管內(nèi)扭帶插入件強(qiáng)化沸騰換熱技術(shù)的研究現(xiàn)狀及展望

黃沈杰 熊 通 汪根法 劉 杰 徐占松 晏 剛

(1 西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 西安 710049；2 浙江同星科技股份有限公司 新昌 312521；3 陜西重型汽車(chē)有限公司 西安 710043)

工業(yè)生產(chǎn)對(duì)緊湊高效換熱系統(tǒng)的需求促使人們研究換熱器的強(qiáng)化換熱技術(shù)。傳熱強(qiáng)化技術(shù)可以分為主動(dòng)強(qiáng)化、被動(dòng)強(qiáng)化和復(fù)合強(qiáng)化3種[1]。主動(dòng)強(qiáng)化需要外部能源提高傳熱速率，被動(dòng)強(qiáng)化主要對(duì)換熱器件的表面進(jìn)行幾何修改。扭帶內(nèi)插是一種歷史悠久的強(qiáng)化換熱技術(shù)，使用歷史可追溯至1896年[2]。R. M. Manglik等[3]指出管內(nèi)扭帶插入件在蒸汽發(fā)生器、煙氣熱回收裝置、家用加熱器中都有應(yīng)用；D.P.Shatto等[4]指出扭帶在海水淡化裝置中也有應(yīng)用。

扭帶插入物的制造簡(jiǎn)單、成本低[5]、便于安裝和拆卸[1]，在相同的換熱負(fù)荷下?lián)Q熱設(shè)備的體積更小，節(jié)省投資[6]。在制冷系統(tǒng)中，換熱器尺寸的減小能夠節(jié)省材料成本、減少制冷劑的灌注量和泄漏量[7]。扭帶內(nèi)插還能克服蒸發(fā)管中的局部干涸、管底沉油、沉垢等現(xiàn)象[8]。雖然對(duì)于緊湊型換熱器而言，管外空氣側(cè)的傳熱熱阻占據(jù)主導(dǎo)地位，但R.S.Reid等[9]研究證實(shí)，管內(nèi)側(cè)的傳熱強(qiáng)化也會(huì)導(dǎo)致整體傳熱系數(shù)的顯著改善。因此，管內(nèi)扭帶插入件作為一種被動(dòng)強(qiáng)化的換熱技術(shù)受到很多學(xué)者的關(guān)注和研究。

圖1所示為管內(nèi)扭帶插入件示意圖，扭帶的扭率被定義為扭帶扭轉(zhuǎn)180°的長(zhǎng)度H與扭帶寬度D之間的比值。通常情況下，扭帶與管壁之間的間隙應(yīng)盡可能地小。因?yàn)榇箝g隙會(huì)產(chǎn)生旁通流，使扭帶內(nèi)插的性能下降[10]。

圖1 管內(nèi)扭帶插入件示意圖[11]Fig. 1 Twisted tape insert in the tube[11]

Varun等[10]就管內(nèi)扭帶插入件這一強(qiáng)化換熱技術(shù)進(jìn)行了綜述，但并未專(zhuān)門(mén)就扭帶在沸騰換熱中的應(yīng)用作出詳細(xì)敘述；D.P.Shatto等[4]就管內(nèi)扭帶插入件在沸騰換熱中的應(yīng)用進(jìn)行了綜述，但該文章發(fā)表于1996年，未能涵蓋之后的研究成果。本文將主要評(píng)述管內(nèi)扭帶插入件在沸騰換熱中的應(yīng)用，從原理、參數(shù)分析、評(píng)價(jià)方式、關(guān)聯(lián)式等角度分析這些文獻(xiàn)的研究成果，且能涵蓋最近二十多年的研究成果，彌補(bǔ)了前人的不足。管內(nèi)扭帶插入件在制冷系統(tǒng)蒸發(fā)器中具備良好的應(yīng)用潛力，能夠使蒸發(fā)器向小型化、緊湊化發(fā)展，實(shí)現(xiàn)節(jié)能、節(jié)材的效果。因此，本文能夠?yàn)榕г谥评湎到y(tǒng)蒸發(fā)器中的應(yīng)用提供一定的參考。

1 管內(nèi)扭帶插入件對(duì)沸騰換熱產(chǎn)生強(qiáng)化作用的原理

扭帶本質(zhì)上是一種擾流原件。扭帶內(nèi)插入管中，將原本在管內(nèi)流動(dòng)的單股流體分成兩股，迫使這兩股流體按照扭帶的形狀旋轉(zhuǎn)流動(dòng)。

根據(jù)R. M. Manglik等[3]的觀點(diǎn)，扭帶在單相流中的強(qiáng)化換熱原理主要體現(xiàn)在5個(gè)方面：

1)流動(dòng)長(zhǎng)度增加：扭帶的插入能夠使流體延長(zhǎng)流動(dòng)路徑，從而使管內(nèi)流體與外界的換熱更加充分；

2)渦流效應(yīng)：扭帶的插入使流體沿管內(nèi)軸向流動(dòng)的速度矢量與沿著扭帶形狀流動(dòng)所產(chǎn)生的速度矢量相疊加，產(chǎn)生渦旋流，破壞管壁的流動(dòng)邊界層；

3)翅片效應(yīng)：扭帶與管壁的緊密結(jié)合使外界的熱量能夠傳遞至扭帶，使扭帶充當(dāng)了翅片的作用，擴(kuò)展了管內(nèi)流體與外界的傳熱面積；

4)水力直徑減?。号У牟迦胧构軆?nèi)流體被分成了兩股水力直徑較小的流體，增大了濕周；

5)截面堵塞：扭帶的插入使垂直于流動(dòng)方向的管內(nèi)橫截面積縮小，在流體的質(zhì)量流量一定的條件下，流體的流速增大。

而在沸騰換熱這一兩相流的條件下，管內(nèi)扭帶插入件能夠強(qiáng)化換熱的原理還有很多。

扭帶的插入能夠使流型從分層流提早轉(zhuǎn)變?yōu)榄h(huán)狀流，使管內(nèi)工質(zhì)與管壁的接觸面變大，達(dá)到強(qiáng)化換熱的效果[2,4,12]。K.N.Agrawal等[13]也指出扭帶插入引起的離心力使液相工質(zhì)向壁面移動(dòng)，而氣相位于管子中間流動(dòng)，有助于流型轉(zhuǎn)變?yōu)榄h(huán)型流。

M.A.Akhavan-Behabadi等[14]指出扭帶插入到蒸發(fā)器的末端能夠推遲蒸干現(xiàn)象的發(fā)生。A.E.Bergles等[15]指出渦流發(fā)生器在霧狀流條件下能夠促使液滴在壁面上沉積，增加潤(rùn)濕表面的長(zhǎng)度；基于該結(jié)論，M.K.Jensen[16]建議在高干度區(qū)使用扭帶。M.A.Kedzierski等[17]觀察到扭帶的插入能使壁面的局部蒸干面積增大，但同時(shí)在高干度區(qū)，扭帶對(duì)液滴沉降的促進(jìn)作用又能延遲完全蒸干現(xiàn)象的發(fā)生。

T.S.Mogaji[18]指出，扭帶的旋流作用能夠充分混合制冷劑和制冷系統(tǒng)中的潤(rùn)滑油，使?jié)櫥捅苊饩奂诒诿嫔希档蛡鳠釤嶙?；扭帶的擾動(dòng)也能使R407C等共沸制冷劑中的組分充分混合。D.P.Shatto等[4]指出在加熱條件下流動(dòng)的流體，扭帶給予流體的向心加速度能夠使密度較高的較冷流體移動(dòng)至外圍，取代較低密度的較熱流體。

2 扭帶強(qiáng)化沸騰換熱的實(shí)驗(yàn)研究

大部分學(xué)者采用在管壁外側(cè)貼電加熱片的方式研究管內(nèi)扭帶插入件強(qiáng)化沸騰換熱的效果。該方式簡(jiǎn)單易行，便于對(duì)沸騰換熱的外界熱流密度掌握和調(diào)節(jié)。學(xué)者們采用的測(cè)試對(duì)象均為一根單管，目前還沒(méi)有學(xué)者對(duì)管內(nèi)扭帶插入件在整個(gè)蒸發(fā)器中的換熱強(qiáng)化性能進(jìn)行研究。表1所示為各學(xué)者的實(shí)驗(yàn)參數(shù)匯總。

表1 扭帶強(qiáng)化沸騰換熱的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)匯總Tab. 1 Summary of experimental data of twisted tape insert to enhance boiling heat transfer

3 扭帶內(nèi)插效果的影響因素分析

任何強(qiáng)化換熱的技術(shù)都是一把雙刃劍，在起到強(qiáng)化換熱效果的同時(shí)，也會(huì)給系統(tǒng)壓降帶來(lái)負(fù)面影響，管內(nèi)扭帶插入件也不例外。所以，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和壓降是學(xué)者在扭帶內(nèi)插效果中主要關(guān)注的因變量，只關(guān)注扭帶內(nèi)插帶來(lái)的換熱增益是片面的。在制冷系統(tǒng)中，壓降過(guò)大會(huì)導(dǎo)致壓縮機(jī)功耗增大，給制冷系統(tǒng)的整體性能帶來(lái)不利影響。但D.P.Shatto等[4]指出可以通過(guò)減小換熱器尺寸來(lái)克服由扭帶插入引起的換熱器壓降增大。參數(shù)方面，扭帶的扭率、內(nèi)插管的管徑等結(jié)構(gòu)參數(shù)和工質(zhì)的質(zhì)量流量、干度、在管內(nèi)沸騰的飽和溫度等流動(dòng)參數(shù)是學(xué)者研究的主要自變量。

扭率是所有研究扭帶內(nèi)插的學(xué)者普遍研究的一個(gè)重要參數(shù)，正如圖1所示，它代表了扭帶的扭曲程度。通常而言，扭率越小，即扭帶的扭曲程度越大，管內(nèi)工質(zhì)被擾動(dòng)得越劇烈、與管壁的接觸越充分，工質(zhì)與管壁的傳熱系數(shù)越大、管內(nèi)的壓降也越大。F.T.Kanizawa等[20]和K.N.Agrawal等[23]均指出，隨著扭率的增大，兩個(gè)扭率之間的壓降梯度(指單位管長(zhǎng)的管內(nèi)壓降)之差會(huì)減少。但也有一些例外情況，F(xiàn).T.Kanizawa等[2]和T.S.Mogaji等[19]均觀察到當(dāng)質(zhì)量流量較小時(shí)，管內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)處于層流狀態(tài)，若扭帶的扭率又較大，對(duì)工質(zhì)的擾動(dòng)作用微弱，則扭率大小對(duì)換熱效果幾乎沒(méi)有影響。

扭帶內(nèi)插管管徑的大小也會(huì)影響換熱效果和壓降。一般而言，管徑越小，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和管內(nèi)壓降越大。在管內(nèi)質(zhì)量流量一定的條件下，管徑越小意味著管內(nèi)工質(zhì)的流速越大，工質(zhì)與管壁的換熱越充分、產(chǎn)生的摩擦壓降也越大。研究管徑對(duì)于扭帶內(nèi)插管換熱效果的學(xué)者較少，僅F.T.Kanizawa等[2]研究了12.7 mm和15.9 mm兩種管徑對(duì)于扭帶內(nèi)插效果的影響?？赡苁怯捎谥评淇照{(diào)領(lǐng)域通常使用的換熱器管徑較少，所以學(xué)者只研究一些固定型號(hào)的管徑。

一般情況下，管內(nèi)流動(dòng)工質(zhì)的質(zhì)量流量與沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及管內(nèi)的壓降均呈正相關(guān)。因?yàn)橘|(zhì)量流量越大，工質(zhì)的流速越大，越有利于沸騰換熱過(guò)程中的對(duì)流沸騰，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)越大；質(zhì)量流量越大，管內(nèi)工質(zhì)的沿程阻力損失和局部阻力損失也越大，管內(nèi)的壓降越大。例外情況仍然存在，A.Shishkin等[12]指出干度在質(zhì)量流量對(duì)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響程度中起到的作用，在低干度區(qū)，核態(tài)沸騰在沸騰換熱中占主導(dǎo)作用，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)幾乎不受質(zhì)量流量大小的影響；而隨著干度的增大，對(duì)流換熱占主導(dǎo)地位，此時(shí)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)受質(zhì)量流量的影響顯著。

關(guān)于干度的研究也較多。一般情況下，沿著管內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)方向，工質(zhì)的干度會(huì)逐漸增大。而隨著干度的增大，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)逐漸增大，直至管壁出現(xiàn)蒸干現(xiàn)象后，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)會(huì)急劇下降。但也有研究指出[2,18-19,27]，在低質(zhì)量流量下，由于管內(nèi)流動(dòng)處于分層流狀態(tài)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨干度的變化趨勢(shì)不顯著。此外，M.K.Jensen等[24，26]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)也表明，在低干度區(qū)，核態(tài)沸騰效應(yīng)占主導(dǎo)地位，管內(nèi)扭帶插入件在該條件下無(wú)法較好地發(fā)揮強(qiáng)化換熱作用。當(dāng)干度增大時(shí)，扭帶內(nèi)插管內(nèi)的單位長(zhǎng)度壓降呈先上升后下降的趨勢(shì)，其峰值一般出現(xiàn)在高干度區(qū)。F.T.Kanizawa等[2]指出，這與管內(nèi)流型的變化有關(guān)。當(dāng)管內(nèi)流型由環(huán)狀流轉(zhuǎn)變?yōu)殪F狀流時(shí)，壓降出現(xiàn)峰值。何燕[1]通過(guò)數(shù)值計(jì)算也發(fā)現(xiàn)了壓降隨干度的增大呈先增大后降低的趨勢(shì)，當(dāng)干度增大時(shí)，氣液相的平均密度增大，在質(zhì)量流量一定的條件下，工質(zhì)的流速增大，從而使摩擦壓降增大；而在霧狀流區(qū)域，管壁出現(xiàn)干涸現(xiàn)象，此時(shí)液態(tài)工質(zhì)不再以管壁上的液膜形式出現(xiàn)，而是以霧狀液滴的形式存在，因此，摩擦壓降顯著下降。

飽和溫度對(duì)壓降和表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響也需要一分為二地看待。飽和溫度一般與壓降呈負(fù)相關(guān)。一方面，飽和溫度降低會(huì)導(dǎo)致氣相制冷劑的密度降低，在質(zhì)量流量一定的條件下，其流速得到增大；另一方面，飽和溫度降低也會(huì)引起液相黏度增大，導(dǎo)致壓降增大。飽和溫度與表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的關(guān)系不是十分明確，T.S.Mogaji[18]觀察到較低的飽和溫度能產(chǎn)生較高的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，推測(cè)這是因?yàn)轱柡蜏囟鹊慕档褪箽庀嗔魉僭龃?，?qiáng)化了換熱效果，F(xiàn).T.Kanizawa等[2]實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)在15.9 mm管中，當(dāng)質(zhì)量流速較低且干度高于0.15時(shí)，也是飽和溫度較低的工況擁有較高的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；但在F.T.Kanizawa等[2]大部分的實(shí)驗(yàn)工況下，飽和溫度的增加反而會(huì)導(dǎo)致表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)增加。筆者推測(cè)，這是因?yàn)轱柡蜏囟鹊脑黾訒?huì)導(dǎo)致管內(nèi)流體與管外的平均傳熱溫差減小，從而增大了表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。

4 扭帶內(nèi)插效果的評(píng)價(jià)方式及對(duì)應(yīng)的扭帶內(nèi)插適用條件

管內(nèi)扭帶插入件作為一種強(qiáng)化換熱方式，我們需要知道其達(dá)到最佳使用效果的結(jié)構(gòu)條件和流動(dòng)條件。

4.1 熱力學(xué)第一定律評(píng)價(jià)方式

大部分學(xué)者采用熱力學(xué)第一定律的評(píng)價(jià)方式，即從換熱增益和壓降懲罰的角度評(píng)價(jià)扭帶內(nèi)插的效果。

換熱增益是指在相同的工況條件下，扭帶內(nèi)插管的局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與無(wú)扭帶光滑管的局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)之比，如式(1)所示。

(1)

式中：ht為扭帶內(nèi)插管的局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；hs為無(wú)扭帶光滑管的局部表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；PF1為性能因子(performance factor)1，即換熱增益。

壓降懲罰是指在相同的工況條件下，扭帶內(nèi)插管的單位長(zhǎng)度上的局部壓力損失和無(wú)扭帶光滑管的單位長(zhǎng)度上的局部壓力損失之比，如式(2)所示。

(2)

式中：Δpt為扭帶內(nèi)插管的局部壓力損失，Pa；Δps為無(wú)扭帶光滑管的局部壓力損失，Pa；PF2為性能因子2，即壓降懲罰。

也有一些學(xué)者[5]為了從換熱和管內(nèi)壓降(或泵送功率)的角度綜合考慮扭帶內(nèi)插的效果，提出了性能因子3，即綜合性能PF3，其物理意義為換熱增益與壓降懲罰的比值，也可以理解為單位管內(nèi)壓降(或單位泵送功率)下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)之比，如式(3)所示。但K.N.Agrawal等[13]指出在蒸氣壓縮制冷系統(tǒng)中，相對(duì)于泵送功率而言，采用管內(nèi)壓降作為對(duì)比對(duì)象更加合適。

(3)

學(xué)者們主要應(yīng)用的熱力學(xué)第一定律評(píng)價(jià)方式就是PF1、PF2和PF3。其余應(yīng)用較少的評(píng)價(jià)方式不再一一列出。

通常情況下，PF1、PF2的值大于1，因?yàn)榕У牟迦氡囟〞?huì)增強(qiáng)換熱、增大壓降；而等泵功(或等壓降)下的傳熱系數(shù)之比——PF3的值可能會(huì)大于1、也可能會(huì)小于1。學(xué)者們把PF3的值大于1作為扭帶內(nèi)插管優(yōu)于無(wú)扭帶內(nèi)插管的判據(jù)[5]，即該情況下使用扭帶內(nèi)插技術(shù)是有利的。

4.2 熱力學(xué)第二定律評(píng)價(jià)方式

此外，也有極個(gè)別學(xué)者從熱力學(xué)第二定律的角度分析扭帶內(nèi)插的最優(yōu)條件。S.G.Holagh等[11]從熵產(chǎn)的角度評(píng)析了管內(nèi)扭帶插入件的最佳適用條件。式(4)為單位管長(zhǎng)上的熵增。式(5)為S.G.Holagh定義的熵產(chǎn)數(shù)。根據(jù)該作者的定義，當(dāng)熵產(chǎn)數(shù)小于1時(shí)，即表征內(nèi)插扭帶管的性能優(yōu)于無(wú)扭帶光滑管[17]。

(4)

(5)

4.3 綜合分析

表2匯總了各文獻(xiàn)評(píng)價(jià)扭帶內(nèi)插性能的指標(biāo)，以及由這些評(píng)價(jià)指標(biāo)分別得出的評(píng)價(jià)結(jié)論。

表2 扭帶內(nèi)插效果的評(píng)價(jià)方式與評(píng)價(jià)結(jié)論匯總Tab. 2 Summary of evaluation methods and evaluation conclusions of twisted tape insert

事實(shí)上，這些評(píng)價(jià)指標(biāo)的運(yùn)用沒(méi)有適用工況范圍的限制，只有學(xué)者使用的頻次高低之別。在管內(nèi)扭帶插入件強(qiáng)化沸騰換熱的研究領(lǐng)域，最受認(rèn)可、最廣泛應(yīng)用的評(píng)價(jià)方式是表征綜合性能的性能因子PF3。由表2可知，有60%的文獻(xiàn)均應(yīng)用了該評(píng)價(jià)方式。PF3得到廣泛應(yīng)用的原因可歸結(jié)為兩點(diǎn)：一方面，這一熱力學(xué)第一定律的評(píng)價(jià)方式的推導(dǎo)過(guò)程簡(jiǎn)單、結(jié)果呈現(xiàn)方式也直觀。相比之下，熱力學(xué)第二定律的評(píng)價(jià)方式具有推導(dǎo)過(guò)程繁瑣、獲取數(shù)據(jù)復(fù)雜、物理意義不直接、結(jié)果表達(dá)不直觀等缺點(diǎn)，因此在扭帶內(nèi)插強(qiáng)化沸騰換熱的評(píng)價(jià)方法中應(yīng)用得很少。目前，僅有S.G.Holagh等[11]在文獻(xiàn)中應(yīng)用了熵產(chǎn)的熱力學(xué)第二定律的評(píng)價(jià)方式。另一方面，相比于其他熱力學(xué)第一定律的評(píng)價(jià)方式，PF3的指標(biāo)更加全面科學(xué)。PF1只考慮了扭帶內(nèi)插給換熱帶來(lái)的強(qiáng)化作用，忽視了這一技術(shù)給系統(tǒng)功耗帶來(lái)的不利影響；類(lèi)似地，PF2這一評(píng)價(jià)方式只表征了扭帶內(nèi)插帶來(lái)的壓降增大倍數(shù)，無(wú)法反映扭帶內(nèi)插這一強(qiáng)化換熱技術(shù)的本質(zhì)。而PF3兼顧了被動(dòng)強(qiáng)化換熱技術(shù)對(duì)換熱效果產(chǎn)生的正面作用和對(duì)流動(dòng)壓降產(chǎn)生的負(fù)面作用，避免了PF1和PF2片面評(píng)價(jià)的缺點(diǎn)。

事實(shí)上，不止在扭帶內(nèi)插領(lǐng)域，在其他強(qiáng)化換熱技術(shù)中，類(lèi)似PF3以換熱增益與壓降懲罰的比值定義評(píng)價(jià)指標(biāo)是一種非常通行的做法。這在文獻(xiàn)[7,28-30]中均有所闡述。一種更普遍的做法是分別以努塞爾數(shù)和阻力系數(shù)代替式(3)中的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和壓降。在式(3)中，K.N.Agrawal等[13]指出應(yīng)以PF3大于1作為扭帶使用有益的判據(jù)。但通常情況下，扭帶內(nèi)插引起的壓降的擴(kuò)大倍數(shù)遠(yuǎn)大于其引起的換熱增益的倍數(shù)，如在A.Sarmadian等[5]的實(shí)驗(yàn)中，PF3在0.44～1.09之間，絕大多數(shù)工況條件下PF3均在1以下。因此，該條件過(guò)于苛刻，使用PF3作為判據(jù)不盡合理、對(duì)工程實(shí)際的指導(dǎo)意義較小。而一種較為合理的扭帶內(nèi)插效果的評(píng)價(jià)方式是適當(dāng)減小壓降懲罰的影響。文獻(xiàn)[28,30]均論述了努塞爾數(shù)之比與阻力系數(shù)之比的三分之一次冪作為評(píng)價(jià)指標(biāo)的合理性，因此，在后續(xù)研究中可采用類(lèi)似的思路，適當(dāng)縮小式(3)中壓降之比的指數(shù)。

目前為止，在各種評(píng)價(jià)方式下，各學(xué)者得出的扭帶最佳適用條件的結(jié)論十分不統(tǒng)一，甚至?xí)嗷ッ?。原因可歸納為以下三點(diǎn)：

1)沸騰換熱是一種非常不穩(wěn)定的、完全湍流的兩相流過(guò)程，并且扭帶的插入又增加了湍流現(xiàn)象，使流動(dòng)條件更加復(fù)雜[5]。流動(dòng)條件的復(fù)雜性決定了實(shí)驗(yàn)結(jié)果的不唯一性和不確定性。

2)不同的評(píng)價(jià)指標(biāo)也會(huì)使研究者得出不同的扭帶最佳使用條件的結(jié)論。例如，就干度這一參數(shù)而言，S.G.Holagh等[11]的數(shù)值計(jì)算結(jié)果證實(shí)了較低的干度(小于0.4)是扭帶使用的最佳條件之一，此時(shí)內(nèi)插扭帶管的熵產(chǎn)小于無(wú)扭帶平直管的熵產(chǎn)；K.N.Agrawal等[22]的結(jié)論指出扭帶在中等干度區(qū)(0.48～0.6)使用最佳，此時(shí)換熱增益PF1最大；M.A.Akhavan-Behabadi等[14]和T.S.Mogaji等[19]均認(rèn)為扭帶在高干度區(qū)使用最佳，理由分別為能夠防止局部干燥的發(fā)生和綜合性能因子PF3最高。

3)各實(shí)驗(yàn)工況在數(shù)量上的有限性也導(dǎo)致各學(xué)者得出的結(jié)論對(duì)于實(shí)驗(yàn)工況的高度依賴(lài)性。換言之，限于實(shí)驗(yàn)條件，對(duì)于影響扭帶內(nèi)插效果的大多數(shù)變量而言，學(xué)者們無(wú)法研究該變量在不間斷連續(xù)變化條件下對(duì)扭帶內(nèi)插性能的影響，只能將各變量以離散化的方式進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。很多情況下，對(duì)質(zhì)量流量等變量而言，學(xué)者選取的離散程度較大或選取的離散變量的變化范圍較小。因此，各學(xué)者總結(jié)出的各變量對(duì)扭帶內(nèi)插管性能的變化規(guī)律及對(duì)應(yīng)的扭帶內(nèi)插最佳適用條件高度依賴(lài)于選取的實(shí)驗(yàn)工況。單個(gè)學(xué)者的結(jié)論難以避免因?qū)嶒?yàn)工況受限而造成的片面性和不完整性，而多個(gè)學(xué)者分別得出的結(jié)論則難以避免互相不統(tǒng)一、甚至相互矛盾的情形。

5 扭帶內(nèi)插強(qiáng)化沸騰換熱的關(guān)聯(lián)式

5.1 表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式

目前為止，學(xué)者們擬合內(nèi)插扭帶管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式的方法可分為三類(lèi)：雙面兼顧法、換熱增益法、直接擬合法。

1)雙面兼顧法

扭帶對(duì)兩相沸騰管內(nèi)流體的擾動(dòng)作用和對(duì)壁面流體邊界層的破壞作用一方面抑制了核態(tài)沸騰下汽化核心的生長(zhǎng)和成型，另一方面又加大了對(duì)流換熱強(qiáng)度。因此，“雙面兼顧法”通過(guò)選取合適的核態(tài)沸騰抑制因子和對(duì)流沸騰增強(qiáng)因子，再分別把這兩個(gè)因子與學(xué)者選取的液態(tài)對(duì)流換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式和核態(tài)池沸騰的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行乘數(shù)疊加，并引入漸近指數(shù)n，最后得到內(nèi)插扭帶管內(nèi)沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)?！半p面兼顧法”的通用計(jì)算式如下：

ht=[(hnbS)n+(hcF)n]1/n

(6)

式中：ht為內(nèi)插扭帶管內(nèi)沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；hnb為核態(tài)池沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；hc為液態(tài)對(duì)流換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；S為核態(tài)沸騰抑制因子；F為對(duì)流沸騰增強(qiáng)因子。

在預(yù)測(cè)內(nèi)插扭帶管沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式時(shí)主要應(yīng)用雙面兼顧法的學(xué)者有M.K.Jensen等[24]、F.T.Kanizawa等[6]、A.Shishkin等[12]。

第一位是M.K.Jensen，M.K.Jensen等[24]以J. C. Chen[31]的模型為基礎(chǔ)加以修正，得到關(guān)聯(lián)式(7)～式(12)。式(10)和式(11)分別為不同學(xué)者給出的關(guān)于對(duì)流沸騰增強(qiáng)因子F的兩種預(yù)測(cè)式，M.K.Jensen認(rèn)為采用任意一種都能獲得合理的預(yù)測(cè)結(jié)果。何燕[1]文章中關(guān)于M.K.Jensen換熱關(guān)聯(lián)式的引用存在錯(cuò)誤之處在于保留了式(7)中的單相軸流表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hl，而沒(méi)有依據(jù)M.K.Jensen文中的原意將其替換為扭帶內(nèi)插入單相流的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hc。

ht=hnbS+hcF

(7)

(8)

(9)

(10)

F=[(dp/dz)t/(dp/dz)s]0.444

(11)

S=(kl/hlFX0)(1-e-hlFX0/kl)

霍譯：Almost without thinking where she was going,she made her way to the House of Green Delights.

(12)

式中：kl為管內(nèi)液體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Dh為水力直徑，m；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；cp,l為液體的比熱，J/(kg·K)；ρl為液體密度，kg/m3；σ為表面張力，N/m；μl為液體的動(dòng)力黏度，kg/(m·s)；hfg為汽化潛熱，J/kg；ρg為氣體密度，kg/m3；ΔT為壁面溫度與工質(zhì)飽和溫度之差，K；Δp為ΔT引起的蒸氣壓力之差，Pa；hl為管內(nèi)液體與外界的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；Fe為表征翅片效應(yīng)的參數(shù)，具體取值見(jiàn)文獻(xiàn)[6]；α、χ、X0分別為一些中間變量，計(jì)算方式見(jiàn)文獻(xiàn)[24]。

第二位是F.T.Kanizawa，F(xiàn).T.Kanizawa等[6]基于管內(nèi)流型提出了預(yù)測(cè)內(nèi)插扭帶水平管流動(dòng)沸騰的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)模型。將流動(dòng)分為3個(gè)區(qū)域：流動(dòng)沸騰區(qū)(干度低于蒸干開(kāi)始時(shí)期的干度)、蒸干區(qū)(從蒸干開(kāi)始至蒸干結(jié)束)和霧狀流區(qū)(干度高于蒸干完成時(shí)的干度)，在這3個(gè)區(qū)域分別預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式。F.T.Kanizawa在流動(dòng)沸騰區(qū)采用的預(yù)測(cè)方法即雙面兼顧法，在蒸干區(qū)和霧狀流區(qū)，在L.Wojtan等[33]提出的平直管沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式的基礎(chǔ)上直接改進(jìn)。

在流動(dòng)沸騰區(qū)，基于Liu Z.等[32]提出的無(wú)扭帶平直管內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式，并結(jié)合扭帶產(chǎn)生的旋流對(duì)核態(tài)沸騰的抑制作用和對(duì)對(duì)流換熱的增強(qiáng)效應(yīng)，F(xiàn).T.Kanizawa提出了表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式(13)。

ht=[(hnbS)2+(hcF)2]1/2

(13)

式中hc計(jì)算式參考式(8)，hnb計(jì)算式如式(14)所示：

(14)

式中：φ為熱流密度，W/m2；m為一與pr有關(guān)的中間變量，計(jì)算方式見(jiàn)文獻(xiàn)[6]；fw為與表面材料有關(guān)的無(wú)量綱數(shù)[6]；pr為對(duì)比壓力；Ra為表面粗糙度，μm；M為摩爾質(zhì)量，kg/kmol。

而對(duì)流增強(qiáng)因子和核態(tài)沸騰抑制因子分別為：

(15)

(16)

式中：Prl為管內(nèi)液相工質(zhì)的普朗特?cái)?shù)；Π2為文獻(xiàn)[6]定義的表征管徑大小的無(wú)量綱數(shù)；x為干度；Rel0為液態(tài)形式混合流的雷諾數(shù)。

(17)

(18)

(19)

式中：hmist為霧狀流區(qū)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；Prg為氣態(tài)工質(zhì)的普朗特?cái)?shù)；kg為管內(nèi)氣體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；d為管子內(nèi)徑，m；G為管內(nèi)工質(zhì)的質(zhì)量速度，kg/(m2·s)；μg為氣體的動(dòng)力黏度，kg/(m·s)。

而在中間的蒸干區(qū)，F(xiàn).T.Kanizawa仍以L.Wojtan等[33]的無(wú)扭帶直管的霧狀流區(qū)域的關(guān)聯(lián)式為基礎(chǔ)，得到如下關(guān)聯(lián)式：

(20)

式中：hdryout為蒸干區(qū)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；ht為式(13)的兩相區(qū)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；xdi、xde分別為蒸干區(qū)起始、結(jié)束的干度。

第三位是A.Shishkin，A.Shishkin等[12]指出F.T.Kanizawa等[6]提出的關(guān)聯(lián)式適用于中等或較低的質(zhì)量流量和熱流密度，但與高質(zhì)量流量和高熱流密度下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)不相符。同樣地，采用雙面兼顧法，A.Shishkin將表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)ht視為核態(tài)沸騰與強(qiáng)迫對(duì)流換熱疊加的結(jié)果，提出了在高熱流密度(q≥100 kW/m2)和高質(zhì)量流量(G≥400 kg/(m2·s))下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式(21)～式(25)。

ht=[(hnbS)3+(hcF)3]1/3

(21)

(22)

(23)

S=1.0

(24)

(25)

式中：Nunb為核態(tài)沸騰的努塞爾數(shù)；Re*為氣泡混合雷諾數(shù)，定義方式見(jiàn)文獻(xiàn)[12]；y為扭率；Kp為無(wú)量綱數(shù)，表征壓力與表面張力的聯(lián)系，定義方式見(jiàn)文獻(xiàn)[12]；Nuc為對(duì)流換熱的努塞爾數(shù)；t為扭帶的厚度，m。

2)換熱增益法

換熱增益法即通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)觀察影響內(nèi)插扭帶管與無(wú)扭帶平直管的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)之比的物理因素，引入一些無(wú)量綱數(shù)將這些因素參數(shù)化，通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合出表征換熱增益與各參數(shù)的函數(shù)關(guān)系的關(guān)聯(lián)式。目前，只有K.N.Agrawal等[22]應(yīng)用了該方法。

K.N.Agrawal通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析得出換熱增益主要取決于扭率、熱流密度和質(zhì)量流量等3個(gè)參數(shù)，并認(rèn)為扭帶內(nèi)插引起的換熱增益是通過(guò)強(qiáng)制對(duì)流效應(yīng)和旋流效應(yīng)體現(xiàn)的。通過(guò)引入兩個(gè)無(wú)量綱數(shù)——沸騰數(shù)Bo、雷諾數(shù)Re來(lái)體現(xiàn)強(qiáng)制對(duì)流效應(yīng)，引入扭率y來(lái)體現(xiàn)旋流效應(yīng)。K.N.Agrawal給出了預(yù)測(cè)精度十分近似的兩個(gè)關(guān)聯(lián)式，即式(26)和式(27)。兩個(gè)關(guān)聯(lián)式推導(dǎo)過(guò)程的區(qū)別是式(26)是純粹的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，式(27)的推導(dǎo)過(guò)程充分考慮了旋流作用的物理表達(dá)，并分開(kāi)考慮了此類(lèi)流動(dòng)中存在的螺旋對(duì)流效應(yīng)和離心對(duì)流效應(yīng)。

(26)

(27)

3)直接擬合法

直接擬合法的方法與步驟和換熱增益法的類(lèi)似。學(xué)者們通過(guò)文獻(xiàn)調(diào)研、實(shí)驗(yàn)觀察等方法確定對(duì)內(nèi)插扭帶管沸騰換熱的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)有主要影響的物理量，將這些參數(shù)無(wú)量綱化以確保關(guān)聯(lián)式對(duì)不同實(shí)驗(yàn)工況的可推廣性，再通過(guò)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的方式確定關(guān)聯(lián)式中的各項(xiàng)系數(shù)，得到旋流狀態(tài)下的努塞爾數(shù)與各物理量的函數(shù)關(guān)系式。常被選用的無(wú)量綱數(shù)有雷諾數(shù)Re、沸騰數(shù)Bo、普朗特?cái)?shù)Pr、韋伯?dāng)?shù)We等。運(yùn)用直接擬合法的學(xué)者有M.A.Kedzierski等[17]和何燕[1]。

M.A.Kedzierski等[17]以R12、R22、R152a、R134a、R290、R290/R134a(44/56)、R134a/R600a(81/19)等7種制冷劑的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，擬合出如下努塞爾數(shù)關(guān)聯(lián)式：

α1=0.993-1.181x+0.899x2

α2=1.108-2.366x+1.451x2

α3=-2.383+5.255x-1.791x2

α4=-3.195+6.668x

α5=1.073-2.679x+1.443x2

(28)

式中：Nup為純質(zhì)或共沸工質(zhì)的努塞爾數(shù)；Sw為旋流參數(shù)，定義方式見(jiàn)文獻(xiàn)[17]。

而對(duì)于R32/R152a和R32/R134a兩種非共沸混合制冷劑，M.A.Kedzierski等考慮了每種非共沸混合制冷劑的露點(diǎn)溫度和泡點(diǎn)溫度之差Td-Tb以及每種非共沸混合制冷劑中的兩種組分的飽和溫度之差TLV-TMV，引入了無(wú)量綱數(shù)Θ，定義為：

(29)

得出的努塞爾數(shù)關(guān)聯(lián)式為：

α1=-0.58+5.67x-2.825x2

α2=-2.793x

α3=1.204-3.335x+1.946x2

α4=0.338+0.353x

α5=0.839

(30)

式中：Num為非共沸混合制冷劑的努塞爾數(shù)；xg為氣體的摩爾分?jǐn)?shù)；xl為液體的摩爾分?jǐn)?shù)。

此外，何燕[1]從F.T.Kanizawa等[2]、T.S.Mogaji等[19,27]、K.N.Agrawal等[22]、R.S.Reid等[9]的文獻(xiàn)中提取表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合出了努塞爾數(shù)的關(guān)聯(lián)式：

(31)

式中：Rel為液態(tài)工質(zhì)的雷諾數(shù)；MH2為氫氣的摩爾質(zhì)量，kg/kmol；Welo為假設(shè)全為液態(tài)工質(zhì)所計(jì)算得出的韋伯?dāng)?shù)。

5.2 壓降關(guān)聯(lián)式

內(nèi)插扭帶管沸騰換熱的壓降預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式以扭率倒數(shù)法為主，而其余非應(yīng)用該方法的關(guān)聯(lián)式基本也是在扭率倒數(shù)法的基礎(chǔ)上進(jìn)行合理變形后得出的。

1)扭率倒數(shù)法

扭率倒數(shù)法的模型最簡(jiǎn)單、接受程度最廣、應(yīng)用也最廣泛。研究者們通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)扭帶插入兩相沸騰的管中時(shí)，壓降會(huì)隨之增大，且壓降的增幅與插入扭帶的扭率呈反比。用扭率倒數(shù)法預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式的步驟如下：學(xué)者以無(wú)扭帶平直管中的沸騰換熱的壓降關(guān)聯(lián)式為基礎(chǔ)，并根據(jù)學(xué)者自己的內(nèi)插扭帶管管內(nèi)沸騰壓降的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，計(jì)算出在相同工況條件下的內(nèi)插扭帶管中的壓降數(shù)值與無(wú)扭帶平直管中的壓降數(shù)值的比值。最后，再以式(32)的形式，擬合出C和n的數(shù)值，得到表征內(nèi)插扭帶管內(nèi)的沸騰壓降與無(wú)扭帶平直管內(nèi)的沸騰壓降的比值和扭帶扭率的函數(shù)關(guān)系式。

(32)

式中：Δpt為內(nèi)插扭帶管內(nèi)的沸騰壓降，Pa；Δps為無(wú)扭帶平直管內(nèi)的沸騰壓降,Pa。

應(yīng)用扭率倒數(shù)法的學(xué)者有T.A.Blatt等[34]、K.N.Agrawal等[23]、M.K.Jensen等[25]、和M.A.Akhavan-Behabadi等[14]。

T.A.Blatt等[34]以R12的旋流實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，擬合出如下關(guān)聯(lián)式：

(33)

K.N.Agrawal等[23]結(jié)合R. C. Martinelli等[35]提出的平直管內(nèi)的沸騰壓降關(guān)聯(lián)式，擬合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到關(guān)聯(lián)式(34)。

(34)

M.K.Jensen等[25]在選用的無(wú)扭帶平直管內(nèi)壓降關(guān)聯(lián)式的基礎(chǔ)上，為小扭率條件下的內(nèi)插扭帶管的壓降預(yù)測(cè)和大扭率條件下的壓降預(yù)測(cè)分別選用了不同的關(guān)聯(lián)式，以使內(nèi)插扭帶管中的摩擦因子與無(wú)扭帶平直管中的摩擦因子之比恒大于1。兩個(gè)關(guān)聯(lián)式適用扭率的分界點(diǎn)為11.25。

(35)

式中：ft、fs分別為內(nèi)插扭帶管和無(wú)扭帶平直管中的摩擦因子。

M.A.Akhavan-Behabadi等[14]以L. Friedel[36]描述的平直管中的兩相流的壓降為基礎(chǔ)，結(jié)合其本人實(shí)驗(yàn)所得的壓降數(shù)據(jù)，得到關(guān)聯(lián)式(36)。

(36)

2)其他方法

相比于扭率倒數(shù)法，其他關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)方法除了保留扭率這一重要參數(shù)外，還添加了弗勞德數(shù)Fr、干度x以及其他流體物性參數(shù)，以使學(xué)者預(yù)測(cè)的該關(guān)聯(lián)式更加契合其實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

F.T.Kanizawa等[37]收集了文獻(xiàn)中R134a的沸騰換熱和空氣、水的單相流動(dòng)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，并通過(guò)引入弗勞德數(shù)體現(xiàn)重力和慣性力的作用，得到內(nèi)插扭帶管與無(wú)扭帶管之間的摩擦因子的比值的關(guān)聯(lián)式。

(37)

F.T.Kanizawa等[20]根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，將扭帶內(nèi)插管分成兩個(gè)區(qū)域來(lái)預(yù)測(cè)壓降。在第一個(gè)區(qū)域中，液體慣性力和重力相平衡，使流型呈現(xiàn)出停滯流、分層流和間歇流等形態(tài)。在第二個(gè)區(qū)域中，軸向動(dòng)量和離心加速度迫使密度較高的液相工質(zhì)移至管壁，使該區(qū)域的流型以間歇流、環(huán)形分層流和環(huán)形流為主。將兩個(gè)區(qū)域的壓降予以加和后，得到關(guān)聯(lián)式(38)。

(38)

式中：Frl為液體工質(zhì)的弗勞德數(shù)；Π為表征軸向慣性力與徑向慣性力比值的無(wú)量綱數(shù)，定義方式見(jiàn)文獻(xiàn)[20]。

何燕[1]從F.T.Kanizawa等[2,20]、M.A.Akhavan-Behabadi[14]、T.S.Mogaji等[19]公開(kāi)發(fā)表的內(nèi)插扭帶管內(nèi)流動(dòng)沸騰的文獻(xiàn)中提取了摩擦壓降的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，并根據(jù)這些數(shù)據(jù)修正了F.T.Kanizawa等[20]的模型，提出了壓降關(guān)聯(lián)式(39)。

(39)

6 總結(jié)

管內(nèi)扭帶插入件是一種廉價(jià)的、易于制造的強(qiáng)化換熱技術(shù)，能夠使制冷設(shè)備中的蒸發(fā)器提高傳熱效率，有利于換熱器向小型化和緊湊化的方向改進(jìn)，便于企業(yè)節(jié)約生產(chǎn)成本。本文歸納總結(jié)了現(xiàn)有的國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)對(duì)管內(nèi)扭帶插入件這一被動(dòng)強(qiáng)化換熱技術(shù)在兩相沸騰換熱中的研究，得到如下結(jié)論：

1)傳熱強(qiáng)化原理剖析

管內(nèi)扭帶插入件的強(qiáng)化換熱原理有很多，如流動(dòng)長(zhǎng)度增加、渦流效應(yīng)、翅片效應(yīng)、水力直徑減小、截面堵塞。在沸騰換熱的兩相流中，扭帶具有促使流型轉(zhuǎn)變?yōu)榄h(huán)型流、延遲完全蒸干現(xiàn)象的發(fā)生、避免使?jié)櫥途奂诒诿嫔系饶軌蜻_(dá)到強(qiáng)化換熱效果的作用。

2)性能影響因素分析

影響內(nèi)插扭帶管強(qiáng)化換熱性能的參數(shù)可以分為管徑、扭率等結(jié)構(gòu)參數(shù)和質(zhì)量流量、干度、飽和溫度等流動(dòng)參數(shù)。通常而言，質(zhì)量流量、干度的變化與表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和壓降的變化呈正相關(guān)；而管徑、扭率、飽和溫度的變化與表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)和壓降的變化呈負(fù)相關(guān)。

3)扭帶評(píng)價(jià)指標(biāo)歸納

扭帶的使用能夠增大管內(nèi)側(cè)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，但也會(huì)使管內(nèi)壓降增大。目前，扭帶內(nèi)插效果的評(píng)價(jià)方式主要有從換熱、壓降角度考慮的熱力學(xué)第一定律的評(píng)價(jià)方式和從熵產(chǎn)角度考慮的熱力學(xué)第二定律的評(píng)價(jià)方式。單位管內(nèi)壓降(或單位泵送功率)下的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)之比是應(yīng)用最多的評(píng)價(jià)指標(biāo)。

雖然管內(nèi)扭帶插入件這一強(qiáng)化換熱技術(shù)已經(jīng)取得了一些初步的研究成果，但仍存在一些值得進(jìn)一步研究的問(wèn)題：

1)最佳使用結(jié)論不一，有待后續(xù)研究

沸騰換熱是一種帶有相變過(guò)程的兩相流，扭帶的插入又增加了湍流現(xiàn)象的發(fā)生，且各學(xué)者的實(shí)驗(yàn)工況條件有限、選取的評(píng)價(jià)指標(biāo)不一，因此，目前人們得出的關(guān)于扭帶使用的最佳條件的結(jié)論很不統(tǒng)一、甚至相互矛盾。扭帶使用的最佳干度、最佳扭率、最佳質(zhì)量流量仍不夠明確，有待進(jìn)一步研究。

2)實(shí)驗(yàn)裝置較為單一，需要整機(jī)實(shí)驗(yàn)

目前，管內(nèi)扭帶插入件強(qiáng)化換熱的實(shí)驗(yàn)研究對(duì)象均為單根直管，還沒(méi)有學(xué)者在完整的翅片管換熱器或完整的制冷裝置上研究扭帶插入帶來(lái)的換熱強(qiáng)化作用或給制冷裝置性能帶來(lái)的提升效果。此外，考慮到變頻壓縮機(jī)在制冷系統(tǒng)中日益廣泛應(yīng)用，在該變流量、多工況的條件下，扭帶在換熱器內(nèi)插入的最優(yōu)長(zhǎng)度、最優(yōu)數(shù)量、最優(yōu)扭率還有待后續(xù)探索。

3)實(shí)驗(yàn)管徑較為傳統(tǒng)，有待與時(shí)俱進(jìn)

近年來(lái)，針對(duì)一些新型環(huán)保制冷劑，制冷學(xué)界和產(chǎn)業(yè)界興起了在換熱器上使用3、5 mm等小管徑換熱器的趨勢(shì)，而目前為止，學(xué)者研究的扭帶內(nèi)插管的直徑大多為10、12.7、15.9 mm等較大管徑。因此，有必要在小管徑換熱管(或整個(gè)小管徑蒸發(fā)器)內(nèi)開(kāi)展管內(nèi)扭帶插入件強(qiáng)化沸騰換熱的探索。