R290在水平光滑管內(nèi)的沸騰換熱

戴源德，林秦漢，鄒思凱，郭玉潔

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R290在水平光滑管內(nèi)的沸騰換熱

戴源德，林秦漢，鄒思凱，郭玉潔

（南昌大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，江西南昌330031）

對內(nèi)徑為4、6 mm水平光滑銅管內(nèi)R290的沸騰換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，分析了質(zhì)流密度、熱通量、飽和溫度、管徑對沸騰傳熱系數(shù)以及臨界干度的影響，選擇5種適用于R290的水平光滑管內(nèi)沸騰換熱關(guān)聯(lián)式，對實(shí)驗(yàn)工況下R290的沸騰傳熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測，并與實(shí)驗(yàn)值對比。結(jié)果表明，管徑越小、質(zhì)流密度越大，或者飽和溫度越高，則沸騰傳熱系數(shù)越大；在干度逐漸增大的過程中，沸騰傳熱系數(shù)隨熱通量的增大先增大后減小。熱通量、管徑相比質(zhì)流密度、飽和溫度對臨界干度的影響更明顯，且熱通量越大，臨界干度越小；管徑越小，臨界干度越大。5種關(guān)聯(lián)式中，F(xiàn)ang關(guān)聯(lián)式的預(yù)測能力最佳。

R290；氣液兩相流；傳熱；水平光滑管；蒸發(fā)；預(yù)測

引 言

CFCs、HCFCs制冷劑的使用是導(dǎo)致溫室效應(yīng)以及臭氧層破壞的重要因素[1-3]。發(fā)達(dá)國家在1996年已經(jīng)全面淘汰了CFCs的生產(chǎn)和消費(fèi)，中國也已經(jīng)在2007年完成了對CFCs的替代工作[4]。中國現(xiàn)在已經(jīng)是世界上最大的HCFCs生產(chǎn)和消費(fèi)國，其中R22又占了絕大部分。國際大環(huán)境下，國內(nèi)有3條R22的替代路線：一是使用R410A、R407C、R134a等HFCs制冷劑，但由于這類制冷劑GWP值較高，中國將從2024年開始減少HFCs的使用；二是使用R1234ze(E)、R1234yf等HFOs制冷劑，這類制冷劑ODP值為0，GWP值很低，與R22的COP值相當(dāng)[5]；三是使用R1270、R290、CO2等天然制冷劑[6]。其中R290的ODP值為0，GWP值極低，與R22的各種熱力學(xué)性質(zhì)比較接近，具備替代R22的基本條件[7-8]，可作為R22的理想替代物。

R290可替代R22使用在家用空調(diào)器中，但在實(shí)際使用時應(yīng)重視R290存在燃爆性安全問題[9-11]。為提高使用安全性，減少系統(tǒng)充灌量是主要措施之一，而蒸發(fā)器換熱管小徑化則是減小充灌量的關(guān)鍵所在[12-14]。在管徑管材選擇方面，國內(nèi)外對R290的沸騰換熱研究主要集中在管內(nèi)徑為3mm及更小尺寸的微通道[15]的水平光滑不銹鋼圓管[16-18]或管內(nèi)徑為7 mm及更大尺寸的常規(guī)通道的水平光滑銅管[19-20]開展了實(shí)驗(yàn)研究，而對管內(nèi)徑在3～7 mm間的水平光滑銅管的實(shí)驗(yàn)研究較少，僅Wang等[21]對內(nèi)徑為6 mm的水平光滑銅管進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究?？紤]到微通道以及不銹鋼管材在空調(diào)的制冷劑管路中罕有應(yīng)用，有必要對3～7 mm間管徑的水平光滑銅管內(nèi)R290沸騰換熱特性進(jìn)行更多實(shí)驗(yàn)。鑒于此，本文對4、6 mm內(nèi)徑水平光滑銅管內(nèi)R290沸騰換熱特性展開研究，為R290家用空調(diào)系統(tǒng)中蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)介紹

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示，主要由實(shí)驗(yàn)段、過冷段、科氏質(zhì)量流量計(jì)、電磁流量計(jì)、儲液罐、過濾器、磁力驅(qū)動齒輪泵、旁通閥、預(yù)熱段、過冷槽、恒溫槽、直流穩(wěn)壓電源等組成。工質(zhì)流程：實(shí)驗(yàn)段工質(zhì)被來自恒溫槽的熱水加熱沸騰，從實(shí)驗(yàn)段流出后經(jīng)過過冷段，被來自過冷槽的低溫乙二醇溶液冷凝成過冷液體，流經(jīng)科氏質(zhì)量流量計(jì)、儲液罐，在過濾器內(nèi)過濾殘?jiān)?，受磁力齒輪驅(qū)動泵驅(qū)動，在旁通閥打開的情況下，一部分過冷液體由旁通閥流回儲液罐，另一部分流入預(yù)熱段被直流電源加熱為氣液兩相流，重新回到實(shí)驗(yàn)段受熱水加熱沸騰完成循環(huán)。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)中各設(shè)備以及管路表面均包裹保溫棉，以減少實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的熱損失。實(shí)驗(yàn)段為套管式水平光滑換熱管，工質(zhì)在內(nèi)管流動，熱水在外管逆向流動。套管的內(nèi)、外管管材均為紫銅。實(shí)驗(yàn)選用兩種管徑的內(nèi)管，內(nèi)徑分別為4、6 mm，壁厚均為0.5 mm，有效加熱長度均為0.9 m。

測量參數(shù)：實(shí)驗(yàn)段水側(cè)進(jìn)出口溫度、實(shí)驗(yàn)段工質(zhì)側(cè)進(jìn)出口溫度和壓力、內(nèi)管管外壁溫、預(yù)熱段進(jìn)口前工質(zhì)溫度和壓力、預(yù)熱段加熱功率、實(shí)驗(yàn)段熱水體積流量、工質(zhì)質(zhì)量流量。

測量儀器如表1所示。

實(shí)驗(yàn)工況：質(zhì)流密度100～250 kg·m-2·s-1，熱通量13～24 kW·m-2，飽和溫度7～11℃，干度0～1。

表1 測量儀器

1.2 熱平衡測試

為確保實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，在正式開始實(shí)驗(yàn)前對實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行熱平衡測試。測試時內(nèi)管管內(nèi)流體為冷水，管外流體為熱水。當(dāng)內(nèi)管管內(nèi)外的進(jìn)出口溫度達(dá)到平衡時，根據(jù)測得的熱、冷水側(cè)的進(jìn)出口水溫以及熱、冷水的體積流量，計(jì)算熱、冷水側(cè)的換熱量，并按式(1)計(jì)算兩側(cè)換熱量的相對誤差，即

式中，o、i分別是熱、冷水側(cè)的換熱量。

熱平衡測試數(shù)據(jù)如表2所示。從表中可看出，熱、冷水側(cè)換熱量的相對誤差均在3%以內(nèi)。故該系統(tǒng)的熱損失控制在3%以內(nèi)，對實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響可忽略不計(jì)。

表2 熱平衡測試數(shù)據(jù)

1.3 數(shù)據(jù)處理

實(shí)驗(yàn)段加熱功率為

w=wc,wDw(2)

式中，w是熱水的質(zhì)量流量（由體積流量w換算得到），c,w是熱水的比定壓熱容，Dw是進(jìn)出口熱水溫差。

實(shí)驗(yàn)段熱通量為

式中，i是內(nèi)管內(nèi)徑，是實(shí)驗(yàn)段有效加熱長度。

工質(zhì)的質(zhì)流密度為

式中，ref是工質(zhì)的質(zhì)量流量。

實(shí)驗(yàn)段工質(zhì)入口干度為

式中，preh是預(yù)熱段加熱功率，L、V、sub分別是實(shí)驗(yàn)段飽和溫度下飽和液體的焓、實(shí)驗(yàn)段飽和溫度下飽和氣體的焓、預(yù)測段入口前過冷液體的焓。

實(shí)驗(yàn)段工質(zhì)出口干度為

實(shí)驗(yàn)段工質(zhì)平均干度為

(7)

內(nèi)管管內(nèi)壁溫利用圓周導(dǎo)熱模型[22]計(jì)算

式中，wo是內(nèi)管管外壁溫（取管外壁溫的平均值），是單位體積產(chǎn)熱量，是管壁熱導(dǎo)率，o是內(nèi)管外徑。

沸騰傳熱系數(shù)

式中，sat是工質(zhì)飽和溫度。

平均相對誤差

式中，pred、exp分別是沸騰傳熱系數(shù)預(yù)測值、實(shí)驗(yàn)值，是數(shù)據(jù)點(diǎn)總數(shù)（=150）。

平均絕對誤差

表示沸騰傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值±10、30%范圍內(nèi)數(shù)據(jù)點(diǎn)個數(shù)占數(shù)據(jù)點(diǎn)總數(shù)的比例。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析及關(guān)聯(lián)式比較

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

研究發(fā)現(xiàn)，4、6 mm光滑管內(nèi)質(zhì)流密度、熱通量以及飽和溫度對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響相似。分析同管徑沸騰換熱特性時，僅以4 mm光滑管的數(shù)據(jù)進(jìn)行結(jié)果分析。

2.1.1 質(zhì)流密度對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響

圖2顯示了管內(nèi)熱通量為13 kW·m-2、飽和溫度為11℃時，不同質(zhì)流密度對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響。如圖所示，質(zhì)流密度越大，沸騰傳熱系數(shù)越高。在0.3～0.5的干度范圍內(nèi)，質(zhì)流密度的影響更加明顯，說明強(qiáng)制對流換熱在沸騰換熱機(jī)理中開始占主導(dǎo)地位[23]，質(zhì)流密度增大使流體紊流程度加大，對流傳熱系數(shù)增大。隨著干度的增大，沸騰傳熱系數(shù)逐漸增加，但干度增大到某一值時，管內(nèi)流體出現(xiàn)蒸干現(xiàn)象，沸騰傳熱系數(shù)開始急劇下降。這是因?yàn)樵谡舾沙霈F(xiàn)前，管內(nèi)流體處于環(huán)狀流型[24]，管壁與氣芯間隔有一層液膜，當(dāng)液膜蒸干時熱阻增大，傳熱系數(shù)急劇下降。另外，100、180 kg·m-2·s-1工況下的臨界干度相差不大，均在0.5左右，而250 kg·m-2·s-1工況下所測干度范圍內(nèi)未出現(xiàn)蒸干。

2.1.2 熱通量對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響

圖3顯示了管內(nèi)質(zhì)流密度為100 kg·m-2·s-1、飽和溫度為11℃時，不同熱通量對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響。如圖所示，隨著熱通量的增大，沸騰傳熱系數(shù)先增大而后減小。在干度大約在0.1～0.3范圍內(nèi)時，沸騰傳熱系數(shù)的增加十分明顯。這是因?yàn)檫@一干度范圍內(nèi)核態(tài)沸騰換熱在沸騰換熱機(jī)理中占主導(dǎo)地位[23]，熱通量增大使換熱壁面的過熱度增大，換熱表面氣化核心增多，核態(tài)沸騰作用增強(qiáng)，從而使沸騰傳熱系數(shù)大大增加。而干度超過0.3時，強(qiáng)制對流換熱開始發(fā)揮作用，核心沸騰作用變?nèi)酰瑹嵬繉Ψ序v傳熱系數(shù)的影響變小。另外熱通量較大的工況下，隨著干度的增加沸騰傳熱系數(shù)增大得更平緩，出現(xiàn)蒸干以后沸騰傳熱系數(shù)下降得更劇烈。熱通量為13、20和24 kW·m-2的3個工況都出現(xiàn)了蒸干現(xiàn)象，干度分別為0.53、0.50和0.47。相比圖2，熱通量對臨界干度的影響更明顯，并且隨著熱通量的增加，蒸干出現(xiàn)得越早，臨界干度越小。可見熱通量影響管內(nèi)沸騰流型的轉(zhuǎn)變。

2.1.3 飽和溫度對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響

圖4顯示了管內(nèi)質(zhì)流密度為100 kg·m-2·s-1、熱通量為13 kW·m-2時，不同飽和溫度對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響。如圖所示，飽和溫度越高，沸騰傳熱系數(shù)也越大。這是因?yàn)榱黧w的飽和溫度越高，壓力越大，流體表面張力越小，氣核越容易產(chǎn)生，使核態(tài)沸騰換熱加強(qiáng)[18]。因此飽和溫度是通過增強(qiáng)沸騰換熱機(jī)理中的核態(tài)沸騰換熱來提高傳熱系數(shù)的。還可看出，飽和溫度為7、9、11℃的這3個工況臨界干度大約都在0.52左右，沒有明顯差別。

2.1.4 管徑對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響 圖5(a)、(b)顯示了管內(nèi)質(zhì)流密度為100 kg·m-2·s-1、飽和溫度為11℃，熱通量分別為13、20 kW·m-2時，不同管徑對沸騰傳熱系數(shù)和臨界干度的影響。如圖所示，兩種熱通量下，內(nèi)徑越小，沸騰傳熱系數(shù)越高。這是因?yàn)楣軓皆叫?，則管內(nèi)流體的核態(tài)沸騰越活躍，管內(nèi)流型為彈狀流時的干度范圍越大，氣泡周圍液膜的厚度越小[25]，強(qiáng)化了換熱。對比中發(fā)現(xiàn)，熱通量越大，兩種實(shí)驗(yàn)所用管徑的管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)的差別越明顯。管徑越小，蒸干出現(xiàn)得越晚，臨界干度越大，這與Jige等[25-26]得出的結(jié)論有所不同。

2.2 關(guān)聯(lián)式比較

本文選用5種適用于R290的水平光滑內(nèi)沸騰換熱關(guān)聯(lián)式，即Li等[27]、Chang等[28]、Pamitran等[29]、Choi等[18]和Fang等[30]，其中Pamitran等[29]、Choi等[18]的關(guān)聯(lián)式專用于R290。

各關(guān)聯(lián)式沸騰傳熱系數(shù)預(yù)測值與實(shí)驗(yàn)值的對比如圖6所示?？煽闯觯珻hang等[28]、Li等[27]的預(yù)測值均高于實(shí)驗(yàn)值，其中Chang等[28]的部分預(yù)測值遠(yuǎn)高于實(shí)驗(yàn)值，可以達(dá)到8 kW·m-2·℃-1；Fang等[30]的預(yù)測值主要集中在實(shí)驗(yàn)值±10%的范圍內(nèi)。

各關(guān)聯(lián)式沸騰傳熱系數(shù)預(yù)測值與實(shí)驗(yàn)值的誤差如表3所示。從表中看出，Li等[27]、Chang等[28]的誤差均較大，實(shí)驗(yàn)值±30%范圍內(nèi)數(shù)據(jù)點(diǎn)比例為0；Pamitran等[29]、Choi等[18]和Fang等[30]的誤差均較小，其中Fang等[30]的誤差最小，平均相對誤差和平均絕對誤差分別僅為-0.26%、4.05%，實(shí)驗(yàn)值±30%、10%范圍內(nèi)數(shù)據(jù)點(diǎn)比例分別高達(dá)100%、92.2%。

綜上，可以認(rèn)為這5種關(guān)聯(lián)式中，F(xiàn)ang等[30]的關(guān)聯(lián)式最適合預(yù)測該實(shí)驗(yàn)工況下水平光滑管內(nèi)R290的沸騰傳熱系數(shù)。

表3 關(guān)聯(lián)式的預(yù)測誤差

3 結(jié) 論

通過搭建水平管內(nèi)R290沸騰換熱實(shí)驗(yàn)臺，研究管內(nèi)徑分別為4、6 mm水平光滑銅管內(nèi)工質(zhì)的沸騰換熱特性，得出如下結(jié)論。

（1）質(zhì)流密度越大，沸騰傳熱系數(shù)越高，且干度在0.3～0.5范圍內(nèi)，質(zhì)流密度對沸騰傳熱系數(shù)的影響更明顯，表明這一干度范圍內(nèi)強(qiáng)制對流換熱機(jī)理占主導(dǎo)地位；在干度逐漸增加的過程中，沸騰傳熱系數(shù)隨熱通量的增大先增大后減小，且干度在0.1～0.3范圍內(nèi)，沸騰傳熱系數(shù)增加得十分明顯，表明這一干度范圍內(nèi)核態(tài)沸騰換熱機(jī)理占主導(dǎo)地位；飽和溫度越高，沸騰傳熱系數(shù)越大；管徑越小，沸騰傳熱系數(shù)越高，且熱通量越大，兩種管徑內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)差別越明顯。

（2）熱通量越大，臨界干度越小，而且熱通量相比質(zhì)流密度和飽和溫度對臨界干度的影響更為明顯。管徑越小，臨界干度越大，這與微通道內(nèi)沸騰換熱規(guī)律有所不同，有待深入研究。

（3）選用5種適用于R290的水平光滑管內(nèi)沸騰換熱關(guān)聯(lián)式預(yù)測沸騰傳熱系數(shù)，其中Fang關(guān)聯(lián)式的預(yù)測能力最佳。

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Boiling heat transfer performances of R290 in smooth horizontal tubes

DAI Yuande, LIN Qinhan, ZOU Sikai, GUO Yujie

(School of Mechatronics Engineering, Nanchang University, Nanchang 330031, Jiangxi, China)

The boiling heat transfer characteristics of R290 in smooth horizontal copper tubes with inner diameters of 4,6 mm was investigated experimentally. The effects of mass flux, heat flux, saturated temperature and inner diameter of tube on boiling heat transfer coefficient and critical quality were analyzed. Five boiling heat transfer correlations which are suitable to predict the boiling heat transfer coefficients of R290 in horizontal tube were chosen to obtain the calculated data compared with experimental data of boiling heat transfer coefficient. The correlation with the minimum error between calculated and experimental data among these five correlations was considered as the most suitable one for the investigation. The results showed that boiling heat transfer coefficient increased with the decrease of inner diameter of tube, with the increase of mass flux, or with the increase of saturated temperature. It increased first and then decreased with the increase of heat flux while vapor quality was increasing gradually. Heat flux and inner diameter had more evident effects on critical quality than mass flux and saturated temperature. Critical quality increased with the decrease of heat flux and inner diameter. Among the five correlations, Fang correlation showed the best capacity of prediction for the boiling heat transfer coefficients.

R290; gas-liquid two-phase flow; heat transfer; smooth horizontal tube; vaporization; prediction

10.11949/j.issn.0438-1157.20170321

TK 124

A

0438—1157（2017）09—3420—07

2017-03-29收到初稿，2017-06-17收到修改稿。

林秦漢。

戴源德（1970—），男，博士。

江西省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(20161BAB206124)。

2017-03-29.

LIN Qinhan, 651118056@qq.com

supported by the Natural Science Foundation of Jiangxi Province (20161BAB206124).