5 mm小管徑內R290流動沸騰換熱特性

(上海理工大學 上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室 上海 200093)

HCFCs制冷劑的消費和生產水平逐年削減[1-2]，環保制冷劑R290(丙烷)是一種理想的HCFCs替代工質，其ODP=0，GWP=3，對環境完全友好[3]，具有良好的傳熱性能，蒸發潛熱大，輸送壓力低，可廣泛應用于家用及商用制冷系統[4]。

為了節能省材，換熱器的更新趨于小型化，換熱器的小型化已成為行業內的研究熱點。外徑為5 mm小管徑的銅管現已大量應用于小型換熱器，然而銅管的管徑變小后，換熱特性與9.52、7 mm等較大管徑不盡相同，管內制冷劑側的沸騰換熱表面傳熱系數(以下簡稱表面傳熱系數)會增大[5-6]。此外，小管徑銅管齒高和螺旋角均增加，強化了內螺紋對制冷劑的擾動作用，液膜厚度減薄，降低熱阻，進一步強化了換熱[7]。因此，有必要研究R290在5 mm內螺紋銅管內流動沸騰的換熱特性。

G. D. Mathur等[8]對R290在光滑銅管內相變換熱進行了理論分析，并在外徑為9.52 mm，壁厚為0.64 mm的水平光滑銅管內對R290的沸騰換熱特性進行實驗研究。當蒸發溫度為-6.7 ℃和4.4 ℃，質量流率范圍為50～800 kg/(m2·s)時，將R290的表面傳熱系數與R12、R134a進行對比，研究表明R290的表面傳熱系數顯著高于R12和R134a的表面傳熱系數。Jin Shijie等[9]將7 mm的R22翅片管蒸發器管徑縮小至5 mm，使用環保制冷劑R290，并使用模擬軟件EVAP-COND模擬傳熱性能，結果表明，小管徑R290蒸發器的傳熱效果優于R22系統。但當前國內外對于R290制冷劑的研究多為常規較大管徑[10-14]，或是1～3 mm的細微光滑不銹鋼管[15-17]，缺少對R290在5 mm內螺紋銅管內流動沸騰換熱的研究。

本文對R290在5 mm內螺紋銅管內的流動沸騰換熱特性進行實驗研究，研究了熱流密度、質量流率及飽和溫度對沸騰換熱表面傳熱系數的影響。

1 實驗裝置與原理

1.1 實驗裝置與測試流程

小管徑內沸騰換熱特性的測試系統原理如圖1所示。

圖1 測試系統原理Fig.1 Test system

測試回路由柱塞計量泵、科式流量計、預熱器、測試部分、冷凝器、儲液罐、再冷器和過濾器組成。柱塞計量泵替代壓縮機為系統內制冷劑提供循環動力，用科式流量計測量質量流量。通過預熱器控制實驗段入口工質的干度；冷凝器用于冷凝測試段出口處高溫制冷劑；儲液器確保循環系統中有充足的制冷劑；再冷器保證制冷劑在進入柱塞泵之前完全冷凝。

在測試裝置運行時，儲液器中流出的液態R290經過再冷器過冷，以保證單相，再由柱塞計量泵傳送至測試段。工質經過預熱器時，通過PID精確調節輸入預熱器的功率可以控制測試段入口R290干度。測試段排出的R290氣體進入冷凝器中被冷凝成液體后再次進入儲液器完成一個循環。實驗系統的飽和溫度主要由冷凝壓力控制，系統通過PID控制調節冷凝器中乙二醇載冷劑的流量，以此調節冷凝器內的冷凝壓力達到對測試段出口壓力的控制。系統的質量流量由調節柱塞計量泵的行程調節旋鈕控制，流量大小直接由質量流量計測量。實驗系統所需測試的溫度、壓力分別采用熱電偶與壓力傳感器獲得。

實驗對象為外徑5 mm的水平內螺紋銅管，內徑為4.32 mm，測試段具體參數為：螺紋數38，螺旋角18°，齒頂角40°，齒高0.14 mm，底壁厚0.20 mm。

為消除入口段對表面傳熱系數的影響，需滿足L/D>60，因此設置測試段總長為500 mm，以此測定充分發展段的表面傳熱系數。測試段加熱方法是使用電加熱絲均勻的纏繞在加熱段上，并用玻璃棉墊隔熱，以減少對周圍環境的熱量損失。對測試段所施加的電功率由功率計直接測得。同時，在測試段的6個位置設置熱電偶測量外壁溫度。為保證測量溫度的精確度，采用同一測點不同位置測量取平均值的方法，在每個測點的上、下、左、右4個方向布置貼片式熱電偶，4個測點兩兩中心對稱。整個加熱段共布置24個熱電偶，具體布置方式如圖2所示。

圖2 測試段熱電偶軸向和徑向布置(單位：mm)Fig.2 Axial and radial layout of thermometer in experiment phase(Unit:mm)

實驗要研究R290在5 mm小管徑內流動沸騰換熱過程中不同的飽和溫度、質量流率、熱流密度等參數對沸騰換熱表面傳熱系數的影響，因此需綜合考量上述參數，確定實驗裝置能夠測試的范圍。測試工況如表1所示,其中干度劃分為低干度區間(0.1～0.3]、中干度區間(0.3～0.75]、高干度區間(0.75～0.9]。

表1 實驗測試工況Tab.1 Test conditions of experiment

1.2 實驗原理

1)沸騰換熱表面傳熱系數

R290管內流動沸騰換熱表面傳熱系數：

(1)

式中：q為測試段熱流密度，kW/m2；Tw,in為平均內壁溫度，℃；Tr為管內制冷劑飽和溫度，℃。

2)測試段的熱流密度

測試段的加熱功率：

Q=Q0+QL

(2)

式中：Q0為測試段的電加熱功率，kW，由功率計直接測得；QL為測試段的漏熱量，kW，通過對漏熱系數的標定獲得。標定的方法是：實驗裝置搭建完畢，在實驗初始時對測試段施加恒定的熱流密度，在保證測試段管壁面溫度恒大于環境溫度，并且維持穩定工況一段時間后，根據施加的電加熱功率、管壁面與環境溫差來計算測試段的漏熱系數。得到測試段的加熱功率后，可由(3)式得到測試段的熱流密度：

(3)

式中：Di為測試管內徑，m；L為加熱段長度，m。

3)平均內壁溫度

制冷劑在圓管內的換熱可假設為具有內熱源的一維穩態導熱模型，計算式如式(4)、式(5)所示。其中，Tw,out為外管壁的溫度，℃；rw，out為測試段管外半徑，m；rw,in為測試段管內半徑，m。

(4)

(5)

4)制冷劑飽和溫度

由于管內工質的飽和溫度Tr隨著流動沸騰的壓降而降低，所以通過實驗段進出口安裝的壓差傳感器獲得實驗段壓差，然后用線性插值計算法獲得對應點的飽和壓力，再借助工質熱物性軟件NIST查詢獲得對應飽和壓力下的飽和溫度。

5)測試段入口干度

工質在測試段入口處的干度xin由式(6)、式(7)推導。

(6)

(7)

式中：hs為預熱器前過冷液體的焓值，kJ/kg；Mm為制冷劑的質量流量，kg/s；Qpre為預熱器的電加熱量，kW，由功率計直接測得；h1、h2分別為飽和壓力對應的液相和氣相的焓值，kJ/kg。

6)局部干度

結合預熱器和測試段的加熱功率可以計算出工質對應的焓變，利用內插法計算局部干度，如式(8)、式(9)所示。

(8)

(9)

式中：xz為測試段所需測點的干度；Lz為測點離入口段的距離，m。

7)實驗參數不確定度分析

考慮到實驗本身的系統誤差，實驗過程中各個參數均具有一定的不確定度，其中一些通過二次計算得來的參數，其不確定度還具有傳播性。故需要對測試數據進行不確定度分析，采用文獻[18]中提出的方法分析，并總結于表2中。表面傳熱系數測定的最大不確定度<8%。

表2 實驗參數不確定度Tab.2 Uncertainty of experimental parameters

2 實驗結果與分析

2.1 熱流密度對沸騰換熱特性的影響

選取飽和溫度T=25 ℃、質量流率G=100 kg/(m2·s)不變的工況，控制熱流密度范圍在10～60 kW/m2，定性定量研究熱流密度對5 mm小管徑內R290沸騰換熱特性的影響，如圖3所示。

圖3 飽和溫度T=25 ℃、質量流率G=100 kg/(m2·s)，不同熱流密度R290在測試管內表面傳熱系數Fig.3 Surface coefficient of heat transfer in test tube for R290 at T=25 ℃ with mass flow rate G=100 kg/(m2·s) at different heat flux

由圖3可知，在中低干度區間，隨著熱流密度的提高R290的表面傳熱系數顯著增大。原因是熱流密度上升直接導致壁面過熱度變大，壁面氣泡的生長速度和脫離頻率均隨之加快，同時內螺紋管的齒也使氣泡受到更大的擾動。上述綜合強化了核態沸騰換熱作用，所以表面傳熱系數顯著增加，此時管內主要換熱形式為核態沸騰換熱[19]。而在高干度區間，局部表面傳熱系數急速下降，且表面傳熱系數下降的程度隨熱流密度的上升而更加劇烈。因為此時管內工質開始干涸，對流換熱起核心作用。一方面液膜減薄，降低了傳熱熱阻，使管壁面溫度下降，核態沸騰換熱受到抑制；另一方面，熱流密度的增大加速了管內流型的轉變，惡化了換熱效果。由此可以看出，對沸騰換熱大小起決定性作用的是核態沸騰換熱。

實驗結果表明，當飽和溫度和質量流率一定，熱流密度的上升使干涸現象提前發生，且更加劇烈。在中低干度區間，提升熱流密度明顯強化換熱效果；干涸現象發生后，熱流密度的上升使表面傳熱系數的下降更加劇烈。

2.2 質量流率對沸騰換熱特性的影響

質量流率對于R290沸騰換熱特性的影響如圖4所示，實驗控制質量流率的范圍在50～200 kg/(m2·s)，選取工況為溫度T=25 ℃，熱流密度q=10 kW/m2。

圖4 飽和溫度T=25 ℃、熱流密度q=10 kW/m2，不同質量流率R290在測試管內的表面傳熱系數Fig.4 Surface coefficient of heat transfer in test tube for R290 at T=25 ℃ with heat flux q=10 kW/m2at different mass flow rate

由圖4可知，在低干度區間，表面傳熱系數受質量流率影響很小；中干度區間，表面傳熱系數伴隨質量流率的增加有明顯提高；干涸現象發生之后，表面傳熱系數隨著質量流率的增大略有提高。原因是：在低干度區間，管內換熱方式以核態沸騰換熱為主，所以干度在低干度區間質量流率對表面傳熱系數的影響較小；而在中干度區間，核態沸騰換熱逐漸向對流換熱轉變，由于流速的增加使雷諾數增大，此時質量流率的增大使表面傳熱系數逐漸增大。且在干涸發生前的0.6～0.7干度區間，表面傳熱系數的增長更為明顯。這是因為流速越快，管內流態越接近于環狀流。而在質量流率為200 kg/(m2·s)時，所測干度的范圍內并未發生干涸現象。

實驗結果表明，當飽和溫度和熱流密度一定，在低干度區間，表面傳熱系數受質量流率影響很小；中干度區間，表面傳熱系數隨著質量流率的上升而提高；高干度區間，伴隨質量流率的增加表面傳熱系數略有增加。

2.3 飽和溫度對沸騰換熱特性的影響

根據實驗結果可得，飽和溫度對R290在5 mm小管徑內流動沸騰換熱具有重要影響，選取熱通量為q=10 kW/m2的工況，質量流率G=100 kg/(m2·s)，如圖5所示。在低干度區間，飽和溫度對表面傳熱系數影響較小，表面傳熱系數隨飽和溫度的提高略有增加，因為較高的飽和壓力有利于形成汽化核心，強化了核態沸騰換熱。但干度增至0.3以后，表面傳熱系數反而隨著飽和溫度的提升而下降，原因是：在q=10 kW/m2的低熱流密度工況下，壁面過熱度較低，氣泡的產生和擾動均較小，核態沸騰換熱作用較小，因此飽和溫度的提升對表面傳熱系數的影響較小。此時對流換熱起主導作用，飽和溫度的下降使工質導熱系數增大，強化了對流換熱作用。

圖5 質量流率G=100 kg/(m2·s)、熱流密度q=10 kW/m2，不同飽和溫度時R290在測試管內的表面傳熱系數Fig.5 Surface coefficient of heat transfer in test tube for R290 at G=100 kg/(m2·s) with heat flux q=10 kW/m2at different saturation temperatures

改變測試工況為熱流密度q=60 kW/m2，質量流率G=100 kg/(m2·s)，如圖6所示。

圖6 質量流率G=100 kg/(m2·s)、熱流密度q=60 kW/m2，不同飽和溫度時R290在測試管內的表面傳熱系數Fig.6 Surface coefficient of heat transfer in test tube for R290 at G=100 kg/(m2·s)with heat flux q=60 kW/m2 at different saturation temperatures

由圖6可知，在熱流密度較高為60 kW/m2的工況下，表面傳熱系數隨著飽和溫度的增大而提高.原因是飽和溫度越高，制冷劑液相動力黏度越低，表面張力也會下降，促使汽化核心的脫離，強化了核態沸騰換熱，表面傳熱系數增大。

實驗結果表明，當質量流率一定，較低熱流密度工況下，在中干度區間表面傳熱系數會隨著飽和溫度的提高而降低；較高熱流密度工況下，表面傳熱系數與飽和溫度呈正相關性。同時飽和溫度的提高會使干涸現象提前發生，加快干涸發展的過程。

3 結論

本文實驗研究了R290在5 mm小管徑管內流動沸騰換熱特性，在飽和溫度為15～25 ℃、熱流密度為10～60 kW/m2、質量流率為50～200 kg/(m2·s)的工況下，就不同因素對換熱及干涸特性的影響進行了理論分析，得到如下結論：

1)熱流密度的上升能夠有效提升表面傳熱系數，加劇干涸過程。當飽和溫度和質量流率一定，在中低干度區間，熱流密度的提升可以明顯強化換熱效果，增大傳熱系數；干涸現象發生后，熱流密度的升高使表面傳熱系數下降更加劇烈。

2)提高質量流率對表面傳熱系數有顯著提升。在飽和溫度和熱流密度一定時，表面傳熱系數隨質量流率的增大而增加。尤其在干度為0.6～0.7時，表面傳熱系數增大尤為明顯。同時，質量流率也能提前干涸發生的時機。

3)飽和溫度的升高使干涸現象提前發生，同時加快干涸發展的過程。但飽和溫度對表面傳熱系數的影響較為復雜。保持質量流率不變，在較低熱流密度工況下，中干度區間內的表面傳熱系數隨飽和溫度的提高不增反降；然而較高熱流密度工況下，表面傳熱系數與飽和溫度呈正相關性。