R245fa在水平强化管外降膜蒸发换热特性的实验研究

李伟，欧阳新萍，刘冰翛

（上海理工大学制冷技术研究所，上海 200093）

R245fa在水平强化管外降膜蒸发换热特性的实验研究

李伟，欧阳新萍*，刘冰翛

（上海理工大学制冷技术研究所，上海 200093）

实验研究了R245fa在水平单管外的降膜蒸发换热特性。实验采用的蒸发管是直径为19 mm的双侧强化管，有效长度为2,500 mm。本文采用威尔逊法获得管内换热特性，采用热阻分离方法获得管外降膜蒸发换热系数数据；进行了变热流密度（15 kW∕m2～55 kW∕m2）、变蒸发温度（30 ℃～50 ℃）和变喷淋流量（0.08 kg/(m·s)～0.16 kg/(m·s)）的实验，获得了管外降膜蒸发换热系数及其变化规律。研究结果表明：随着热流密度的增加，传热系数先增大后减小；随着蒸发温度的升高，传热系数逐渐增大；随着喷淋流量的增加，传热系数先增大后减小。

强化换热；降膜蒸发；R245fa

0 引言

水平管外降膜蒸发技术是一种高效的传热手段。在相同换热面积下，降膜式蒸发器比满液式蒸发器拥有制冷剂充注量少、换热系数高、传热温差损失小以及回油性良好等优点[1-5]。因此，降膜蒸发器有逐步替代满液式蒸发器的趋势。

影响降膜蒸发传热性能的因素有很多种[6-9]。诸多学者就热流密度、蒸发温度、喷淋流量等对喷淋式降膜蒸发器换热性能的影响进行了大量实验研究。关于热流密度对传热系数的影响，LI等[10]采用强化管进行了降膜蒸发换热实验，发现传热系数随着热流密度的增加而增加。而 FUJITA等[11]、PARKEN等[12]、HU等[13]认为在对流换热阶段，热流密度升高，管外蒸发换热系数基本不变。这可能与降膜流态以及液膜是否沸腾有关。降膜蒸发的传热机理在不同的热流密度下存在很大差异。低热流密度时，传热温差小，热量传递以导热和单相对流传热为主，液膜厚度为其主要热阻，传热系数由液膜流量和液膜厚度共同决定；高热流密度时，热量传递以核态沸腾为主，传热系数由热流密度和管表面的汽化核心密度决定。

关于蒸发温度对传热系数的影响，SHEN等[14-116]认为，蒸发温度升高，管外降膜蒸发换热系数增大。GANIC[17]认为当蒸发温度升高，管外降膜蒸发换热系数不变。对于这种分歧，可能是由于不同制冷工质的黏度随蒸发温度的变化不同。蒸发温度主要是影响制冷工质的黏度，从而影响制冷工作在管外分布液膜的厚度。

关于制冷剂喷淋流量对传热系数的影响结论也存在差异。路慧霞等[18]以蒸馏水为工质，研究了水平管外降膜蒸发传热特性，实验结果表明管外降膜蒸发传热系数随喷淋流量的增大而增大。而姜帆等[19]针对 R4404A管外降膜蒸发单管实验，结果表明随着喷淋流量的增加，总传热系数先增大再减小。这个结论与郑东光等[20]的实验结果相同。PONTER等[21]的研究表明：这种差异与强化管表面润湿性有关。表面润湿性较差的管子，蒸发传热膜系数不随喷淋流量变化；润湿性好的管子，蒸发传热膜系数随喷淋流量的增大而增大。

综上所述，研究不同制冷剂管外降膜蒸发器换热性能的影响因素很有必要。R245fa在管外的降膜蒸发换热性能实验研究报告较少。本文通过实验研究了变热流密度、变蒸发温度、变喷淋流量下，R245fa在水平强化管外降膜蒸发传热特性，为以后的研究、强化换热管的设计以及降膜蒸发器的设计提供依据。

1 实验设备及实验方法

1.1 实验设备

实验装置如图 1，由实验筒体、制冷剂循环系统、加热水循环系统、冷却水循环系统和乙二醇溶液循环系统组成。

如图1所示，蒸发管和冷凝管在蒸发冷凝筒（以下简称筒体）的两侧，筒体中间由一个丁字隔板隔成蒸发侧和冷凝侧两部分。实验过程中，蒸发侧蒸发的气态制冷剂绕过丁字隔板进入冷凝侧，在冷凝管外冷凝成液态。制冷剂 R2455fa循环系统主要由布液器、蒸发管、冷凝管、预冷器、屏蔽泵、过冷器、电加热器和质量流量计等设备组成。为了避免出现闪蒸，制冷剂要有1 ℃左右的过冷度。

布液器长2,500 mm，不锈钢钢管下部与竖直方向成30°夹角交错开两排小孔，孔间距为50 mm，储液槽下部有99个110 mm的开孔，滴淋管端部边缘为锯齿形。布液器的布液效果如图2所示。

蒸发管直径199 mm，强化管外表面如图3所示。强化管壁厚为1.2 mm，翅间距为0.5 mm。

1.2 实验方法

实验获得总传热系数，试件管外蒸发换热系数通过热阻分离方法计算得到。

图1 实验装置图

图2 布液器布液效果

图3 强化管外表面形状

在实验台蒸发管和冷凝管进出口都装有 Pt100热电阻温度传感器、电磁流量传感器，测量蒸发管和冷凝管进出口流体的温度和流量，筒体上方装有压力传感器测量筒内的压力。制冷剂循环系统中装有温度和压力传感器，测量制冷剂关键节点的温度和压力，作为实验台调控的参考依据。实验过程计算蒸发管内流体的放热量和冷凝管内流体的吸热量，两者进行热平衡计算。在热平衡绝对值不大于5%时，记录实验数据。取蒸发管管内放热量Qr和冷凝管内吸热量Ql的平均值Q作为降膜蒸发换热量。其中：

式中：

Cp——蒸发管内加热水的比热容，J/(kg·℃)；

Mr——加热水质量流量，kg/s；

Tir——加热水进口温度，℃；

Tor——加热水出口温度，℃；

Ml——冷凝管内冷却水质量流量，kg/s；

Til——冷却水进口温度，℃；

Tol——冷却水出口温度，℃；

k——总传热系数；

Q——降膜蒸发换热量，W；

ΔTm——蒸发管内加热水进出口温度与管外制冷剂泡点温度和露点温度之间的对数平均温差，℃；

F——管外光滑表面积，m2。

管内的强制对流换热系数hi采用Sieder和Tate方程[22]求得：

式中：

STCi——管内表面强化系数，一般实验获得；

λr——管内加热水导热系数，W/(m·℃)；

Di——蒸发管内径，m；

Rer——加热水雷诺数；

Prr——加热水普朗特数；

μr——加热水平均温度下动力黏度，Pa·s；

μw——壁温下的加热水动力黏度，Pa·s。

实验过程保持管外的蒸发压力、喷淋量不变，热流密度不变，改变管内水速，得到不同水速的一组实验数据，即可采用威尔逊图解法求出蒸发管管内换热的STCi数值[18]。然后根据热阻分离法可以求得降膜蒸发换热系数h0：

式中：

Rw——管壁热阻，(m2·℃)/W；

Rf——污垢热阻（本实验中可以忽略不计），(m2·℃)/W；

Ai——蒸发管内表面积，m2。

1.3 误差分析

实验所采用的测量仪器有温度传感器、压力传感器、压差变送器、电磁流量传感器、质量流量传感器。

温度测量采用Pt100热电阻温度传感器，测量误差为±0.15 ℃。压力传感器采用西安西仪公司生产的YB-250B，量程为0～2.5 MPa，误差为调校量程的±0.2%。压差变送器为日本恒河公司生产的EJA-110A，量程为0～3.5 MPa，误差为调校量程的±0.35%。电磁流量计的误差为量程的±0.2%。质量流量计的测量误差为±0.2%。经过误差传递公式的计算分析，得到h0的误差大致为4.54%～8.25%。

2 实验结果与分析

实验主要研究了蒸发温度、热流密度以及制冷剂喷淋量对水平单管外降膜蒸发换热性能的影响。

通过威尔逊图解法[23]得到管内换热系数的关联式为：

其中，4.02×0.027 = 0.109为管内强化表面的STCi系数。并可知道管内的换热系数的强化倍率为4.02（光管的STCi为0.027）。

2.1 热流密度对换热的影响

实验在以下条件下进行：加热水流速2 m/s,蒸发温度为35 ℃，喷淋密度为0.13 kg/(m·s)，改变热流密度的范围在(15～55) kW/m2，热流密度对R245fa水平管外降膜蒸发换热特性的影响如图4所示。从图中可以看出，随着热流密度的增加，管外降膜蒸发换热系数先增加后降低。导致这种趋势的主要原因是：在前期的上升阶段，随着热流密度的增加，蒸发管表面过热度随之增大，换热管壁面汽化核心数量增加，有利于气泡的产生和生长，液膜的扰动增强；同时热流密度的增加，降低了制冷剂的黏度，使管外制冷剂液膜减薄，扰动增强，从而实现强化传热。由于实验过程中制冷剂的喷淋密度保持不变，当热流密度增大到一定程度后，管外制冷剂蒸发速率不断加快，管外扰动加强，导致出现比较明显的液膜缺失空隙，产生局部干涸现象，实际换热面积不断下降，影响了换热效果，从而使管外换热系数呈现下降趋势。

图4 管外降膜蒸发换热系数随热流密度变化图

2.2 蒸发温度对换热的影响

实验过程中，保持恒定的热流密度 q为25 kW/m2，蒸发管内热水流量维持在 2 m/s，制冷剂喷淋量保持 0.13 kg/(m·s)，改变蒸发温度，得到不同蒸发温度的一组实验数据。实验将蒸发温度分别控制在 30 ℃、35 ℃、40 ℃、45 ℃、50 ℃。实验结果如图5所示。

从图中可以看出，实验管外降膜蒸发换热系数随着蒸发温度的升高而增大。

分析认为：蒸发温度升高使得制冷剂黏度减小，惯性力作用增强，液膜流动速度增快，液膜厚度减小；另外，随着蒸发温度升高，R245fa的表面张力减小，液膜流动更剧烈，有利于强化换热。以上两点因素的共同作用，使得管外降膜蒸发换热系数随着蒸发温度的升高而增大。

图5 管外降膜蒸发换热系数随蒸发温度变化图

2.3 制冷剂喷淋流量对换热的影响

实验过程中，保持蒸发温度为35 ℃，蒸发管内热水流速为2 m/s，热流密度为20 kW/m2，通过调节屏蔽泵转速来调节制冷剂的喷淋流量，使得喷淋流量分别为 0.08 kg/(m·s)、0.1 kg/(m·s)、0.12 kg/(m·s)、0.14 kg/(m·s)、0.16 kg/(m·s)。制冷剂喷淋流量对管外降膜蒸发换热系数的影响如图6所示。

图6 管外降膜蒸发换热系数随制冷剂喷淋量变化图

从图6中可以看出，环保新工质R245fa管外降膜蒸发换热系数随其喷淋流量的增加呈现先增加后减小的趋势，在喷淋流量为0.1 kg/(m·s)时达到最大值。当喷淋流量较小时，管外会存在局部“干斑”现象，随着喷淋流量的增加，液膜覆盖面增大、同时液膜扰动增大，层流底层减薄，热阻减小，所以管外蒸发换热系数不断增大。当喷淋流量达到一定值后，管外流体流速与液膜厚度不断增加，在加剧对流换热的同时也增大了导热热阻，使得导热系数下降。

2.4 传热预测关联式

为了预测水平管外降膜蒸发器的换热性能，针对 R245fa的实验数据进行了多元线性回归，传热预测的拟合关联式为[12]：

式中，Pr指数 m2取 1/3。雷诺数 Re和阿基米德数Ar的定义分别为：

式中：

Γ——单位管长制冷剂喷淋量，kg/(m·s)；

g——重力加速度，m/s2；

D——管外径，m；

ρ——密度，kg/m3；

μL——流体的动力粘度，Pa·s；

q——热流密度，W/m2。

最后得到 R245fa的传热预测关联式的拟合结果如下：

如图7所示，关联式计算值和实验值的误差在±21%以内（置信度94.4%）。

图7 关联式预测结果与实验结果的误差

3 结论

1） 在固定喷淋流量和蒸发温度下，R245fa在管外表面的降膜蒸发传热系数随着热流密度的增大呈现先增大后减小的趋势。

2） 蒸发温度的升高使得R245fa的黏度变小，从而导致管外液膜变薄，管外降膜蒸发换热系数增大。

3） 喷淋流量的变化对环保新工质R245fa在管外降膜蒸发换热系数有显著影响。随着喷淋流量的增大，管外换热系数先增大后减小。降膜蒸发换热存在一个最佳喷淋流量。

[1]田华. 基于制冷剂减量及替代的制冷热泵系统关键技术理论和实验研究[D]. 天津: 天津大学, 2010.

[2]邱嘉昌, 刘龙昌. 蒸发式冷凝器的应用与管系设计研究[J]. 制冷技术, 2003, 23(2): 28-33.

[3]RIBATSKI G, JACOBI A M. Falling-film evaporation on horizontal tubes—a critical review[J]. International Journal of Refrigeration, 2005, 28(5): 635-653.

[4]吴植华, 丁侠, 吴植仁. 包复管用作满液式蒸发管的探索性实验[J]. 制冷技术, 2003, 23(3): 35-37.

[5]陈松, 胡海涛, 宋强, 等. 满液式壳管蒸发器换热管束排布优化设计[J]. 制冷技术, 2016, 36(6): 22-27.

[6]CHRISTIANS M, THOME J R. Falling film evaporation on enhanced tubes, part 2: Prediction methods and visualization[J]. International Journal of Refrigeration,2012, 35(2): 313-324.

[7]ROQUES J F, THOME J R. Falling films on arrays of horizontal tubes with R-134a, part II: flow visualization,onset of dryout, and heat transfer predictions[J]. Heat Transfer Engineering, 2007, 28(5): 415-434.

[8]ZENG X, CHYU M C, AYUB Z H. Experimental investigation on ammonia spray evaporator with triangular-pitch plain-tube bundle, Part II: evaporator performance[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2001, 44(11): 2081-2092.

[9]WANG B X, ZHANG J T, PENG X F. Experimental study on the dryout heat flux of falling liquid film[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2000,43(11): 1897-1903.

[10]LI W, WU X Y, LUO Z, et al. Falling water film evaporation on newly-designed enhanced tube bundles[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 2011,54(13): 2990-2997.

[11]FUJITA Y, TSUTSUI M, ZHOU Z Z. Evaporation Heat Transfer of Falling Films on Horizontal Tube. 2nd Report,Experimental Study[J]. Heat Transfer - Japanese Research, 1996, 24(1): 17-31.

[12]PARKEN W H, FLETCHER L S, SERNAS V, et al.Heat transfer through falling film evaporation and boiling on horizontal tubes[J]. Journal of heat transfer, 1990,112(3): 744-750.

[13]HU X, JACOBI A M, HU X, et al. The Intertube Falling Film: Part 1—Flow Characteristics, Mode Transitions,and Hysteresis[J]. Journal of Heat Transfer, 1996, 118(3):616-625.

[14]SHEN S, LIANG G, GONG L, et al. Distribution of heat transfer coefficient in horizontal-tube falling film evaporator[J]. CIESC Journal, 2011, 12: 010.

[15]EDAHIRO K, HAMADA T, ARAI M, et al. Research and development of multi-effect horizontal tube film evaporator[J]. Desalination, 1977, 22(1/2/3): 121-130.

[16]解利昕, 周文萌, 陈飞. 水平管降膜蒸发器的传热性能[J]. 化工进展, 2014, 33(11): 2878-2881.

[17]GANIC E N, ROPPO M N, GANIC E N, et al. An experimental study of falling liquid film breakdown on a horizontal cylinder during heat transfer[J]. Journal of Heat Transfer, 1980, 102(2): 342-346.

[18]路慧霞, 马晓建. 水平管外降膜蒸发的传热实验[J].化工进展, 2009, 28(2): 203-205.

[19]姜帆. 水平强化管外制冷剂降膜蒸发换热性能实验研究[D]. 上海: 上海理工大学, 2013.

[20]郑东光, 孙会朋, 杜亮坡, 等. 水平管降膜蒸发器蒸发传热性能实验研究[J]. 化工装备技术, 2008, 29(3):35-38.

[21]PONTER A B, DAVIES G A, ROSS T K, et al. The influence of mass transfer on liquid film breakdown[J].International Journal of Heat and Mass Transfer, 1967,10(3): 349-352.

[22]SIEDER E N, TATE G E. Heat transfer and pressure drop of liquids in tubes[J]. Industrial and Engineering Chemistry, 1936, 28(12): 1429-1435.

[23]BERGLES A E, NIRMALAN V, JUNKHAN G H, et al.Bibliography on augmentation of convective heat and mass transfer-II[R]. Ames: Iowa State University of Science and Technology, 1983.

Experimental Investigation on Heat Transfer Characteristics of R245fa Falling Film Evaporation outside Horizontal Enhanced Tube

LI Wei, OUYANG Xinping*, LIU Bingxiao
(Institute of Refrigeration and Cryogenics, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China)

The heat transfer characteristics of R245fa falling film evaporation outside horizontal tube was experimentally investigated. The tested tube was double-side reinforced with an effective length of 2,500 mm and the diameter of 19 mm. The Wilson Plot method was used to obtain the inner heat transfer characteristics of reinforced tube and the heat transfer coefficient of falling film evaporation on outside tube was calculated by heat resistance sparating method. The experiments were carried out under the conditions of variable heat fluxes from 15 kW/m2to 55 kW/m2, variable evaporation temperatures from 30oC to 50oC and variable spray flow rates from 0.08 kg/(m·s) to 0.16 kg/(m·s). The experimental results showed that, with the increase of heat fluxes, the heat transfer coefficient firstly increased and then decreased; with the increase of the evaporation temperature, the heat transfer coefficient gradually increased; the heat transfer coefficient increased first and then decreased with the increase of the spray flow rate.

Heat transfer enhancement; Falling film evaporation; R245fa

10.3969/j.issn.2095-4468.2017.04.105

*欧阳新萍（1964-），男，教授。研究方向：制冷换热器及强化换热。联系地址：上海市杨浦区军工路516号上海理工大学，

邮编：200093。联系电话：021-55273428。E-mail：xpoy@163.com。