水平管內冷凝換熱實驗研究

顧宗保 ,郭 雨 ,李 蔚,2 ,何 燕*

(1.青島科技大學 機電工程學院,山東 青島 266061;2.浙江大學 能源工程學院,浙江 杭州 310027)

兩相換熱作為一種高效的換熱方式,深入應用于國民生活的各個領域。而兩相流態(tài)則影響著換熱管路的換熱系數(shù)和壓降。流態(tài)分析是分析兩相流動最常用的方式之一。事實上,水平管內部的兩相流動受到蒸汽剪切力或重力的支配。例如,當重力支配內部流動時,管內流動表現(xiàn)為分層波狀流態(tài)和間歇流態(tài),當剪切力支配內部流動時,管內流動表現(xiàn)為環(huán)狀流態(tài)。在評估兩相換熱系統(tǒng)的性能時,質量流量,干度、飽和溫度等等都將對流態(tài)產生影響,同時也會使經典模型的預測產生偏差。為設計更高效的兩相換熱系統(tǒng),使用流形圖來確定各個工況下的兩相流態(tài),了解兩相流態(tài)的轉變及其在過程中的影響是很有必要的。

學者們對兩相流形圖做了大量的研究。例如:BAKER[1]首次創(chuàng)建了空氣-油和油-水流形圖,使用液體和氣體的質量流量來繪制流形圖。TEITEL和DUKLER[2]則對兩種流態(tài)間的轉變做了詳細的描述。他們所開發(fā)的流形圖也是最廣為人知的。STEINER[3]對他們的工作做了修正,以質量流量和干度來繪制流形圖,使冷凝或蒸發(fā)過程更為清晰。KATTAN 等[4]和HAJAL等[5]也采用了類似的方式來呈現(xiàn)流形圖。CAVALLINI等[6]也提出了一種較為簡便的流形劃分模式,依據簡單的判據來確定兩種不同流態(tài)間的轉換。使用弗洛德數(shù)(JG)和馬丁內利參數(shù)(Xtt)對質量流量范圍進行劃分進而來判別流動狀態(tài)。

國內外通過提高表面粗糙度來增強水平管內的冷凝和沸騰傳熱已經是非常普遍。LIU 和SAKR[7]對幾種被動強化技術進行了回顧,如粗糙表面和添加凹坑等技術。CHEN 等[8]早在2001年以水作為工質在凹坑管中進行了單相實驗研究,他們的結果表明:在給定雷諾數(shù)下,凹坑管的換熱性能是光管的1.25～2.37倍。XIE等[9]通過建立k-ε湍流模型來計算凹坑管內的單相換熱性能,其雷諾數(shù)范圍:5 000～30 000。他們認為凹坑管換熱系數(shù)可能會受到其表面凹坑的大小及深度的影響。ZHENG 等[10]同樣進行了數(shù)值方面的研究,他們采用由凹坑或凸起強化后的微通道,以水作為工質,待流動充分發(fā)展后通過微通道。對于圓形微通道,在其內表面具有對稱的凸起時表現(xiàn)出極好的換熱性能。而對于環(huán)型通道,表面凸起通道的換熱強化效果比表面凹坑通道表現(xiàn)更好。MASHOUF等[11]在水平管和凹坑管內進行了R600a對流冷凝實驗研究。他們發(fā)現(xiàn)凹坑管的傳熱系數(shù)是光管的1.2～2.0倍。此外,他們還指出在凹坑管中,較低的干度下會發(fā)生間歇流向環(huán)形流的過渡。WANG 等[12]研究了冷風在不同凹坑排列的凹坑管中的傳熱特性。結果發(fā)現(xiàn),平行或交錯布置凹坑的管子具有相似的性能。AROONRAT 和WONGWISES[13]使用R134a在球形凹坑管內進行冷凝實驗研究,他們發(fā)現(xiàn)凹坑管的冷凝換熱系數(shù)是光管的1.3～1.4 倍。對不同凹坑間距和螺距的管子使用同種工質進行冷凝傳熱和流動的研究。結果表明,當螺距和間距減小時,凹坑管的冷凝換熱系數(shù)和壓降均有增加。

最近,KUKULKA 等[14-15]在其論文中介紹了一種具有交錯花瓣花紋和凹坑的Vipertex EHT 三維強化管。他們的研究表明,這類EHT 管型的污垢生成速率低于光管。此后,LI 等[16]采用工質R410A,測試管型為光管、1EHT 管和微翅片管。對三種管型的換熱性能進行了評估,指出1EHT 管具有最高的內表面積換熱效率。郭瑞恒等[17]同樣采用R410A 作為冷媒對1EHT、2EHT-1、2EHT-2進行冷凝實驗。結果指出實驗所選用的三種強化管都表現(xiàn)出優(yōu)于光管的冷凝換熱系數(shù)。CHEN 和LI[18]使用R410A 對兩根2EHT 管和一根光管進行了冷凝局部換熱實驗,發(fā)現(xiàn)2EHT 管具有較好的傳熱性能。大量的研究表明,凹坑和陣列花紋的不同排布都可以有效的增強冷凝換熱。

本研究通過實驗的方法探究凹坑對管內流動及換熱性能的影響,同時為此類管型的數(shù)值模擬提供部分數(shù)據支撐。學者們在以往的研究中提出了許多流形圖或流形間轉換的準則。但是,對于具有此類圖案的管型在冷凝過程中的流形研究并不多見。因此,本研究依賴可視化裝置對管內流態(tài)進行觀測,研究凹坑及花瓣陣列對流態(tài)的影響,進而分析其對換熱性能帶來的影響。

1 實驗部分

1.1 實驗裝置

冷凝換熱測試實驗系統(tǒng)簡圖如圖1所示,測試系統(tǒng)包括:預熱段、測試段、過冷段3個主要部分,配合溫度、壓力和流量測量裝置進行各種工況下的冷凝實驗。預熱段通過恒溫水浴的方式加熱工質以達到合適的測試段進口工況。測試段是實驗系統(tǒng)的關鍵部位,裝有被測試管的套管換熱器被安放在這里。使用PID模塊精確控制測試段恒溫水槽溫度在10～75 ℃內,通過控制流量的方式,維持套管換熱器環(huán)形側雷諾數(shù)大于4 300,以滿足湍流的計算條件。過冷段使用導熱油冷卻工質,維持試驗系統(tǒng)熱平衡,同時保證下一循環(huán)中進入泵的工質為液體。工質在整個系統(tǒng)中的動力由泵提供,同時控制泵轉速可得到合適的工質流量。

圖1 實驗系統(tǒng)簡圖和1EHTa管圖Fig.1 Schematic drawings of the experimental apparatus and 1EHTa tube

實驗系統(tǒng)在填注工質后進行實驗,通過控制預熱段、實驗段、過冷段達到合適的飽和壓力、進出口干度。保壓運行0.5 h,待系統(tǒng)運行穩(wěn)定后采取實驗數(shù)據。以20 s的間隔采取同一工況下的連續(xù)10組數(shù)據,取平均后作為一個工況點。實驗共計采取6～8個工況點。完成實驗后對工質進行回收,減低系統(tǒng)壓力,關閉各段閥門。

測試段的套管換熱器如圖1所示,流動布置方式為逆流布置。長2 m 的測試管(1EHTa和ST)位于內部,外套管是內徑17 mm 的銅光管。套管外部包裹致密的保溫材料防止套管換熱器大量漏溫。本次工作中所采用的冷凝實驗條件如下:1)測試工質為R410A;2)飽和溫度為318.15 K;3)質量流速100～200 kg·(m2·s)－1;4)干度范圍0.8～0.2。

1.2 數(shù)據處理

采用分離熱阻的方式,確定套管換熱器熱量傳遞方向上的各段熱阻,分別確定管壁熱阻,管外側熱阻,管內熱阻。最后獲得管內換熱系數(shù)。

測試段的總換熱量是通過水側熱平衡得到

其中:Qw,ts是測試段總換熱量;cpl,w,ts是定壓比熱容;mw,ts是套管環(huán)型側水流量;Tw,ts,in和Tw,ts,out是測試段進出口水溫。

由此可知若無污垢熱阻被測試管內部換熱系數(shù)

其中:Ai和Ao是測試管內外表面積;di和do是測試管內外徑;kwall是測試管材料的導熱系數(shù)。其中對數(shù)平均溫差TLMTD由下式計算:

ho是管外側換熱系數(shù),通過Gnielinski[19]公式計算得到。該公式具有較高的預測精度(當0.5≤Pr≤2 000,3 000≤Re≤5×106),被廣泛應用于生產科研領域:

其中:(μbulk/μwall)0.14是物性參數(shù)比,用來修正壁面溫度對壁面附近流體黏度的影響;kw是水的導熱系數(shù);dh是套管換熱器中環(huán)型側的水力直徑。其中,f是由Petukhov關聯(lián)式[20]計算(當3 000≤Re≤5×106時)得出:

進入測試段的工質干度通過預熱段的換熱量來確定:

其中:Qlat、Qsens分別是潛熱和顯熱;cpl,ref是液態(tài)工質定壓比熱;mref是工質質量流量;hlv是工質汽化潛熱;Tsat和Tref,ph,in分別是工質飽和溫度和預熱段的進口溫度;xin是測試段的進口干度。

測試段的出口干度則由式(9)計算:

依據Mofat[21]提供的誤差傳播計算方式計算實驗數(shù)據的不確定性,并假設Gnielinski方程的精度為10%。計算結果為測試段總換熱系數(shù)不確定性為0.51%,管內換熱系數(shù)不確定性為5%,環(huán)形側水換熱量不確定性為0.24%。表1 提供了所有的參數(shù)的不確定性。

表1 測量參數(shù)誤差Table 1 Measurement parameter error

2 結果與討論

2.1 R410A在光管和1EHTa管內的冷凝流形

當管內工質處于中低流速下,內部流體是在重力的主導下進行冷凝過程,而不是剪切力,內部流形主要集中在分層/分層波狀流。CAVALLINI[6]等人根據大量的實驗數(shù)據,提出了一種管內冷凝換熱流動時的流形轉變線(公式10),該轉變線使用弗洛德數(shù)(JG)和馬丁內利參數(shù)(Xtt)來判別流動狀態(tài)的改變。他們認為在不考慮觀測到的具體流形,僅僅考慮影響冷凝傳熱系數(shù)的參數(shù),對流量范圍內進行流形的劃分,是更為簡單和有效的。在以剪切力為主的環(huán)形流態(tài)中,溫差對傳熱特性的影響是很小的,而在受重力控制的分層/分層波狀流態(tài)中,傳熱系數(shù)將受到溫差的制約。這與DOBSON 和CHATO[22]的結論相似。如圖2、圖3所示,基于Cavallini的轉變線公式,光管及1EHTa管在測試流速范圍內,均處于分層波狀流態(tài),即ΔT-dependent。隨著質量流速的增加,光管和1EHTa管的數(shù)據點逐漸逼近流形轉變線。

圖2 光管冷凝流形圖Fig.2 Flow pattern map of smooth tube

圖3 1EHTa冷凝流形圖Fig.3 Flow pattern map of 1EHTa tube

圖4展示了在實際測試中所拍攝的光管出口局部冷凝流態(tài)圖。質量流速G＝100 kg·(m2·s)－1,干度在0.2～0.4范圍時光管流形呈現(xiàn)平穩(wěn)的分層波狀流(SW),并且液膜隨干度的增加而減薄。干度x＞0.4時液膜出現(xiàn)較為明顯的波浪狀態(tài)。當G＝150 kg·(m2·s)－1時,干度在0.2～0.5范圍內液膜層都處于較為明顯的波浪狀態(tài),干度x＞0.5以后液膜層中有液滴飛濺脫離,而被氣體夾帶,隨著干度的增加越來越劇烈。而G＝200 kg·(m2·s)－1時,只有x＝0.2、0.3的狀態(tài)下是明顯的波浪狀態(tài),其他干度范圍內均出現(xiàn)液滴的飛濺,從而脫離液膜層,甚至出現(xiàn)持續(xù)性的液滴夾帶現(xiàn)象。管壁頂部有薄薄的液膜流動,出現(xiàn)類似于環(huán)形流(S-A)的流動狀態(tài)。

圖4 銅光管出口冷凝流態(tài)圖Fig.4 Condensation outlet flow pattern of smooth tube

如前所述,Cavallini流形圖是在流量范圍內進行劃分流動狀態(tài)。本次工作所測試光管的流動狀態(tài)落于由重力控制的ΔT-dependent分層波浪流區(qū)域。根據對實際拍攝的局部流態(tài)圖可驗證Cavallini流形圖的準確性。盡管在流速和干度較高時出現(xiàn)了形似環(huán)形流動的流形,但這只是剪切力逐漸開始對流態(tài)施加更大的影響。在較低流速下,剪切力的作用僅僅使氣液界面波動的劇烈,而重力作用占據主導地位。因此氣液界面以下液膜流動較為平穩(wěn)。在此次實驗工況范圍內,盡管隨著流速、干度的增大,剪切力開始對流態(tài)施加更大的影響,但是重力始終占據主導地位。觀測到的流態(tài)從平穩(wěn)分層流到氣液界面劇烈波動,甚至出現(xiàn)密集的液滴夾帶現(xiàn)象,但在重力占據主導地位的作用下,始終處于ΔT-dependent分層波浪流區(qū)域。

1EHTa管的出口局部流態(tài)圖如圖5所示。質量流速G＝100 kg·(m2·s)－1時的流態(tài)與光管流態(tài)類似,在較低干度下呈現(xiàn)較為穩(wěn)定的分層流動。隨著干度的增加冷凝液膜減薄,同時氣液界面出現(xiàn)較為劇烈的波動。G＝150 kg·(m2·s)－1、干度范圍0.2～0.4 時冷凝液膜呈現(xiàn)明顯的波浪狀流動,x＝0.5時出現(xiàn)更為巨大的波峰,液膜層擾動更為劇烈。當x＞0.5時,出現(xiàn)液滴飛濺、夾帶類似環(huán)形流動的現(xiàn)象,隨著干度增加液膜層進一步減薄,液滴夾帶現(xiàn)象更為顯著。質量流速達到G ＝200 kg·(m2·s)－1時,在干度0.2 時就表現(xiàn)處極為劇烈的波動,波峰觸及管壁頂部。自干度0.3開始,液膜劇烈抖動的同時伴隨液滴飛濺和夾帶。隨著干度增加此類現(xiàn)象更為清晰。干度x＞0.5后底部仍然存在液膜層,當其液滴飛濺及夾帶現(xiàn)象極為明顯。管壁四周都出現(xiàn)了薄液膜,管子中心區(qū)域表現(xiàn)為氣體和液滴的混合流動。稱之為環(huán)形流態(tài)。

與光管在Cavallini流形圖上的劃分一致,所有的1EHTa管的數(shù)據點均落在ΔT-dependent分層波浪流區(qū)域。與光管類似,在低質量流速下管內流動狀態(tài)受重力控制,呈現(xiàn)分層波狀流態(tài)。實際觀測則不然,在質量流速G＝200 kg·(m2·s)－1工況下出現(xiàn)明顯的環(huán)形流動,G＝150 kg·(m2·s)－1較高干度下出現(xiàn)半環(huán)形流態(tài)。這與Cavallini流形圖的劃分不匹配。CAVALLINI等[6]是在不考慮觀測到的具體流形,從僅考慮對換熱有影響的參數(shù)出發(fā),對流量范圍內進行流形劃分的基礎上提出的流形圖。在僅考慮影響冷凝傳熱系數(shù)的參數(shù)時,其對1EHTa管狀態(tài)位于ΔT-dependent分層波浪流區(qū)域內的預測是準確的。在實際觀測到的環(huán)形流動與半環(huán)形流動可能是由于壁面結構帶來更多的液膜層擾動,從而使氣液界面波動劇烈。在質量流速200 kg·(m2·s)－1時,壁面結構導致液膜湍流劇烈,部分液體被甩出液膜層。而干度增加液膜層減薄,液滴更易飛濺而出,壁面次級花瓣狀花紋易于液滴的附著,并在剪切力的作用下拉伸成膜。

因此,在實驗測試范圍內,1EHTa管的流動狀態(tài)主要受重力控制。在實際測試中觀測到半環(huán)型及環(huán)形流態(tài),這是可能是由于1EHTa管壁面結構對兩相流動施加的影響導致的。

2.2 R410A在光管和1EHTa管內的冷凝換熱特性

光管與1EHTa管冷凝換熱系數(shù)隨干度的變化規(guī)律如圖6所示。1EHTa管的冷凝換熱系數(shù)較光管大1.12～1.88倍。光管換熱系數(shù)隨干度的增加有輕微的增幅,1EHTa管則有較大的增幅。其原因在于,兩相流密度隨著干度的增加而降低,對流傳熱得到改善。此外,1EHTa管在較高干度下出現(xiàn)環(huán)形流動,此時冷凝液膜較均勻的分布于管周,液膜層減薄,熱阻減小,導致傳熱系數(shù)更高。管壁結構帶來的換熱面積的增加和液膜熱邊界層破裂導致的熱阻降低,都對傳熱系數(shù)的增加做出貢獻。隨著干度的增加,1EHTa管底部內凹結構暴露在氣相中部分會逐步增加,該部分附著極薄的液膜,這也大大增加了冷凝傳熱系數(shù)。

圖6 管內換熱系數(shù)與干度的關系Fig.6 Relationship between heat transfer coefficient and vapor quality

圖7呈現(xiàn)了冷凝換熱系數(shù)與質量流速的關系?？梢钥吹诫S著質量流速的增加,光管與1EHTa管的換熱系數(shù)均有略微的增幅。DOBSON 和CHATO[22]指出在低質量流速下流速的變化對冷凝換熱系數(shù)的貢獻是微乎其微的。這與本次實驗結果是相似的。在低質量流量下分層流和分層波狀流占據主導地位,在此流態(tài)下熱量的傳遞主要通過熱傳導的方式通過管子頂部液膜。頂部冷凝液在重力作用下向底部匯聚并流出管子。在此狀態(tài)下,影響傳熱系數(shù)的主要因素是液膜厚度,但液膜厚度在波狀流態(tài)下對質量流量并不敏感,所以在實驗流速條件下傳熱系數(shù)隨質量流量的變化不明顯。如在前述,1EHTa管在質量流速G＝200 kg·(m2·s)－1時觀測到環(huán)形流動。在流態(tài)理論中,由分層流向環(huán)形流過渡時會出現(xiàn)明顯的換熱性能的提升。實驗數(shù)據則表現(xiàn)出相對平穩(wěn)的換熱系數(shù),環(huán)形流態(tài)對換熱性能幾乎沒有影響?？赡苡幸韵略?1)流態(tài)理論中的環(huán)形流動是由剪切力作為控制力形成的,而實際觀測到1EHTa管的環(huán)形流是由壁面結構所導致的。2)較低流速下壁面結構在分層流區(qū)域的影響與環(huán)形流態(tài)對換熱性能的影響是一致的。1EHTa管冷凝換熱系數(shù)的增加幾乎都由干度帶來的,從圖中可以明顯的看出干度增加對換熱系數(shù)的貢獻是極大的。光管則不然,干度的變化并未帶來換熱性能的增加。其原因是,1EHTa管的壁面結構對冷凝液膜及內部蒸汽流動帶來極大的擾動,一定程度上加強了液相和氣相區(qū)域的對流換熱。與前述相類似,隨著干度的提升,底部凸起結構暴露在氣相中的區(qū)域加大。該區(qū)域僅有極薄的液膜覆蓋,該區(qū)域的擴大導致傳熱性能的提升。

圖7 管內質量流速與換熱系數(shù)的關系Fig.7 Relationship between heat transfer coefficient and mass flux

本研究定義了PF 性能因子來評價1EHTa管內冷凝換熱性能。以光管為基準,工質在管內換熱系數(shù)的比與換熱面積的比的比值。意為除去面積的影響,其余因素對冷凝換熱性能的改善。PF 計算公式為

其中,HTC1EHTa和HTCST為1EHTa管和光管的冷凝換熱系數(shù),A1EHTa和AST分別為二者的換熱面積。

圖8為制冷劑R410A 在1EHTa管內進行冷凝換熱時的PF 值。

圖8 性能因數(shù)PFFig.8 Performance factors for the 1EHTa tube

1EHTa 管的PF 因子均在1.5 以上。除了1EHTa管內換熱面積的增加會帶來冷凝換熱系數(shù)的提高,表面結構也會對管內換熱系數(shù)給予正面影響。在3個不同的流速下,PF 因子均隨著干度的增加在提高。這與前文討論類似,在干度提升時1EHTa管的表面結構對換熱性能有很好的改善。干度的增加導致液膜層的減薄,管壁內凹結構頂端逐步暴露在氣相中,其上覆蓋極薄的液膜大大提升換熱性能。從圖8也可看出,流速的增加并不一定帶來PF 因子的增加。質量流速200 kg·(m2·s)－1時,1EHTa管PF 因子較低于其他兩個流速,并且在達到最高干度時,PF 因子有所下降。這是由于流速的增加對光管換熱系數(shù)有輕微的增加,而對1EHTa 管的增幅微乎其微。并且在干度0.8下,觀測到的流形為環(huán)形流態(tài),此時液膜層已是極薄的,管子壁面結構帶來的液膜層湍流、擾動等影響有所下降,導致性能因子的降低。

3 結 論

本次工作主要研究了光管和1EHTa管在不同干度、不同流速時冷凝工況下的內部流態(tài)及換熱性能。主要結論有:

1)光管和1EHTa管內部流動均受重力控制,即ΔT-dependent。該流態(tài)下?lián)Q熱性能依賴管內外溫差。根據所拍攝的流形圖,發(fā)現(xiàn)光管和1EHTa管內部冷凝流態(tài)主要集中在分層、分層波浪流。在部分干度和流速下出現(xiàn)半環(huán)形、環(huán)形流態(tài)。

2)1EHTa管在較高干度和流速下出現(xiàn)的半環(huán)形、環(huán)形流態(tài),是由于管子壁面結構帶來液膜層的劇烈擾動導致的,其仍然是受重力控制的流動,剪切力并沒有達到環(huán)形流所需要的強度。

3)光管和1EHTa管換熱性能在實驗流速范圍內,并未隨著流速的增加而顯著增加。這是由于在分層或分層波狀流態(tài)下,液膜厚度對質量流量不敏感。而在此流態(tài)下液膜厚度是換熱性能的主要影響因素。1EHTa管的冷凝換熱系數(shù)比光管大1.12～1.88倍。干度的增加對兩種管子的換熱性能均有提升,并且對1EHTa管的提升較為明顯。

4)1EHTa管的PF 因子均在1.5以上,并隨干度的增加而增加。但流速的增加并不一定帶來PF因子的增加。質量流速200 kg·(m2·s)－1時,1EHTa管PF 因子較低于其他兩個流速,并且在達到最高干度時,PF 因子有所下降。