R404A在Y形翅水平管外的降膜蒸發(fā)換熱特性

上海理工大學(xué) 丁 聰 歐陽新萍 秦 潔 蘇肖雅

0 引言

制冷劑替代的研究一直是制冷行業(yè)的重要工作。R404A是R22的替代工質(zhì)之一，其消耗臭氧潛能值ODP為零，是一種近共沸制冷劑，在中低溫制冷系統(tǒng)中得到了廣泛應(yīng)用。R404A的全球變暖潛能值GWP較高，田華[1]、馬一太等人[2]提出的減量延續(xù)技術(shù)給出了R404A制冷劑可能的應(yīng)用前景。

降膜蒸發(fā)器具有換熱性能好、蒸發(fā)器體積小、制冷劑充注量少、回油性能好等優(yōu)點(diǎn)[3]，是一種發(fā)展?jié)摿^大的可應(yīng)用減量延續(xù)技術(shù)的高效換熱器。由于降膜蒸發(fā)技術(shù)顯著的優(yōu)勢(shì)，近年來國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)降膜蒸發(fā)技術(shù)展開了深入的研究。

影響水平管外降膜蒸發(fā)的因素較多，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要從噴淋密度、蒸發(fā)溫度、熱流密度等參數(shù)變化對(duì)其換熱性能的影響展開了實(shí)驗(yàn)研究。陳學(xué)等人[4]和路慧霞等人[5]的研究指出，噴淋密度主要影響換熱管表面的液膜流速、厚度等，不同的噴淋密度范圍、換熱管管徑等實(shí)驗(yàn)條件的差異都將導(dǎo)致對(duì)傳熱的影響不同。牟興森等人探究了噴淋雷諾數(shù)對(duì)降膜蒸發(fā)換熱性能的影響，并提出了臨界雷諾數(shù)的概念[6]。從文獻(xiàn)[7-8]中可以看到蒸發(fā)溫度的變化主要影響實(shí)驗(yàn)工質(zhì)的物性，其中黏度對(duì)溫度變化很敏感，對(duì)傳熱系數(shù)影響較大。Chien等人對(duì)光滑管和3種強(qiáng)化管進(jìn)行了降膜蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)研究，探究了熱流密度對(duì)降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的影響，發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)隨著熱流密度的增大而增大[9]。

降膜蒸發(fā)的傳熱熱阻主要集中在管外降膜蒸發(fā)側(cè)，對(duì)管外進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)化，開發(fā)合理有效的強(qiáng)化表面可大幅提高降膜蒸發(fā)換熱效率。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于換熱管型的設(shè)計(jì)進(jìn)行了探索。Putilin等人研究了3種不同表面結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)對(duì)降膜蒸發(fā)換熱性能的影響，并著重研究了槽寬、槽深、槽間距對(duì)其換熱性能的影響[10]。Silk等人也進(jìn)行了不同強(qiáng)化表面對(duì)降膜蒸發(fā)換熱效果的實(shí)驗(yàn)研究，通過對(duì)比立方翅、錐型翅和直翅3種強(qiáng)化結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)直翅的強(qiáng)化效果最佳，重點(diǎn)分析了熱流密度與強(qiáng)化結(jié)構(gòu)之間的關(guān)系[11]。Zhao等人在降膜蒸發(fā)方面進(jìn)行了深入研究，對(duì)不同制冷劑在水平強(qiáng)化管外的降膜蒸發(fā)性能進(jìn)行了探討，研究結(jié)果表明表面強(qiáng)化結(jié)構(gòu)的作用效果與制冷劑種類有關(guān)[12-13]。

綜合上述學(xué)者的研究成果，本文針對(duì)一種新型的Y形翅水平強(qiáng)化管，采用R404A在管外進(jìn)行降膜蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)，研究各種參數(shù)對(duì)其換熱性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

水平管外降膜蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示。該實(shí)驗(yàn)臺(tái)由管外降膜蒸發(fā)和管外冷凝兩部分組成，圖1右側(cè)為蒸發(fā)冷凝筒體，本次實(shí)驗(yàn)Y形翅蒸發(fā)管位于筒體左下方，冷凝管位于筒體右下方。其中，冷凝部分作為本次降膜蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)的輔助環(huán)節(jié)。該實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由如下三部分構(gòu)成。

1) 制冷劑循環(huán)回路：筒體底部的飽和制冷劑液體經(jīng)過冷器過冷，在屏蔽泵驅(qū)動(dòng)下流經(jīng)質(zhì)量流量計(jì)后進(jìn)入布液器，經(jīng)布液器噴淋管噴淋，在蒸發(fā)管表面形成均勻分布的薄膜。制冷劑吸收蒸發(fā)管內(nèi)熱水的熱量，蒸發(fā)為制冷劑氣體，經(jīng)蒸發(fā)冷凝筒體的丁字形隔板進(jìn)入冷凝側(cè)。制冷劑氣體與冷凝側(cè)管壁進(jìn)行換熱凝結(jié)成制冷劑液體回到筒體底部，從而完成制冷劑循環(huán)。

2) 蒸發(fā)側(cè)熱水循環(huán)回路：循環(huán)水在水泵的驅(qū)動(dòng)下，經(jīng)電加熱器加熱至所需溫度，而后經(jīng)電磁流量計(jì)流入蒸發(fā)管內(nèi)，為蒸發(fā)管外制冷劑蒸發(fā)提供熱量、完成循環(huán)。

3) 冷凝側(cè)乙二醇水溶液循環(huán)回路：乙二醇溶液在乙二醇箱中被室外風(fēng)冷制冷機(jī)組降溫，由電加熱器調(diào)控溫度后流入冷凝管內(nèi)，為管外制冷劑提供冷量，再返回乙二醇箱中完成循環(huán)。

本次實(shí)驗(yàn)中，溫度測(cè)量選取7個(gè)Pt100熱電阻溫度傳感器，測(cè)量精度為±0.15 ℃；壓力傳感器的量程為0～3.5 MPa，測(cè)量精度為調(diào)校量程的±0.5%；流量測(cè)量采用電磁流量傳感器和質(zhì)量流量計(jì)，精度均為量程的±0.2%。經(jīng)過不確定度分析計(jì)算得到傳熱系數(shù)K的不確定度為12.83%。

實(shí)驗(yàn)管件為管外Y形翅+內(nèi)螺紋雙側(cè)強(qiáng)化管，簡(jiǎn)稱為Y形管。圖2、3分別為Y形管的管外微觀結(jié)構(gòu)圖和剖面圖。圖4為Y形管的幾何結(jié)構(gòu)圖。Y形管表面結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖2 Y形管微觀結(jié)構(gòu)圖

圖3 Y形管剖面圖

圖4 Y形管幾何結(jié)構(gòu)圖

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)的主要目的是研究換熱管的管外換熱特性。首先進(jìn)行蒸發(fā)管內(nèi)熱水換熱量Qe和冷凝管內(nèi)乙二醇水溶液換熱量Qc的計(jì)算，再根據(jù)熱平衡關(guān)系式進(jìn)行校核，本次實(shí)驗(yàn)熱平衡誤差在5%以內(nèi)。具體公式如下。

表1 Y形管結(jié)構(gòu)參數(shù)

蒸發(fā)側(cè)換熱量Qe：

Qe=mecpΔt=Veρecp(t2-t1)

(1)

冷凝側(cè)換熱量Qc：

Qc=mcc′pΔt=Vcρcc′p(t′1-t′2)

(2)

總傳熱系數(shù)K：

(3)

式(1)～(3)中me、mc分別為熱水和乙二醇水溶液的質(zhì)量流量，kg/s；Ve、Vc分別為熱水和乙二醇水溶液的體積流量，m3/s；ρe、ρc分別為熱水和乙二醇水溶液的密度，kg/m3；cp、c′p分別為熱水和乙二醇水溶液的比定壓熱容，J/(kg·K)；t1、t2分別為熱水進(jìn)出口溫度，℃；t′1、t′2分別為乙二醇水溶液進(jìn)出口溫度，℃；Δtlmtd為對(duì)數(shù)平均溫差，℃；Ao為換熱管外表名義面積，采用外表面光滑面積，m2。

本次實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理中，為研究管外換熱性能，采用熱阻分離法將管外表面換熱系數(shù)ho從總傳熱系數(shù)K中分離出來，具體過程闡述如下。

由于翅片材料為銅，且翅高不到1 mm，其翅效率接近1，故翅面總效率也近似取1。忽略污垢熱阻，則傳熱過程方程可表示為

(4)

式中Ai為換熱管內(nèi)表面換熱面積，m2；hi為管內(nèi)表面換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Rw為管壁熱阻，m2·K/W。

式(4)中hi、ho為未知，本文采用修正的Wilson圖解法，即Wilson-Gnielinski[14]圖解法來進(jìn)行hi、ho的分離計(jì)算。

Gnielinski關(guān)聯(lián)式：

(5)

式中Nuf、Prf分別為管內(nèi)流體的努塞爾數(shù)和普朗特?cái)?shù)；Ref為雷諾數(shù)；fp為管內(nèi)流動(dòng)的達(dá)西摩擦系數(shù)，可根據(jù)Filonenko公式進(jìn)行計(jì)算；ct為溫度修正系數(shù)，如式(7)所示

fp=(1.82lgRef-1.64)-2

(6)

(7)

式中Prw為壁面溫度下的普朗特?cái)?shù)，其中壁面溫度可以由迭代的方法計(jì)算得到。

由式(5)可得光滑管管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)his，可表示為

(8)

式中λf為管內(nèi)流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

對(duì)于強(qiáng)化管而言，目前尚沒有統(tǒng)一的適用于所有強(qiáng)化管的管內(nèi)傳熱關(guān)聯(lián)式。不過可以認(rèn)為強(qiáng)化管的管內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)是光滑管的ci倍，即hi=cihis，將其代入式(4)中可得到如下表達(dá)式：

(9)

在實(shí)驗(yàn)過程中，為滿足Wilson-Gnielinski圖解法要求，將管外影響傳熱的參數(shù)保持不變，從而使得管外換熱熱阻不變。令Y=1/K，m=1/ci，X=Ao/(hisAi)，b=1/ho+Rw。則式(9)可簡(jiǎn)化為Y=mX+b的形式。將得到的(1/K)-(Ao/(his·Ai))實(shí)驗(yàn)狀態(tài)點(diǎn)進(jìn)行線性擬合，得到所得直線的斜率為m，m的倒數(shù)即ci，進(jìn)而得到hi，再通過式(4)的變形可以計(jì)算得到ho，如式(10)所示。

(10)

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 噴淋密度對(duì)Y形管換熱特性的影響

實(shí)驗(yàn)過程中，保持蒸發(fā)管內(nèi)水速為2 m/s，蒸發(fā)溫度為5 ℃，熱流密度為25 kW/m2，調(diào)節(jié)屏蔽泵的轉(zhuǎn)速，控制單位管長(zhǎng)單側(cè)制冷劑噴淋密度Γ在0.039～0.056 kg/(m·s)之間變化，進(jìn)而得到Y(jié)形管的總傳熱系數(shù)K和管外降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)ho的變化趨勢(shì)，如圖5所示。

圖5 Y形管傳熱系數(shù)隨噴淋密度的變化

由圖5可以看到，Y形管K和ho隨著Γ的增加呈現(xiàn)先增加后下降的趨勢(shì)，并存在最佳噴淋密度值。這是由于在低噴淋密度下，換熱管表面覆蓋液膜較薄，液膜波動(dòng)比較小，黏滯力起主要作用，傳熱過程主要依靠導(dǎo)熱來完成，ho比較小。隨著Γ的不斷增加，液膜對(duì)壁面擾動(dòng)增強(qiáng)，慣性力起主要作用，此時(shí)傳熱過程以對(duì)流擴(kuò)散為主，ho不斷增大；同時(shí)Y形管具有較高的翅片高度，液膜覆蓋區(qū)域較大，可以有效地增加換熱面積，從而強(qiáng)化換熱效果。隨著Γ的繼續(xù)增大，液膜逐漸加厚，則壁面換熱熱阻不斷增加，其效果強(qiáng)于液膜對(duì)壁面的擾動(dòng)，從而ho呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。當(dāng)液膜的波動(dòng)對(duì)ho的增強(qiáng)效果與液膜厚度的增加對(duì)傳熱過程的減弱效果達(dá)到平衡時(shí)，傳熱效果達(dá)到最佳，因而存在最佳噴淋密度值，K的變化過程與ho相似。本次實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)Γ達(dá)到0.052 5 kg/(m·s)附近時(shí)，傳熱系數(shù)可達(dá)到最大值。在實(shí)際應(yīng)用中，可將噴淋密度范圍控制在最佳值附近，以獲取更大的傳熱系數(shù)。

2.2 蒸發(fā)溫度對(duì)Y形管換熱特性的影響

實(shí)驗(yàn)工況：Γ維持在0.043 kg/(m·s)，蒸發(fā)管內(nèi)水流速為2 m/s，熱流密度為25 kW/m2，蒸發(fā)溫度t從 5 ℃增加至20 ℃，每隔5 ℃為一個(gè)工況點(diǎn)。Y形管傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的變化如圖6所示。

圖6 Y形管傳熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度的變化

由圖6可以看出，Y形管K和ho隨著t的升高呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)。上述變化趨勢(shì)與制冷劑的物性相關(guān)，主要由制冷劑R404A的導(dǎo)熱系數(shù)、表面張力及黏度三者共同作用決定。隨著t的升高，R404A的導(dǎo)熱系數(shù)不斷減小，從而使傳熱系數(shù)不斷減小，此時(shí)導(dǎo)熱系數(shù)的影響占主導(dǎo)地位。隨著t的進(jìn)一步升高(t高于10 ℃)，R404A的表面張力及黏度逐漸減小，其對(duì)換熱性能的影響開始顯現(xiàn)，表面張力減小，液膜波動(dòng)幅度增大，黏度減小使得液膜慣性力增強(qiáng)，流速加快，厚度減小，在表面張力和黏度的作用下，導(dǎo)熱系數(shù)對(duì)傳熱系數(shù)的影響不再起主導(dǎo)作用，K和ho開始增大。

2.3 熱流密度對(duì)Y形管換熱特性的影響

實(shí)驗(yàn)工況：Γ維持在0.043 kg/(m·s)，蒸發(fā)管內(nèi)水流速為2 m/s，蒸發(fā)溫度為5 ℃，熱流密度q在15～30 kW/m2范圍內(nèi)變化。Y形管傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化如圖7所示。

圖7 Y形管傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化

由圖7可以看出，Y形管所對(duì)應(yīng)的ho和K隨著q的增大呈現(xiàn)先增大后下降的趨勢(shì)。這是由于Y形翅頂部的特殊結(jié)構(gòu)所形成的狹小縫隙是汽化核心的活化區(qū)域，使得在較小的壁面過熱度下，氣泡在狹縫內(nèi)擾動(dòng)劇烈，換熱增強(qiáng)；而隨著q的增大，管壁溫度升高，壁面過熱度增大，實(shí)驗(yàn)過程中所提供的Γ太小，無法滿足蒸發(fā)的需求，使得換熱管壁面局部出現(xiàn)“干涸”，從而傳熱系數(shù)有所下降。為進(jìn)一步探究噴淋密度、熱流密度對(duì)換熱性能的影響，針對(duì)Y形管進(jìn)行了2種不同噴淋密度下的變熱流密度實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8所示。

圖8 Y形管在不同噴淋密度下ho隨熱流密度的變化

由圖8可以看出，熱流密度對(duì)強(qiáng)化管降膜蒸發(fā)換熱性能的影響受到噴淋密度的制約，在不同的噴淋量下，隨著熱流密度的增大，傳熱系數(shù)曲線的斜率明顯不同。在較低噴淋量下，當(dāng)壁面過熱度很小時(shí)，R404A對(duì)Y形管頂端氣泡捕捉較為敏感，氣泡擾動(dòng)作用增強(qiáng)，傳熱系數(shù)上升較快。而隨著熱流密度的繼續(xù)增加，噴淋量不足以滿足蒸發(fā)量的情況下，在較低噴淋量下傳熱系數(shù)下降趨勢(shì)更快，說明壁面干涸對(duì)傳熱惡化效果更強(qiáng)。而在2種噴淋量下，出現(xiàn)干涸狀況熱流密度的轉(zhuǎn)折點(diǎn)不同。因此，在實(shí)際應(yīng)用過程中，需要根據(jù)熱流密度來采用合適的噴淋密度，避免管壁出現(xiàn)干涸現(xiàn)象。

2.4 Y形管降膜蒸發(fā)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

綜合上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果，探究了降膜蒸發(fā)的單一因素對(duì)換熱性能的影響。為了尋找出影響降膜蒸發(fā)換熱性能的主要影響因素，并找到最佳實(shí)驗(yàn)狀態(tài)點(diǎn)組合，達(dá)到最好的強(qiáng)化換熱水平，本次實(shí)驗(yàn)對(duì)Y形管進(jìn)行了降膜蒸發(fā)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)。有關(guān)正交試驗(yàn)的方法詳見文獻(xiàn)[15-17]。本次試驗(yàn)的影響因素分別為A噴淋密度、B蒸發(fā)溫度、C熱流密度。對(duì)各因素狀態(tài)點(diǎn)的組合進(jìn)行了16組試驗(yàn)，并采用極差分析的方法得到了最優(yōu)組合。極差分析最終結(jié)果表明3個(gè)因素的影響程度依次為C>A>B。即對(duì)于降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)而言，熱流密度的影響最大，噴淋密度的影響緊隨其后，蒸發(fā)溫度的影響最小。根據(jù)3個(gè)試驗(yàn)因素對(duì)降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的影響程度，在設(shè)計(jì)試驗(yàn)工況時(shí)需要重點(diǎn)考慮熱流密度和噴淋密度工況點(diǎn)選擇，盡可能避免有效工況點(diǎn)的遺漏。

表2為正交試驗(yàn)因素和水平，以因素的不同水平取值為橫坐標(biāo)，以ho為縱坐標(biāo)，得到如圖9所示的影響趨勢(shì)圖。從圖9可以看出，當(dāng)Γ=0.046 5 kg/(m·s)、t=20 ℃、q=20 kW/m2時(shí)對(duì)應(yīng)的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)最大，最優(yōu)組合為A3、B4、C2。

表2 Y形管正交試驗(yàn)結(jié)果分析表

圖9 因素與降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)指標(biāo)趨勢(shì)圖

2.5 降膜蒸發(fā)傳熱關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)

針對(duì)制冷劑R404A在Y形管上的降膜蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，利用量綱一分析及多元非線性回歸進(jìn)行降膜蒸發(fā)傳熱關(guān)聯(lián)式的擬合。參照Baruah等人[18]和Christians等人[19]的量綱一分析方法，本次關(guān)聯(lián)式擬合采用式(11)所示的量綱一數(shù)。

(11)

式中σ為制冷劑液相表面張力，N/m；d′o為強(qiáng)化管外徑，m；hlv為制冷劑的汽化潛熱，kJ/kg；μl為制冷劑液相的黏度，Pa·s；ρl、ρv分別為制冷劑液相、氣相密度，kg/m3。

根據(jù)Baruah等人[18]提出的理論模型，本次所采用的擬合模型如式(12)所示。

(12)

式中C、a1～a5均為待求系數(shù)；Re為制冷劑R404A液體流動(dòng)的雷諾數(shù)；X1=hf/dr，其中dr為翅片根部外徑，m；X2=fddr，其中fd為單位長(zhǎng)度翅的數(shù)量，m-1；X3=Aact/Anom，其中Aact、Anom分別為實(shí)際管外面積、不算翅片的名義管外面積，m2；Pr為制冷劑R404A液體流動(dòng)的普朗特?cái)?shù)。

由于Y形翅的翅形結(jié)構(gòu)已經(jīng)固定，故X1、X2、X3均為常數(shù)，將其合并在常數(shù)C中可簡(jiǎn)化為式(13)：

(13)

式中C3為待求系數(shù)。

對(duì)Y形管進(jìn)行多元非線性擬合，得到如下傳熱預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式：

(14)

式(14)的適用范圍為：518

圖10為傳熱預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式計(jì)算所得到的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)與實(shí)驗(yàn)所得到的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)的誤差圖，可以看到降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與計(jì)算值的偏差在±20%之內(nèi)(置信度為95%)，說明關(guān)聯(lián)式合理。

圖10 管外降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值偏差

3 結(jié)論

1) 通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比分析，得出了R404A在上述各參數(shù)變化下針對(duì)Y形管換熱性能的變化規(guī)律。并通過正交試驗(yàn)的設(shè)計(jì)和極差分析的方法得出:對(duì)于Y形管降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)而言，熱流密度對(duì)其影響最大，噴淋密度的影響緊隨其后，蒸發(fā)溫度的影響最小。

2) 熱流密度對(duì)Y形管的降膜蒸發(fā)換熱性能的影響受到噴淋密度的制約，在實(shí)際應(yīng)用過程中，需要根據(jù)熱流密度采用合適的噴淋密度，避免管壁出現(xiàn)干涸現(xiàn)象。在本實(shí)驗(yàn)條件下，存在最佳噴淋密度值。蒸發(fā)溫度對(duì)換熱性能的影響與制冷劑的物性有關(guān)。

3) 針對(duì)Y形管的降膜蒸發(fā)傳熱關(guān)聯(lián)式擬合所采用的理論模型可以延伸用于翅片結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)強(qiáng)化換熱管降膜蒸發(fā)換熱性能的影響。