19.05 mm強化管管外冷凝換熱的試驗研究

王永紅+陶樂仁+黃理浩

摘要：隨著能源短缺問題的日益突出，節(jié)能環(huán)保受到人們的重視.工業(yè)上使用的換熱設(shè)備，其性能的優(yōu)化也受到各行業(yè)的重視.建立一套集沸騰和冷凝于一體的水平單管管外凝結(jié)換熱試驗裝置，針對直徑19.05 mm的強化管，對不同制冷劑管外凝結(jié)換熱進行試驗研究.通過試驗分析可知：不同水流量，強化管的總體傳熱系數(shù)隨著管入口冷卻水溫的上升而逐漸升高；在一定的冷卻水溫度下，強化管的總傳熱系數(shù)隨著冷卻水流量的增大而逐漸升高；相同工況下，R410A傳熱系數(shù)比R134a高出約1.28%～3.39%；凝結(jié)換熱飽和溫度越高，凝結(jié)傳熱系數(shù)越小.

關(guān)鍵詞： 水平單管； 管外冷凝； 傳熱系數(shù)

中圖分類號： TK 124 文獻標(biāo)志碼： A

An Experimental Study on Condensation Heat Transfer Outside

the Single 19.05 mm Enhanced Tube

WANG Yonghong1， TAO Leren2， HUANG Lihao2

（1.Trane Air Conditioning System Co.，Ltd.， Shanghai 200021， China；

2.School of Energy and Power Engineering， University of Shanghai for Science and Technology， Shanghai 200093， China）

Abstract：With the increasing of energy crisis，energy conservation and environmental protection have attracted wide attention in the world.It is also important to use the heat transfer equipment in industry area.Here，one single horizontal tube experiment apparatus combining with boiling and condensation was built for heat transfer.Heat transfer measurements of different refrigerants on the enhanced tube with diameter of 19.05 mm were carried out.It is found that，in the case of different water flows，the overall heat transfer coefficient of the enhanced tube increased with the increasing of the temperature of inlet cooling water.And at a certain temperature of the cooling water，the overall heat transfer coefficient of the enhanced tube increased with the increasing of flows of cooling water.We also found that the heat transfer coefficient of R410A was higher than R134a by around 1.28%-3.39%，and the higher saturation condensation temperature showed the smaller heat transfer coefficient.

Keywords：horizontal tube； tube condensation； heat transfer coefficient

由于世界能源的日趨緊張，以節(jié)約能源和原材料為目的，采用新技術(shù)、新材料和新工藝開發(fā)高效換熱器已成為換熱界一個重要研究方向[1].管殼式冷凝器作為制冷空調(diào)領(lǐng)域里必不可少的部件，在企業(yè)投資、原料耗材和能源消耗中占據(jù)很大的比例，現(xiàn)代冷水機組中冷凝器約占總質(zhì)量的30%[2]，因而通過提高換熱器的換熱效率來達到節(jié)能、節(jié)材的意義是不言而喻的.

大部分的理論和試驗研究成果已經(jīng)分析了翅片尺寸、管材料以及冷凝液特性對翅片管凝結(jié)換熱的作用.基于此，對光管進行了明顯的改善，這是為了增加表面積以及通過表面張力誘發(fā)的壓力梯度降低冷凝液膜的厚度.通過增加表面積以及翅片側(cè)的冷凝排液增強了翅片管的傳熱性能[3].最早引入翅片管強化換熱的理論起源于1940年.之后，諸如重力排液、表面張力排液以及由于表面張力引起的冷凝液滯留模型也相繼誕生.Beatty等[4]開始預(yù)測水平翅片管外冷凝傳熱速率，其模型是基于Nusselt[5]對豎直壁面及水平管的膜狀冷凝方程，認(rèn)為冷凝液并沒有保存在翅片之間，表面張力可以忽略，而只考慮重力對冷凝排液的作用.Gregorig[6]最早分析了表面張力對豎直槽管冷凝傳熱系數(shù)的作用，認(rèn)為表面張力可以減小凹槽尖端冷凝液膜的厚度，強化換熱效果.此后，Karkhu等[7]首先將表面張力的概念應(yīng)用于水平翅片管純蒸汽的冷凝過程，假設(shè)淹沒區(qū)域是恒定的，不依賴于翅片尺寸和流體特性.Rifert等[8]修改了Karkhu等的模型，并說明管尺寸及流體特性對冷凝液滯留的作用.以上理論模型都忽略了一個非常重要的因素：壁面溫度的不均勻性.他們認(rèn)為沿管表面周向溫度的分布是均勻的.Honda等[9]的研究包括變壁溫的影響，提出一種適用廣泛并可以預(yù)測水平低翅片管冷凝液膜的平均傳熱系數(shù)的方法.Park等[10]發(fā)現(xiàn)對于HCFC123的冷凝，當(dāng)翅片密度增加到1 102 fpm（1 fpm=0.005 08 m/s）時，其傳熱系數(shù)逐漸增加；當(dāng)翅片密度進一步增大時，其傳熱系數(shù)迅速減小.Al-Badri等[11]發(fā)展了水平翅片管冷凝換熱的單元預(yù)測模型，該模型與試驗結(jié)果非常符合，其最大偏差為4.7%.

本文運用管外凝結(jié)、沸騰換熱機理，設(shè)計了一套集冷凝和沸騰于一體的綜合實驗臺.該實驗臺用隔膜泵替代傳統(tǒng)壓縮機作為系統(tǒng)的驅(qū)動裝置，可以測試不同制冷工質(zhì)、不同管型等試驗，同時完全避免了潤滑油對工質(zhì)換熱性能的影響，為建立普遍的關(guān)聯(lián)式打下堅實的基礎(chǔ).

1 試驗裝置及設(shè)計

1.1 試驗裝置

試驗裝置如圖1（a）及（b）所示.其主要部件有：儲液罐、制冷劑泵、換熱器3、電子膨脹閥（EXV1及EXV2）、試驗段、換熱器2、冷水機組、換熱器1以及質(zhì)量流量計G1.試驗段帶有視液鏡，用于可視化，觀察沸騰及凝結(jié)特性.試驗段長2 000 mm（試驗段為外壁翅片管，其中由胚管段和肋化段組成），并通過法蘭及螺母裝配在測試?yán)淠鲀?nèi).試驗段的尺寸等細(xì)節(jié)如圖2及表1所示.

1.2 試驗裝置所用儀表及精度為保證試驗系統(tǒng)的可靠性及準(zhǔn)確性，根據(jù)不同的測量要求采用合適的測試儀表，具體見表2.

1.3 數(shù)據(jù)處理

（1） 試驗段水側(cè)換熱量Qw

Qw=ρcwCp，cwG2T5-T6

式中：T5和T6分別為試驗段出口、入口水溫；ρcw為水的密度；Cp，cw為水的比熱容；G2為試驗段水流量.

（2） 試驗段制冷劑側(cè)換熱量Qr

Qr=G1i2-i1

式中：G1為制冷劑的質(zhì)量流量；i1為試驗段制冷劑進口焓值；i2為試驗段制冷劑出口焓值.

（3） 熱平衡誤差η1

η1=2Qr-QwQr+Qw×100%

（4） 總傳熱系數(shù)K

K=QAΔtm

式中：Q為換熱量Qw與Qr的平均值；A為以銅管坯管外表面為基準(zhǔn)的換熱面積；Δtm為對數(shù)平均溫差.

（5） 換熱管管內(nèi)平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hi

針對管內(nèi)光滑水平管，管內(nèi)對流傳熱系數(shù)可用Dittus-Boelter關(guān)聯(lián)式計算，可得光滑管內(nèi)對流傳熱系數(shù)hi：

hi=0.023λidiRe0.8iPr0.4i

式中：λi為管內(nèi)蒸餾水導(dǎo)熱系數(shù)；di為換熱管內(nèi)徑；Rei為管內(nèi)蒸餾水的雷諾數(shù)；Pri為管內(nèi)換熱蒸餾水的普朗特數(shù).

（6） 熱阻分離法

1K=AoAi1hi+1ho

式中：K為總傳熱系數(shù)；Ai，Ao分別為銅管名義內(nèi)外表面積；hi，ho分別為管內(nèi)、外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù).

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 光管管外凝結(jié)換熱試驗校核

首先利用Nusselt模型對制冷劑R22應(yīng)用于光滑管時的凝結(jié)換熱進行校核.對于直徑15.88 mm的光滑管，在Ts=35 ℃冷凝溫度下，試驗段水流量1 000 L/h（即光滑管內(nèi)水流速1.5 m/s）情況下，管外傳熱系數(shù)ho隨銅管壁面過冷度的增大而降低，見圖3.

這主要是因為隨著銅管壁面過冷度的增大，銅管換熱壁面附著的凝結(jié)液膜逐漸增多，從而加厚了液膜厚度.液膜厚度的增加增大了熱阻，阻礙了熱量的傳遞，最終導(dǎo)致了管外傳熱系數(shù)的降低.

同時，通過Nusselt理論公式計算出管外傳熱系數(shù)ho，理論計算值與試驗值對比發(fā)現(xiàn)，兩者誤差均在±5%以內(nèi)，所以試驗裝置與方法是可信的.

2.2 強化換熱管管外凝結(jié)換熱試驗結(jié)果與分析

圖4為R410A，35 ℃冷凝，水流量1.8 m3/h的強化管外凝結(jié)液脫落過程.凝結(jié)開始時，在強化管外壁面逐漸形成很多細(xì)小的液珠，此時凝結(jié)液未能完全濕潤換熱管外壁面.隨著凝結(jié)液的逐漸增多，換熱壁面的細(xì)小液珠逐漸增多，直到完全覆蓋換熱壁面形成液膜，同時液膜厚度逐漸增大，最后在重力作用下液膜開始從換熱壁面脫落，逐滴落下，當(dāng)換熱量較大時會呈現(xiàn)珠簾狀脫落.

圖5為35 ℃冷凝條件下，強化管入口冷凝水溫與總傳熱系數(shù)的關(guān)系.由圖5可知，在冷凝水流量一定的情況下，換熱強化管的總體傳熱系數(shù)隨著試驗管入口冷凝水溫的上升而逐漸升高.其原因是，在冷凝溫度一定時，隨著管內(nèi)水溫的升高，換熱管的壁面過冷度逐漸減小，冷凝傳熱速率放緩，換熱管壁面凝結(jié)液液膜厚度變薄，換熱熱阻變小，管外凝結(jié)傳熱系數(shù)逐漸變大；而管內(nèi)對流傳熱系數(shù)在湍流狀態(tài)下與流速的0.8次方成正比，所以管外凝結(jié)傳熱系數(shù)的增大導(dǎo)致總體傳熱系數(shù)K的增大，這與圖3的試驗結(jié)果一致.

圖6為35 ℃冷凝工況下強化換熱管整體傳熱系數(shù)隨換熱管內(nèi)水流量的變化關(guān)系.從圖6中可以看出，無論是制冷劑R134a還是制冷劑R410A，在一定的冷凝水溫度下，強化換熱管的總體傳熱系數(shù)都隨著冷凝水流量的增大而逐漸升高.這主要是因為在冷凝水溫度一定時，隨著強化換熱管內(nèi)水流量的增加，管內(nèi)冷凝水流速逐漸增大，擾動也逐漸增強，這樣就增強了換熱管內(nèi)側(cè)冷凝水與換熱管內(nèi)壁的換熱效果，最終導(dǎo)致了換熱管整體換熱效果的增強，總體傳熱系數(shù)隨冷凝水流量的增大而逐漸升高.

同時從圖6中可知，相同試驗條件下，當(dāng)試驗工質(zhì)為制冷劑R410A時，強化換熱管的整體傳熱系數(shù)要高于以R134a為制冷劑時的試驗（相同工況下，R410A時傳熱系數(shù)比R134a高出約1.28%～3.39%）.這主要是由制冷劑的性質(zhì)決定的，制冷劑R410A的導(dǎo)熱率及流動特性都明顯強于制冷劑R134a.所以相同工況下，換熱工質(zhì)為制冷劑R410A時換熱管的換熱性能要強于制冷劑R134a時的換熱性能.所以當(dāng)用R410A來替代制冷劑R22時相比R134a可以采用更小換熱面積的換熱器，有更好的經(jīng)濟效益.

圖7為制冷劑R410A和R134a時換熱管總體傳熱系數(shù)隨冷凝溫度的變化關(guān)系.由圖7可見，凝結(jié)換熱試驗冷凝溫度越高，凝結(jié)換熱傳熱系數(shù)K越小.在試驗段入口水溫不變的情況下，冷凝溫度越大，換熱溫差越大，換熱量越大；但換熱溫差變大的同時，冷凝加劇，換熱面液膜厚度增加，從而又增大了換熱熱阻.而對于制冷劑R410A和R134a，液膜厚度增大引起的熱阻增大程度要大于換熱量的增加，所以導(dǎo)致凝結(jié)傳熱系數(shù)K隨冷凝溫度的升高而變小.

3 結(jié) 論

（1） 不同水流量下試驗管進口冷凝水溫與總傳熱系數(shù)K的關(guān)系為，換熱強化管的總體傳熱系數(shù)K隨著試驗管入口冷凝水溫的上升而逐漸升高.

（2） 不同換熱工質(zhì)時試驗管內(nèi)冷凝水流量與換熱管總傳熱系數(shù)的關(guān)系為，在一定的冷凝水溫度下，強化換熱管的總體傳熱系數(shù)隨著冷凝水流量的增大而逐漸升高.相同工況下，R410A時傳熱系數(shù)比R134a高出約1.28%～3.39%.

（3） 冷凝水30 ℃、工質(zhì)R410A和R134a時換熱管凝結(jié)傳熱系數(shù)與飽和溫度關(guān)系為，凝結(jié)換熱試驗飽和溫度越高，凝結(jié)換熱傳熱系數(shù)K越小.

參考文獻：

[1] 張兵，揭基華.R22飽和蒸汽在CS水平管外凝結(jié)換熱的實驗研究[J].制冷與空調(diào)，2006，6（3）：75-77.

[2] 林宗虎.強化傳熱及其工程應(yīng)用[M].北京：機械工業(yè)出版社，1987.

[3] SAJJAN S K，KUMAR R，GUPTA A.Experimental investigation during condensation of R-600a vapor over single horizontal integral-fin tubes[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2015，88：247-255.

[4] BEATTY K O，KATZ D L.Condensation of vapors on outside of finnedtubes[J].Chemical Engineering Progress，1948，44（1）：55-70.

[5] NUSSELT W.Die Oberflaohen-kondensation des wasserdampfes[J].VDI Zeitung，1916，60：541-546，569-575.

[6] GREGORIG R.Hautkondensation an feingewellten Oberflchen bei Berücksichtigung der Oberflchenspannungen[J].Zeitschrift für angewandte Mathematik und Physik ZAMP，1954，5（1）：36-49.

[7] KARKHU V A，BOROVKOV V P.Film condensation of vapor at finely finned horizontal tubes[J].Heat Transfer-Soviet Research，1971，3（2）：183-191.

[8] RIFERT V G，BARABASH P A，VIZEL Y F，et al.Effect of surface tension on the hydrodynamics and heat transfer in condensation of vapor on finned or corrugated surfaces[J].Heat Transfer-Soviet Research，1985，17（1）：18-27.

[9] HONDA H，NOZU S.A prediction method for heat transfer during film condensation on horizontal low integral-fin tubes[J].Journal of Heat Transfer，1987，109（1）：218-225.

[10] PARK K J，JUNG D.Optimum fin density of low fin tubes for the condensers of building chillers with HCFC123[J].Energy Conversion and Management，2008，49（8）：2090-2094.

[11] AL-BADRI A R，GEBAUER T，LEIPERTZ A，et al.Element by element prediction model of condensation heat transfer on a horizontal integral finned tube[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2013，62：463-472.