王学会 袁晓蓉 吴 美 高赞军 徐英杰 韩晓红 陈光明

(浙江大学制冷低温研究所 杭州 310027)

满液式蒸发器在工作时，制冷剂走壳程，而冷却水走管程，蒸发器中产生的制冷剂气体经过管道直接被压缩机吸入。由于其传热系数高，结构紧凑等优点，被广泛的应用于氨制冷系统中。但是满液式蒸发器的制冷剂的充注量大，对于价格较为昂贵的氟利昂，这个特点变得尤为突出;同时它工作时制冷系统的回油比较困难，需要专门的回油机构和控制系统。近年来，随着人们能源危机意识的增强，迫切的需要一种新型、环保、节能的换热装置来提高制冷系统的换热效率。降膜式蒸发器作为一种高效的换热装置，它已经在海水淡化、化工、制药、乳制品等行业取得广泛的应用。虽然降膜式蒸发器出现的很早，早在1888年就已经注册，但是在20世纪70年代以前研究的较少，此后的研究也主要是集中于海洋热能转化系统(OTEC)上，其目的主要是利用降膜式蒸发器实现海水的淡化，直到20世纪90年代才开始将降膜式蒸发器应用于制冷空调领域并进行相关的研究［1－2］。降膜式蒸发器的换热主要是通过液膜在蒸发管道外表面汽化来实现的，由于液膜的厚度比管道的直径小，传热过程中的热边界层较薄;同时工质是在重力的作用下向下流动的。因此总的来说，降膜式蒸发器相比满液式蒸发器具有显著的优点:1)具有较高的换热系数:实验表明，降膜式蒸发换热的传热系数比池沸腾高［1］。由于降膜式蒸发器具有较高传热系数这一特性，蒸发器的尺寸可以做的很小，这在一定程度上节约了制作成本，也更便于实现装置的小型化。同时由于制冷剂前后压力降低的很小，制冷剂在流动过程的阻力损失也会很小。2)较少的制冷剂充注量:由实验结果可知，在相同冷量的条件下，制冷剂的充注量可以减少约25%［3］。虽然降膜式蒸发器具有以上诸多的优点，但由于其独特结构和传热的复杂性，各个几何参数和工况参数对其性能的影响还没有完全清楚。降膜式蒸发器最大的问题在于如何合理的设计布液器，使得工质能够尽可能均匀的分配在传热管道上，因为若管道出现部分干涸现象，蒸发器的传热性能就会大大降低。同时管道参数的选择，制冷剂流量的选择、气体通道的布置等是否合理都会对性能产生较大的影响。作者在介绍其工作原理的基础上，讨论了布液器、管束、制冷剂等参数对其性能产生的影响，同时，考虑到经验关联式在实际应用中的巨大优势，在文中也总结了前人提出的经验关联式和其适用的范围，最后又介绍了一些理论模型方面的研究成果，以期为今后的研究提供参考。

1 水平降膜式蒸发器工作原理

典型的水平降膜式蒸发器的工作原理图如图1所示，它由布液器、蒸发管道、回油管路、排气通道等组成［2，5］。其工作原理可以表述为:经过节流装置的制冷剂在制冷剂入口处进入蒸发器，然后经过布液器中的喷嘴，均匀的滴落到蒸发管道的外侧。制冷剂在管道的外表面呈膜状流下，在管道的外侧吸热汽化，沿管道的周向与管道内部的流体进行热交换。所形成的气态制冷剂从管道的间隙中从下向上运动，从蒸发器的蒸汽出口离开蒸发器进入压缩机。而剩余的液态制冷剂则堆积在蒸发器的底部形成液池。降膜式蒸发换热具有与池沸腾换热不同的特点，Christians等［4］采用 R134a和 R236fa作为工质，分别测试了Turbo-B5(为一种双侧强化换热管道，与下文中的Turbo-EHP、Turbo-B、Turbo-BⅡ、Turbo-CAB 等同属于已经商业应用的双侧强化换热管，但是具体几何参数不同)和Gew-B5型管道的降膜式换热和池沸腾换热的性能和换热特点。从实验研究结果中可以看出，并没有发现降膜式换热传热系数随着热流密度增大而降低，而是传热系数在一定条件下趋于一个稳定值，当雷诺数小于其对应的临界雷诺数时，传热系数几乎是单调降低的。他还指出在低热流密度时，，降膜式蒸发换热具有比池沸腾更高的传热系数。由以上的工作过程也可以看到，降膜式蒸发器内部的制冷剂是在重力的作用下滴落的，因此在换热过程中的压力损失很小，几乎可以忽略不计。虽然降膜式蒸发器的工作原理易于理解，其传热的性能受到很多参数(如布液器参数、管道参数、制冷剂参数等)的影响很大，但是由于内部复杂的传热传质现象，这些参数对其性能的影响还不完全清楚，该部分内容将在下一个部分中详细讨论。

图1降膜式蒸发器的工作原理图［2］Fig．1 Working principle diagram of falling film evaporator

2 影响水平降膜式蒸发器性能的主要因素

降膜式蒸发器的结构虽然很简单，工作原理也容易理解，但是由于内部传热传质的复杂性，同时汽态工质与液态工质的相互影响很大，各个参数对其性能的影响较为复杂。目前已经有很多学者针对降膜式蒸发器进行了实验研究，实验的参数主要包括:布液器、蒸发管、制冷剂、气体通道等。

2.1 布液器

布液器的种类分为单相布液器、两相布液器和多相布液器。制冷系统中应用较多的是两相布液器，因为在制冷剂经过节流装置后已经变为气液两相，两相布液器的结构相对单相布液器更为复杂。制冷剂在经过布液器后，能否得到均匀的分布是影响降膜式蒸发器换热性能的一个关键因素。如果制冷剂没有得到均匀的分布，在蒸发管道某个的位置可能出现干涸的现象，蒸发器的传热性能就会大大降低。

布液器对降膜式蒸发器性能的影响主要是体现在其结构和高度的影响上。从结构上说，布液器内部的喷嘴位置、形状、角度等参数能对制冷剂的分布影响很大。Zeng等［6－7］采用标准角度喷嘴和宽角喷嘴探究喷嘴结构对降膜式蒸发器性能的影响。实验结果表明当采用宽角度喷嘴时，经过布液器后形成的制冷剂液滴较小，运动速度也较小，同时沿程管道的传热系数变化较大。Parken等［8］指出在相同的工况下，当布液器的结构采用孔板式结构时，降膜式蒸发器的性能比布液器采用窄缝结构时高出20%左右。就布液器的高度而言，Zeng等［6］指出当布液器采用标准喷嘴和宽角喷嘴时，降膜式蒸发器的传热性能只是随着高度的增加有些许提升，但提升的幅度并不明显。Maronmoalem等［9］通过对滴状流流型的研究发现，随着布液器高度的增加，顶层管道滴落点之间的间距变小，最大的滴落液滴直径较小，滴落的频率也减小。Chyu等［10］则发现当制冷剂的雷诺数较小或者热流密度较大时，布液器的高度对蒸发器的传热系数影响不大，并认为后者的原因是此时制冷剂的核态沸腾主导换热，布液器的高度对沸腾状况影响较小。Lei等［11］针对降膜式蒸发器中液膜的厚度进行了研究，实验结果表明随着布液器高度的增加，换热管道外侧液膜的厚度减小，从而加强了降膜式蒸发器的换热性能。Yang等［12］实验中发现当布液器的高度小于11mm时，蒸发器的传热系数都随着高度的增加而增加。

2.2 管道的直径

换热管道的直径也是影响降膜式蒸发器性能的重要参数，它对制冷剂液膜边界层的发展和厚度有较大的影响。目前具有代表性的研究为:Parken等［8］的研究表明，当布液器采用窄缝结构时，管径为2．54 mm的降膜式蒸发器的传热系数要比管径为5．08 mm的在对流工况下高出10%左右，而对于沸腾工况(工质与壁面进行剧烈的换热，工质内部产生大量的气泡)，则高出13%。Fletcher等［13］实验发现管径对降膜式蒸发器的性能影响较大，对于1英寸的传热管，传热系数随着工质饱和温度的升高而增加，但是对于2英寸的传热管，传热系数的变化则很小，近乎是一个常数。Fletcher等［14］还发现当采用海水作为工质时，1英寸的光滑管的传热系数比2英寸的高，且当管道直径为2英寸时，管道螺旋布置并不能提升传热系数，其传热系数低于光滑管道。Hu等［15］在实验过程中也发现，在整个实验范围内，小管径的传热系数比大管径的高。Maronmolem等［9］研究了管径对滴状流液滴滴落频率的影响，结果表明随着管道直径的减小，液滴滴落的频率降低，但是单位长度上的滴落点增加。Liu等［5］的研究则指出，在液膜为湍流，雷诺数小于2000时，管径对传热性能的影响很小，而当雷诺数大于2000时，，此时小管径的传热系数更高。

2.3 管道的外表面形状

与传统的换热器相似，改变管道的外表面形状能够大幅的提升管道的换热效果，目前针对降膜式蒸发器的换热管的改进方法包括管道内表面强化和外表面强化。其中后者居于主导地位。Yang等［16］针对采用不同换热管道的降膜式蒸发器进行了数值模拟，模拟结果显示Turbo－EHP传热管比光管、Turbo－B和Turbo－BⅡ的传热性能都更好，Turbo－EHP管道比光管的传热能力高出62%。Chien等［17］在降膜式蒸发器中采用翅片管和网纹管来研究管道外表面形状对其性能的影响。实验发现当降膜式蒸发器的管道采用网状管道，工质为R245a时的传热系数是池沸腾的3～4倍(饱和温度为5)和6～7倍(饱和温度为20)，翅片管的传热系数则低于网纹管的传热系数。Mohamed等［18］的实验对象为三种带有凹槽管道的降膜式蒸发器，实验结果表明当管道采用凹槽管道时，液膜流型的转变雷诺数比光滑管道低，同时沿程液膜的厚度也降低。Li等［19］的实验表明相比Korodense(波纹状换热管道)管道和光管，Turbo－CAB管道具有较低的转变Re数。Li［20］在另一个实验研究中发现，采用具有内外表面波纹结构换热管的降膜式蒸发器比只有外表面强化的工作热流密度高。Chyu等［21］实验研究了GEWA－T(T型翅片管)表面管、Thermoexcel－E(表面带孔的强化换热管)和HF(高热流密度传热管)型管道降膜式蒸发器传热能力并与光管进行了比较。结果表明，此时的降膜式蒸发器具有比池沸腾更高的传热系数，Thermoexcel－E和HF型管道外表面在较低的过热度下液膜就可发生沸腾。GEWA－T表面管则主要是通过增加表面积来提高对流工况(热流密度较小时，此时的工质在与外壁面对流换热过程中没有形成气泡)下降膜式蒸发器的传热系数。Wu等［22］针对四种类型的翅片管阵列进行了研究。结果表明，四种翅片管均能提高降膜式蒸发器的传热性能，但是它们的强化效果在不同的工况条件下有所不同。在出现管道局部干涸时，外部径向螺旋的管道强化传热作用更明显。Chien等［23］指出采用60FPI管道和网纹管道(一英寸上有60个翅片)的降膜式蒸发器的传热系数比光管的传热系数分别高出 6．3～8．29倍和 1．9～5．0倍。Han等［24］发现轴向螺旋的管道的传热系数比光管的要出50%～120%，并且受雷诺数和普朗特数的影响更大。Liu等［25－26］指出螺旋管道具有优良的强化传热的特性，在对流工况和沸腾工况下均能较好的提高降膜式蒸发器的传热性能。在对流传热工况下，当工质采用水时，传热系数是光管的2～3倍，工质为R11时为7～10倍。

图2几种强化换热表面Fig．2 Several enhanced surfaces for heat transfer

2.4 管束的排列

图3蒸发管道整体布置和分开布置［16］Fig．3 The seperate and together arrangement of evaporator tubes

管程效应是指当在工质与换热管换热时，随着换热过程的进行两者之间的换热系数出现升高的趋势。在降膜式蒸发器中管程效应同样也很明显，合理的布置管道能够利用管程效应提升其换热性能。Yang等［16］的模拟结果表明管道的布置对降膜式蒸发器的性能影响很大，当降膜式蒸发器的管道整体布置和两边分开布置时(如图3所示)，前者的干涸面积小于后者，传热性能也优于后者。同时，他还通过研究指出当侵入液面以下的管道的数目较少时，蒸发器的传热能力增强，但是当数目达到某一定值时，传热能力就不再变化。

Zeng等［7］采用氨为工质比较管束三角形布置和正方形布置的降膜式蒸发器的性能，研究后发现在较低的饱和温度时，相比三角形布置方式的管道，正方形布置方式具有更大的传热系数。而在较高的饱和温度时，三角形布置的管道的传热系数比正方形布置时的高。Lorenz等［27］采用三十排管道的氨－降膜式蒸发器作为研究对象，实验结果表明当制冷剂的雷诺数约为300时，氨液膜发生破裂，此时管排的传热系数比单管的低;但是当雷诺数大于300时，管道全部被制冷剂所湿润，此时的降膜式蒸发器的换热系数与单管的相当，实验中并没有观察到传热系数随管排数的变化。Shen等［28］的研究结果表明，降膜式蒸发器的管程效应受制冷剂的饱和温度和进口的速度影响不明显，但是受制冷剂的喷淋密度的影响很大，特别是当喷淋的流量较小时。同时，沿管程方向上蒸发器的传热系数逐渐降低。Parken等［8］的研究指出，对于管排数为8的降膜式蒸发器，在对流传热的工况下，最顶层的管道具有较高的局部传热系数，在沿管程方向上传热系数逐渐降低。但是对于沸腾传热时，局部传热系数大致相等。Han等［24］的研究结果也表明在对流传热工况下，最顶层管道具有最大的热导率，沿着管程方向则降低。而在沸腾工况下，沿程的热导率则变化不大。

2.5 制冷剂的流量

制冷剂的流量是个非常重要的参数，流量过少会导致降膜式蒸发器工作过程中出现部分管道干涸，换热管的换热能力没有得到充分利用，同时干涸点还会对相邻的部位产生不利的影响。若流量过多，则制冷剂在降膜换热的过程中，其预计换热量超过蒸发器的换热能力，造成制冷剂的浪费。因此制冷剂流量对降膜式蒸发器性能影响的研究较为广泛。具有代表性的为:Yang等［16］的数值模拟结果显示随着制冷剂流量的增加，由于管道干涸面积的减小，蒸发器总的传热能力增强。Zeng等［7］研究后发现当制冷剂的流量很小时，沿管束方向上单管的传热系数变化很小，当制冷剂流量很大时，由于顶层管束制冷剂的喷溅作用，使得顶层管束的传热系数很高，而下层管道则几乎不受喷溅的影响。Chien等［17］实验后指出降膜式蒸发器的传热系数随着制冷剂流量的增大而些许增加。Fujita等［29］研究了R11为工质时的水平降膜式蒸发器的性能特点。研究结果显示，随着制冷剂流量的增加，降膜式蒸发器的传热系数先降低，然后保持在某一常量，随后又增加。同时他还指出在传热系数下降阶段，制冷剂的流态为层流，而随后传热系数上升阶段的流态则为湍流。实验中还发现，当制冷剂的流量减少时，干涸最先出现在底层管路中。Yan等［30］的研究表明当制冷剂流量较小时，随着流量的增加，制冷剂液滴的半径增加，液膜的厚度增加，液膜所涵盖的面积也会增加。He等［31］研究后发现降膜式蒸发器总的传热系数随着制冷剂流量的增加而增加。Li等［19］的实验则表明随着制冷剂流量的增加，降膜式蒸发器的传热系数先达到一个最大值，然后下降。Li等［20］的研究则指出当液膜的雷诺数较大时，热流密度对于降膜式蒸发器的传热系数的影响很小。Parken等［8］研究数据显示，对于工作在对流工况下的降膜式蒸发器，其平均传热系数随着流量的增加而增加，但是对于沸腾工况时，流量对降膜式换热器的传热能力影响不大。Chyu等［21］指出Thermoexcel－E型的管道的传热系数受制冷剂流量的影响不大，而GEWA－T型则受其影响较大。Mu等［32］研究后指出降膜式蒸发器的传热系数随着制冷剂流量的增大而增大，当达到某一数值后，持续的增加流量，传热系数增加变缓甚至出现下降的趋势。Chien等［23］的研究表明只有在未发生局部干涸的条件下，降膜式蒸发器的传热系数才会随着制冷剂流量的增加而有所增加。Han等［24］降膜式蒸发器的传热系数随着雷诺数的增加也有所增加。Liu等［25－26］则指出制冷剂流量对降膜式蒸发器的性能影响不大。

2.6 管间流态

当制冷剂由蒸发器的进口处流入布液器后，经过布液器的均匀分布后喷淋到换热管道上，由于布液器的高度，制冷剂流量，管排间距等参数的影响，管间出现的制冷剂流型可能是滴状流、柱状流和布状流及其之间的过渡流态。如图4所示:管间流型与降膜式蒸发器的传热性能具有紧密的关系，目前已有很多学者针对管间流型的转变提出了定量的判定准则［33－34］，管间流型的判定一般是采用两个无量纲数Ga和Re的关联式来表示的，其定义为:

管间的制冷剂流形如图4所示:图4(a)为滴状流，液膜沿管道膜状流下后，当脱离管道下壁面时，呈液滴状落下，该种流型一般发生在雷诺数较小时。随着雷诺数的增大，从同一滴落点落下的液滴逐渐接近，其流形逐步转变为柱状流，如图4(b)所示。工质的雷诺数继续增大，滴落点之间的间距逐渐缩小，直到连接在一起，这时液膜呈布状在管道外表面流动， 流型如图4(c)所示。

图4制冷剂的流型特征［1］Fig．4 The flow patterns of refrigeration

目前对于工质流型的研究较为深入，对其的研究总体来说可分为两大类:一是从流型的转变着手，重点研究流型转变的准则和内部水力特性。二是针对工质的某一流型，仔细研究该流型的特点，提出传热关联式等。第一类的代表性研究主要有:Yung等［35］认为滴状流到柱状流的转变是逐渐过渡的，在过渡区内，沿管道的轴向方向，滴状流和柱状流是交替存在的。Wang等［36］通过对扁平管降膜式蒸发器的研究指出，扁平管对应的流型有布状流，布状－柱状流，柱状流，柱状－滴状流，滴状流。布状流与柱状流之间的过渡流型又可分为全布状流，分裂的布状流。通过与圆管降膜式蒸发器流型的转变比较发现，扁平管时的布状流到布状－柱状流，布状－柱状流到柱状流之间的转变雷诺数与圆管时相接近;而柱状流到柱状－滴状流，柱状－滴状流到滴状之间的转变雷诺数比圆管的大。Armbruster等［37］认为滴状流和柱状流的形成与气液界面的泰勒不稳定性有关。根据这个理论，气液界面存在着一个最不稳定的波长，此种波动能够快速的发展，由此可以评估出滴状流时各滴落点之间的距离，柱状流两个液柱之间的距离为不稳定波长的整数倍。表1总结了文献中给出的流型判定的准则关联式。

表1 流态之间的转变判定准则Tab．1 The transition rule of flow pattern

第二类的研究突出了各个流型的不同特点。Yung等［35］认为当制冷剂的流型为滴状流时，液滴滴落点的形成是气液界面不稳定波发展的结果，并从这个角度出发得出各滴落点之间的间距为其中(n=2)。通过实验他还发现，液滴在滴落过程中，会出现破裂，最大的液滴直径可以表示为(对于水和乙二醇=3)，而次级液滴的体积约为最大液滴体积的19%。Hu等［15］在研究滴状流型时观察到在较小的雷诺数时，滴状流的活化点是交替激活的，此时活化点之间的动量交换很小，对换热的影响也很小，而在较高的雷诺数时，活化点是同时激活的。随着雷诺数的增大，流型从滴状流，经过柱状流逐步发展到布状流，在发展过程中，顶部管道的局部努塞尔数沿轴向分布的不均匀性变大。Maronmoalem等［9］通过实验研究了滴状流型的特性，结果表明当Re＜100时，液滴滴落的频率随雷诺数的增大而增大，此时大液滴的体积约为总流量的80%，且其滴落频率比次级的液滴小。但是当雷诺数达到150时，两者的频率都接近某个常数。实验还发现工质的表面张力对大液滴滴落频率影响不大，但是对小液滴滴落的频率影响较大。Chyu等［10］把液膜滴落到下层管道上时的运动和换热特点的不同，把换热区域分为四个部分:滞止流区、喷溅流区、热发展区、稳态区，分别研究了四种流态的传热特点，并给出了划分四个区域的参数值。

2.7 气液工质之间的夹带

由于降膜式蒸发器的独特结构，在其运行过程中，液体制冷剂是向下流动，而汽化后的制冷剂是向上运动，在两层管道的中间区域还会有水平方向上的分速度，因此两者之间的相对流动非常的复杂。如果气体通道布置不当，气液工质之间的夹带现象会相当的明显，从上层管道流下的流体不能够落到下层管道表面或者偏离角度过大，将导致下层液膜的分布不均匀，甚至局部管道出现干涸现象，进而对降膜式蒸发器的传热性能产生影响。目前的主要研究进展有:Yung等［35］研究了降膜式蒸发器气液工质之间的夹带现象，他认为气液之间的夹带机制有液膜的脱落、液滴的喷溅和液膜的沸腾。并且以这三种机制为基础，提出了分析滴状流和布状流夹带现象的模型。Shen等［28］实验过程中发现，气体速度在一定的范围内时，有利于降膜式蒸发器传热性能的提升。他认为是由两个原因所致，一是气态工质的夹带带走了部分不凝性的气体，再者气态工质的流动加强了气液界面的波动，降低了液膜的厚度，从而强化了降膜式蒸发器的换热效果。

除了以上总结的参数对降膜式蒸发器的性能影响很大之外，热流密度，工质饱和蒸发温度等参数也对其性能产生一定的影响。通常情况下，这些参数的影响交杂在一起，很难分辨出某一个参数的影响，目前尚不能完全清楚这些参数对降膜式蒸发器性能的影响，需要更加深入的研究。

3 水平降膜式蒸发器理论研究进展

除了实验研究水平降膜式蒸发器的传热性能特点和各参数对其性能的影响以外，理论研究也取得了很大的进展。由于理论研究能够从根本上说明各参数之间的关联及其对蒸发器传热性能的影响，指明性能优化的方向，因此理论研究具有不可替代的作用。但是由于降膜式蒸发器内部复杂的传热传质特性，目前的理论模型还存在着一些不足。理论研究部分包含传热关联式的建立和分析模型的提出。

3.1 传热关联式

实验关联式的建立的主要目的是降膜式蒸发器的直接应用，因此在关联式所推荐的范围内，均能获得很好的预期结果。但是由于目前还缺少降膜式蒸发器完整的设计方案，实验关联式的实验数据相对也比较分散，因此在一定程度上限制了实验关联式的应用。总体来说，水平降膜式蒸发器的传热关联式是通过准则数(如普朗特数、雷诺数、阿基米德数等)表示出来。在关联式中，努赛尔数中的特征尺寸选择为。由于制冷剂的流型对降膜式蒸发器传热性能的影响很大，所以一般都是针对滴状流、柱状流和布状流分别给出传热关联式。表2总结了文献中的传热关联式及其适用的范围，由表2可以看出目前的研究具有以下几个特点:1)管道的研究的范围有限，大部分只是针对某一特定的管径值，研究其传热的性能特点。2)涉及到的工质集中于R11，R134a和水等几种，实验所得的关联式应用范围也很窄。3)制冷剂的雷诺数研究则涵盖了从滴状流到布状流的所有范围。

3.2 水平降膜式蒸发器理论研究模型

由于降膜式蒸发器内部的独特结构和传热传质的复杂性，对其进行理论研究非常的困难。但是通过适当的简化假设，目前还是取得了很多显著的研究成果。理论研究的假设条件一般包括:1)液膜完全湿润管道表面，且其厚度是均匀的;2)管道壁面的温度沿轴向和周向都是均匀的，跟位置没有关系;3)液膜的厚度相对于管道的直径很小;4)液膜与管道之间的换热没有辐射换热;5)液膜的状态已经稳定，处于层流状态，其内部不存在核态沸腾点;5)流体的物性值在研究范围内不发生变化等。目前具有代表性的研究有:阮并璐等［42］采用VOF的方法来模拟降膜式蒸发器内部的气液两相流特性，针对气液两相流分别列出质量、动量和能量三大控制方程，重点研究了气流通道的布置对降膜式蒸发器传热性能的影响。模拟的结果表明:水平布置的气流通道的气相工质的速度梯度较倾斜布置时的梯度小，流场也更加均匀。他还发现较宽的气体通道容易得到更均匀的流场，原因是气相工质不易堆积。王补宣等［43］基于在管道壁面没有被加热时自由界面也会发生可观的蒸发量的事实，对液膜表面进行了研究。他指出表面张力是诱发表面蒸发的驱动力，由于此蒸发量很大，因此在实验关联式中应该考虑蒸发量对性能的影响。Li等［16］数值模拟了大型压缩式制冷系统中的降膜式蒸发器的性能，换热管道分别采用光滑管和强化换热管。在模拟结果的基础上同时讨论了工质流量和液膜分布不均匀对降膜式蒸发器性能的影响。Sharma等［44］理论分析了液膜雷诺数在400到630之间的降膜式蒸发器内部传热传质特点，分析结果表明随着雷诺数的增加，液膜的厚度增加，传热系数减小。Lei等［11］采用三维的VOF方法对降膜式蒸发器的换热过程进行了模拟，得到质量、动量和能量的控制方程。他指出液膜的厚度与管道的直径几乎无关。Jani等［41］通过理论分析研究了椭圆管道的参数对降膜式蒸发器性能的影响。他指出随着椭圆的曲率增加，管道的传热系数增加;当管道采用椭圆管道时，工质表面张力对蒸发器性能的影响可以忽略不计。Chyu等［10］根据液膜从上层管道滴落到下层管道后的流动特点的不同，将流态细分为喷溅流区、热发展区和完全发展区。并分别分析了三个区域的传热传质特点。Fujita等［45］通过对液膜的力学分析，得到了柱面坐标系下液膜的动量和能量的方程，分析结果表明当方程考虑了热边界层的发展时，求解得到的传热系数要比常规的努塞尔传热模型高。他还发现液膜从层流向湍流的转变雷诺数小于1400，并且当液膜的状态为湍流时，传热系数随着雷诺数和普朗特数的增加而增加。Liu等［5］将流态分为滞止流和自由流动区，分别提出了液膜状态为层流和湍流时的传热模型。分析结果表明，当流态为湍流时，气液界面的波动特性对传热具有很大的影响。Tarif等［46］对工质为盐溶液的降膜式蒸发器进行了模拟分析。

由降膜式蒸发器的工作过程可以看出，换热过程的主要热阻来自液膜，而液膜的厚度是影响热阻大小的关键因素，因此理论模型的建立往往围绕液膜的流动特点、液膜与管道的换热特点展开。但是由于降膜式蒸发器内部复杂的传热传质特性，目前的理论研究还有很多的不足之处，各个参数对其性能的影响还不能够通过模型或者仿真直观的表现出来。今后应加强降膜式蒸发器理论方面的研究，不仅能够更好的指导实验优化参数的选择，还能够为降膜式蒸发器的设计提供参考。

表2传热关联式与适用范围Tab．2 Heat transfer correlations and their range of applications

4 结论

降膜式蒸发器作为一种环保高效的换热器目前虽然还没有在制冷空调领域取得广泛的应用，但是其相比其他类型换热器巨大的优势使得它有很大吸引力和应用前景。总结了影响降膜式蒸发器传热性能的参数，如布液器的设计、管束的排布、制冷剂等对其传热性能的影响。布液器设计的好坏是降膜式蒸发器能否发挥出优势的关键所在，是设计降膜式蒸发器的一个核心问题。管束的排布与管道外壁面的形状也是极为重要的参数，已出现多种强化传热表面，其中一些已经取得了商业应用。理论研究主要是针对液膜与管道的换热的特点展开，虽然已经取得了很多成果，但是也存在这诸多不足之处，缺少一个较为有效的设计方法。降膜式蒸发器的应用需要更加全面的，更加合理的模型来模拟降膜式蒸发器的换热过程。文章从实验研究和理论研究方面总结了目前的研究进展，可以为降膜式蒸发器的进一步研究提供有效的参考。

符号说明

d——直径，m

h——传热系数，W/(m2·K)

g——重力加速度，m/s2

k——导热系数，W/(m·K)

q——热流密度，W/m2

s——管间距，m

Γ——流量，kg/(ms)

λ——波长，m

ρ——密度，kg/m3

σ——表面张力系数，N/m

μ——粘度，Pa·s

Ga——伽利略数

Re——雷诺数

CHF——临界热流密度

Nu——努塞尔数

Ar——阿基米德数

Bo——邦德数

下标

l——液体

p——第一个

i——初始的

［1］Ribatski G，Jacobi A M．Falling-film evaporation on horizontal tubes-a critical review［J］．International Journal of Refrigeration，2005，28(5):635-653．

［2］刘广彬，李连生，阮并璐，等．水平管降膜蒸发器的研究进展［J］．制冷与空调，2008，8(3):20-23．(Liu Guangbin，Li Liansheng，Ruan Binglu，et al．Research progress of falling film horizontal tube evaporator［J］．Refrigeration and air-conditioning，2008，8(3):20-23．)

［3］马一太，田华，李敏霞，等．水平管降膜蒸发器管外流动机理研究［C］//中国工程热物理学会．南京:2010．

［4］Christians M，Thome J R．Falling film evaporation on enhanced tubes，part 1:experimental results for pool boiling，onset-of-dryout and falling film evaporation［J］．International journal of refrigeration，2012，35(2):300-312．

［5］Liu Z H，Zhu Q Z．Evaporation heat transfer of falling water film on a horizontal tube bundle［J］．Heat transfer-ASian research，2002，31(1):42-55．

［6］Zeng X，Chyu M C．Experimental investigation on ammonia spray evaporator with triangular-pitch plain-tube bundle，part I:tube bundle effect［J］．International journal of heat and mass transfer，2001，44(12):2299-2310．

［7］Zeng X，Chyu M C．Experimental investigation on ammonia spray evaporator with triangular-pitch plain-tube bundle，part II:evaporator performance［J］．International journal of heat and mass transfer，2001，44(11):2081-2092．

［8］Parken W H，Fletcher L S．Heat transfer through falling film evaporation and boiling on horizontal tubes［J］．Journal of heat transfer-transactions of the ASME，1990，112(3):744-750．

［9］Maronmoalem D，Sideman S．Dripping characteristics in a horizontal tube film evaporator［J］．Desalination，1978，27(2):117-127．

［10］Chyu M C，Bergles A E．An analytical and experimental study of falling-film evaporation on a horizontal tube ［J］．Journal of heat transfer-transactions of the ASME，1987，109(4):983-990．

［11］Lei X L，Li H X．Numerical simulation of the behavior of falling films on horizontal plain tubes［C］//6th International symposium on multiphase flow，heat mass transfer and energy conversion．AMER Inst Physics，Melville．2010:998-1003．

［12］Yang L P，Shen S Q．Experimental study of falling film evaporation heat transfer outside horizontal tubes［J］．Desalination，2008，220(1/2/3):654-660．

［13］Fletcher L S，Sernas V．Evaporation from thin water films on horizontal tubes［J］．Industrial＆ engineering chemistry process design and development，1974，13(3):265-269．

［14］Fletcher L S，Sernas V．Evaporation heat transfer coefficient for thin sea water films on horizontal tube［J］．Ind．Eng．Chem．Process Des．Dev，1975，14(4):411-416．

［15］Hu X，Jacobi A M．The intertube falling film part 2—mode effects on sensible heat transfer to a falling liquid film［J］．Transactions of the ASME，1996，118(3):626-633．

［16］Yang L，Wang W．The heat transfer performance of horizontal tube bundles in large falling film evaporators ［J］．International journal of refrigeration，2011，34(1):303-316．

［17］Chien L H，Tsai Y L．An experimental study of pool boiling and falling film vaporization on horizontal tubes in R-245fa［J］．Applied thermal engineering，2011，31(17/18):4044-4054．

［18］Mohamed A．Experimental study of heat transfer and flow characteristics of liquid falling film on a horizontal fluted tube［J］．Heat and mass transfer，2010，46(8/9):841-849．

［19］Li W，Wu X Y．Falling water film evaporation on newly-designed enhanced tube bundles［J］．International journal of heat and mass transfer，2011，54(13/14):2990-2997．

［20］Li W，Wu X Y．Heat transfer characteristics of falling film evaporation on horizontal tube arrays［J］．International journal of heat and mass transfer，2011，54(9/10):1986-1993．

［21］Chyu M C，Bergles A E．Horizontal-tube falling-film evaporation with structured surfaces［J］．Journal of heat transfer-transactions of the ASME，1989，111(1/2/3/4):518-524．

［22］Wu X Y，Lei W．Falling Water film evaporation on horizontal finned tube arrays at low pressure［C］//Proceedings of the ASME/JSME 8th thermal engineering joint conference．Honolulu，Hawaii，USA．2011．

［23］Chien L H，Chen R H．An experimental study of falling film evaporation on horizontal tubes using R-134a［J］．Journal of mechanics，2012，28(2):319-327．

［24］Han J C，Fletcher L S．Falling film evaporation and boiling in circumferential and axial grooves on horizontal tubes［J］．Industrial＆ engineering chemistry process design and development，1985，24(3):570-575．

［25］Liu Z H，Yi H．Enhanced evaporation heat transfer of water and R-11 falling film with the roll-worked enhanced tube bundle ［J］．Experimental thermal and fluid science，2001，25(6):447-455．

［26］Liu Z H，Yi J．Falling film evaporation heat transfer of water/salt mixtures from roll-worked enhanced tubes and tube bundle［J］．Applied thermal engineering，2002，22(1):83-95．

［27］Lorenz J J，Yung D．Film breakdown and bundle-depth effects in horizontal-tube，falling-film evaporators［J］．Journal of heat transfer-transitions of the ASME，1982，104(3):569-571．

［28］Shen S Q，Liang G T．Heat transfer performance and bundle-depth effect in horizontal-tube falling film evaporators［J］．Desalination and water treatment，2013，51(4/5/6):830-836．

［29］Fujita Y，Tsutsui M．Experimental investigation of falling film evaporation on horizontal tubes［J］．Heat transfer-Japanese Research，1998，27(8):609-618．

［30］Yan L B，Li H X．Experimental study of falling film on the outside of horizontal tube［C］//6th International symposium on multiphase flow，heat mass transfer and energy conversion．AMER Inst Physics，Melville．2010:238-243．

［31］He Y Q，Bi Q C．Experimental study on the heat transfer characteristics of an evaporating falling film on a horizontal plain tube ［J］．Heat transfer engineering，2011，32(11/12):936-942．

［32］Mu X S，Shen S Q．Experimental study of falling film evaporation heat transfer coefficient on horizontal tube［J］．Desalination and water treatment，2012，50(1/2/3):310-316．

［33］费继友，李连生．水平管降膜式蒸发器管间流动模式的研究［J］．制冷与空调，2006，6(4):102-104．(Fei Jiyou，Li Liansheng．Investigation on intervascular flow patterns of horizontal tube falling film evaporator［J］．Refrigeration and air-conditioning，2006，6(4):102-104．)

［34］Hu X，Jacobi A M．The intertube falling film:part 1-flow characteristics，mode transitions，and hysteresis ［J］．Journal of heat transfer，1996，118(3):616-625．

［35］Yung D，Lorenz J J．Vapor-liquid interaction and entrainment in falling film evaporators［J］．Journal of heat transfer-transactions of the ASME，1980，102(1):20-25．

［36］Wang X F，Hrnjak P S．Flow modes and mode transitions for falling films on flat tubes［J］．Journal of heat transfertransitions of the ASME，2012，134(2):021801.1-021801.9．

［37］Armbruster R，Mitrovic J．Evaporative cooling of a falling water film on horizontal tubes［J］．Experimental thermal and fluid science，1998，18(3):183-194．

［38］Roques J F，Thome J R．Falling film transitions between droplet，column，and sheet flow modes on a vertical array of horizontal 19 FPI and 40 FPI low-finned tubes［J］．Heat transfer engineering，2003，24(6):40-45．

［39］Sernas V．Heat transfer correlation for subcooled water films on horizontal tubes［J］．Journal of heat transfertransactions of the ASME，1979，101(1):176-178．

［40］Fujita Y，Tsutsui M．Evaporation heat transfer of falling films on horizontal tube part2，experimental study［J］．Heat transfer-Japanese research，1995，24(1):17-31．

［41］Jani S，Amini M．Heat transfer analysis of falling film evaporation on a horizontal elliptical tube［J］．Journal of heat transfer-transactions oftheASME，2012，134(6):064505.1-064505.6．

［42］阮并璐，刘广斌，赵远扬，等．制冷系统中水平管降膜式蒸发器内部流动数值模拟［J］．西安交通大学学报，2008，42(3):318-322．(Ruan Binglu，Liu Guangbin，Zhao Yuanyang，et al．Numercial simulation of flow inside falling film evaporator with horizontal tubes refrigeration system ［J］．Journal of xi’an jiaotong university，2008，42(3):318-322．)

［43］王补宣，张金涛，彭晓峰．薄液膜表面蒸发对降液膜传热和传质的影响［J］．中国科学E辑，2000，30(3):216-221．(Wang Buxuan，Zhang Jintao，Peng Xiaofeng．Effect of thin film surface evaporation on the falling film heat and mass transfer［J］．Science in China(Series E)，2000，30(3):216-221．)

［44］Sharma R，Mitra S K．Performance model for a horizontal tube falling film evaporator in a desalination unit［C］//ASME heat transfer/fluids engineering summer conference．Charlotte，North Carolina，USA．2004．

［45］Fujita Y，Tsutsui M．Evaporation heat transfer of falling films on horizontal tube-part 1，analytical study［J］．Heat transfer-Japan research，1995，24(1):1-16．

［46］Adib T A，Heyd B．Experimental results and modeling of boiling heat transfer coefficients in falling film evaporator usable for evaporator design［J］．Chemical engineering and processing，2009，48(4):961-968．