水平管降膜蒸发器的管束列数优化数值模拟

1、第44卷第1期2010年1月上海交通大学学报J OU RNAL OF SHAN GHA I J IAO TON G UNIV ERSIT YJ an.2010收稿日期:2009204224作者简介:杨丽(19782,女,山东梁山人,博士生,主要从事降膜蒸发器性能优化等研究.水平管降膜蒸发器的管束列数优化数值模拟杨丽1,王文1,白云飞2(1.上海交通大学机械与动力工程学院,上海200240;2.烟台荏原空调设备有限公司,山东烟台265500摘要:基于分布参数方法,对大型制冷系统中水平管降膜蒸发器的换热特性进行管束列数优化数值模拟,计算了饱和液态制冷剂HFC 2134a 在水平铜管束外的流动蒸发换

2、热特性,并考虑不同降膜管束列数和蒸发器中的满液管排数对蒸发器换热特性的影响,提出采用质流场均匀性因子来评价降膜蒸发器的换热性能.结果表明:在满液管排数一定的情况下,降膜蒸发器的管束布置列数越少,则降膜传热管外干斑面积越小;质流场均匀性因子越大,蒸发器换热特性越好.关键词:降膜;蒸发;管束;数值模拟中图分类号:TB 657.5文献标志码:AColumn Arrangement Optimization onH orizontal Tube Bundle s of Falling Film EvaporatorsYA N G L i 1,W A N G W en 1,B A I Yun 2f ei

3、2(1.School of Mechanical Engineering ,Shanghai Jiaotong University ,Shanghai 200240,China ;2.Yantai Ebara Air Co nditioning Equip ment Company ,Yantai 265500,Shangdong ,China Abstract :An analysis abo ut optimizing t he column arrangement of horizontal t ube bundles in falling film evaporators was c

4、arried o ut wit h numerical simulation by dist ributed parameters in large compression re 2f rigeration systems.In t his simulation ,t he model co nsidered t he evaporation heat t ransfer performance on horizontal copper t ube bundles wit h liquid refrigerant HFC 2134a.The impact s of some factors ,

5、such as t he column number of falling film t ube bundle and t he number of flooded t ube row on t he evaporator perform 2ance were analyzed.In addition ,a parameter of uniformity factor of mass flow field was set up to evaluate t he heat transfer performance of evaporators.The result s indicate t ha

6、t t he less t he column number of t he falling film t ube bundle is arranged ,t he less t he dry patches on falling film t ube surfaces ,t he greater t he uniformity factor of mass flow field and t he better t he heat transfer performance of evaporators under t he same flooded t ube rows.Key words :

7、falling film ;evaporation ;t ube bundle ;numerical simulation在空调和制冷工业领域中,与满液式蒸发器相比,降膜式蒸发器具有制冷剂充注量少和换热系数高的优点,但其并没有广泛应用于大型制冷和空调系统中,部分原因是由于液态制冷剂分配的不均匀性以及管排布置较困难,尤其在较高的管束中.另外,到目前为止,降膜式蒸发器换热管的表面结构、管束布局、分配器的选择和放置、机组的运行策略等尚不明确.有关水平管外降膜蒸发传热的试验研究123和理论分析426已有报道,但针对降膜式蒸发器的管束列数优化研究并不深入,尤其是在大型压缩式制冷系统中,局部换热管可能出现

8、换热干斑.因此,换热管束的整体性能优化比单一换热管更为迫切和实际.本文通过数值模拟,分析了降膜管束列数和满液管排数对蒸发器换热特性的影响,并根据降膜蒸发器的降膜管外质量流量与热流密度间的协同作用,提出了反映降膜蒸发器换热特性的参数质流场均匀性因子,以期为降膜蒸发器的管束优化设计提供参考.1数学模型在降膜蒸发器建模时假设:忽略制冷剂与环境的换热;制冷剂的物性视为常数;在蒸发器入口,液态制冷剂处于饱和状态;制冷剂液膜在蒸发器传热管中流动时可能出现液膜破裂的现象,即“干斑”现象;在不出现干斑的工况下,忽略制冷剂液膜流动速率对换热系数的影响.降膜式蒸发器中,制冷剂在管外蒸发,水在管内流动.由于冷水温度

9、沿管子轴向变化,制冷剂质量流量沿管束高度方向变化,因此,蒸发器性能在管子轴向、管束高度方向和每排管的各管子方向将有所不同.本文针对蒸发器轴向i、管束高度方向j和一个管排中每个管子方向k建立三维模型,从而提出分布参数的热力计算方法.图1分别示出了降膜式蒸发器的网格剖分侧视图和正视图,其中,N i、N j和N k分别表示管子轴向单元数、管排数和管束的列数.基于以上假设和网格结构,以单元i为控制体,建立如下能量平衡方程.管外制冷剂侧d o lrefi(t wo-t refi=(q m,refi-q m,refoh fg(1管内冷水侧q m,cw c p,cwd t cwid x=d incwi(t

10、wi-t cwi(2传热管壁q m,cw c p,cw(t cwi-t cwo=2w l(t wi-t woln(d o/d in(3式中:d in、d o和l分别为管子内、外径和单元体管长;x为单元体沿轴向的长度;cwi、refi分别为管内、外换热系数;t wi、t wo分别为管子内、外壁温度;t refi、t cwi 和t cwo分别为制冷剂、冷水入口和出口的平均温度; q m,refi、q m,refo和q m,cw分别为制冷剂进、出口和管内冷水的质量流量;h fg为制冷剂的蒸发潜热;c p,cw、w分别为水的比定压热容和管壁的导热系数;下标in、o、cwi、cwo、refi、refo、

11、wi、wo、f g、cw、w分别表示管内、管外、冷水入口、冷水出口、制冷剂入口、制冷剂出口、内管壁、外管壁、饱和液体与饱和气体之间、冷水、管壁.在分析降膜蒸发器ref的过程中,通常引入一个降膜因子3,即K ff=ref/pb(4式中,pb为在相同的降膜换热热通量下管外成核的池沸腾换热系数,对于强化管,pb可以通过Webb 等关联式7求解.通过降膜因子,能够直观比较池沸腾换热特性和降膜换热特性.降膜换热工况下的管外换热系数ref=K ffpb(5管内水侧换热系数cw=Zcwd inRe0.8cw Pr1/3cwcww0.14(6式中:Z 是与传热管内表面结构有关的系数;cw, w,cw,Re c

12、w,Pr cw分别为水的动力黏度,以管子内壁温度为定性温度的动力黏度,水的导热系数,水的Reynolds数和水的Prantl数.(a网格剖分侧视图(b网格剖分正视图图1降膜蒸发器网格剖分图Fig.1The grid structure employed in the finite different analysis201上海交通大学学报第44卷2计算结果与分析2.1降膜蒸发器的管排结构图2所示为2个管程降膜蒸发器上、下管排布置结构图.其中,冷冻水为下进上出布置,换热管采用Turbo 2EHP 强化管,其外径、管外翅根径、壁厚、内径、管内翅高分别为19.05,17.80,0.635,16.54

13、,0.406mm ,实际内表面积为0.080m 2/m ,总管数为237根,管长3.97m ,制冷剂为HFC 2134a.计算工况为:水的进口温度12.0,出口温度7,流量52.49kg/s ,制冷剂蒸发温度6.i 向网格数为6,j 向网格数等于管排数,k 向网格数等于其管排中管子数与管子间的间隙个数之和.图3示出了在总传热管个数一定的情况下,不同降膜管束布置列数时的降膜管排数.图中,管束形式为三角形管距排列.可以看出,在降膜蒸发器管束布置中,降膜管束布置列数越多,则降膜管束排数越少 .图2上下管排布置结构图Fig.2A schematic of bottom 2to 2top tube ro

14、ws layout图3不同降膜管束列数布置下的降膜管排数Fig.3The relation between falling film tube rows andtube columns2.2管束列数对换热特性的影响条件下,平均换热系数随降膜管束布置列数变化的关系.从图4(a 可以看出,管外平均换热系数随着降膜管束布置列数的增加而减小.这是由于随着降膜管束布置列数的增加,降膜传热管外干斑面积增大而使管外有效传热面积减小的缘故.而管内换热系数没有直接受到传热管外干斑的影响,即随着降膜管束布置列数的增加而增幅不大(图4(b .这是由于随着管束布置列数的增加,管外平均换热系数减小而使热扩散速率降低、管

15、内冷水温度增加的缘故.根据以上模拟结果,降膜管束布置列数对管外平均换热系数的影响较大,而管内平均换热系数在17.717.9kW/(m 2K 范围内小幅变化.因此,随着降膜管束布置列数增加,总的平均换热系数与管外换热系数的变化趋势相类似(图4(c .(a 管外(b 管内(c 总平均图4平均换热系数随降膜管束布置列数变化的关系Fig.4The variation of average heat transfer coefficient with falling film tube columns排数条件下,蒸发器2个管程的管内冷水出口温度随降膜管束布置列数变化的情况.可见:在管内冷水入口温度一定的

16、情况下,2个管程的管内冷水出口301第1期杨丽,等:水平管降膜蒸发器的管束列数优化数值模拟 (a 第1 流程(b 第2流程图5冷水出口温度随着降膜管束布置列数的变化情况Fig.5The variation of chilled water outlet temperature with falling film tube columns温度均随降膜管束布置列数的增加而增大;随着满 .图6总换热量随降膜管束布置列数变化的情况Fig.6The total heat transfer rate variation with fallingfilm tube columns图7所示为不同降膜管束布置列

17、数下的降膜传热管外干斑面积占降膜换热面积的百分数(A .可见:在满液管排数一定的情况下,随着降膜管束布置列数的增加,传热管外干斑面积增大;在降膜管束列数一定时,满液管排数越小,传热管外干斑面积越大;当满液传热管排数达到8时,蒸发器管束布置中降膜管的数量非常少,使得干斑面积为零,蒸发器总的换热量不会受到降膜管束布置列数的影响.因此,在降膜蒸发器管束优化设计中,应尽量减少降膜管束列数的布置,以减少管外干斑的发生,提高蒸发器的换热特性 .图7A 随降膜管束布置列数变化的情况Fig.7The percentage of dry surface variation with fallingfilm tu

18、be columns2.3满液传热管排数对换热特性的影响分数(随着满液管排数变化的情况.可见,在相同的满液管排数下,其满液管数百分数与图8中的蒸发器总换热量相对应.说明在与本文类似的降膜蒸发器管束优化设计中,当满液管数约占总管数的25%时,其换热特性最佳.401上海交通大学学报第44卷 图8总换热量随满液管排数变化的情况Fig.8The total heat transfer rate distribution alongflooded tube rows图9Fig.9The distribution of the percentage of flooded tubesalong floode

19、d tube rows2.4质流场均匀性对降膜蒸发器场间的协同作用为了分析降膜蒸发器中降膜管束布置列数的优化情况,本文提出采用质流场均匀性因子来评价和分析降膜蒸发器的换热性能.将冷热流体划分为N k ×N j ×N i 个子换热单元,质流场均匀性因子可表示为<=6N k k =16N j j =16N ii =1N k N j N i6N kk =16N jj =16N ii =1(2(7=(i ,j ,k -cri (i ,j ,k 式中:(i ,j ,k 为换热单元i ,j ,k 的管外实际液体负荷;cri (i ,j ,k 为换热单元i ,j ,k 在管外换热发

20、生干斑时所对应的管外临界液体负荷.为了求解<,需先求解式(7中的cri .在降膜流动过程中,如果液膜的流速下降,即Re ref =4ref 减小,则可能出现液膜破裂的现象,从而在管外壁形成干斑.临界雷诺数与热流密度有关3,即Re ref ,cri =2(c q o +d (8式中:c 和d 为经验常数;q o 为管外的热流密度,q o =q m ,cw c p ,cw (t cwi -t cwo d o x(9由式(8和(9可得4criref=2cq m ,cw c p ,cw (t cwi -t cwo d o x +d (10由式(10则可得到cri .图10示出了<随降膜管束

21、布置列数变化的情况,可以看出:在满液管排数一定的情况下,<随着降膜管束布置列数的增加而减小;随着满液管排数增加,<的降幅变缓 ,当满液管排数增加到8时,<随降膜管束列数的变化不大.图10所示<的变化趋势与图7的干斑面积变化趋势相反,这说明<能够反应降膜蒸发器的换热特性.在满液管排数一定的工况下,随着降膜管束布置列数增加,降膜管外的干斑面积越大,即<越小,降膜蒸发器的换热特性越差.为了提高降膜蒸发器的换热特性,应尽量提高降膜管外液体的质量流量与热流密度的协同程度,即应尽量增大<.图10<随降膜管束布置列数变化的情况Fig.10The uniform

22、ity factor of mass flow fielddistribution along falling film tube columns3结论(1降膜蒸发器的管束布置列数对蒸发器换热特性影响较大,在总管数和满液管数一定的情况下,减小降膜管束布置列数,将有利于蒸发器换热特性的提高.(2满液管数对蒸发器具有一定的影响,当满液管数约占总管数的25%时,蒸发器表现出最佳的换热特性.(3所提出的质流场均匀性因子可以表征蒸发器的换热特性,在满液管排数一定的工况下,质流场均匀性因子越大,则降膜管外干斑面积越小,蒸发器的换热特性越好.(下转第110页501第1期杨丽,等:水平管降膜蒸发器的管束列数优

23、化数值模拟110 上 海 交 通 大 学 学 报 第 44 卷 初始点所得定中结果和相应的目标函数值 . 可以看 出 ,在第 1 个亮斑范围内 ,随着初始点不断靠近中心 点 ,目标函数值逐渐减小 ,并最终通过搜索算法确定 了一个局部最小值点 ,即无衍射光斑的中心点 . 由此 可见 ,该算法具有较好的稳定性 , 且定位精度达到 0. 1 个像素 . 3 ,王 ,谭玉山 . 基于圆拟合的激光光斑中心 孔 兵 昭 6 结 语 本文利用无衍射光斑径向光强度分布符合第 1 类零阶贝赛尔函数的平方特性 ,提出一种定中算法 . 以总的光强度差绝对值之和为目标函数 , 通过单纯 形搜索算法 ,利用搜索目标函数

24、的最小值点确定光 斑中心点 . 同时 ,进一步优化算法 , 只选取几个圆环 代替全平面的圆环滤波来求取目标函数 , 实验分析 了该算法在不同噪声水平下的定位精度和搜索时 间 . 结果表明 ,其定中平均时间小于 0. 21 s , 定位精 度达到 0. 1 个像素 . 该算法可用于类似无衍射光的 多个同心圆环状光斑的中心定位 . 参考文献 : 1 Durnin J . Exact solutions fo r no ndiff racting beams : I. The scalar t heory J . Journal of the Optical Society of 2 周莉萍 ,赵

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