3種管內強化管沸騰換熱性能對比

歐陽新萍，陳靜竹，李泰宇

（1 上海理工大學制冷與低溫工程研究所，上海 200093；2 電裝（中國）投資有限公司上海技術中心，上海 201108）

引 言

沸騰傳熱強化技術在強化傳熱領域中占有非常重要的地位。其目的是為了進一步提高換熱設備的效率，更合理和有效地利用能源。強化傳熱的基本途徑主要有增加傳熱面積、增加傳熱溫差和增加總傳熱系數3 種方式[1-2]。利用強化傳熱技術，通過強化換熱管件及其支撐結構，是提高換熱器換熱性 能的基本手段[3]。由于管內有相變的沸騰換熱與工質流型有著密不可分的關系，導致傳熱機理較為復雜。近些年來，國內外有眾多學者對強化管管內沸騰換熱性能進行了研究[4-9]。Murata 等[10]對光管及內螺紋管進行了較寬干度范圍的局部管內沸騰實驗研究，研究表明內螺紋管內傳熱系數平均約比光管高56.5%，從而為管內沸騰換熱提供了數據基礎。Eckels 等[11]以R134a 為工質，在3 種蒸發溫度下，對管內沸騰換熱進行研究，得到沸騰傳熱系數隨蒸發溫度的上升而增加的結論。Oh 等[12]研究了內螺紋管螺旋角對沸騰換熱的影響，實驗研究發現，在固定螺旋角的情況下，在環狀流和層狀流下的管內沸騰傳熱系數與流體的質量流速及熱通量有較大關系。張一帆等[13]研究了內螺紋管型結構對流動阻力的影響，提出了并聯管路模型。張小艷等[14]對非共沸制冷劑R417a 在光管及內螺紋管內的沸騰換熱進行研究，總結了質量流速、熱通量、干度及管型參數對沸騰換熱的影響。程建等[15]對R410a 和R22在內螺紋強化管內的沸騰換熱性能進行實驗研究，以尋找R410a 替代R22 在沸騰換熱中的可行性。

本文實驗所用工質為R22。R22 在常溫下為無色、無味、無腐蝕性的氣體。雖然研究表明，R22會破壞臭氧層，但是不可否認的是，R22 具有穩定的化學性能及熱力性能。現階段，替代R22 制冷工質的研究正在進行，R22 在各工況點的實驗數據的基礎性作用也就更加突出，因此對R22 制冷工質在各實驗工況點下的研究，仍然有著一定的意義。

目前關于管內沸騰換熱的研究主要集中在水平管內R22、R417a、R134a[16-17]等不同制冷劑的沸騰換熱性能以及壓降規律的實驗研究，分析和對比制冷劑的物性對傳熱系數的影響。對于內螺紋管管內沸騰換熱性能的研究也主要是在管型參數和工況點等方面展開討論。本文進行了3 根內螺紋管管內R22 沸騰換熱性能的實驗，并進行了綜合性的分析研究。在分析質量流量及內螺紋管內結構參數對管內沸騰換熱性能的影響的同時，還分析了單位流動阻力下管內沸騰傳熱系數綜合性能，這對于內螺紋管的設計和優化是很有意義的。本實驗為基礎性研究提供了數據，同時也可為蒸發器的設計計算提供一定的理論依據。

1 實驗系統及試件參數

實驗系統如圖1所示，主要是由管內R22 制冷劑循環，管外（套管管間）加熱水循環和冷卻用乙二醇循環系統組成。其中將測試段設計成套管換熱器形式，在被測試管件外套一根較大直徑的外管。

3 個內螺紋銅管均為外徑7.92 mm，內徑6.9 mm，其他詳細參數見表1。套管為不銹鋼管，內徑15 mm。實驗測試有效段總長為2 m。制冷劑R22在管內流動，水在管間流動，兩種介質逆向流動。管內和管間的進出口均布置了Pt100 鉑電阻溫度計，用來測量工質及水的進出口溫度。管內進出口處布置了壓差傳感器，用來測量進出口壓力，以獲得管內流動阻力，具體測試點見圖1。

實驗工況：蒸發溫度為4.5℃，制冷劑入口干度為18%，出口過熱度為4℃，管間水速2 m·s-1。內螺紋管的結構示意圖如圖2所示，參數如表1所示，實物微觀結構如圖3所示。通過實驗研究不同制冷劑質量流速[100～360 kg·(m2·s)-1]對3 種不同內螺紋管管內沸騰換熱性能的影響。

圖2 內螺紋結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of internal thread structure

圖3 內螺紋管實物微觀結構Fig.3 Schematic diagram of enhanced tubes

為檢驗實驗系統的可靠性，對一根外徑14 mm，壁厚0.9 mm 的不銹鋼光管進行了對流換熱實驗，得到了以Dittus-Boelter公式形式的管內旺盛湍流的對流換熱關聯式

經典傳熱學理論給出的管內旺盛湍流的對流換熱關聯式為

兩式的系數僅相差2%，說明實驗系統是可靠的。

表1 內螺紋管參數Table 1 Structure parameters of enhanced tube

2 實驗方法及數據處理

根據圖1所示測點測量管內制冷劑的流量、進出口溫度和壓力、進口前加熱帶的加熱量；測量管外水的流量、進出口溫度。根據加熱帶的加熱量及進口溫度和壓力可以計算出制冷劑的入口焓值，根據出口溫度和壓力可以計算出制冷劑出口焓值。管外水側換熱量QW與管內制冷劑側換熱量QR分別為

式中，cp,w為水的比熱容，J·kg·K-1；qm,w為水的質量流量，kg·s-1；rin為制冷劑的進口焓值，J·kg-1；rout為制冷劑的出口焓值，J·kg-1；tw,in、tw,out分別為水進、出口溫度，℃；

當QW和QR之間的熱平衡誤差滿足給定的精度要求時，取兩者的算術平均值Q作為換熱量，傳熱系數k計算式為

式中，A為傳熱面積（光管外表面積）；Δt為對數平均溫差。

為了分離管內傳熱系數，可利用熱阻分離法進行。傳熱過程的總熱阻可表示成各傳熱過程熱阻之和，即

式中，Dout為強化管外徑，m；Din為強化管內徑，m；Rf為污垢熱阻，m2·K·W-1；Rwall為管壁導熱熱阻，m2·K·W-1；hout為管外對流傳熱系數，W·(m2·K)-1；hin為管內沸騰傳熱系數，W·(m2·K)-1；

由于實驗所用強化管從未使用過，污垢熱阻較小，因此污垢熱阻Rf可以省略。管外（套管管間）流動工質為水，且根據實驗工況可以判斷出，水流動狀態處于旺盛湍流區，因此水側對流傳熱系數hout可以采用經典的Dittus-Boelter旺盛湍流換熱關聯式進行計算，但關聯式中的特征長度需取當量直徑。本試件的當量直徑D=7.08×10-3m。這樣，管內沸騰傳熱系數可由式(7)計算

實驗過程中，保持管外水的流速2.0 m·s-1不變，改變管內的質量流速（95～360 kg·m-2·s-1）；通過調節冷卻用乙二醇的溫度控制蒸發溫度在（4.5±0.5）℃；通過調節加熱帶的功率控制制冷劑的入口干度在18%；通過調節加熱水的溫度控制制冷劑的出口過熱度在（4±0.5）℃。對應質量流速的變化范圍，3 根管的熱通量變化范圍在11300～45800 W·m-2之間。

3 實驗結果及分析

3.1 傳熱性能實驗結果及分析

在前述的實驗工況條件下，實驗的總傳熱系數與制冷劑質量流速的關系如圖4所示。由式(5)分離得到管內沸騰傳熱系數，其與制冷劑質量流速的關系如圖5所示。

為分析內螺紋管的沸騰換熱性能增強程度，采用了與本實驗工況接近的Kuo 等[18]的光管管內R22 沸騰換熱實驗數據進行對比。該實驗數據同樣在圖5中顯示。

圖4 總傳熱系數與質量流速的關系Fig.4 Overall heat transfer coefficients vs mass velocity

圖5 管內沸騰傳熱系數與制冷劑質量流速的關系Fig.5 Boiling heat transfer coefficients inside tubes vs refrigerant mass velocity

從圖5中可以看出，1#管的管內沸騰傳熱系數比光管高60%～80%，2#管比光管高80%～120%，3#管比光管高80%，3 根管的管內沸騰傳熱系數均有較大幅度提高，2#管的增強程度最高，其次是3#管和1#管。

從強化傳熱的角度來看，有多種原因導致內螺紋管的管內沸騰傳熱系數比光管高，具體原因如下：第一，相比于光管，由于內螺紋管內螺紋的存在，熱邊界層更容易被破壞、減薄，使得換熱增強；第二，內螺紋管內更易產生二次環流，同樣會增強傳熱系數；第三，在層狀流下，內螺紋管將會產生虹吸現象，內壁面液膜升高，導致內螺紋管內有更大的液相潤濕面積；而在環狀流下，螺紋結構的螺旋作用更有利于液相液體成膜，環繞在管內壁，使得沸騰換熱增強。

內螺紋管管內結構的差異會使得沸騰換熱的強化效果不同。

當流動處于層狀流或者層狀流與環狀流的過渡區時，氣相工質仍位于管道上部，液相工質未能均勻覆蓋管壁，沸騰傳熱系數主要取決于工質潤濕壁面的情況，而壁面潤濕情況則取決于氣體流速及管槽內的虹吸作用。當螺旋角較大時，虹吸作用更強，液相沿螺紋槽上升高度更高。2#管的螺旋角相比最大，故2#管在入口處壁面潤濕情況比1#、3#管好。當流體處于環狀流時，液膜沿順時針方向有一定角度的旋轉，且螺紋頭數越多，旋轉角度越大。這個旋轉過程，將會使液膜表面產生波動，同時也會促進管壁上邊界層的波動，促進強制對流蒸發。隨著強制對流蒸發的進行，氣相表觀速度增大，同樣會使液膜表面產生波動。當液膜減薄到一定程度時，較高的螺紋將會露出液膜，與氣相工質接觸，導致傳熱轉弱，沸騰傳熱系數將會降低。2#管的螺紋頭數比1#、3#管多，而螺紋高度比1#、3#管低，因此2#管的沸騰傳熱系數比1#、3#管高。此外，2號管相比1#、3#管的螺紋頂寬尺寸大、螺紋槽寬尺寸小，可能也是造成差異的原因之一，具體機理還有待研究。

對比1#管與3#管，結構參數主要在螺紋高及螺紋頂部形狀上有所差別。分析認為造成傳熱系數有所差別的原因之一是螺紋高，1#管螺紋比3#管高13.6%，導致傳熱系數低6.8%。Kimura 等[19]提出，平頂的螺紋比圓弧形螺紋更能強化傳熱，這也是3#管傳熱系數高于1#管的原因之一。

3.2 阻力性能實驗結果及分析

通過對實驗管段進出口壓力的測量，獲得了3根內螺紋管管內流動阻力與質量流速的關系，并采用Muzzio 等[20]通過實驗得到的光管流動阻力的數據進行對比，如圖6所示。

圖6 單位管長流動阻力與制冷劑質量流速的關系Fig.6 Flow resistance vs mass velocity

由圖6可以看出，3 根螺紋管管內流動阻力相差不大，3#管略低。說明3 根管結構上的差別對管內流動阻力影響不大。分析認為3#管內較大的槽寬和較小的螺紋頂角是其流動阻力略低的原因。經數據擬合，3 根內螺紋管的流動阻力與質量流速G1.71呈正比，這個實驗數據與Kubanek 等[21]獲得的實驗數據相吻合。

為分析3 根螺紋管傳熱與流動阻力的綜合性能，繪制了單位流動阻力下管內沸騰傳熱系數與制冷劑質量流速的關系圖，如圖7所示。圖7顯示，2#管綜合性能最優，且在質量流速為100 kg·m-2·s-1時體現出的綜合性能最佳，約比1#、3#管高35%。在中、高質量流速下，3 根管的綜合性能相差不大，2#管略好，且隨著質量流速的增加，3 根管的綜合 性能數值越來越接近。因此，螺紋參數的差異對綜合性能的影響主要體現在低、中質量流速，高質量流速下基本沒有影響。

圖7 單位流動阻力下沸騰傳熱系數與質量流速的關系Fig.7 Boiling heat transfer coefficients with unit flow resistance coefficients vs mass velocity

4 誤差分析

參照誤差傳布理論，可根據基本測量的誤差，計算得到傳熱系數、管內沸騰傳熱系數的誤差。

對于式(5)這樣的傳熱系數計算式，根據誤差傳布理論的基本式可推導出：傳熱系數的相對誤差等于計算式中各參變量的平方和的平方根。由于該式中換熱量Q為QW和QR的平均值，且QW和QR之間的相對誤差小于5%（即滿足熱平衡要求），因此，Q的相對誤差最大為2.5%；溫度測量元件的測量相對誤差為0.5%，可推算出對數平均溫差Δt的相對誤差為0.99%；由此計算出實驗所得的傳熱系數k的相對誤差為2.69%。同樣根據式(7)和誤差傳布理論，并取hout的相對誤差為10%，計算出管內沸騰傳熱系數hin的相對誤差為7.07%。以上誤差對應的置信度均為99.7%。

5 結 論

（1）3 根內螺紋管的管內沸騰傳熱系數較光管有60%～120%的提高，強化換熱效果明顯，但3根管強化效果存在差異。

（2）當流動處于層狀流或者層狀流與環狀流的過渡區時，較大的螺旋角虹吸作用更強，壁面潤濕情況更好，有利于沸騰換熱。當流體處于環狀流時，較多的螺紋頭數，使得流體旋轉作用更強、液膜表面波動效果更好，促進強制對流蒸發。較低的螺紋高度在沸騰換熱后期更有利于換熱。

（3）3 根螺紋管管內流動阻力相差不大，其中3#管略低，分析認為該管管內較大的槽寬和較小的螺紋頂角是其流動阻力略低的原因。

（4）通過比較單位流動阻力下管內沸騰傳熱系數綜合性能，2#管最優，在質量流速為 100 kg·m-2·s-1時體現出的綜合性能最佳，約比1#、3#管高35%。在中、高質量流速下，3 根管的綜合性能相差不大。因此，螺紋參數的差異對綜合性能的影響主要體現在低、中質量流速，高質量流速下基本沒有影響。

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