R513A在水平管內(nèi)沸騰換熱及壓降特性的實(shí)驗(yàn)研究

中圖分類號：TK123；TK124 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental study on boiling heat transfer and pressure drop characteristics of R513A inside horizontal tubes

ZHANG Qing1， HUANG Lihao12， ZHANG Jiani3， TAO Leren12，ZHU Tianyi1， CHEN Jianhong1 （1.SchoolofEnergyandPowerEngineering， UniversityofShanghai forScienceandTechnology，Shanghai2oo93，Chind; 2.Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transferin Power Engineering， Shanghai 2Oo093，China; 3. Shanghai Institute of Quality Inspection and Technical Research， Shanghai 2oo2l4， China）

Abstract： The growing problem of global warming in the refrigeration industry requires the replacement

Citation： ZHAQi，HUALaoHAJanal.Expetaludyatraeandpresudaracteriso1Ainside horizontal tubes[J]. Journal of University ofShanghai for Science and Technology，2025，47（2）： 139-147.

of existing refrigerants and further enhancement of heat transfer eficiency in heat exchangers. The boiling heat transfer characteristics ofR513A in the horizontal smooth tubes and internally ribbed tubes with outer diameter 9.52， 12.70mm were experimentally investigated to analyze the mechanism of changes in heat transfer coeficients and pressure drops by heat flux， tube diameter， mass flux and saturation temperature. The results show that the boiling heat transfer coefficient increases and then decreases with the increase of heat flux. The disturbance of refrigerant in the 9.52mm smooth tube is more intense， and the heat transfer coefficient is increased by 13.91%～19.77% compared with that of the 12.70mm tubes. The pressure drop in the 9.52mm tubes is 1.4～3.8 times that of the 12.70mm tubes. Both the increase in saturation temperature and the increase in mass flux contribute to the heat transfer coeffcient. It is easier to reach the local drying point at low mass fluxes， when the boiling heat transfer coefficient decreases sharply. The Cooper and Liu-Winterton correlations were compared to predict the heat transfer coefficients. Before the drying out， both of them can predict the flow boiling heat transfer characteristics of R513A in the horizontal smooth tube very well. After the drying out， the Liu-Winterton correlation is more accurate， with mean absolute deviation of 18.53% and 28.36% before and after the drying out， respectively.

Keywords： R5l3A; flow boiling; internally ribbed tube; heat transfer coefficient; pressure drop

目前我國冷水（熱泵）機(jī)組主要采用的制冷劑為 Rl34a 、R22和 R407C 。以R134a為例，雖然其消耗臭氧潛能值（ODP）為0，但其全球變暖潛能值（GWP）高達(dá)1300，因此替代工質(zhì)的研究迫在眉睫。R513A是一種零ODP、低GWP（GWP為631）的混合制冷劑，由質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 56% 的R1234yf和質(zhì)量分?jǐn)?shù)為 44% 的 Rl34a 組成，可作為R134a的替代制冷劑[]。R513A符合當(dāng)前保護(hù)臭氧層、緩解全球變暖的要求，因此，對其在實(shí)際應(yīng)用中的性能進(jìn)行研究具有重要意義。

近年來，許多學(xué)者對R513A的實(shí)際應(yīng)用進(jìn)行了研究，但是大多集中在蒸汽壓縮系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)上。Makhnatch等[2在小容量蒸汽壓縮制冷系統(tǒng)中針對R450A、R513A替代R134a進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明，R513A比R134a、R450A的性能更好，在壓力比、排氣溫度和質(zhì)量流量方面表現(xiàn)更優(yōu)。Mota-Babiloni等[3在蒸汽壓縮系統(tǒng)中分別對R134a和R513A進(jìn)行了36次實(shí)驗(yàn)，R513A得益于更高的吸氣密度和更低的操作壓力比，獲得了更好的制冷效果。王紅燕等[4和Zhang等[5進(jìn)行了R513A對雙螺桿壓縮機(jī)性能影響的理論和實(shí)驗(yàn)研究，討論了冷凝溫度和轉(zhuǎn)速對系統(tǒng)性能的影響，發(fā)現(xiàn)R513A和R134a的容積效率和絕熱效率相差很小，R513A的制冷系數(shù)（COP）略低，驗(yàn)證了R513A作為R134a的替代制冷劑的可行性。Yildiz等對Rl34a 、R1234yf和R513A在相同的蒸發(fā)溫度 （-10， -5^°C 和 0^°C ）和冷凝溫度（ 35^°C ）下進(jìn)行測試，結(jié)果表明：在蒸發(fā)溫度為 -10^°C 和 -5^°C 時(shí)，R513A的COP高于R134a的；但蒸發(fā)溫度為 0^°C 時(shí)，R513A的COP低于R134a的。

此外，為了提高能源利用率，如何提高換熱器的性能受到廣泛關(guān)注，該方向的研究多數(shù)集中在對強(qiáng)化管的分析上。Wang等[研究了R1234yf在水平內(nèi)螺紋管內(nèi)的換熱特性，分析了運(yùn)行參數(shù)（壓力、熱流密度、質(zhì)量流速）對換熱的影響，并比較了R134a和R1234yf在超臨界工況下的差異。Diani等[8-9進(jìn)行了R134a在內(nèi)徑 3.4， 2.4mm 的內(nèi)螺紋管內(nèi)的流動沸騰實(shí)驗(yàn)， 2.4mm 管的傳熱系數(shù)顯著高于 3.4mm 管的，且干涸點(diǎn)延遲出現(xiàn)。Longo 等[10-12]分別以 R1233zd（E） 、R245fa、R134a為工質(zhì)，在內(nèi)徑為 4.3mm 的小直徑內(nèi)螺紋管內(nèi)進(jìn)行流動沸騰實(shí)驗(yàn)，采集傳熱系數(shù)和摩擦壓降數(shù)據(jù)，評估了幾種流動沸騰換熱和壓降估算模型的可靠性。Jige等[13]研究了R32在當(dāng)量直徑為2.1、2.6、 3.1mm 的3種水平小直徑內(nèi)螺紋管內(nèi)的流動沸騰換熱和摩擦壓降，發(fā)現(xiàn)在低熱流密度的情況下，內(nèi)螺紋管的結(jié)構(gòu)對傳熱的影響占主導(dǎo)地位。

目前，針對R513A在管內(nèi)兩相換熱方面的研究仍然較少。Diani等14-15]以R513A為工質(zhì)，通過實(shí)驗(yàn)比較了內(nèi)徑 3.5mm 的光管和內(nèi)徑 3.4mm 的內(nèi)螺紋管的換熱性能，結(jié)果表明，內(nèi)螺紋管比光管具有更好的強(qiáng)化換熱效果，但在高質(zhì)量流速的情況下，強(qiáng)化效果不明顯。Arcasi等[1研究了R513A在內(nèi)徑 6.00mm 水平不銹鋼管內(nèi)的流動沸騰換熱，給出了飽和溫度、質(zhì)量流量和熱通量對傳熱系數(shù)的影響，并與相同工況下的R134a進(jìn)行對比，對傳熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了評估。

針對R513A在管內(nèi)流動沸騰換熱性能的研究較少，且現(xiàn)有研究僅限于小管徑。本文利用自主搭建的單管管內(nèi)兩相流動換熱測試平臺，進(jìn)行R513A在水平光滑管和內(nèi)螺紋管（外徑9.52、 12.70mm 管內(nèi)的流動沸騰換熱實(shí)驗(yàn)研究，分析質(zhì)量流速、蒸發(fā)溫度、管徑、熱流密度等因素對管內(nèi)流動沸騰傳熱系數(shù)和兩相流動壓降的影響，并且將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)有的傳熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行比較，為新型環(huán)保制冷劑R513A的推廣和使用提供相關(guān)的數(shù)據(jù)支持和理論依據(jù)

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)臺集冷凝實(shí)驗(yàn)與蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)于一體，圖1為實(shí)驗(yàn)裝置示意圖。該系統(tǒng)主要由3個(gè)循環(huán)回路構(gòu)成：制冷工質(zhì)測試循環(huán)、冷卻水循環(huán)和乙二醇水溶液循環(huán)。在制冷工質(zhì)循環(huán)回路中，儲存在儲液罐里的過冷制冷劑在隔膜泵的驅(qū)動下，經(jīng)過脈沖阻尼器、質(zhì)量流量計(jì)，進(jìn)入實(shí)驗(yàn)測試段。實(shí)驗(yàn)測試段為套管結(jié)構(gòu)，內(nèi)管為待測銅管，外管為不銹鋼管，制冷劑在銅管內(nèi)流動，冷卻水在銅管和不銹鋼套管之間的套環(huán)內(nèi)相對于制冷劑逆向流動。當(dāng)蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)時(shí)，制冷劑液體通過實(shí)驗(yàn)段時(shí)被高于制冷劑液體溫度的水蒸發(fā)為氣體，制冷劑氣體經(jīng)過后端冷凝器被冷凝為液體，流回儲液罐，再重復(fù)下一次循環(huán)。制冷劑在進(jìn)入測試段之前可通過與乙二醇水溶液的熱交換控制其進(jìn)口狀態(tài)；制冷劑出口狀態(tài)的控制則是通過調(diào)節(jié)水側(cè)入口溫度、改變制冷劑與水側(cè)的換熱量來實(shí)現(xiàn)的

1—視液鏡；2—電磁膨脹閥；3—過冷器；4—儲液罐；5—隔膜 泵；6—預(yù)熱器；7—電磁流量計(jì)；8—變頻水泵；9—板式換熱 器；10—電加熱器；11—膨脹水箱；12—閥門；13—恒溫水 箱；14—質(zhì)量流量計(jì)；15—溫度/壓力傳感器。

本實(shí)驗(yàn)選取的制冷劑為R513A，研究其在外徑分別為9.52、 12.70mm 的水平光滑管及內(nèi)螺紋管內(nèi)的傳熱及壓降特性，測試管的主要參數(shù)如表1所示，內(nèi)螺紋管示意圖如圖2所示，圖中， d_i 為測試管內(nèi)徑。實(shí)驗(yàn)工況如下：蒸發(fā)溫度分別為5、7、 10^°C ；質(zhì)量流速分別為100、150、 200kg/（m²?s） 冷卻水流量為 1.4m³/h 。

2 數(shù)據(jù)處理與誤差分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

首先，根據(jù)牛頓冷卻公式計(jì)算出總傳熱系數(shù)；再用努塞爾法來計(jì)算水側(cè)傳熱系數(shù)；最后，用熱阻分離法求出制冷劑側(cè)傳熱系數(shù)。

水側(cè)換熱量 Q_w 的計(jì)算公式為

Q_w=c_wm_w（T_w，out-T_w，in）

式中： c_w 為進(jìn)、出口平均水溫對應(yīng)的比熱容；m_W 為水的質(zhì)量流量； T_w，in 、 T_w，out 分別為水的進(jìn)、出口溫度。

制冷劑側(cè)換熱量 Q_r 的計(jì)算公式為

Q_r=m_r（H_r，in-H_r，out）

式中： m_r 為制冷劑的質(zhì)量流量； H_r，in 、 H_r，out 分別為制冷劑在測試管進(jìn)、出口的焓值，可根據(jù)對應(yīng)的制冷劑溫度和壓力用軟件REFPROP9.0查出。

測試管的總傳熱系數(shù) K 為

式中： A₀ 為測試管外表面積； ΔT_m 為管內(nèi)外的平均傳熱溫差，可由下式計(jì)算：

式中： ΔT_max=T_w，in-T ； ΔT_min=T-T_w，out ； T_w，in 為實(shí)驗(yàn)段冷卻水進(jìn)口水溫； T_w.out 為實(shí)驗(yàn)段冷卻水出口水溫； T 為制冷劑的蒸發(fā)溫度。

對于水側(cè)努塞爾數(shù) Nu ，采用Gnielinski經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[17]：

式中： f=（1.82logRe-1.64）^-2 ; Pr_f 1 Pr_w 分別表示流體、以壁面溫度為定性溫度的流體的普朗特?cái)?shù)； d 為套管當(dāng)量直徑； l 為測試管長度； Re 為水的雷諾數(shù)。

水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù) h_w 為

式中， λ 為平均水溫對應(yīng)的導(dǎo)熱系數(shù)。

制冷劑側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù) h_r 可由熱阻分離法得到，

式中： A_i 為測試管內(nèi)表面積。

2.2 誤差分析

2.2.1熱平衡校核

實(shí)驗(yàn)工況中，制冷劑的出口狀態(tài)為兩相流體，無法直接求得制冷劑流體的吸熱量。根據(jù)熱力學(xué)第一定律，在不考慮漏熱的情況下，采用水側(cè)換熱量作為總換熱量。為了使實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)可靠，有必要驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的熱平衡。

采用純工質(zhì)R134a在外徑為 12.7mm 的光滑管內(nèi)進(jìn)行完全蒸發(fā)傳熱實(shí)驗(yàn)，測試段的進(jìn)口為過冷液體，出口為過熱蒸汽，過冷度和過熱度均大于 5^°C ，保證進(jìn)、出口為單相流體，制冷劑的質(zhì)量流量為 10～ 90kg/h ，對應(yīng)的質(zhì)量流速為 25.85～232.65kg/（m²?s） 水流量為 1.6m³/h 。分別采用式（1）和式（2）計(jì)算水側(cè)換熱量和制冷劑側(cè)換熱量，熱平衡校核結(jié)果如圖3所示。完全蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)所有的數(shù)據(jù)點(diǎn)都在15% 的誤差線內(nèi)，這表明實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的漏熱率很小，實(shí)驗(yàn)測試系統(tǒng)的熱平衡性可以滿足要求，因此，可以用水側(cè)換熱量代表制冷劑側(cè)的換熱量。

2.2.2不確定度分析

由于實(shí)驗(yàn)設(shè)備本身存在精度誤差，直接測量值的不確定度就是實(shí)驗(yàn)設(shè)備自身的精度誤差，而間接測量值的誤差在計(jì)算過程中具有疊加性。

由式（1）可得，測試段水側(cè)換熱量的不確定度為

由式（3）可得，總傳熱系數(shù)的不確定度為

其余間接測量值的不確定度同理，實(shí)驗(yàn)中主要參數(shù)的測量和計(jì)算的不確定度如表2所示。

表2不確定度分析

3 結(jié)果與數(shù)據(jù)分析

3.1 傳熱系數(shù)分析

3.1.1熱流密度對傳熱系數(shù)的影響

圖4給出了R513A質(zhì)量流速 G 為 100kg/（m²?s） 外徑為 9.52mm 的光滑管和內(nèi)螺紋管的傳熱系數(shù)隨熱流密度的變化情況。隨著熱流密度 q 的增大，傳熱系數(shù) h_r 先增大后減小。對于強(qiáng)制對流沸騰，總傳熱量主要由核態(tài)沸騰和對流換熱組成，在低干度下，核態(tài)沸騰（隨干度增大而減?。┫鄬τ趯α鲹Q熱占主導(dǎo)作用。因此，無論是光滑管還是內(nèi)螺紋管，熱流密度對傳熱系數(shù)的影響都是顯著的。由圖4還可以看出，光滑管的傳熱系數(shù)隨熱流密度變化的斜率相較于內(nèi)螺紋管的更大。這種差異說明R513A在光滑管的相變過程中，核態(tài)沸騰起主導(dǎo)作用。因?yàn)殡S著熱流密度的增大，管道內(nèi)壁面上更多的核化點(diǎn)被激活，核態(tài)沸騰效應(yīng)增強(qiáng)；而內(nèi)螺紋管中是兩相強(qiáng)制對流起主導(dǎo)作用。

3.1.2管徑對傳熱系數(shù)的影響

圖5為R513A在蒸發(fā)溫度為 7% 、不同質(zhì)量流速、不同管徑的光滑管內(nèi)的傳熱系數(shù)對比?？梢园l(fā)現(xiàn)：在相同質(zhì)量流速下，外徑 9.52mm 光滑管的傳熱系數(shù)比 12.70mm 光滑管的傳熱系數(shù)高13.91%～19.77% ；并且在同一管徑下，隨著熱流密度的增大，制冷劑的傳熱系數(shù)先增大后減小。

單位傳熱面積上的制冷劑質(zhì)量流量 m_r^′ 可以表示為

對于不同管徑的傳熱管，由式（10）可知：管徑越大，單位傳熱面積上的制冷劑越多，傳熱熱阻也就越大；而管徑越小，制冷劑汽化后強(qiáng)制對流對壁面的沖刷越強(qiáng)，邊界層與中心流體的換熱越充分。因此，在出現(xiàn)局部干涸之前，管徑越大，沸騰傳熱系數(shù)越小。隨著熱流密度的增大，傳熱系數(shù)逐漸增大到某一臨界點(diǎn)后開始顯著減小，個(gè)別工況進(jìn)入了干涸點(diǎn)，此時(shí)，管內(nèi)多為彌散流[18]。制冷劑氣體和測試管內(nèi)壁面直接接觸，制冷劑液滴以彌散狀態(tài)分布在管道中心，氣相R513A的導(dǎo)熱熱阻成為阻礙換熱的主要原因，管壁面由于熱流無法被帶走而不斷積聚，使得壁面過熱度迅速增加，導(dǎo)致?lián)Q熱惡化，傳熱系數(shù)減小。

3.1.3蒸發(fā)溫度對傳熱系數(shù)的影響

圖6為R513A在外徑 9.52mm 光滑管內(nèi)、質(zhì)量流速 200kg/（m²?s） 、不同蒸發(fā)溫度下，傳熱系數(shù)與熱流密度的關(guān)系?？梢园l(fā)現(xiàn)，傳熱系數(shù)隨著蒸發(fā)溫度的升高逐漸增大。為深入分析沸騰換熱機(jī)理，表3給出了不同蒸發(fā)溫度下R513A的物性參數(shù)。由表3可知，蒸發(fā)溫度越高，表面張力越小，氣泡生成所需的最小尺寸也越小，汽化核心數(shù)增加，核態(tài)沸騰換熱增強(qiáng)。由于測試管較長，管內(nèi)的沸騰換熱過程大多處于環(huán)狀流狀態(tài)，隨著飽和溫度的升高，管內(nèi)制冷劑R513A的氣相黏度增大，液相黏度減小，氣液黏度比增大，液膜厚度變薄，沸騰傳熱系數(shù)增大。

3.1.4質(zhì)量流速對傳熱系數(shù)的影響

圖7為R513A在不同管徑的光滑管內(nèi)、蒸發(fā)溫度 7% 時(shí)，不同質(zhì)量流速對傳熱系數(shù)的影響?？梢钥闯?，傳熱系數(shù)隨著質(zhì)量流速的增大而增大。這是因?yàn)橘|(zhì)量流速的增大可以促進(jìn)流體中心區(qū)域與邊界層的摻混，強(qiáng)制對流換熱增強(qiáng)，從而增強(qiáng)傳熱；同時(shí)，受流體的沖刷作用，氣泡在更高的質(zhì)量流速下脫離速度更快，核態(tài)沸騰得到增強(qiáng)，沸騰傳熱系數(shù)增大。如表3所示，制冷劑氣體和液體由于較大的密度差導(dǎo)致較大的速度差，隨著質(zhì)量流速的增大，氣液流速差也增大，湍流程度更劇烈，換熱效果更強(qiáng)。

當(dāng)質(zhì)量流速增大時(shí)，軸向切應(yīng)力對液膜施加的力增大，液膜變薄，換熱阻力減小，沸騰傳熱系數(shù)增大。隨著換熱過程的進(jìn)行，液膜更薄且氣體流速更快，液膜在剪切力的作用下發(fā)生“破碎”，出現(xiàn)局部干涸，導(dǎo)熱系數(shù)較低的制冷劑蒸汽和管壁直接接觸，傳熱發(fā)生惡化，壁面溫度也隨之升高。在相同的熱流密度下，低質(zhì)量流速時(shí)更容易出現(xiàn)局部干涸點(diǎn)，這是因?yàn)闇y試管中制冷劑質(zhì)量流量小，在相同熱流密度下更容易被蒸干，同時(shí)，在高質(zhì)量流速下壁面熱量可以被迅速帶走，從而使得壁面溫度保持較低水平，

由圖7還可以看出，在相同的質(zhì)量流速下，小管徑的傳熱系數(shù)較大管徑的更大，這主要是因?yàn)楣軓捷^小時(shí)流體對壁面的沖刷更強(qiáng)，換熱更充分。并且，在 9.52mm 管中局部干涸發(fā)生得更早，這主要是因?yàn)閾Q熱管管徑越小，分布在管壁面上的制冷量越少，受限空間內(nèi)的液體在汽化為氣體后，體積迅速膨脹且流速變快，氣體對壁面的沖刷作用變強(qiáng)，管壁上液態(tài)制冷劑在相同的熱流密度下更容易被蒸干，使得局部干涸提早出現(xiàn)，

3.2 壓降分析

3.2.1 管徑對壓降的影響

圖8給出了質(zhì)量流速為 150kg/（m²?s） 時(shí)管徑對流動沸騰壓降的影響。可以看出，無論是光滑管還是內(nèi)螺紋管，管內(nèi)流動沸騰壓降隨著管徑的變小而增大。對于光滑管來說， 9.52mm 銅管對應(yīng)的壓降是 12.70mm 銅管的 1.4～2.4 倍；對于內(nèi)螺紋管， 9.52mm 銅管的壓降為 12.70mm 銅管的 2.4～3.8 倍。這是由于發(fā)生汽化后流體迅速膨脹，管徑越小，流體對壁面和液膜的沖刷越劇烈，摩擦壓降也越大。內(nèi)螺紋管的總壓降是光滑管的 1.06～1.8 倍，這主要是因?yàn)閮?nèi)螺紋存在一定的螺旋角，對流體的流動有阻礙作用。除此之外，內(nèi)螺紋會使制冷劑與傳熱管的接觸面積增大，摩擦壓降也隨之增大。根據(jù)文獻(xiàn)[19]，摩擦壓降占管內(nèi)總壓降的 90% 以上，因此，當(dāng)管徑越小且具有內(nèi)螺紋結(jié)構(gòu)時(shí)，摩擦壓降越大，總壓降也越大。

3.2.2蒸發(fā)溫度對壓降的影響

圖9為光滑管內(nèi)R513A質(zhì)量流速為 150kg/（m²?s） 時(shí)蒸發(fā)溫度對流動沸騰壓降的影響，隨著蒸發(fā)溫度的降低，總壓降提高了 23.70%～50.32% 。對于同一根換熱管，在干度和質(zhì)量流速相同時(shí)，加速壓降占管內(nèi)總壓降比例較小，管內(nèi)總壓降的變化主要受摩擦壓降的影響。由表3可知：在相同熱流密度下，當(dāng)蒸發(fā)溫度降低時(shí)，R513A的氣相密度減小，體積流量增大，使得兩相流的平均流速和氣相流速增大，從而導(dǎo)致摩擦壓降的增大；且隨著蒸發(fā)溫度的降低，R513A飽和液體的黏度顯著增大，流體表面張力作用增強(qiáng)，壁面與液體的摩擦壓降增大，相同熱流密度下對應(yīng)的總壓降更大。

R513A在管內(nèi)蒸發(fā)時(shí)，液體生成大量氣泡，氣泡在受限空間內(nèi)迅速生長和聚集，阻礙液體的流動，導(dǎo)致壓降增加，從而誘發(fā)熱擁塞現(xiàn)象。在相同熱流密度及質(zhì)量流速的情況下，蒸發(fā)溫度從10% 降低到 5^°C 時(shí)，由表3可以算出液體的汽化潛熱升高 2.12% ，氣相密度降低 15.00% ，進(jìn)而可以算出蒸發(fā)的氣體量減少了 2.08% ，氣體體積增加了 15.20% ，氣相對液體的流動阻礙作用更強(qiáng)，使得摩擦壓降增大。因此，總壓降也相應(yīng)增大。

3.3 沸騰傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測值的對比

本研究選用Cooper[20]和Liu-Winterton[21]關(guān)聯(lián)式對R513A在外徑為9.52、 12.7mm 的水平光滑管中流動沸騰換熱系數(shù)進(jìn)行預(yù)測。這兩種關(guān)聯(lián)式的預(yù)測結(jié)果如圖10及表4所示，下標(biāo)cal表示預(yù)測值，下標(biāo)exp表示實(shí)驗(yàn)值。由表4可知：在干涸發(fā)生前，R513A在9.52、 12.7mm 水平管內(nèi)流動沸騰傳熱系數(shù)的預(yù)測準(zhǔn)確度均較高，Liu-Winterton關(guān)聯(lián)式的平均相對誤差在 20% 以內(nèi)；在干涸發(fā)生后，Cooper關(guān)聯(lián)式的預(yù)測偏差較大，這主要是因?yàn)殛P(guān)聯(lián)式對于干涸時(shí)的臨界干度預(yù)測性較差，沒有考慮局部干涸的發(fā)生。

Fig.10Comparison betwen the experimental values ofboiling heat transfercoeficientandthe predictedvaluesoftecorrelations

4結(jié)論

以外徑 9.52mm 和 12.70mm 的光滑管及內(nèi)螺紋管為研究對象，進(jìn)行了R513A在管內(nèi)流動沸騰的換熱實(shí)驗(yàn)，研究了質(zhì)量流速分別為100、150、200kg/（m²?s） ，蒸發(fā)溫度分別為5、7、 10^°C ，熱流密度為 5～55kW/m² 的實(shí)驗(yàn)工況下，各因素對傳熱系數(shù)和兩相流動壓降的影響。得到以下結(jié)論：

a.質(zhì)量流速越大，管內(nèi)傳熱系數(shù)越大，質(zhì)量流速從 100kg/（m²?s） 增大到 200kg/（m²?s） ，管內(nèi)傳熱系數(shù)增大了 15.38%～42.33% 。在相同熱流密度下，低質(zhì)量流量工況更容易達(dá)到局部干涸點(diǎn)。

b.蒸發(fā)溫度越高，管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)越大，蒸發(fā)溫度為 10% 時(shí)的傳熱系數(shù)比 5^°C 時(shí)增大了25.26%～47.26% ；壓降隨著蒸發(fā)溫度的降低而升高，蒸發(fā)溫度從 10% 降到 5^°C 時(shí)，總壓降提高了 23.70%～50.32% ，這主要是由于R513A液體黏度的變化。

c.管徑越小，管內(nèi)的沸騰傳熱系數(shù)越大，管內(nèi)壓降也越大。 9.52mm 光滑管內(nèi)傳熱系數(shù)比 12.70mm 光滑管的高 13.91%～19.77% ， 9.52mm 換熱管內(nèi)流動沸騰壓降是 12.70mm 管內(nèi)壓降的 1.4～3.8 倍。螺紋管內(nèi)的特征結(jié)構(gòu)使得管內(nèi)流體擾動增強(qiáng)，增強(qiáng)了換熱性能，但也增大了壓降。

d.隨著熱流密度的增加，R513A在管內(nèi)的沸騰傳熱系數(shù)出現(xiàn)先增大后減小的趨勢。在光滑管中，當(dāng)流體發(fā)生相變時(shí)，核態(tài)沸騰起主導(dǎo)作用，而在內(nèi)螺紋管中強(qiáng)制對流起主導(dǎo)作用。

f.基于光滑管管內(nèi)流動沸騰換熱實(shí)驗(yàn)結(jié)果，對Cooper和Liu-Winterto沸騰換熱關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果進(jìn)行了比較，Liu-Winterton關(guān)聯(lián)式預(yù)測精度更高，干涸前平均絕對誤差為 18.53% ，干涸后平均絕對誤差為 28.36% 。

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（編輯：董偉）

收稿日期：2023-12-18

基金項(xiàng)目：資助項(xiàng)目（13DZ2260900，2019KJFZ201）第一作者：張青（2000—），女，碩士研究生．研究方向：強(qiáng)化傳熱．E-mail：18990818390@163.com通信作者：黃理浩（1983—），男，副教授．研究方向：強(qiáng)化換熱．E-mail：huanglihaol208@163.com

引文格式：張青，黃理浩，張佳妮，等．R513A在水平管內(nèi)沸騰換熱及壓降特性的實(shí)驗(yàn)研究[J]．學(xué)報(bào)，2025，47（2）：139-147.