R410A水平三维强化管蒸发换热实验

程 洪,李 蔚,2*,高 宇,吴俊杰,王嘉程,石绮云,何 燕*

(1.青岛科技大学 机电工程学院,山东 青岛 266061;2.浙江大学 能源工程学院,浙江 杭州 310027)

传热强化技术可分为被动(无外部能源消耗)强化传热技术和主动(需要外部供能) 强化传热技术。在冰箱等热交换设备中,被动强化传热技术强化传热管经常被用来提高换热管的换热效果。

在过去的几十年里,为了提高传热系数,人们对内表面上有许多小的整体翅片的微细管道进行了广泛的研究[1-6]。然而,关于三维增强管的研究和报道在文献中相对较少。KUKULKA 等[7]评估了一系列新的三维增强管的整体热特性,这些管具有平行和交错的凹坑排列。这些强化管通过一系列因素改善了传热特性,包括产生流体湍流、产生二次流体流型、破坏边界层和增加传热面积。GUO 等[8]进行了一项实验研究,以评估R22/R32/R410A 在光滑管、人字形管和新开发的强化表面管内的对流冷凝和蒸发。研究结果表明,由于特殊的表面结构和增强单元产生了大量的成核点,EHT 管为所有3种制冷剂提供了最佳的蒸发传热性能。LI 和CHEN[9-10]用2EHT 管和光滑管研究了R410A 的传热系数和压降。在2EHT 管和光滑管中,质量流速的增加导致传热系数和摩擦压降的增加。2EHT管在相对较低的壁过热下表现出较好的饱和蒸发性能,并在蒸发条件下提供了较好的传热特性。SHAFAEE等[11]讨论了R600a在水平光滑和螺旋波纹管中的蒸发传热和压降特性,这种特性通过由浅和深突起组成的改进图案得到了增强。AYUB等[12]给出了R134A 在带有实心圆杆插入件的增强型凹腔管中流动沸腾传热的实验结果。在相似的操作条件下,与具有较低压降的相同光滑管相比,具有杆件的强化管表现出高3倍的传热性能。KUNDU等[13]在制冷剂质量流速范围为100～400 kg·(m2·s)-1,热流密度范围为3～ 10 kW·m-2,蒸发器进口温度为5～9 ℃的光滑水平管内,测量了R134A和R407C的流动沸腾传热系数和压降。实验结果表明,传热系数随质量流速和热流密度的增加而增加,在所有质量流速下,R134A 的传热系数均高于R407C。LILLO 等[14]比较和分析了R32和R410A在内径为6.0 mm 的单个水平管内的流动沸腾特性。研究发现,在操作条件下,R32的传热系数总是高于R410A,特别是在低饱和温度、低质量和热通量的情况下。GRECO 和VANOIL[15]进行了一项实验研究,以评估使用5 种制冷剂(R22/R134A/R507/R404A/R410A)的水平光滑管内的流动沸腾传热系数。实验结果表明,由于壁面过热度的降低,传热系数随着饱和温度和热流密度的增加而增加。

综上可以看出,具有特殊强化特性的换热管可以有效增强流动沸腾传热特性,且由高导热性材料(例如铜)制成的增强管被广泛用于各种传热系统中。然而,在高腐蚀环境(如海水净化场景)也必须使用低热导率的换热材料。因此,本工作研究了R410A 在不锈钢三维强化表面管和光滑滑管内的流动沸腾传热特性。

1 实验设置

测试装置由2个主要的闭环组成:冷水回路和制冷剂循环。冷水回路与冷凝器相连,循环水带走了制冷剂的热量,水温在14～16 ℃内保持恒定。制冷剂回路的示意图如图1所示,主要包括齿轮泵、流量计、加热器、测试冷凝器、后置冷凝器、储液罐、温度传感器、压力指示器、压差传感器和必要的流量控制仪器。变频齿轮泵用来控制质量流速,2个质量流量计的精度在满量程的0.1%以内安装于齿轮的下游,用以测量水回路和制冷剂回路中水和制冷剂的质量流量。为了在测试冷凝器的入口处达到理想的干度值,测试段前安装了预热器,加热器绝热良好。PT100温度传感器和压力传感器用以确定加热器入口处制冷剂的焓和温度压力等参数。测试段冷凝器是一个水平双管热交换器,制冷剂在管中流动,在环空侧中水以逆流方向流动。测试部分的长度为2 m。

图1 高精度换热器实验系统示意图Fig.1 Schematic diagram of high precision heat exchanger experimental system

图2为三维强化管表面结构图,强化管具体的几何参数如表1 所示。强化管由铜(Cu-1EHT)和不锈钢(SS-1EHT)制成;它们的标称外径为12.7 mm,标称内径为11.5 mm。管表面含有分布在内表面和外表面上宽度为3.4和1.35 mm 的凹坑的表面结构,凹痕间距4 mm。铜光管(ST)外径为12.7 mm、内径为11.5 mm。3根测试管的加热长度为1.85 m。实验使用R410A 在6 ℃的饱和温度下进行;质量流速值固定在100、150 和200 kg·(m2·s)-1,干度范围为0.1～0.9。

表1 强化管表面参数Table 1 Surface parameters of enhanced tubes

图2 三维强化管表面结构图Fig.2 Surface structure diagram of three-dimensional strengthened tube

2 数据处理

实验设备中安装了实验装置来计算传热系数和摩擦压降。当温度和压力恒定至少15 min时,认定系统达到稳态条件。同时通过重复测试2次,以检查测试仪器的可靠性。制冷剂的热力学特性用商业软件REFPROP 9.1确定。

其中:Qw,test是水侧的换热量,cp,w,test为测试段冷却水的比热容;mw,test为测试段冷却水的质量流量;Tw,test,in为测试段水侧的入口温度;Tw,test,out为测试段水侧的出口水温。

在实验段,热绝缘测试部分周围的层由泡沫制成,绝缘材料层足够厚以使得由于温差造成的热量损失最小化,热量损失在所有实验条件下都小于5%。实验段中制冷剂的换热量分为显热和潜热:

其中:Qref,test是制冷剂侧换热量,mref为管内冷凝工质的质量流量;Hin,v为测试段入口处的气态焓;Hout,v为测试段出口处的气态焓;Hin,l为测试段入口处的液态焓;Hout,l为测试段入口处的液态焓。

预热器中的温度是通过铂PT-100 进行测量的,传感器校准至0.1 K 以内的精度,测试段的入口干度(xin)由预热器中的能量守衡决定,出口干度(xout)由实验段中的能量守衡决定,计算方法如下:

其中:cp,ref,ph为预热段冷凝工质的比热容;Tsat为冷凝工质的饱和温度;Tref,ph,in为预热段冷凝工质的入口温度;hlv为冷凝工质的汽化潜热。

对数平均温差(LMTD)ΔT通过使用环形侧入口和出口的制冷剂温度和循环水温度计算得出:

管内的制冷剂传热系数:

其中:Ao为测试段环空侧的换热面积;Ai为测试段管内的换热面积;ho为测试段环空侧的换热系数;do和di分别为被测换热管的外径和内径;kwall为管壁导热系数。

水侧hw的传热系数用Gnielinski方程计算得到:

而用爱尔兰威士忌最后熟成的杰卡斯双桶创酿系列赤霞珠葡萄酒，极致浓厚而又优雅，让人分外惊喜。本身鲜明的黑醋栗果香，经由最后的威士忌桶熟成，多种浆果香丰富扑鼻，雪松、黑莓、烟草、香草绵绵不绝，富有层次感，而入口后，李子和烟叶的充满活力的味道激活了口腔，那鲜明的黑醋栗带着几抹清新薄荷、黑橄榄和焦糖香，让人回味无穷。喝上一杯，如果再来一盘暖暖的羊排，那便再好不过！

其中:f为水侧范宁摩擦因子;μbulk为流体中心温度对应的流体黏度;μwall为壁面温度对应的流体黏度;kw为测试段水的导热系数;di为管外套管的水力直径。

总压降由安装在测试部分的出口和入口之间的差压传感器确定,包括摩擦压降、加速压降和重力压降。由于试管水平放置,重力压降可以忽略。摩擦压降可通过减去重力压降和加速压降计算:

加速压降ΔPa:

其中:G为管内冷凝工质的质量流速;ρl为饱和状态下冷凝工质的液相密度;ρv为气相密度;σ为饱和状态下制冷剂的表面张力。

其中ε代表截面孔隙率:

3 结果与讨论

LESZEK 等[16]针对水平光滑管中的沸腾流动开发了流型图。图3 显示了本研究中R410A 在G=100 kg·(m2·s)-1、Tsat=6 ℃和di=11.5 mm 时的预测流型。可以看出,在本研究中,随着质量流速和干度的变化,段塞流、分层波状流、间歇流和环形流相继出现。在光滑管中,在低质量流速下,流型图预测R410A 在干度范围内的段塞流和分层波状流。在高质量流速(流速＞150 kg·(m2·s)-1)下,由流型图预测的间歇和环形流型在0.2～0.8的干度范围内。当质量流速和干度增加(质量流速＞200 kg·(m2·s)-1和干度＞0.9)时,可能出现干涸和雾状流,传热系数会随着干度的增加而降低。然而,在质量流速影响很小的低干度区域,核态沸腾占主导地位。对流沸腾的贡献随着质量流速的增加而增加。间歇流和环形流被认为是最佳的传热强化区,因为液膜较薄,热阻较小。从间歇流到环形流的过渡干度xIA是使用最初的Kattan-Thome[17]边界模型计算的。因此,在本研究中,R410A 的过渡干度为0.404,其可以由流体的特定性质决定。总之,对于光滑管内的R410A 流动沸腾,当质量流速小于140 kg·(m2·s)-1时,主要的流动状态是段塞流和分层波状流,然而,当质量流速大于140 kg·(m2·s)-1时,在相对较高的干度下发生间歇/环形流的可能性很大。对于1EHT 管,以前并未有此方面的研究结果。涟漪纹管与光滑管相比,一方面,从间歇流到环形流的过渡预计将会在较低的干度下发生。另一方面,在较低的质量流速和干度下,更可能出现从分层波状流到环形流的转变。较早的转变与内表面和外表面上的凹坑/突起和花瓣阵列有关,这可以去除管周围的液膜并将气泡移动到管的中心。类似地,先前的研究[1-2]给出了水平微翅管内流动沸腾的流型。结果发现,在较低的质量流速和干度下会发生流型转变。并且微细管中的早期过渡与内表面上的螺旋槽有关,在那里液态制冷剂可以更容易地移动到管的部分。将因此需要进行可视化观察,以确定强化管内两相流体的流动模式。

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

不同质量流速(100、150 和200 kg·(m2·s)-1)和干度下的光管、铜制涟漪纹管以及不锈钢制涟漪纹管传热系数见图4。传热系数和干度是对整个试验长度的数据取平均值后的平均值。图4(a)为光滑管中的蒸发传热系数。传热系数随着质量流速的增加而增加。当质量流速增加时,液体流动变得更加湍动,液膜变薄,从而降低热阻,增强传热。质量流速为100和150 kg·(m2·s)-1的传热结果缓慢上升,仅显示出很小的幅度差异。在比较流型时,可以看出,对于大约0.2的出口干度,分层流逐渐变成分层波状流。在出口干度约为0.75时,传热逐渐由壁液转变为壁气,产生干涸流,使传热恶化,导致传热曲线向下。质量流速为200 kg·(m2·s)-1的传热结果表明,在低干度时,系数略有增加,而在高干度时,传热系数增加。在该质量流速下,传热系数的增加速率大于在较低质量流速下。对于最高的干度,传热系数的增加流速由于干涸流的开始而减慢。比较流型,注意到传热系数开始增长的点(在干度为0.6时)对应于环形流出现时的干度。高质量流速(200 kg·(m2·s)-1)强化了传热,促进了环形流的发生,减少和破坏了液膜。对于低干度,当流型从分层流变为分层波流时,传热系数略有增加,可以观察到液膜逐渐减小。此外,传热恶化(在干流期间发现)表现出较温和的影响,并降低了传热系数的增加率。一般来说,高质量流速有助于流型的转变,这通常又增加了传热系数并降低了传热恶化的影响。此外,在100～150 kg·(m2·s)-1的质量流速范围内,干度的大小对传热系数有轻微的影响。但是,在200 kg·(m2·s)-1的质量流速数据下,干度的大小对传热系数产生了显著的变化。从流型中可以观察到,在200 kg·(m2·s)-1的高质量流速下,流型从分层波流变为环形流。环形流的产生在蒸发模式中很突出,因此环形流中的传热系数比分层波流或分层流中的传热系数大得多。当干度达到启动干涸流时,传热系数发生显著变化。随着质量流速的增加,干涸流的影响不太明显。

图4 不同质量流速和干度下的光管、铜制涟漪纹管和不锈钢制涟漪纹管的传热系数Fig.4 Heat transfer coefficient of smooth tube,copper corrugated tube and stainless steel corrugated tube under different mass speeds and steam qualities

图4(b)演示了强化Cu-1EHT 管的传热系数与干度和质量流速的关系。在质量流速为100 kg·(m2·s)-1时,传热系数没有任何显著变化。在质量流速为150和200 kg·(m2·s)-1时,传热系数随质量迅速增加。此外,随着质量流速的增加,传热系数相对较大,并且增长率也在增加。在流型分析中,在质量流速为150 kg·(m2·s)-1的强化Cu-1EHT 管中开始出现环形流,强化结构促进了在较低质量流速下从分层波流向环形流的转变。流速为150 kg·(m2·s)-1时,流型的转变是传热迅速增加的原因。随着质量流速进一步增加到200 kg·(m2·s)-1,观察到传热系数进一步提高。此外,曲线的斜率也更陡。总之,从流型可以明显看出,对于高质量流速,增强结构在非常低的干度下产生环形流。突起和凹坑加速了流动,增加了湍流,增加了成核点。因此,增强的结构影响了流动模式并增加了热传递,产生了对整个热传递过程的更有效的增强。与光滑管相比,强化Cu-1EHT 管在相似工况下具有更大的传热系数。在比较增强的Cu-1EHT 管的传热系数与光滑管的传热系数时,增强比在1.27～1.96。图4(c)显示了强化SS-1EHT 管传热随质量流速和干度变化的实验结果。质量流速为100 和150 kg·(m2·s)-1时,传热系数变化不大。在质量流速为200 kg·(m2·s)-1时,传热系数显著增加。这些结果表明,在低质量流速下,传热系数受干度变化的影响很小。此外,增加质量流速,强化管SS-1EHT 的传热系数增加。由于不锈钢的导热性较低,SS-1EHT 管中的表面突起具有比Cu-1EHT管更大的温度梯度。SS-1EHT 管的翅片效率较低。因此,铜强化管产生的传热系数比不锈钢强化管大17%～53%,这与以前的研究结果具有一致性[18-19]。

图5显示了对于不同的质量流速,作为干度的函数的测试管中的摩擦压降的变化。对于所有测试的管道,随着质量流速和干度的增加,摩擦压降都有所增加。当在恒定质量流速下在气液交界面处时,由于气相和液膜之间存在较大的速度差,这增加了界面剪切力并产生较大的摩擦,从而产生较大的压降。如果将压降与传热系数进行比较,该比值会随着干度的增加而产生平均增长。这并没有随着环形流的开始而显著增加,这意味着环形流产生了高传热效果和低压降损失。类似地,对于质量流速的增加,产生更高的剪切力,导致更高的压降。在相似的工况下,Cu-1EHT 管内的摩擦压降高于光滑管。这是由于表面结构产生的阻塞和流体湍流导致的结果。此外,在质量流速为200 kg·(m2·s)-1时,2个管之间的摩擦压降差小于低质量流速时的压降差。总之,强化管没有显著增加总压降。对于所考虑的条件,压降增强的范围(强化管压降与光滑管压降的比较)为1.10～1.70。回顾传热和压降数据,Cu-1EHT 管的传热有显著改善,摩擦压降略有增加。因此,1EHT 管在换热过程中表现优异,值得考虑用于传热增强设计。

图5 不同质量流速和干度下的光管、铜制涟漪纹管和不锈钢制涟漪纹管的摩擦压降Fig.5 Friction pressure drop of smooth tube,copper rippling tube and stainless steel rippling tube under different mass speeds and steam qualities

4 结论

比较了1EHT 强化管(铜和不锈钢)和光滑管(铜)的管侧蒸发(使用R410A 制冷剂)。实验使用范围从0.1～0.9 的干度进行;质量流速固定在100、150和200 kg·(m2·s)-1;讨论了干度、质量流速、表面结构和管道材料对蒸发传热特性和流型的影响。结论如下:

1) 流型与蒸发换热系数相关。环形流显著提高了强化管的传热系数,压降略有增加。Cu-1EHT管通过减少液膜、加速流体扰动、削弱重力效应和增加剪切力效应,在分层波流和环形流之间产生最剧烈的扰动和最低的过渡(当改变干度时)。

2) 摩擦压降随质量流速和干度的增加而增加,这是由于随着质量流速的增加,增加了紊乱程度,随着干度的增加,气相和液相之间的速度差也增加。

3) 增强的1EHT 管表面结构对管中产生的流型产生影响。此外,表面结构显著提高了传热性能。增强的1EHT 管改善了热传递,但没有显著增加压降。传热强化率为1.27～1.96,而沸腾时的压降比光滑管高11%～36%。另外导热系数较低的不锈钢管其蒸发换热系数较小,但摩擦压降相差不大。

总之,IEHT 管在换热过程中表现优异,值得考虑用于传热增强设计。