R410A水平三維強化管蒸發(fā)換熱實驗

程 洪,李 蔚,2*,高 宇,吳俊杰,王嘉程,石綺云,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)

傳熱強化技術可分為被動(無外部能源消耗)強化傳熱技術和主動(需要外部供能) 強化傳熱技術。在冰箱等熱交換設備中,被動強化傳熱技術強化傳熱管經(jīng)常被用來提高換熱管的換熱效果。

在過去的幾十年里,為了提高傳熱系數(shù),人們對內(nèi)表面上有許多小的整體翅片的微細管道進行了廣泛的研究[1-6]。然而,關于三維增強管的研究和報道在文獻中相對較少。KUKULKA 等[7]評估了一系列新的三維增強管的整體熱特性,這些管具有平行和交錯的凹坑排列。這些強化管通過一系列因素改善了傳熱特性,包括產(chǎn)生流體湍流、產(chǎn)生二次流體流型、破壞邊界層和增加傳熱面積。GUO 等[8]進行了一項實驗研究,以評估R22/R32/R410A 在光滑管、人字形管和新開發(fā)的強化表面管內(nèi)的對流冷凝和蒸發(fā)。研究結果表明,由于特殊的表面結構和增強單元產(chǎn)生了大量的成核點,EHT 管為所有3種制冷劑提供了最佳的蒸發(fā)傳熱性能。LI 和CHEN[9-10]用2EHT 管和光滑管研究了R410A 的傳熱系數(shù)和壓降。在2EHT 管和光滑管中,質(zhì)量流速的增加導致傳熱系數(shù)和摩擦壓降的增加。2EHT管在相對較低的壁過熱下表現(xiàn)出較好的飽和蒸發(fā)性能,并在蒸發(fā)條件下提供了較好的傳熱特性。SHAFAEE等[11]討論了R600a在水平光滑和螺旋波紋管中的蒸發(fā)傳熱和壓降特性,這種特性通過由淺和深突起組成的改進圖案得到了增強。AYUB等[12]給出了R134A 在帶有實心圓桿插入件的增強型凹腔管中流動沸騰傳熱的實驗結果。在相似的操作條件下,與具有較低壓降的相同光滑管相比,具有桿件的強化管表現(xiàn)出高3倍的傳熱性能。KUNDU等[13]在制冷劑質(zhì)量流速范圍為100～400 kg·(m2·s)-1,熱流密度范圍為3～ 10 kW·m-2,蒸發(fā)器進口溫度為5～9 ℃的光滑水平管內(nèi),測量了R134A和R407C的流動沸騰傳熱系數(shù)和壓降。實驗結果表明,傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流速和熱流密度的增加而增加,在所有質(zhì)量流速下,R134A 的傳熱系數(shù)均高于R407C。LILLO 等[14]比較和分析了R32和R410A在內(nèi)徑為6.0 mm 的單個水平管內(nèi)的流動沸騰特性。研究發(fā)現(xiàn),在操作條件下,R32的傳熱系數(shù)總是高于R410A,特別是在低飽和溫度、低質(zhì)量和熱通量的情況下。GRECO 和VANOIL[15]進行了一項實驗研究,以評估使用5 種制冷劑(R22/R134A/R507/R404A/R410A)的水平光滑管內(nèi)的流動沸騰傳熱系數(shù)。實驗結果表明,由于壁面過熱度的降低,傳熱系數(shù)隨著飽和溫度和熱流密度的增加而增加。

綜上可以看出,具有特殊強化特性的換熱管可以有效增強流動沸騰傳熱特性,且由高導熱性材料(例如銅)制成的增強管被廣泛用于各種傳熱系統(tǒng)中。然而,在高腐蝕環(huán)境(如海水凈化場景)也必須使用低熱導率的換熱材料。因此,本工作研究了R410A 在不銹鋼三維強化表面管和光滑滑管內(nèi)的流動沸騰傳熱特性。

1 實驗設置

測試裝置由2個主要的閉環(huán)組成:冷水回路和制冷劑循環(huán)。冷水回路與冷凝器相連,循環(huán)水帶走了制冷劑的熱量,水溫在14～16 ℃內(nèi)保持恒定。制冷劑回路的示意圖如圖1所示,主要包括齒輪泵、流量計、加熱器、測試冷凝器、后置冷凝器、儲液罐、溫度傳感器、壓力指示器、壓差傳感器和必要的流量控制儀器。變頻齒輪泵用來控制質(zhì)量流速,2個質(zhì)量流量計的精度在滿量程的0.1%以內(nèi)安裝于齒輪的下游,用以測量水回路和制冷劑回路中水和制冷劑的質(zhì)量流量。為了在測試冷凝器的入口處達到理想的干度值,測試段前安裝了預熱器,加熱器絕熱良好。PT100溫度傳感器和壓力傳感器用以確定加熱器入口處制冷劑的焓和溫度壓力等參數(shù)。測試段冷凝器是一個水平雙管熱交換器,制冷劑在管中流動,在環(huán)空側中水以逆流方向流動。測試部分的長度為2 m。

圖1 高精度換熱器實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of high precision heat exchanger experimental system

圖2為三維強化管表面結構圖,強化管具體的幾何參數(shù)如表1 所示。強化管由銅(Cu-1EHT)和不銹鋼(SS-1EHT)制成;它們的標稱外徑為12.7 mm,標稱內(nèi)徑為11.5 mm。管表面含有分布在內(nèi)表面和外表面上寬度為3.4和1.35 mm 的凹坑的表面結構,凹痕間距4 mm。銅光管(ST)外徑為12.7 mm、內(nèi)徑為11.5 mm。3根測試管的加熱長度為1.85 m。實驗使用R410A 在6 ℃的飽和溫度下進行;質(zhì)量流速值固定在100、150 和200 kg·(m2·s)-1,干度范圍為0.1～0.9。

表1 強化管表面參數(shù)Table 1 Surface parameters of enhanced tubes

圖2 三維強化管表面結構圖Fig.2 Surface structure diagram of three-dimensional strengthened tube

2 數(shù)據(jù)處理

實驗設備中安裝了實驗裝置來計算傳熱系數(shù)和摩擦壓降。當溫度和壓力恒定至少15 min時,認定系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)條件。同時通過重復測試2次,以檢查測試儀器的可靠性。制冷劑的熱力學特性用商業(yè)軟件REFPROP 9.1確定。

其中:Qw,test是水側的換熱量,cp,w,test為測試段冷卻水的比熱容;mw,test為測試段冷卻水的質(zhì)量流量;Tw,test,in為測試段水側的入口溫度;Tw,test,out為測試段水側的出口水溫。

在實驗段,熱絕緣測試部分周圍的層由泡沫制成,絕緣材料層足夠厚以使得由于溫差造成的熱量損失最小化,熱量損失在所有實驗條件下都小于5%。實驗段中制冷劑的換熱量分為顯熱和潛熱:

其中:Qref,test是制冷劑側換熱量,mref為管內(nèi)冷凝工質(zhì)的質(zhì)量流量;Hin,v為測試段入口處的氣態(tài)焓;Hout,v為測試段出口處的氣態(tài)焓;Hin,l為測試段入口處的液態(tài)焓;Hout,l為測試段入口處的液態(tài)焓。

預熱器中的溫度是通過鉑PT-100 進行測量的,傳感器校準至0.1 K 以內(nèi)的精度,測試段的入口干度(xin)由預熱器中的能量守衡決定,出口干度(xout)由實驗段中的能量守衡決定,計算方法如下:

其中:cp,ref,ph為預熱段冷凝工質(zhì)的比熱容;Tsat為冷凝工質(zhì)的飽和溫度;Tref,ph,in為預熱段冷凝工質(zhì)的入口溫度;hlv為冷凝工質(zhì)的汽化潛熱。

對數(shù)平均溫差(LMTD)ΔT通過使用環(huán)形側入口和出口的制冷劑溫度和循環(huán)水溫度計算得出:

管內(nèi)的制冷劑傳熱系數(shù):

其中:Ao為測試段環(huán)空側的換熱面積;Ai為測試段管內(nèi)的換熱面積;ho為測試段環(huán)空側的換熱系數(shù);do和di分別為被測換熱管的外徑和內(nèi)徑;kwall為管壁導熱系數(shù)。

水側hw的傳熱系數(shù)用Gnielinski方程計算得到:

而用愛爾蘭威士忌最后熟成的杰卡斯雙桶創(chuàng)釀系列赤霞珠葡萄酒，極致濃厚而又優(yōu)雅，讓人分外驚喜。本身鮮明的黑醋栗果香，經(jīng)由最后的威士忌桶熟成，多種漿果香豐富撲鼻，雪松、黑莓、煙草、香草綿綿不絕，富有層次感，而入口后，李子和煙葉的充滿活力的味道激活了口腔，那鮮明的黑醋栗帶著幾抹清新薄荷、黑橄欖和焦糖香，讓人回味無窮。喝上一杯，如果再來一盤暖暖的羊排，那便再好不過！

其中:f為水側范寧摩擦因子;μbulk為流體中心溫度對應的流體黏度;μwall為壁面溫度對應的流體黏度;kw為測試段水的導熱系數(shù);di為管外套管的水力直徑。

總壓降由安裝在測試部分的出口和入口之間的差壓傳感器確定,包括摩擦壓降、加速壓降和重力壓降。由于試管水平放置,重力壓降可以忽略。摩擦壓降可通過減去重力壓降和加速壓降計算:

加速壓降ΔPa:

其中:G為管內(nèi)冷凝工質(zhì)的質(zhì)量流速;ρl為飽和狀態(tài)下冷凝工質(zhì)的液相密度;ρv為氣相密度;σ為飽和狀態(tài)下制冷劑的表面張力。

其中ε代表截面孔隙率:

3 結果與討論

LESZEK 等[16]針對水平光滑管中的沸騰流動開發(fā)了流型圖。圖3 顯示了本研究中R410A 在G=100 kg·(m2·s)-1、Tsat=6 ℃和di=11.5 mm 時的預測流型。可以看出,在本研究中,隨著質(zhì)量流速和干度的變化,段塞流、分層波狀流、間歇流和環(huán)形流相繼出現(xiàn)。在光滑管中,在低質(zhì)量流速下,流型圖預測R410A 在干度范圍內(nèi)的段塞流和分層波狀流。在高質(zhì)量流速(流速＞150 kg·(m2·s)-1)下,由流型圖預測的間歇和環(huán)形流型在0.2～0.8的干度范圍內(nèi)。當質(zhì)量流速和干度增加(質(zhì)量流速＞200 kg·(m2·s)-1和干度＞0.9)時,可能出現(xiàn)干涸和霧狀流,傳熱系數(shù)會隨著干度的增加而降低。然而,在質(zhì)量流速影響很小的低干度區(qū)域,核態(tài)沸騰占主導地位。對流沸騰的貢獻隨著質(zhì)量流速的增加而增加。間歇流和環(huán)形流被認為是最佳的傳熱強化區(qū),因為液膜較薄,熱阻較小。從間歇流到環(huán)形流的過渡干度xIA是使用最初的Kattan-Thome[17]邊界模型計算的。因此,在本研究中,R410A 的過渡干度為0.404,其可以由流體的特定性質(zhì)決定?？傊?對于光滑管內(nèi)的R410A 流動沸騰,當質(zhì)量流速小于140 kg·(m2·s)-1時,主要的流動狀態(tài)是段塞流和分層波狀流,然而,當質(zhì)量流速大于140 kg·(m2·s)-1時,在相對較高的干度下發(fā)生間歇/環(huán)形流的可能性很大。對于1EHT 管,以前并未有此方面的研究結果。漣漪紋管與光滑管相比,一方面,從間歇流到環(huán)形流的過渡預計將會在較低的干度下發(fā)生。另一方面,在較低的質(zhì)量流速和干度下,更可能出現(xiàn)從分層波狀流到環(huán)形流的轉變。較早的轉變與內(nèi)表面和外表面上的凹坑/突起和花瓣陣列有關,這可以去除管周圍的液膜并將氣泡移動到管的中心。類似地,先前的研究[1-2]給出了水平微翅管內(nèi)流動沸騰的流型。結果發(fā)現(xiàn),在較低的質(zhì)量流速和干度下會發(fā)生流型轉變。并且微細管中的早期過渡與內(nèi)表面上的螺旋槽有關,在那里液態(tài)制冷劑可以更容易地移動到管的部分。將因此需要進行可視化觀察,以確定強化管內(nèi)兩相流體的流動模式。

圖3 光管的LESZEK 等[16]流型圖Fig.3 LESZEK et al [16] flow pattern of light pipe

不同質(zhì)量流速(100、150 和200 kg·(m2·s)-1)和干度下的光管、銅制漣漪紋管以及不銹鋼制漣漪紋管傳熱系數(shù)見圖4。傳熱系數(shù)和干度是對整個試驗長度的數(shù)據(jù)取平均值后的平均值。圖4(a)為光滑管中的蒸發(fā)傳熱系數(shù)。傳熱系數(shù)隨著質(zhì)量流速的增加而增加。當質(zhì)量流速增加時,液體流動變得更加湍動,液膜變薄,從而降低熱阻,增強傳熱。質(zhì)量流速為100和150 kg·(m2·s)-1的傳熱結果緩慢上升,僅顯示出很小的幅度差異。在比較流型時,可以看出,對于大約0.2的出口干度,分層流逐漸變成分層波狀流。在出口干度約為0.75時,傳熱逐漸由壁液轉變?yōu)楸跉?產(chǎn)生干涸流,使傳熱惡化,導致傳熱曲線向下。質(zhì)量流速為200 kg·(m2·s)-1的傳熱結果表明,在低干度時,系數(shù)略有增加,而在高干度時,傳熱系數(shù)增加。在該質(zhì)量流速下,傳熱系數(shù)的增加速率大于在較低質(zhì)量流速下。對于最高的干度,傳熱系數(shù)的增加流速由于干涸流的開始而減慢。比較流型,注意到傳熱系數(shù)開始增長的點(在干度為0.6時)對應于環(huán)形流出現(xiàn)時的干度。高質(zhì)量流速(200 kg·(m2·s)-1)強化了傳熱,促進了環(huán)形流的發(fā)生,減少和破壞了液膜。對于低干度,當流型從分層流變?yōu)榉謱硬鲿r,傳熱系數(shù)略有增加,可以觀察到液膜逐漸減小。此外,傳熱惡化(在干流期間發(fā)現(xiàn))表現(xiàn)出較溫和的影響,并降低了傳熱系數(shù)的增加率。一般來說,高質(zhì)量流速有助于流型的轉變,這通常又增加了傳熱系數(shù)并降低了傳熱惡化的影響。此外,在100～150 kg·(m2·s)-1的質(zhì)量流速范圍內(nèi),干度的大小對傳熱系數(shù)有輕微的影響。但是,在200 kg·(m2·s)-1的質(zhì)量流速數(shù)據(jù)下,干度的大小對傳熱系數(shù)產(chǎn)生了顯著的變化。從流型中可以觀察到,在200 kg·(m2·s)-1的高質(zhì)量流速下,流型從分層波流變?yōu)榄h(huán)形流。環(huán)形流的產(chǎn)生在蒸發(fā)模式中很突出,因此環(huán)形流中的傳熱系數(shù)比分層波流或分層流中的傳熱系數(shù)大得多。當干度達到啟動干涸流時,傳熱系數(shù)發(fā)生顯著變化。隨著質(zhì)量流速的增加,干涸流的影響不太明顯。

圖4 不同質(zhì)量流速和干度下的光管、銅制漣漪紋管和不銹鋼制漣漪紋管的傳熱系數(shù)Fig.4 Heat transfer coefficient of smooth tube,copper corrugated tube and stainless steel corrugated tube under different mass speeds and steam qualities

圖4(b)演示了強化Cu-1EHT 管的傳熱系數(shù)與干度和質(zhì)量流速的關系。在質(zhì)量流速為100 kg·(m2·s)-1時,傳熱系數(shù)沒有任何顯著變化。在質(zhì)量流速為150和200 kg·(m2·s)-1時,傳熱系數(shù)隨質(zhì)量迅速增加。此外,隨著質(zhì)量流速的增加,傳熱系數(shù)相對較大,并且增長率也在增加。在流型分析中,在質(zhì)量流速為150 kg·(m2·s)-1的強化Cu-1EHT 管中開始出現(xiàn)環(huán)形流,強化結構促進了在較低質(zhì)量流速下從分層波流向環(huán)形流的轉變。流速為150 kg·(m2·s)-1時,流型的轉變是傳熱迅速增加的原因。隨著質(zhì)量流速進一步增加到200 kg·(m2·s)-1,觀察到傳熱系數(shù)進一步提高。此外,曲線的斜率也更陡。總之,從流型可以明顯看出,對于高質(zhì)量流速,增強結構在非常低的干度下產(chǎn)生環(huán)形流。突起和凹坑加速了流動,增加了湍流,增加了成核點。因此,增強的結構影響了流動模式并增加了熱傳遞,產(chǎn)生了對整個熱傳遞過程的更有效的增強。與光滑管相比,強化Cu-1EHT 管在相似工況下具有更大的傳熱系數(shù)。在比較增強的Cu-1EHT 管的傳熱系數(shù)與光滑管的傳熱系數(shù)時,增強比在1.27～1.96。圖4(c)顯示了強化SS-1EHT 管傳熱隨質(zhì)量流速和干度變化的實驗結果。質(zhì)量流速為100 和150 kg·(m2·s)-1時,傳熱系數(shù)變化不大。在質(zhì)量流速為200 kg·(m2·s)-1時,傳熱系數(shù)顯著增加。這些結果表明,在低質(zhì)量流速下,傳熱系數(shù)受干度變化的影響很小。此外,增加質(zhì)量流速,強化管SS-1EHT 的傳熱系數(shù)增加。由于不銹鋼的導熱性較低,SS-1EHT 管中的表面突起具有比Cu-1EHT管更大的溫度梯度。SS-1EHT 管的翅片效率較低。因此,銅強化管產(chǎn)生的傳熱系數(shù)比不銹鋼強化管大17%～53%,這與以前的研究結果具有一致性[18-19]。

圖5顯示了對于不同的質(zhì)量流速,作為干度的函數(shù)的測試管中的摩擦壓降的變化。對于所有測試的管道,隨著質(zhì)量流速和干度的增加,摩擦壓降都有所增加。當在恒定質(zhì)量流速下在氣液交界面處時,由于氣相和液膜之間存在較大的速度差,這增加了界面剪切力并產(chǎn)生較大的摩擦,從而產(chǎn)生較大的壓降。如果將壓降與傳熱系數(shù)進行比較,該比值會隨著干度的增加而產(chǎn)生平均增長。這并沒有隨著環(huán)形流的開始而顯著增加,這意味著環(huán)形流產(chǎn)生了高傳熱效果和低壓降損失。類似地,對于質(zhì)量流速的增加,產(chǎn)生更高的剪切力,導致更高的壓降。在相似的工況下,Cu-1EHT 管內(nèi)的摩擦壓降高于光滑管。這是由于表面結構產(chǎn)生的阻塞和流體湍流導致的結果。此外,在質(zhì)量流速為200 kg·(m2·s)-1時,2個管之間的摩擦壓降差小于低質(zhì)量流速時的壓降差。總之,強化管沒有顯著增加總壓降。對于所考慮的條件,壓降增強的范圍(強化管壓降與光滑管壓降的比較)為1.10～1.70?；仡檪鳠岷蛪航禂?shù)據(jù),Cu-1EHT 管的傳熱有顯著改善,摩擦壓降略有增加。因此,1EHT 管在換熱過程中表現(xiàn)優(yōu)異,值得考慮用于傳熱增強設計。

圖5 不同質(zhì)量流速和干度下的光管、銅制漣漪紋管和不銹鋼制漣漪紋管的摩擦壓降Fig.5 Friction pressure drop of smooth tube,copper rippling tube and stainless steel rippling tube under different mass speeds and steam qualities

4 結論

比較了1EHT 強化管(銅和不銹鋼)和光滑管(銅)的管側蒸發(fā)(使用R410A 制冷劑)。實驗使用范圍從0.1～0.9 的干度進行;質(zhì)量流速固定在100、150和200 kg·(m2·s)-1;討論了干度、質(zhì)量流速、表面結構和管道材料對蒸發(fā)傳熱特性和流型的影響。結論如下:

1) 流型與蒸發(fā)換熱系數(shù)相關。環(huán)形流顯著提高了強化管的傳熱系數(shù),壓降略有增加。Cu-1EHT管通過減少液膜、加速流體擾動、削弱重力效應和增加剪切力效應,在分層波流和環(huán)形流之間產(chǎn)生最劇烈的擾動和最低的過渡(當改變干度時)。

2) 摩擦壓降隨質(zhì)量流速和干度的增加而增加,這是由于隨著質(zhì)量流速的增加,增加了紊亂程度,隨著干度的增加,氣相和液相之間的速度差也增加。

3) 增強的1EHT 管表面結構對管中產(chǎn)生的流型產(chǎn)生影響。此外,表面結構顯著提高了傳熱性能。增強的1EHT 管改善了熱傳遞,但沒有顯著增加壓降。傳熱強化率為1.27～1.96,而沸騰時的壓降比光滑管高11%～36%。另外導熱系數(shù)較低的不銹鋼管其蒸發(fā)換熱系數(shù)較小,但摩擦壓降相差不大。

總之,IEHT 管在換熱過程中表現(xiàn)優(yōu)異,值得考慮用于傳熱增強設計。