內(nèi)肋-光滑組合式圓管內(nèi)流動沸騰換熱試驗

張羽森，馮龍龍，鐘 珂，商慶春，賈洪偉

(1.東華大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院, 上海 201620;2.中國電建集團(tuán) 山東電力建設(shè)第一工程有限公司, 山東 濟(jì)南 250102)

相較于傳統(tǒng)沸騰換熱設(shè)備中使用的光滑管道,內(nèi)肋翅結(jié)構(gòu)的流體管道(即內(nèi)肋管)可以有效增加換熱表面積的同時增強(qiáng)流體擾動[1-5],從而顯著提升流動沸騰的換熱性能。這種強(qiáng)化換熱方法得到了學(xué)者們[6-8]的廣泛關(guān)注。Jiang等[6]研究制冷劑R22、R134a、R407C和R410A在內(nèi)肋管中的沸騰換熱特性,結(jié)果表明,這4種制冷劑在內(nèi)肋管中的換熱性能均優(yōu)于在光滑管中,且4種制冷劑在內(nèi)肋管中的換熱系數(shù)均比在光滑管中增加130%～145%。為了更直觀地反映內(nèi)肋管對換熱性能與流動特性的影響,Targanski等[7]提出換熱系數(shù)增強(qiáng)比例(enhancement factor,EF)以及壓降增加比例(penalty factor,PF),其中,EF和PF分別被定義為換熱增強(qiáng)管與光滑管的換熱系數(shù)的比值和單位長度壓降的比值。在Bandarra等[8]的研究中,將EF/PF進(jìn)一步定義為價值因子(merit factor,MF),用于評估內(nèi)肋管的綜合性能,其試驗結(jié)果表明,R22在不同類型換熱增強(qiáng)管中的EF為1.25～2.00,而MF均小于1,即內(nèi)肋管壓降的增幅高于換熱系數(shù)的增幅。

除了對比光滑管和內(nèi)肋管中制冷劑的流動換熱性能外,對管內(nèi)肋翅形式和結(jié)構(gòu)對沸騰換熱特性的影響進(jìn)行了試驗研究。歐陽新萍等[9]對3種不同螺紋結(jié)構(gòu)強(qiáng)化管的沸騰換熱特性進(jìn)行了試驗,結(jié)果發(fā)現(xiàn):當(dāng)流動處于層狀流或者過渡流時,較大的螺旋角有利于換熱;而當(dāng)流動處于環(huán)狀流時,較多的螺紋數(shù)更有利于換熱。Yang等[10-11]采用3D打印技術(shù)制造了透明螺紋管,并研究螺紋角度對沸騰換熱和流型的影響,研究發(fā)現(xiàn),螺紋角度為0°的直肋管與光滑管具有較為一致的流型,而螺紋角度不為0°的內(nèi)螺紋管較前兩者更易形成環(huán)狀流。文獻(xiàn)[10-13]的可視化結(jié)果也表明,管內(nèi)的氣泡行為會受到肋翅幾何形狀的顯著影響。氣泡會先沿著肋槽流動,直到其尺寸大于槽寬度后逐漸逸出,氣泡在壁面處的流動路徑受肋翅的影響更易合并,以更高的速度流動。

從上述研究可知,目前對內(nèi)肋管的流動沸騰試驗研究除對比EF、MF等參數(shù)外,主要探究肋翅結(jié)構(gòu)與肋翅尺寸對流動換熱性能的影響。研究采用單一管型形式較多,而鮮有同時采用光滑管和內(nèi)肋管的研究。鑒于內(nèi)肋管會顯著增加流動阻力,本研究設(shè)計同時具有光滑管和內(nèi)肋管的組合式結(jié)構(gòu)(前肋-后光滑組合管),旨在提升換熱性能的同時,減少阻力的增加。同時搭建了以制冷劑R245fa為試驗工質(zhì)的水平管流動沸騰換熱試驗臺,利用單相流動換熱試驗以及光滑管沸騰試驗進(jìn)行驗證,并將試驗數(shù)據(jù)與已有關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果進(jìn)行了對比。隨后探究了光滑管、內(nèi)肋管、前肋-后光滑組合管的換熱特性和綜合性能,以及熱流密度和質(zhì)量流速對3種試驗管沸騰換熱特性的影響。

1 試驗系統(tǒng)

1.1 試驗裝置

流動沸騰試驗裝置示意圖如圖1所示。試驗裝置主要由試驗工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)、加熱系統(tǒng)、冷卻系統(tǒng)以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)共4部分組成。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental setup

由圖1可知,在工質(zhì)循環(huán)系統(tǒng)中,工質(zhì)經(jīng)過冷凝器冷卻后,在儲液罐內(nèi)完成氣液分離,液態(tài)工質(zhì)從儲液罐底部流出。液態(tài)工質(zhì)在經(jīng)過干燥過濾器后由齒輪泵送出并進(jìn)入質(zhì)量流量計,而質(zhì)量流量可以通過調(diào)節(jié)齒輪泵的轉(zhuǎn)速和閥門的開度進(jìn)行控制。隨后試驗工質(zhì)依次通過預(yù)熱段和試驗段,最終返回冷凝器和儲液罐。加熱系統(tǒng)中預(yù)熱段和試驗段的加熱量由管段外纏繞的漆包鎳鉻電阻絲通電產(chǎn)生,加熱功率由接觸式調(diào)壓器(預(yù)熱段)和穩(wěn)壓直流電源(試驗段)控制。冷卻系統(tǒng)主要由板式換熱器和恒溫水槽構(gòu)成,可通過調(diào)節(jié)恒溫水槽的循環(huán)水溫來實(shí)現(xiàn)對系統(tǒng)溫度的控制。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中安捷倫34972A型數(shù)據(jù)采集儀可即時采集試驗過程的壓力、溫度等數(shù)據(jù)并存儲在電腦中。

1.2 試驗管與前肋-后光滑組合管分布

試驗管為紫銅圓管(內(nèi)徑為4.32 mm),其外壁均勻地纏繞著直徑為0.5 mm、電阻率為5.72 Ω/m 的漆包鎳鉻電阻絲。試驗管兩端焊接有法蘭結(jié)構(gòu),在連接試驗系統(tǒng)時,使用聚四氟乙烯墊片確保試驗管的密封性。試驗管有效加熱長度為700 mm,其設(shè)置8個等間距(約95 mm)的測溫位置,其中第一個測溫點(diǎn)為距離試驗管進(jìn)口約15 mm處。在每個測溫位置的截面上沿管壁自上到下布置3個T型熱電偶,以減少壁面周向溫度分布不均導(dǎo)致的測量誤差。此外,試驗管進(jìn)出口的溫度和壓力分別由嵌入式的鎧裝熱電偶和壓力傳感器測得。試驗工質(zhì)為制冷劑R245fa,主要試驗工況范圍:質(zhì)量流速為100～350 kg/(m2·s);熱流密度為9.36～55.84 kW/m2。試驗管路和主要設(shè)備均包裹了保溫棉以減少系統(tǒng)熱量流失。試驗系統(tǒng)所用主要測量儀器及參數(shù)如表1所示。

試驗管的結(jié)構(gòu)圖如圖2所示。圖2(a)和2(b)分別為光滑管和內(nèi)肋管。圖2(c)為前肋-后光滑組合管,鑒于肋翅結(jié)構(gòu)有利成核的特性,將肋翅管布置在試驗管前部,形成內(nèi)肋管在前、光滑管在后的分布形式。圖2(d)為內(nèi)肋管結(jié)構(gòu)示意圖。其中,Din與Dout分別為試驗管的內(nèi)徑和外徑,L為試驗管管長,H為肋高,N為螺紋數(shù),W是肋間距,β為螺旋角,δ為肋翅寬度,γ為齒頂角。試驗管相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示,其中,3種試驗管的外徑均為5 mm,管長均為700 mm,光滑管內(nèi)徑為4.3 mm,內(nèi)肋管的翅根內(nèi)徑為4.6 mm。內(nèi)肋管和組合管中內(nèi)肋管有著相同的肋翅結(jié)構(gòu),其肋高為0.14 mm,螺紋數(shù)為38,肋間距為0.28 mm,螺旋角為18°,肋翅寬度為0.1 mm,齒頂角為40°。

表2 試驗管結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Dimension of the test tubes

圖2 試驗管結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Schematic of the test tubes

2 試驗數(shù)據(jù)整理與分析

2.1 單相數(shù)據(jù)處理

在沸騰換熱試驗之前進(jìn)行單相換熱試驗,用于校驗試驗系統(tǒng)以及估算有效加熱率ε。加熱功率由有效加熱量Qeff和熱損失構(gòu)成,而有效加熱量在單相試驗中為工質(zhì)流經(jīng)試驗管的顯熱增加量。因此,有效加熱率計算如式(1)所示。

(1)

式中:cp,l為定壓比熱容,J/(kg·K);tl,in和tl,out分別為進(jìn)口和出口的流體溫度,℃;Q為電源輸出功率,W;m為質(zhì)量流量,kg/s。

2.2 沸騰換熱系數(shù)計算

根據(jù)有效加熱量計算試驗管的熱流密度q,如式(2)所示。

(2)

式中:Dh為試驗管當(dāng)量內(nèi)徑,m。根據(jù)牛頓冷卻定律,管內(nèi)平均沸騰換熱系數(shù)可寫為式(3)。

(3)

式中:tw,in為內(nèi)壁面的溫度,℃;tsat為工質(zhì)的飽和溫度,℃。

根據(jù)換熱系數(shù)可計算努塞爾數(shù)Nu,如式(4)所示。

(4)

式中:k為液體導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。由于管壁沿徑向溫度分布近似滿足傅里葉定律,試驗管內(nèi)壁面溫度計算如式(5)所示。

(5)

式中:Dout為試驗管外徑,m;λ為紫銅管導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);tw,out為測點(diǎn)位置處的平均外壁面溫度,℃。

試驗管當(dāng)量內(nèi)徑[14]計算如式(6)所示。

(6)

式中:Ac為內(nèi)橫截面面積,m2。Ac可通過肋翅幾何參數(shù)確定,如式(7)所示。

(7)

式中:Din為試驗管內(nèi)徑,m;Af代表單個肋翅片的橫截面積,m2。

試驗過程中,由于R245fa工質(zhì)在試驗管的進(jìn)口處保持過冷狀態(tài),因此試驗管的進(jìn)口干度xin為0。此外,根據(jù)熱平衡原理可計算出試驗管出口干度xout,如式(8)所示。

(8)

式中:il,in為工質(zhì)在進(jìn)口溫度和壓力條件下的焓值,J/kg;isat為飽和段起始點(diǎn)處的焓值,J/kg;il,v為工質(zhì)的汽化潛熱,J/kg。

工質(zhì)在試驗管的平均干度x如式(9)所示。

(9)

上述數(shù)據(jù)處理過程均采用MATLAB程序?qū)崿F(xiàn),其中涉及的制冷工質(zhì)的比熱容、焓等物性參數(shù)均通過調(diào)用REFPROP 9.1動態(tài)數(shù)據(jù)庫直接獲得。

2.3 不確定度分析

試驗所使用熱電偶誤差限為-0.2～0.2 K,且均經(jīng)過標(biāo)準(zhǔn)熱電阻的校正。壓力傳感器的誤差限為-0.25%～0.25%,質(zhì)量流量計的誤差限為-0.1%～0.1%。試驗過程中,各計算參數(shù)R(q、h、x等)的不確定度可以由Moffat誤差傳播理論[15]計算,如式(10)所示。

(10)

式中:δR為計算參數(shù)R的不確定度;Vi為直接測量值,δVi為其不確定度。本研究中主要參數(shù)的不確定度如表3所示。

表3 主要試驗參數(shù)的不確定度

3 可靠性驗證

3.1 單相試驗驗證

為了驗證試驗系統(tǒng)的可靠性,首先進(jìn)行了R245fa工質(zhì)的單相換熱試驗,工質(zhì)在試驗管進(jìn)口的過冷度為5～15 ℃。圖3為不同加熱功率下測得有效加熱率,由此可知,試驗管的有效加熱率基本維持在同一水平,其平均值約為87.86%。

圖3 試驗管的有效加熱率Fig.3 The heating efficiency of the test tube

為進(jìn)一步驗證試驗系統(tǒng)的可靠性,將試驗測得的單相Nu數(shù)與常規(guī)的單相換熱經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式(見表4)的預(yù)測值進(jìn)行比較,如圖4所示。由圖4可以看出:試驗獲得的Nu在雷諾數(shù)Re小于4 000時基本介于兩關(guān)聯(lián)式之間,而當(dāng)Re高于4 000后,試驗值會略低于文獻(xiàn)[17]的預(yù)測結(jié)果,但整體來說,試驗結(jié)果更接近文獻(xiàn)[17]的預(yù)測值;試驗數(shù)據(jù)點(diǎn)基本都落在預(yù)測值的誤差限為-20%～20%。這表明試驗數(shù)據(jù)與預(yù)測結(jié)果吻合較好,試驗裝置具有較高的可靠性。

表4 管內(nèi)單相換熱經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式Table 4 The correlations of single-phase heat transfer in tube

圖4 單相試驗Nu數(shù)與關(guān)聯(lián)式預(yù)測值的對比Fig.4 Comparison of measured and calculated Nu in single-phase experiment

3.2 光滑管沸騰換熱系數(shù)驗證

為了進(jìn)一步驗證沸騰工況下試驗系統(tǒng)的可靠性,將光滑管沸騰換熱試驗得到的平均換熱系數(shù)與Yoshida[18]提出的預(yù)測模型進(jìn)行比較。為定量評估兩者一致性,計算試驗值與預(yù)測值的平均絕對誤差EMAE計算如式(11)所示。

(11)

式中:hpre為預(yù)測換熱系數(shù)值;hexp為試驗換熱系數(shù)值;Nh為換熱數(shù)據(jù)的數(shù)量。

Yoshida關(guān)聯(lián)式[18]關(guān)于沸騰換熱系數(shù)的計算如式(12)所示。

h=F·hconv+S·hnb

(12)

式中:hconv為對流沸騰換熱系數(shù);hnb為核態(tài)沸騰換熱系數(shù);F為對流沸騰強(qiáng)化因子;S為核態(tài)沸騰的抑制因子。

Yoshida關(guān)聯(lián)式[18]的預(yù)測結(jié)果與光滑管沸騰試驗結(jié)果的比較如圖5所示。由圖5可知,預(yù)測結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好,EMAE約為8.88%,并且有98.77%數(shù)據(jù)的誤差限為-30%～30%。整體而言,試驗測得的沸騰換熱系數(shù)與預(yù)測模型也能夠較好地吻合。

圖5 試驗結(jié)果與Yoshida[18]關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果的對比Fig.5 Comparison between the experimental results and the prediction results of Yoshida[18]correlations

4 試驗結(jié)果分析

4.1 R245fa流動沸騰換熱特性

在不同質(zhì)量流速下,3種試驗管的平均換熱系數(shù)隨熱流密度的變化情況如圖6所示。由圖6可以看出,隨著熱流密度的增加,各試驗管換熱系數(shù)均呈現(xiàn)增加趨勢。這主要因為熱流密度的增加有利于激活更多的汽化核心,氣泡形成速度和氣泡數(shù)量也隨之增加,此外氣液兩相間的擾動也顯著增強(qiáng),進(jìn)而促使換熱性能提升[19-20]。而在較低的質(zhì)量流速時,過高的熱流密度會使得工質(zhì)在試驗管末端發(fā)生干涸(dry-out),進(jìn)而降低試驗管的換熱性能。對比各試驗管的試驗結(jié)果知,當(dāng)試驗管為光滑管或組合管時,在各質(zhì)量流速下,換熱系數(shù)隨熱流密度近似線性地增加。但組合管換熱系數(shù)為1.79～5.18 kW/(m2·K),相比光滑管(1.41～3.07 kW/(m2·K))有著更大變化區(qū)間。當(dāng)試驗管為內(nèi)肋管時,在較低熱流密度下,質(zhì)量流速的差異也會引起換熱系數(shù)顯著差別,此時對流作用也對換熱產(chǎn)生顯著影響;而隨著熱流密度的增加,不同質(zhì)量流速下的換熱系數(shù)差別變小,核態(tài)沸騰開始占據(jù)主導(dǎo)。

圖6 3種試驗管在不同質(zhì)量流速下的平均換熱系數(shù)隨熱流密度的變化Fig.6 Variation of the average heat transfer coefficient against the heat flux at different mass flux for the three test tubes

在不同熱流密度下,3種試驗管的平均換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速的變化情況如圖7所示。從圖7中可以看出,光滑管的換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速的增加而略微增大,對流沸騰也會影響換熱過程。在低熱流密度下,內(nèi)肋管和前肋-后光滑組合管換熱系數(shù)會先隨質(zhì)量流速逐漸增加而后逐漸穩(wěn)定,這表明對流沸騰機(jī)制逐漸被核態(tài)沸騰主導(dǎo);而在高熱流密度下,不同質(zhì)量流速下的換熱系數(shù)基本維持在同一水平,此時核態(tài)沸騰主導(dǎo)換熱。此外,相比于內(nèi)肋管,前肋-后光滑組合管的換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速增加的增大的幅度更加明顯,表明前肋-后光滑組合管對流沸騰機(jī)制對換熱的促進(jìn)作用更加明顯。例如,當(dāng)熱流密度為18.69 kW/m2時,隨著質(zhì)量流速從100 kg/(m2·s)增加到250 kg/(m2·s),內(nèi)肋管的換熱系數(shù)只增加了約9%,而前肋-后光組合管則增加了近45%。

圖7 3種試驗管在不同熱流密度下的平均換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速的變化Fig.7 Variation of the average heat transfer coefficient against the mass flux at different heat flux for the three test tubes

不同試驗管換熱特性對比結(jié)果如圖8所示。其中,圖8(a)為3種試驗管換熱系數(shù)隨熱流密度和質(zhì)量流速變化的三維圖。由圖8(a)可知:內(nèi)肋管和前肋-后光滑組合管的換熱系數(shù)顯著高于光滑管;而對于組合管,其換熱系數(shù)會隨著熱流密度和質(zhì)量流速的增加逐漸增大并超過內(nèi)肋管。選取G=250 kg/(m2·s),q=9.36～55.84 kW/m2工況,并繪制該工況下不同試驗管換熱系數(shù)隨熱流密度的變化曲線,如圖8(b)所示。由圖8(b)可知,當(dāng)處于250 kg/(m2·s)這樣的高質(zhì)量流速時,組合管換熱系數(shù)隨熱流密度變化曲線的斜率要大于內(nèi)肋管。當(dāng)熱流密度低于30 kW/m2時,組合管的換熱系數(shù)高于光滑管,但稍低于內(nèi)肋管。此時,肋翅結(jié)構(gòu)的存在有利于氣泡核化,進(jìn)而提高了換熱性能,且內(nèi)肋管擁有更多的肋翅結(jié)構(gòu),更容易形成環(huán)狀流動[12],使得其換熱系數(shù)也略高于組合管。當(dāng)熱流密度較高時(q>30 kW/m2),內(nèi)肋管后端的肋翅片會刺破近壁液膜,容易造成局部間歇干涸的發(fā)生,阻礙了換熱系數(shù)的進(jìn)一步提升。相反,組合管的后端光滑管可以減緩液膜的破碎,并且減少流動阻力,便于氣相工質(zhì)的輸運(yùn),進(jìn)而提升其整體換熱性能。綜上所述,在高熱流密度和高質(zhì)量流速工況下,組合管的換熱增強(qiáng)效果要好于內(nèi)肋管。

圖8 不同試驗管換熱系數(shù)h的比較Fig.8 Comparison of h for different test tubes

4.2 綜合性能分析

基于3種試驗管的試驗數(shù)據(jù),分別獲得前肋-后光滑組合管與內(nèi)肋管的EF和PF,如圖9所示。由圖9(a)可知,內(nèi)肋管的EF為1.40～2.24,而前肋-后光滑組合管的EF為1.43～1.78。在低質(zhì)量流速時,內(nèi)肋管的EF要顯著高于前肋-后光滑組合管,而當(dāng)質(zhì)量流速超過200 kg/(m2·s)后,前肋-后光滑組合管的EF逐漸超過內(nèi)肋管,達(dá)到1.7左右。圖9(b)給出了內(nèi)肋管以及前肋-后光滑組合管的PF分布。對于內(nèi)肋管,單位長度上的壓降與光滑管較為接近,其PF為0.9～1.1,這與文獻(xiàn)[21]的銅制內(nèi)肋管的試驗結(jié)果一致。而前肋-后光滑組合管的PF要低于內(nèi)肋管,光滑段的存在可以有效減少沿程阻力。

圖9 不同試驗管的EF和PF比較Fig.9 Comparison of EF and PF for different test tubes

圖10比較了前肋-后光滑組合管和內(nèi)肋管的MF。由圖10可以發(fā)現(xiàn),前肋-后光滑組合管和內(nèi)肋管的MF隨質(zhì)量流速的變化趨勢與EF的結(jié)果相近。但當(dāng)G>200 kg/(m2·s),前肋-后光滑組合管的MF要明顯高于內(nèi)肋管,表明此時組合管的流動沸騰綜合性能要好于內(nèi)肋管。選取G=350 kg/(m2·s)時的試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比,如圖10(b)所示。由圖10(b)可知,在較高的質(zhì)量流速下,隨著熱流密度的增加,前肋-后光滑組合管的MF也逐漸增加,但內(nèi)肋管的MF變化不大,維持在1.5左右。在較高的質(zhì)量流速和熱流密度下,前肋-后光滑組合管的MF始終高于內(nèi)肋管,即組合管呈現(xiàn)了更好的綜合性能。

圖10 不同試驗管的MF比較Fig.10 Comparison of MF for different test tubes

5 結(jié) 論

——以光滑管為基準(zhǔn),內(nèi)肋管的EF為1.40～2.24,前肋-后光滑組合管的EF為1.43～1.78。當(dāng)質(zhì)量流速低于200 kg/(m2·s)時,內(nèi)肋管的EF高于前肋-后光滑組合管;當(dāng)質(zhì)量流速超過200 kg/(m2·s)時,前肋-后光滑組合管的EF逐漸高于內(nèi)肋管,達(dá)到1.7左右。

——當(dāng)質(zhì)量流速低于250 kg/(m2·s)時,前肋-后光滑組合管的換熱系數(shù)隨質(zhì)量流速增加的增大幅度相較于內(nèi)肋管更為顯著,其對流沸騰機(jī)制的作用更加明顯。

——低質(zhì)量流速時,內(nèi)肋管的MF更高,即綜合性能更好;而在較高的質(zhì)量流速和熱流密度下,組合管的MF要高于內(nèi)肋管,此時組合管綜合性能更好。