R404A在Y形翅水平管外的降膜蒸发换热特性

上海理工大学 丁 聪 欧阳新萍 秦 洁 苏肖雅

0 引言

制冷剂替代的研究一直是制冷行业的重要工作。R404A是R22的替代工质之一，其消耗臭氧潜能值ODP为零，是一种近共沸制冷剂，在中低温制冷系统中得到了广泛应用。R404A的全球变暖潜能值GWP较高，田华[1]、马一太等人[2]提出的减量延续技术给出了R404A制冷剂可能的应用前景。

降膜蒸发器具有换热性能好、蒸发器体积小、制冷剂充注量少、回油性能好等优点[3]，是一种发展潜力较大的可应用减量延续技术的高效换热器。由于降膜蒸发技术显著的优势，近年来国内外学者对降膜蒸发技术展开了深入的研究。

影响水平管外降膜蒸发的因素较多，国内外学者主要从喷淋密度、蒸发温度、热流密度等参数变化对其换热性能的影响展开了实验研究。陈学等人[4]和路慧霞等人[5]的研究指出，喷淋密度主要影响换热管表面的液膜流速、厚度等，不同的喷淋密度范围、换热管管径等实验条件的差异都将导致对传热的影响不同。牟兴森等人探究了喷淋雷诺数对降膜蒸发换热性能的影响，并提出了临界雷诺数的概念[6]。从文献[7-8]中可以看到蒸发温度的变化主要影响实验工质的物性，其中黏度对温度变化很敏感，对传热系数影响较大。Chien等人对光滑管和3种强化管进行了降膜蒸发实验研究，探究了热流密度对降膜蒸发传热系数的影响，发现传热系数随着热流密度的增大而增大[9]。

降膜蒸发的传热热阻主要集中在管外降膜蒸发侧，对管外进行结构强化，开发合理有效的强化表面可大幅提高降膜蒸发换热效率。国内外学者对于换热管型的设计进行了探索。Putilin等人研究了3种不同表面结构的几何参数对降膜蒸发换热性能的影响，并着重研究了槽宽、槽深、槽间距对其换热性能的影响[10]。Silk等人也进行了不同强化表面对降膜蒸发换热效果的实验研究，通过对比立方翅、锥型翅和直翅3种强化结构，发现直翅的强化效果最佳，重点分析了热流密度与强化结构之间的关系[11]。Zhao等人在降膜蒸发方面进行了深入研究，对不同制冷剂在水平强化管外的降膜蒸发性能进行了探讨，研究结果表明表面强化结构的作用效果与制冷剂种类有关[12-13]。

综合上述学者的研究成果，本文针对一种新型的Y形翅水平强化管，采用R404A在管外进行降膜蒸发实验，研究各种参数对其换热性能的影响。

1 实验装置与实验方法

1.1 实验装置

水平管外降膜蒸发实验系统如图1所示。该实验台由管外降膜蒸发和管外冷凝两部分组成，图1右侧为蒸发冷凝筒体，本次实验Y形翅蒸发管位于筒体左下方，冷凝管位于筒体右下方。其中，冷凝部分作为本次降膜蒸发实验的辅助环节。该实验系统主要由如下三部分构成。

1) 制冷剂循环回路：筒体底部的饱和制冷剂液体经过冷器过冷，在屏蔽泵驱动下流经质量流量计后进入布液器，经布液器喷淋管喷淋，在蒸发管表面形成均匀分布的薄膜。制冷剂吸收蒸发管内热水的热量，蒸发为制冷剂气体，经蒸发冷凝筒体的丁字形隔板进入冷凝侧。制冷剂气体与冷凝侧管壁进行换热凝结成制冷剂液体回到筒体底部，从而完成制冷剂循环。

2) 蒸发侧热水循环回路：循环水在水泵的驱动下，经电加热器加热至所需温度，而后经电磁流量计流入蒸发管内，为蒸发管外制冷剂蒸发提供热量、完成循环。

3) 冷凝侧乙二醇水溶液循环回路：乙二醇溶液在乙二醇箱中被室外风冷制冷机组降温，由电加热器调控温度后流入冷凝管内，为管外制冷剂提供冷量，再返回乙二醇箱中完成循环。

本次实验中，温度测量选取7个Pt100热电阻温度传感器，测量精度为±0.15 ℃；压力传感器的量程为0～3.5 MPa，测量精度为调校量程的±0.5%；流量测量采用电磁流量传感器和质量流量计，精度均为量程的±0.2%。经过不确定度分析计算得到传热系数K的不确定度为12.83%。

实验管件为管外Y形翅+内螺纹双侧强化管，简称为Y形管。图2、3分别为Y形管的管外微观结构图和剖面图。图4为Y形管的几何结构图。Y形管表面结构参数如表1所示。

图2 Y形管微观结构图

图3 Y形管剖面图

图4 Y形管几何结构图

1.2 实验方法

实验的主要目的是研究换热管的管外换热特性。首先进行蒸发管内热水换热量Qe和冷凝管内乙二醇水溶液换热量Qc的计算，再根据热平衡关系式进行校核，本次实验热平衡误差在5%以内。具体公式如下。

表1 Y形管结构参数

蒸发侧换热量Qe：

Qe=mecpΔt=Veρecp(t2-t1)

(1)

冷凝侧换热量Qc：

Qc=mcc′pΔt=Vcρcc′p(t′1-t′2)

(2)

总传热系数K：

(3)

式(1)～(3)中me、mc分别为热水和乙二醇水溶液的质量流量，kg/s；Ve、Vc分别为热水和乙二醇水溶液的体积流量，m3/s；ρe、ρc分别为热水和乙二醇水溶液的密度，kg/m3；cp、c′p分别为热水和乙二醇水溶液的比定压热容，J/(kg·K)；t1、t2分别为热水进出口温度，℃；t′1、t′2分别为乙二醇水溶液进出口温度，℃；Δtlmtd为对数平均温差，℃；Ao为换热管外表名义面积，采用外表面光滑面积，m2。

本次实验数据处理中，为研究管外换热性能，采用热阻分离法将管外表面换热系数ho从总传热系数K中分离出来，具体过程阐述如下。

由于翅片材料为铜，且翅高不到1 mm，其翅效率接近1，故翅面总效率也近似取1。忽略污垢热阻，则传热过程方程可表示为

(4)

式中Ai为换热管内表面换热面积，m2；hi为管内表面换热系数，W/(m2·K)；Rw为管壁热阻，m2·K/W。

式(4)中hi、ho为未知，本文采用修正的Wilson图解法，即Wilson-Gnielinski[14]图解法来进行hi、ho的分离计算。

Gnielinski关联式：

(5)

式中Nuf、Prf分别为管内流体的努塞尔数和普朗特数；Ref为雷诺数；fp为管内流动的达西摩擦系数，可根据Filonenko公式进行计算；ct为温度修正系数，如式(7)所示

fp=(1.82lgRef-1.64)-2

(6)

(7)

式中Prw为壁面温度下的普朗特数，其中壁面温度可以由迭代的方法计算得到。

由式(5)可得光滑管管内对流换热系数his，可表示为

(8)

式中λf为管内流体的导热系数，W/(m·K)。

对于强化管而言，目前尚没有统一的适用于所有强化管的管内传热关联式。不过可以认为强化管的管内对流换热系数是光滑管的ci倍，即hi=cihis，将其代入式(4)中可得到如下表达式：

(9)

在实验过程中，为满足Wilson-Gnielinski图解法要求，将管外影响传热的参数保持不变，从而使得管外换热热阻不变。令Y=1/K，m=1/ci，X=Ao/(hisAi)，b=1/ho+Rw。则式(9)可简化为Y=mX+b的形式。将得到的(1/K)-(Ao/(his·Ai))实验状态点进行线性拟合，得到所得直线的斜率为m，m的倒数即ci，进而得到hi，再通过式(4)的变形可以计算得到ho，如式(10)所示。

(10)

2 实验结果与分析

2.1 喷淋密度对Y形管换热特性的影响

实验过程中，保持蒸发管内水速为2 m/s，蒸发温度为5 ℃，热流密度为25 kW/m2，调节屏蔽泵的转速，控制单位管长单侧制冷剂喷淋密度Γ在0.039～0.056 kg/(m·s)之间变化，进而得到Y形管的总传热系数K和管外降膜蒸发传热系数ho的变化趋势，如图5所示。

图5 Y形管传热系数随喷淋密度的变化

由图5可以看到，Y形管K和ho随着Γ的增加呈现先增加后下降的趋势，并存在最佳喷淋密度值。这是由于在低喷淋密度下，换热管表面覆盖液膜较薄，液膜波动比较小，黏滞力起主要作用，传热过程主要依靠导热来完成，ho比较小。随着Γ的不断增加，液膜对壁面扰动增强，惯性力起主要作用，此时传热过程以对流扩散为主，ho不断增大；同时Y形管具有较高的翅片高度，液膜覆盖区域较大，可以有效地增加换热面积，从而强化换热效果。随着Γ的继续增大，液膜逐渐加厚，则壁面换热热阻不断增加，其效果强于液膜对壁面的扰动，从而ho呈现下降趋势。当液膜的波动对ho的增强效果与液膜厚度的增加对传热过程的减弱效果达到平衡时，传热效果达到最佳，因而存在最佳喷淋密度值，K的变化过程与ho相似。本次实验结果表明，当Γ达到0.052 5 kg/(m·s)附近时，传热系数可达到最大值。在实际应用中，可将喷淋密度范围控制在最佳值附近，以获取更大的传热系数。

2.2 蒸发温度对Y形管换热特性的影响

实验工况：Γ维持在0.043 kg/(m·s)，蒸发管内水流速为2 m/s，热流密度为25 kW/m2，蒸发温度t从 5 ℃增加至20 ℃，每隔5 ℃为一个工况点。Y形管传热系数随蒸发温度的变化如图6所示。

图6 Y形管传热系数随蒸发温度的变化

由图6可以看出，Y形管K和ho随着t的升高呈现先减小后增大的趋势。上述变化趋势与制冷剂的物性相关，主要由制冷剂R404A的导热系数、表面张力及黏度三者共同作用决定。随着t的升高，R404A的导热系数不断减小，从而使传热系数不断减小，此时导热系数的影响占主导地位。随着t的进一步升高(t高于10 ℃)，R404A的表面张力及黏度逐渐减小，其对换热性能的影响开始显现，表面张力减小，液膜波动幅度增大，黏度减小使得液膜惯性力增强，流速加快，厚度减小，在表面张力和黏度的作用下，导热系数对传热系数的影响不再起主导作用，K和ho开始增大。

2.3 热流密度对Y形管换热特性的影响

实验工况：Γ维持在0.043 kg/(m·s)，蒸发管内水流速为2 m/s，蒸发温度为5 ℃，热流密度q在15～30 kW/m2范围内变化。Y形管传热系数随热流密度的变化如图7所示。

图7 Y形管传热系数随热流密度的变化

由图7可以看出，Y形管所对应的ho和K随着q的增大呈现先增大后下降的趋势。这是由于Y形翅顶部的特殊结构所形成的狭小缝隙是汽化核心的活化区域，使得在较小的壁面过热度下，气泡在狭缝内扰动剧烈，换热增强；而随着q的增大，管壁温度升高，壁面过热度增大，实验过程中所提供的Γ太小，无法满足蒸发的需求，使得换热管壁面局部出现“干涸”，从而传热系数有所下降。为进一步探究喷淋密度、热流密度对换热性能的影响，针对Y形管进行了2种不同喷淋密度下的变热流密度实验，实验结果如图8所示。

图8 Y形管在不同喷淋密度下ho随热流密度的变化

由图8可以看出，热流密度对强化管降膜蒸发换热性能的影响受到喷淋密度的制约，在不同的喷淋量下，随着热流密度的增大，传热系数曲线的斜率明显不同。在较低喷淋量下，当壁面过热度很小时，R404A对Y形管顶端气泡捕捉较为敏感，气泡扰动作用增强，传热系数上升较快。而随着热流密度的继续增加，喷淋量不足以满足蒸发量的情况下，在较低喷淋量下传热系数下降趋势更快，说明壁面干涸对传热恶化效果更强。而在2种喷淋量下，出现干涸状况热流密度的转折点不同。因此，在实际应用过程中，需要根据热流密度来采用合适的喷淋密度，避免管壁出现干涸现象。

2.4 Y形管降膜蒸发正交试验设计

综合上述实验结果，探究了降膜蒸发的单一因素对换热性能的影响。为了寻找出影响降膜蒸发换热性能的主要影响因素，并找到最佳实验状态点组合，达到最好的强化换热水平，本次实验对Y形管进行了降膜蒸发正交试验设计。有关正交试验的方法详见文献[15-17]。本次试验的影响因素分别为A喷淋密度、B蒸发温度、C热流密度。对各因素状态点的组合进行了16组试验，并采用极差分析的方法得到了最优组合。极差分析最终结果表明3个因素的影响程度依次为C>A>B。即对于降膜蒸发传热系数而言，热流密度的影响最大，喷淋密度的影响紧随其后，蒸发温度的影响最小。根据3个试验因素对降膜蒸发传热系数的影响程度，在设计试验工况时需要重点考虑热流密度和喷淋密度工况点选择，尽可能避免有效工况点的遗漏。

表2为正交试验因素和水平，以因素的不同水平取值为横坐标，以ho为纵坐标，得到如图9所示的影响趋势图。从图9可以看出，当Γ=0.046 5 kg/(m·s)、t=20 ℃、q=20 kW/m2时对应的降膜蒸发传热系数最大，最优组合为A3、B4、C2。

表2 Y形管正交试验结果分析表

图9 因素与降膜蒸发传热系数指标趋势图

2.5 降膜蒸发传热关联式的预测

针对制冷剂R404A在Y形管上的降膜蒸发实验结果，利用量纲一分析及多元非线性回归进行降膜蒸发传热关联式的拟合。参照Baruah等人[18]和Christians等人[19]的量纲一分析方法，本次关联式拟合采用式(11)所示的量纲一数。

(11)

式中σ为制冷剂液相表面张力，N/m；d′o为强化管外径，m；hlv为制冷剂的汽化潜热，kJ/kg；μl为制冷剂液相的黏度，Pa·s；ρl、ρv分别为制冷剂液相、气相密度，kg/m3。

根据Baruah等人[18]提出的理论模型，本次所采用的拟合模型如式(12)所示。

(12)

式中C、a1～a5均为待求系数；Re为制冷剂R404A液体流动的雷诺数；X1=hf/dr，其中dr为翅片根部外径，m；X2=fddr，其中fd为单位长度翅的数量，m-1；X3=Aact/Anom，其中Aact、Anom分别为实际管外面积、不算翅片的名义管外面积，m2；Pr为制冷剂R404A液体流动的普朗特数。

由于Y形翅的翅形结构已经固定，故X1、X2、X3均为常数，将其合并在常数C中可简化为式(13)：

(13)

式中C3为待求系数。

对Y形管进行多元非线性拟合，得到如下传热预测关联式：

(14)

式(14)的适用范围为：518

图10为传热预测关联式计算所得到的降膜蒸发传热系数与实验所得到的降膜蒸发传热系数的误差图，可以看到降膜蒸发传热系数实验值与计算值的偏差在±20%之内(置信度为95%)，说明关联式合理。

图10 管外降膜蒸发传热系数计算值与实验值偏差

3 结论

1) 通过实验数据的对比分析，得出了R404A在上述各参数变化下针对Y形管换热性能的变化规律。并通过正交试验的设计和极差分析的方法得出:对于Y形管降膜蒸发传热系数而言，热流密度对其影响最大，喷淋密度的影响紧随其后，蒸发温度的影响最小。

2) 热流密度对Y形管的降膜蒸发换热性能的影响受到喷淋密度的制约，在实际应用过程中，需要根据热流密度采用合适的喷淋密度，避免管壁出现干涸现象。在本实验条件下，存在最佳喷淋密度值。蒸发温度对换热性能的影响与制冷剂的物性有关。

3) 针对Y形管的降膜蒸发传热关联式拟合所采用的理论模型可以延伸用于翅片结构参数变化对强化换热管降膜蒸发换热性能的影响。