒸發器出口液滴夾帶空間分布和流體動力學參數研究，結合兩臺試驗樣機在不同負載工況下實際的帶液測試結果和換熱管外流態的觀察，提出以液滴夾帶率φ(φc=0.37%)作為主要控制參數，水平氣流通道流速vH(vHC=0.24 m/s)和出氣擋板平均氣流速度vB(vBC=2.18 m/s)作為輔助控制參數來判斷后續設計的降膜式蒸發器出氣口帶液的風險，并揭示了降膜式蒸發器殼程在流動-傳熱相變下的流動機理。

2) 根據建立的液滴夾帶率和典型位置速度控制參數模型，對K3～K6各型降膜式蒸發器出氣口液滴夾帶空間分布和流體動力學參數進行模擬計算和風險預測，計算結果表明K3、K4具有較低的帶液風險，K5、K6具有較高的帶液風險。針對高風險帶液的降膜蒸發器型號，通過增大筒體內徑、降低分配器出口速度、調整管層間距等關鍵參數的優化設計，出氣口液滴夾帶率比優化前降低了75%以上，有效降低了出氣帶液的風險。

3) 以分配器氣-液兩相實際出口狀態及相態分布為基礎，通過數值模擬發現降膜式蒸發器系列管外流態主要以滴狀流的形式分布在管外，且在絕大部分換熱管外壁面形成了分布較為均勻的液相，能夠有效避免換熱管外表面干涸的風險。

本文受浙江省科技廳省級重點研發計劃項目(2020C01164)資助。(The project was supported by Provincial Key R & D Program of Zhejiang Provincial Department of Science and Technology(No. 2020C01164).)