3種管內(nèi)強化管沸騰換熱性能對比

歐陽新萍，陳靜竹，李泰宇

（1 上海理工大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海 200093；2 電裝（中國）投資有限公司上海技術(shù)中心，上海 201108）

引 言

沸騰傳熱強化技術(shù)在強化傳熱領(lǐng)域中占有非常重要的地位。其目的是為了進一步提高換熱設(shè)備的效率，更合理和有效地利用能源。強化傳熱的基本途徑主要有增加傳熱面積、增加傳熱溫差和增加總傳熱系數(shù)3 種方式[1-2]。利用強化傳熱技術(shù)，通過強化換熱管件及其支撐結(jié)構(gòu)，是提高換熱器換熱性 能的基本手段[3]。由于管內(nèi)有相變的沸騰換熱與工質(zhì)流型有著密不可分的關(guān)系，導(dǎo)致傳熱機理較為復(fù)雜。近些年來，國內(nèi)外有眾多學(xué)者對強化管管內(nèi)沸騰換熱性能進行了研究[4-9]。Murata 等[10]對光管及內(nèi)螺紋管進行了較寬干度范圍的局部管內(nèi)沸騰實驗研究，研究表明內(nèi)螺紋管內(nèi)傳熱系數(shù)平均約比光管高56.5%，從而為管內(nèi)沸騰換熱提供了數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。Eckels 等[11]以R134a 為工質(zhì)，在3 種蒸發(fā)溫度下，對管內(nèi)沸騰換熱進行研究，得到沸騰傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的上升而增加的結(jié)論。Oh 等[12]研究了內(nèi)螺紋管螺旋角對沸騰換熱的影響，實驗研究發(fā)現(xiàn)，在固定螺旋角的情況下，在環(huán)狀流和層狀流下的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)與流體的質(zhì)量流速及熱通量有較大關(guān)系。張一帆等[13]研究了內(nèi)螺紋管型結(jié)構(gòu)對流動阻力的影響，提出了并聯(lián)管路模型。張小艷等[14]對非共沸制冷劑R417a 在光管及內(nèi)螺紋管內(nèi)的沸騰換熱進行研究，總結(jié)了質(zhì)量流速、熱通量、干度及管型參數(shù)對沸騰換熱的影響。程建等[15]對R410a 和R22在內(nèi)螺紋強化管內(nèi)的沸騰換熱性能進行實驗研究，以尋找R410a 替代R22 在沸騰換熱中的可行性。

本文實驗所用工質(zhì)為R22。R22 在常溫下為無色、無味、無腐蝕性的氣體。雖然研究表明，R22會破壞臭氧層，但是不可否認的是，R22 具有穩(wěn)定的化學(xué)性能及熱力性能。現(xiàn)階段，替代R22 制冷工質(zhì)的研究正在進行，R22 在各工況點的實驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)性作用也就更加突出，因此對R22 制冷工質(zhì)在各實驗工況點下的研究，仍然有著一定的意義。

目前關(guān)于管內(nèi)沸騰換熱的研究主要集中在水平管內(nèi)R22、R417a、R134a[16-17]等不同制冷劑的沸騰換熱性能以及壓降規(guī)律的實驗研究，分析和對比制冷劑的物性對傳熱系數(shù)的影響。對于內(nèi)螺紋管管內(nèi)沸騰換熱性能的研究也主要是在管型參數(shù)和工況點等方面展開討論。本文進行了3 根內(nèi)螺紋管管內(nèi)R22 沸騰換熱性能的實驗，并進行了綜合性的分析研究。在分析質(zhì)量流量及內(nèi)螺紋管內(nèi)結(jié)構(gòu)參數(shù)對管內(nèi)沸騰換熱性能的影響的同時，還分析了單位流動阻力下管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)綜合性能，這對于內(nèi)螺紋管的設(shè)計和優(yōu)化是很有意義的。本實驗為基礎(chǔ)性研究提供了數(shù)據(jù)，同時也可為蒸發(fā)器的設(shè)計計算提供一定的理論依據(jù)。

1 實驗系統(tǒng)及試件參數(shù)

實驗系統(tǒng)如圖1所示，主要是由管內(nèi)R22 制冷劑循環(huán)，管外（套管管間）加熱水循環(huán)和冷卻用乙二醇循環(huán)系統(tǒng)組成。其中將測試段設(shè)計成套管換熱器形式，在被測試管件外套一根較大直徑的外管。

3 個內(nèi)螺紋銅管均為外徑7.92 mm，內(nèi)徑6.9 mm，其他詳細參數(shù)見表1。套管為不銹鋼管，內(nèi)徑15 mm。實驗測試有效段總長為2 m。制冷劑R22在管內(nèi)流動，水在管間流動，兩種介質(zhì)逆向流動。管內(nèi)和管間的進出口均布置了Pt100 鉑電阻溫度計，用來測量工質(zhì)及水的進出口溫度。管內(nèi)進出口處布置了壓差傳感器，用來測量進出口壓力，以獲得管內(nèi)流動阻力，具體測試點見圖1。

實驗工況：蒸發(fā)溫度為4.5℃，制冷劑入口干度為18%，出口過熱度為4℃，管間水速2 m·s-1。內(nèi)螺紋管的結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，參數(shù)如表1所示，實物微觀結(jié)構(gòu)如圖3所示。通過實驗研究不同制冷劑質(zhì)量流速[100～360 kg·(m2·s)-1]對3 種不同內(nèi)螺紋管管內(nèi)沸騰換熱性能的影響。

圖2 內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of internal thread structure

圖3 內(nèi)螺紋管實物微觀結(jié)構(gòu)Fig.3 Schematic diagram of enhanced tubes

為檢驗實驗系統(tǒng)的可靠性，對一根外徑14 mm，壁厚0.9 mm 的不銹鋼光管進行了對流換熱實驗，得到了以Dittus-Boelter公式形式的管內(nèi)旺盛湍流的對流換熱關(guān)聯(lián)式

經(jīng)典傳熱學(xué)理論給出的管內(nèi)旺盛湍流的對流換熱關(guān)聯(lián)式為

兩式的系數(shù)僅相差2%，說明實驗系統(tǒng)是可靠的。

表1 內(nèi)螺紋管參數(shù)Table 1 Structure parameters of enhanced tube

2 實驗方法及數(shù)據(jù)處理

根據(jù)圖1所示測點測量管內(nèi)制冷劑的流量、進出口溫度和壓力、進口前加熱帶的加熱量；測量管外水的流量、進出口溫度。根據(jù)加熱帶的加熱量及進口溫度和壓力可以計算出制冷劑的入口焓值，根據(jù)出口溫度和壓力可以計算出制冷劑出口焓值。管外水側(cè)換熱量QW與管內(nèi)制冷劑側(cè)換熱量QR分別為

式中，cp,w為水的比熱容，J·kg·K-1；qm,w為水的質(zhì)量流量，kg·s-1；rin為制冷劑的進口焓值，J·kg-1；rout為制冷劑的出口焓值，J·kg-1；tw,in、tw,out分別為水進、出口溫度，℃；

當(dāng)QW和QR之間的熱平衡誤差滿足給定的精度要求時，取兩者的算術(shù)平均值Q作為換熱量，傳熱系數(shù)k計算式為

式中，A為傳熱面積（光管外表面積）；Δt為對數(shù)平均溫差。

為了分離管內(nèi)傳熱系數(shù)，可利用熱阻分離法進行。傳熱過程的總熱阻可表示成各傳熱過程熱阻之和，即

式中，Dout為強化管外徑，m；Din為強化管內(nèi)徑，m；Rf為污垢熱阻，m2·K·W-1；Rwall為管壁導(dǎo)熱熱阻，m2·K·W-1；hout為管外對流傳熱系數(shù)，W·(m2·K)-1；hin為管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)，W·(m2·K)-1；

由于實驗所用強化管從未使用過，污垢熱阻較小，因此污垢熱阻Rf可以省略。管外（套管管間）流動工質(zhì)為水，且根據(jù)實驗工況可以判斷出，水流動狀態(tài)處于旺盛湍流區(qū)，因此水側(cè)對流傳熱系數(shù)hout可以采用經(jīng)典的Dittus-Boelter旺盛湍流換熱關(guān)聯(lián)式進行計算，但關(guān)聯(lián)式中的特征長度需取當(dāng)量直徑。本試件的當(dāng)量直徑D=7.08×10-3m。這樣，管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)可由式(7)計算

實驗過程中，保持管外水的流速2.0 m·s-1不變，改變管內(nèi)的質(zhì)量流速（95～360 kg·m-2·s-1）；通過調(diào)節(jié)冷卻用乙二醇的溫度控制蒸發(fā)溫度在（4.5±0.5）℃；通過調(diào)節(jié)加熱帶的功率控制制冷劑的入口干度在18%；通過調(diào)節(jié)加熱水的溫度控制制冷劑的出口過熱度在（4±0.5）℃。對應(yīng)質(zhì)量流速的變化范圍，3 根管的熱通量變化范圍在11300～45800 W·m-2之間。

3 實驗結(jié)果及分析

3.1 傳熱性能實驗結(jié)果及分析

在前述的實驗工況條件下，實驗的總傳熱系數(shù)與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系如圖4所示。由式(5)分離得到管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)，其與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系如圖5所示。

為分析內(nèi)螺紋管的沸騰換熱性能增強程度，采用了與本實驗工況接近的Kuo 等[18]的光管管內(nèi)R22 沸騰換熱實驗數(shù)據(jù)進行對比。該實驗數(shù)據(jù)同樣在圖5中顯示。

圖4 總傳熱系數(shù)與質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.4 Overall heat transfer coefficients vs mass velocity

圖5 管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.5 Boiling heat transfer coefficients inside tubes vs refrigerant mass velocity

從圖5中可以看出，1#管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)比光管高60%～80%，2#管比光管高80%～120%，3#管比光管高80%，3 根管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)均有較大幅度提高，2#管的增強程度最高，其次是3#管和1#管。

從強化傳熱的角度來看，有多種原因?qū)е聝?nèi)螺紋管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)比光管高，具體原因如下：第一，相比于光管，由于內(nèi)螺紋管內(nèi)螺紋的存在，熱邊界層更容易被破壞、減薄，使得換熱增強；第二，內(nèi)螺紋管內(nèi)更易產(chǎn)生二次環(huán)流，同樣會增強傳熱系數(shù)；第三，在層狀流下，內(nèi)螺紋管將會產(chǎn)生虹吸現(xiàn)象，內(nèi)壁面液膜升高，導(dǎo)致內(nèi)螺紋管內(nèi)有更大的液相潤濕面積；而在環(huán)狀流下，螺紋結(jié)構(gòu)的螺旋作用更有利于液相液體成膜，環(huán)繞在管內(nèi)壁，使得沸騰換熱增強。

內(nèi)螺紋管管內(nèi)結(jié)構(gòu)的差異會使得沸騰換熱的強化效果不同。

當(dāng)流動處于層狀流或者層狀流與環(huán)狀流的過渡區(qū)時，氣相工質(zhì)仍位于管道上部，液相工質(zhì)未能均勻覆蓋管壁，沸騰傳熱系數(shù)主要取決于工質(zhì)潤濕壁面的情況，而壁面潤濕情況則取決于氣體流速及管槽內(nèi)的虹吸作用。當(dāng)螺旋角較大時，虹吸作用更強，液相沿螺紋槽上升高度更高。2#管的螺旋角相比最大，故2#管在入口處壁面潤濕情況比1#、3#管好。當(dāng)流體處于環(huán)狀流時，液膜沿順時針方向有一定角度的旋轉(zhuǎn)，且螺紋頭數(shù)越多，旋轉(zhuǎn)角度越大。這個旋轉(zhuǎn)過程，將會使液膜表面產(chǎn)生波動，同時也會促進管壁上邊界層的波動，促進強制對流蒸發(fā)。隨著強制對流蒸發(fā)的進行，氣相表觀速度增大，同樣會使液膜表面產(chǎn)生波動。當(dāng)液膜減薄到一定程度時，較高的螺紋將會露出液膜，與氣相工質(zhì)接觸，導(dǎo)致傳熱轉(zhuǎn)弱，沸騰傳熱系數(shù)將會降低。2#管的螺紋頭數(shù)比1#、3#管多，而螺紋高度比1#、3#管低，因此2#管的沸騰傳熱系數(shù)比1#、3#管高。此外，2號管相比1#、3#管的螺紋頂寬尺寸大、螺紋槽寬尺寸小，可能也是造成差異的原因之一，具體機理還有待研究。

對比1#管與3#管，結(jié)構(gòu)參數(shù)主要在螺紋高及螺紋頂部形狀上有所差別。分析認為造成傳熱系數(shù)有所差別的原因之一是螺紋高，1#管螺紋比3#管高13.6%，導(dǎo)致傳熱系數(shù)低6.8%。Kimura 等[19]提出，平頂?shù)穆菁y比圓弧形螺紋更能強化傳熱，這也是3#管傳熱系數(shù)高于1#管的原因之一。

3.2 阻力性能實驗結(jié)果及分析

通過對實驗管段進出口壓力的測量，獲得了3根內(nèi)螺紋管管內(nèi)流動阻力與質(zhì)量流速的關(guān)系，并采用Muzzio 等[20]通過實驗得到的光管流動阻力的數(shù)據(jù)進行對比，如圖6所示。

圖6 單位管長流動阻力與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.6 Flow resistance vs mass velocity

由圖6可以看出，3 根螺紋管管內(nèi)流動阻力相差不大，3#管略低。說明3 根管結(jié)構(gòu)上的差別對管內(nèi)流動阻力影響不大。分析認為3#管內(nèi)較大的槽寬和較小的螺紋頂角是其流動阻力略低的原因。經(jīng)數(shù)據(jù)擬合，3 根內(nèi)螺紋管的流動阻力與質(zhì)量流速G1.71呈正比，這個實驗數(shù)據(jù)與Kubanek 等[21]獲得的實驗數(shù)據(jù)相吻合。

為分析3 根螺紋管傳熱與流動阻力的綜合性能，繪制了單位流動阻力下管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)與制冷劑質(zhì)量流速的關(guān)系圖，如圖7所示。圖7顯示，2#管綜合性能最優(yōu)，且在質(zhì)量流速為100 kg·m-2·s-1時體現(xiàn)出的綜合性能最佳，約比1#、3#管高35%。在中、高質(zhì)量流速下，3 根管的綜合性能相差不大，2#管略好，且隨著質(zhì)量流速的增加，3 根管的綜合 性能數(shù)值越來越接近。因此，螺紋參數(shù)的差異對綜合性能的影響主要體現(xiàn)在低、中質(zhì)量流速，高質(zhì)量流速下基本沒有影響。

圖7 單位流動阻力下沸騰傳熱系數(shù)與質(zhì)量流速的關(guān)系Fig.7 Boiling heat transfer coefficients with unit flow resistance coefficients vs mass velocity

4 誤差分析

參照誤差傳布理論，可根據(jù)基本測量的誤差，計算得到傳熱系數(shù)、管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)的誤差。

對于式(5)這樣的傳熱系數(shù)計算式，根據(jù)誤差傳布理論的基本式可推導(dǎo)出：傳熱系數(shù)的相對誤差等于計算式中各參變量的平方和的平方根。由于該式中換熱量Q為QW和QR的平均值，且QW和QR之間的相對誤差小于5%（即滿足熱平衡要求），因此，Q的相對誤差最大為2.5%；溫度測量元件的測量相對誤差為0.5%，可推算出對數(shù)平均溫差Δt的相對誤差為0.99%；由此計算出實驗所得的傳熱系數(shù)k的相對誤差為2.69%。同樣根據(jù)式(7)和誤差傳布理論，并取hout的相對誤差為10%，計算出管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)hin的相對誤差為7.07%。以上誤差對應(yīng)的置信度均為99.7%。

5 結(jié) 論

（1）3 根內(nèi)螺紋管的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)較光管有60%～120%的提高，強化換熱效果明顯，但3根管強化效果存在差異。

（2）當(dāng)流動處于層狀流或者層狀流與環(huán)狀流的過渡區(qū)時，較大的螺旋角虹吸作用更強，壁面潤濕情況更好，有利于沸騰換熱。當(dāng)流體處于環(huán)狀流時，較多的螺紋頭數(shù)，使得流體旋轉(zhuǎn)作用更強、液膜表面波動效果更好，促進強制對流蒸發(fā)。較低的螺紋高度在沸騰換熱后期更有利于換熱。

（3）3 根螺紋管管內(nèi)流動阻力相差不大，其中3#管略低，分析認為該管管內(nèi)較大的槽寬和較小的螺紋頂角是其流動阻力略低的原因。

（4）通過比較單位流動阻力下管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)綜合性能，2#管最優(yōu)，在質(zhì)量流速為 100 kg·m-2·s-1時體現(xiàn)出的綜合性能最佳，約比1#、3#管高35%。在中、高質(zhì)量流速下，3 根管的綜合性能相差不大。因此，螺紋參數(shù)的差異對綜合性能的影響主要體現(xiàn)在低、中質(zhì)量流速，高質(zhì)量流速下基本沒有影響。

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