蒸發溫度對水平正反齒壓花齒型肋管池沸騰換熱的影響
2016-07-07 12:12:01張吉禮陳敬東馬志先王永輝大連理工大學建設工程學部土木學院遼寧大連116024
化工學報 2016年6期
張吉禮，陳敬東，馬志先，王永輝（大連理工大學建設工程學部土木學院，遼寧 大連 116024）
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蒸發溫度對水平正反齒壓花齒型肋管池沸騰換熱的影響
張吉禮，陳敬東，馬志先，王永輝
（大連理工大學建設工程學部土木學院，遼寧 大連 116024）
摘要：隨著節能減排的大力推廣，管外沸騰強化傳熱技術得到了廣泛的研究和發展。設計建立了水平雙側強化管管外沸騰試驗系統，以R134a為循環工質試驗研究了不同熱通量工況下，蒸發溫度對正反齒壓花齒型三維肋管池沸騰換熱特性影響，并結合試驗結果分析探討了其理論描述方法。結果表明：蒸發傳熱系數隨蒸發溫度變化趨勢線的斜率隨熱通量呈現非線性變化；在同一蒸發溫度下，管表面傳熱系數均隨熱通量單調遞增，但增長率隨熱通量增加而逐步降低；回歸分析獲得不同熱通量下蒸發溫度對正反齒壓花齒型蒸發管表面傳熱系數影響的統一表達式；等熱通量工況強化傳熱因子在熱通量超過10 kW·m?2后升至2以上，在熱通量接近20 kW·m?2時達到極大值2.588，但在熱通量接近5 kW·m?2時接近1；蒸發溫度及其與熱通量合同對正反齒壓花齒型蒸發管表面傳熱系數的作用機理與理論描述方法有待進一步深入研究。
關鍵詞：強化管；沸騰；蒸發溫度；水平管；傳熱系數
2015-11-02收到初稿，2016-01-24收到修改稿。
聯系人：馬志先。第一作者：張吉禮(1969—)，男，博士，教授。
Received date: 2015-11-02.
Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (51578102) and the Fundamental Research Funds for the Central Universities (DUT14ZD210, DUT15RC(4)24).
引 言
在國家大力推進節能減排的形勢下，開發高效換熱器、提高其換熱效率、降低成本消耗勢在必行，進而管外沸騰技術得到了高度重視，工質在管外沸騰換熱性能是高效換熱管的基礎熱工參數，因此眾多學者分別對制冷劑和管型結構在不同蒸發溫度下強化管外沸騰傳熱進行了大量的試驗研究[1]。
近年來強化管的類型層出不窮，研究人員通過與光管的對比試驗來說明其換熱特性。張定才等[2-5]在不同制冷劑下，對強化管與光管的管外沸騰傳熱系數進行了試驗研究，結果表明強化管傳熱系數至少是光管2倍以上。在此基礎上，為了進一步提高換熱性能，研究制冷劑、管型結構、核態沸騰[6-7]及蒸發溫度變得尤為重要。
以R134a為首的高效、環保制冷工質得到了普遍的認可。張定才等[8-12]針對R134a及其二元、三元混合工質來研究不同熱通量下強化換熱管管外傳熱系數的變化規律。此外，文獻[4,13-14]對其他種類制冷劑(R123、R22、R600a、R600等)研究其對強化管管外傳熱特性的影響。
制冷劑在管外進行沸騰換熱的過程中，蒸發溫度是衡量其換熱能力的重要參數，Nae等[11-12,15]分別針對蒸發溫度為?3.58℃和4.44℃的單一工況，研究熱通量與強化管管外傳熱系數的規律。而對于兩種或兩種以上工況，費繼友等[5,16-18]研究蒸發溫度為5、10℃工況下對不同類型強化管管外傳熱的影響。Webb等[19]研究了蒸發溫度為4、27℃，對不同管型管外傳熱的影響。歐陽新萍等[20]通過改變蒸發溫度(5.6，0，?2，?4，?6，?8℃)和熱通量(4～55 kW·m?2)，對水平壓花強化管進行管外核態沸騰實驗研究，得到了管外沸騰換熱系數隨熱通量和蒸發溫度的變化規律。
綜上所述，前期大部分文獻僅針對一種或兩種蒸發溫度下，熱通量和管外傳熱系數的變化規律進行研究，而在多工況下對三者變化規律的描述較少，難以形成有效的理論分析，故本文在文獻[20]的基礎上，增加蒸發溫度的工況點(?8～5.6℃間8種工況)和熱通量(5～65 kW·m?2)范圍，選用R134a為循環工質進行管外沸騰換熱的試驗研究，為今后繼續研究不同蒸發溫度下，熱通量對管外沸騰換熱特性的影響提供可參考的依據。
1 試 驗
1.1試驗系統
設計并建立了HFC134a水平雙側強化管外蒸發傳熱性能測試系統，對應試驗系統原理如圖1所示，該系統由制冷工質自然循環系統、熱介質循環系統、冷介質循環系統、溫控系統和計算機數據監測系統5部分組成，如下簡介各子系統。
1.1.1制冷工質自然循環系統制冷劑在蒸發試驗段1殼程吸收來至管程熱介質提供的熱量后汽化，生產的飽和蒸氣經管路引入冷凝器2，飽和蒸氣在冷凝器殼側遇冷凝結，形成的工質液體在重力作用下匯集到冷凝器底部并流回蒸發器，進而實現制冷工質的自然循環。
1.1.2熱介質循環系統熱介質箱5出液腔內達到設定溫度的熱介質（體積分數為15%的乙二醇溶液）經熱介質循環泵3提升壓力后送入試驗段管程，在試驗管內放熱降溫后的熱介質途經渦輪流量計4回流入熱介質箱5回液腔，與該腔內介質混合后進入熱介質箱加熱腔被該腔內電加熱器加熱，升至設定溫度的熱介質經消能篩板濾波后進入熱介質箱5出液腔，進而實現熱介質的循環。循環中通過溢流實現熱介質箱出水腔液面的穩定性，進而實現該循環的水力穩定性；循環中根據試驗段入水溫度設定值來控制熱介質加熱腔內電加熱器的加熱量，以保證該循環的熱力穩定性。
1.1.3冷卻介質循環系統冷卻介質箱8出液腔內達到設定溫度的冷卻介質（體積分數為50%的乙二醇溶液）經冷介質循環泵6提升壓力后送入冷凝器管程，在試驗管內吸熱升溫后的介質途經渦輪流量計進入冷凍機蒸發器7降溫（溫度降至冷凝器入口介質溫度之下），之后冷卻介質回流入冷卻介質箱8回液腔，與回水腔內介質混合后進入冷卻介質箱加熱腔被該腔內電加熱器加熱，升至設定溫度后經篩板濾波后進入冷卻介質箱出液腔，進而實現冷卻介質循環。該循環中實現介質水力與熱力穩定性的方法同熱介質循環的相似，不再贅述。
1.1.4溫控系統試驗段熱介質進口溫度與冷凝器冷卻介質入口溫度通過人為干預的溫控系統調節，試驗中，通過PID溫控器來調控置于熱介質箱與冷卻介質箱內的電加熱器的加熱量；利用計算機監測系統顯示的熱介質與冷卻介質監控點溫度（試驗段與冷凝器入口介質溫度，截斷到1 mK），結合試驗人員既有調控經驗來動態調整兩PID溫控器的設定值，進而實現熱介質與冷卻介質溫度的精密調控，并借此實現蒸發溫度與試驗熱通量兩工況的精密調控。
1.1.5計算機監測與數據采集系統 試驗中，采用四線制PT100溫度傳感器（選用A級PT100元件自制，制作流程與檢定流程見文獻[21]）監測試驗段進出介質溫度與試驗段內工質溫度T、0.5級渦輪流量計測量試驗管中介質流量Q（利用稱重法校準）、0.1級的絕對壓力變送器測試試驗段內工質飽和蒸氣壓力P（如表1所示），各傳感器產生的電信號通過Keithley2700數字萬用表（配備兩塊7708采集板）采樣并通過RS232輸入到計算機存儲、顯示與處理。
表1 試驗儀器參數Table1 Test instrument parameters
1.2試驗段
蒸發試驗段結構如圖2所示，在管子的進口和出口布置溫度傳感器，蒸發器內布有兩個溫度傳感器，分別測量氣態和液態制冷劑的溫度，中心布有壓力傳感器，測試制冷劑的飽和蒸發壓力。在圖2中局部放大的部分為測試管插入蒸發器的裝配圖，采用外壓板加密封圈和密封套的外壓接技術，為今后更換測試管提供了便利條件。
圖2 管外蒸發試驗段Fig.2 Structure of test section1—gas refrigerant outlet; 2—chamber; 3—shell of evaporator; 4—sight glass; 5—enhanced tube; 6—liquid refrigerant inlet; 7—medium inlet; 8—medium outlet; 9—temperature sensor; 10—pressure sensor; 11—bolt; 12—nut; 13—external pressure plate; 14—sealing ring; 15—seal cartridge; 16—sealing ring; 17—seal cartridge of external pressure; 18—see drawing of partial enlargement
1.3試驗管
試驗管表面結構示意圖與照片如圖3(a)、(b)所示，該管表面結構成型工藝：首先在光管表面加工二維肋型，然后對強化管表面結構采用正反齒夾角為90°的壓花工藝[22]，其管表面肋結構如圖3(c)所示。對比分析本文試驗管表面結構[圖3(c)]與傳統單齒壓花結構[圖3(d)]可知，本文試驗管表面結構相當于用正齒在二維肋頂部壓花形成的傳統單齒壓花結構基礎上，利用反齒在單齒壓花后形成的二次肋的肋頂部進行二次壓花，進而實現拓展肋頂部面積與縮小肋間已形成腔體上部開口、強化傳熱的目的。
試驗管結構參數如表2所示，其中do為管外徑，di為管內徑；h為肋高；p為肋基間距；試驗段中強化管有效換熱長度為1000 mm。
表2 強化管結構參數Table 2 Structure parameter of enhanced tube
圖3 強化管表面結構Fig.3 Structure of enhanced tube1—fin shape of tube surface; 2—incision line; 3—tube wall
1.4試驗工質及工況
制冷工質選用HFC134a，熱介質選用體積分數為15%的乙二醇溶液，冷卻介質選用體積分數為50%的乙二醇溶液。
試驗測試過程中肋管完全浸沒在制冷劑中，測試蒸發溫度工況：?8～4℃（間隔為2℃，控制精度±0.1℃），5.6℃(±0.1℃)；在同一蒸發溫度下，熱通量變化范圍為5～65 kW·m?2（間隔為5 kW·m?2，控制精度±1%）。
1.5試驗數據處理
1.5.1管內對流傳熱系數根據改進的Wilson圖解法試驗[23]確定管內對流傳熱系數表達式。其中，管內對流傳熱系數采用帶經驗參數Ci修正的Gnielinski公式[24]表示[式（1）]，管外沸騰傳熱系數保持恒定（通過保持蒸發溫度與熱通量恒定實現），試驗測試一系列溶液流速與總傳熱系數的對應關系后，即可獲得一系列管內對流傳熱熱阻項與總傳熱熱阻項的對應關系[式（3）]，進而可通過最小二乘法圖解確定Ci。
式中，K為總傳熱系數，W·m?2·℃?1；hGni為管內對流傳熱系數，W·m?2·℃?1；f為摩擦阻力系數；Ref為冷凍水Reynolds數；Prf為冷凍水Prandtl數；Ci為管內對流傳熱系數修正系數；Co為管壁熱阻；hi為修正后管內對流傳熱系數，W·m?2·℃?1。
1.5.2管外蒸發傳熱系數試驗待定管內對流傳熱系數計算表達式后，可根據熱阻分離法從總熱阻中分離出管外傳熱系數ho
式中，ho為管外蒸發傳熱系數，W·m?2·℃?1；Rw為管壁熱阻，m2·℃·W?1；di為換熱管公稱內徑，mm；do為換熱管公稱外徑，mm；hi根據式(1)求得。
1.5.3試驗誤差通過文獻[21]的誤差計算分析方法可得管外蒸發傳熱系數的試驗誤差，計算分析結果表明總傳熱系數K的試驗誤差均在±3.57%之內，蒸發傳熱系數ho的試驗誤差均在±6.95%之內。
1.6標模試驗
對水平光管進行管外沸騰換熱的試驗，針對R134a制冷劑選取目前得到較為廣泛應用的Cooper公式[25][式(5)～式(7)]，來衡量試驗系統獲得管外換熱的可靠性，如圖4所示，圖中2#為光管，通過試驗點與Cooper模型的對比可知，試驗獲得的管外傳熱系數偏差落在預測模型的±10%范圍以內，符合校驗標準。
圖4 水平光管管外蒸發傳熱系數與Cooper模型的對比Fig.4 Comparison between boiling heat transfer coefficient of horizontal smooth tube and Cooper model
式中，Mr為液體的相對分子質量；pr為對比壓力(液體壓力與該液體的臨界壓力之比)；Rp為表面均勻粗糙度，μm，對一般工業用管材表面Rp=0.3～ 0.4 μm；q為熱通量，W·m?2；ho為光管管外蒸發傳熱系數，W·m?2·K?1。
2 試驗結果與分析
首先，給出試驗管總傳熱系數與Wilson圖解法試驗結果；其次，結合與光管試驗結果的對比分析介紹試驗管蒸發傳熱系數結果；最后，結合理論分析介紹蒸發溫度對試驗管蒸發傳熱系數影響試驗結果及其統一描述方法。
2.1總傳熱系數
試驗用雙側強化蒸發管總傳熱系數K隨蒸發溫度與熱通量的變化如圖5所示，圖示結果表明，傳熱系數總體上隨熱通量與蒸發溫度的增加而增大，最大熱通量（65 kW·m?2）時傳熱系數值接近最小熱通量（5 kW·m?2）時對應值的5倍。圖中出現傳熱系數隨蒸發溫度升高而降低的趨勢由管內流速改變所致，圖6結果對應換熱管內乙二醇溶液流速。
圖5 總傳熱系數隨蒸發溫度與熱通量變化Fig.5 Heat transfer coefficient of enhanced tube against heat flux and evaporation temperatureq/kW·m?2: □ 5; ○ 15; △ 25; ▽ 35; ◇ 45; 55; 65
圖6 強化管流速隨蒸發溫度的變化Fig.6 Velocity of enhanced tube against evaporation temperatureq/kW·m?2: □ 5; ○ 15; △ 25; ▽ 35; ◇ 45; 55; 65
2.2Wilson圖解法
通過改進的Wilson圖解法獲得的管內對流傳熱熱阻do/(dihi)與總傳熱熱阻1/K的對應關系如圖7所示，其中1#管為強化管，圖示結果對應Ci值為2.686(Re＞9500)。
圖7 Wilson圖解試驗結果Fig.7 Result of modified Wilson plot method
2.3強化管與光管沸騰傳熱系數對比分析
在強化管與光管試驗結果對比中，常以等熱通量工況（蒸發溫度、試驗管入口流體溫度與試驗熱通量全同）強化因子[26]、等壁溫工況（蒸發溫度、試驗管入口流體溫度與換熱管平均壁溫全同）強化因子[27]或等換熱管入口工況（蒸發溫度、試驗管入口流體溫度與流體流量全同）強化因子來表征強化管與光管蒸發傳熱系數的比值，通過該比值來展示強化管強化傳熱的效果。鑒于等熱通量工況強化因子與等壁溫工況強化因子互為函數，如下通過等熱通量工況強化因子與等換熱管入口工況強化因子展示試驗結果。
（1）等熱通量工況強化傳熱因子蒸發溫度?4℃時，HFC134a在光管與雙側強化管外沸騰傳熱系數隨熱通量變化如圖8所示，圖中1#管為強化管，2#管為光管。圖中兩管蒸發傳熱系數比值參見表3。
結合圖8與表3所示結果可知：① 熱通量在5 kW·m?2左右時，強化管與光管的蒸發傳熱系數相近，三維肋結構不能有效強化管外側的傳熱；② 隨熱通量增大到10 kW·m?2之后，強化管與光管蒸發傳熱系數比值迅速增至2以上且始終維持在2.3左右；③ 熱通量在15～20 kW·m?2范圍，強化管與光管蒸發傳熱系數比出現極大值。
圖8 光管與強化管蒸發傳熱系數對比Fig.8 Comparison between smooth tube and enhanced tube for evaporation heat transfer coefficient
表3 強化管與光管蒸發傳熱系數比值隨熱通量變化Table 3 Ratio of enhanced and smooth tube vary with heat flux
（2）等換熱管入口工況強化傳熱因子換熱管入口溶液溫度與流量相同時，HFC134a在光管與雙側強化管外沸騰傳熱系數隨溶液入口流速變化如圖9所示，圖中1#管為強化管，2#管為光管。圖中強化管與光管蒸發傳熱系數比值參見表4。
圖9 不同流速下光管與強化管蒸發傳熱系數的關系Fig.9 Evaporation heat transfer coefficient comparison between smooth tube and enhanced tube under different velocity
表4 不同熱通量下強化管與光管蒸發傳熱系數及二者比值隨流速的變化Table 4 Ratio of enhanced and smooth tube vary with velocity with different conditions of heat flux
結合圖9與表4所示，在強化管(1#)與光管(2#)熱通量不一致的工況下，保證流速相同，結果可知：①在試驗工況下光管與強化管蒸發傳熱系數均隨管內流體流速的增加而增大，但強化管與光管蒸發傳熱系數比值隨管內流體流速的增加出現先增大再減小的變化趨勢；② 常規設計流速下（2 m·s?1），強化管蒸發傳熱系數接近光管的4.5倍。
對比表3與表4數據可知，等換熱管入口工況強化因子數值接近等熱通量工況強化因子的2倍，但二者數值隨自變量增加先增后降的變化趨勢相似。
2.4蒸發溫度對管外沸騰傳熱系數影響
（1）試驗結果蒸發溫度對管外沸騰傳熱系數影響試驗結果如圖10所示。圖示結果表明：① 同熱通量工況下，管外沸騰傳熱系數與蒸發溫度之間呈現線性對應關系，且沸騰傳熱系數隨蒸發溫度的升高而增大；② 在同蒸發溫度工況下，沸騰傳熱系數隨著熱通量的增加而增大，但增大幅度逐漸變小。進一步結合圖5所示不同熱通量下換熱管蒸發傳熱系數隨溫度變化趨勢可知，各趨勢線變化趨勢雖為線性，但線與線之間并不平行，且在同一蒸發溫度下的相鄰兩試驗熱通量對應的傳熱系數差值不同，如q在40～65 kW·m?2之間時，各熱通量對應趨勢線近似平行；但q<40 kW·m?2時，不同熱通量對應趨勢線并不平行。
圖10 不同蒸發溫度與管外蒸發傳熱系數的關系Fig.10 Evaporation heat transfer coefficient of outside tube against saturation temperature
（2）試驗結果回歸分析結合圖10所示結果分析可知，熱通量一定時，蒸發傳熱系數可以表示為蒸發溫度的一次函數
熱通量變化時，式（8）中的斜率k與截距b改變，進而可知k與b均為熱通量q的函數，相應的蒸發傳熱系數的表達式轉變為
進一步結合試驗結果回歸分析確定k(q)與b(q)的表達式，即可獲得蒸發溫度對不同熱通量下沸騰傳熱系數影響的經驗描述。本文試驗結果（圖10）對應k(q)與b(q)及其回歸分析結果見圖11與圖12。(注：圖11、圖12中A、B、C均為多項式系數)
圖11 蒸發傳熱系數隨蒸發溫度趨勢線斜率與熱通量關系Fig.11 Slope of evaporation heat transfer coefficient vary with saturation temperature against heat flux
圖12 蒸發傳熱系數隨蒸發溫度趨勢線截距與熱通量關系Fig.12 Intercept of evaporation heat transfer coefficient vary with saturation temperature against heat flux
結合圖11與圖12所示結果可知，k隨熱通量的變化趨勢較復雜，q≤25 kW·m?2時，k隨熱通量的增加而增大；25 kW·m?2
（3）回歸模型與試驗結果偏差分析圖11與圖12中給出的k與b的表達式代入式（8）可得試驗管蒸發傳熱系數的回歸模型（其中k為分段函數），回歸模型與試驗結果偏差如圖13所示。
圖13 試驗值與擬合值的偏差Fig.13 Deviation of test and fit value
由圖13可知，通過前述方法獲得的回歸模型與試驗值的極限偏差在±7%之內（平均偏差為±3%），這證實存在描述蒸發溫度對池沸騰傳熱系數影響的統一表達式，且該表達式可通過本文使用的前述方法獲得，但蒸發溫度對池沸騰傳熱系數影響的作用機制，有待進一步深入研究。
3 結 論
（1）試驗熱通量范圍內，正反齒壓花齒型蒸發管表面傳熱系數隨蒸發溫度近線性遞增，但蒸發傳熱系數隨蒸發溫度變化趨勢線的斜率隨熱通量呈現非線性變化，且在熱通量超過50 kW·m?2后各趨勢線斜率接近一恒定值。
（2）試驗蒸發溫度范圍內，正反齒壓花齒型蒸發管表面傳熱系數均隨熱通量單調遞增，但增長率隨熱通量增加而逐步降低。
（3）溫差步長降至2℃，可通過試驗結果的回歸分析獲得不同熱通量下蒸發溫度對正反齒壓花齒型蒸發管表面傳熱系數影響的統一表達式（表達式預測值與試驗結果偏差均在±7.0%之內）
（4）正反齒壓花齒型強化蒸發管的等熱通量工況強化傳熱因子在熱通量超過10 kW·m?2后升至2以上，在熱通量接近20 kW·m?2時達到極大值2.588，但在熱通量接近5 kW·m?2時接近1（即強化管蒸發傳熱系數與光管在該熱通量下的蒸發傳熱系數相近）。
（5）蒸發溫度及其與熱通量合同對正反齒壓花齒型蒸發管表面傳熱系數的作用機理與理論描述方法有待進一步深入研究。
References
[1]PIORO I L, ROHSENOW W, DOERFFER S S. Nucleate pool boiling heat transfer(Ⅰ): Review of parametric effects of boiling surface [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2004, 47(23): 5033-5044. DOI:10.1016/j.ijheatmasstransfer.2004.06.019.
[2]張定才, 田松娜, 冀文濤,等. R417A在水平雙側強化管外沸騰換熱研究 [J]. 制冷學報, 2014, 35(3): 114-118. ZHANG D C, TIAN S N, JI W T, et al. Study of boiling heat transfer of R417A on horizontal doubly-enhanced tubes [J]. Journal of Refrigeration, 2014, 35(3): 114-118. DOI:10.3969/j.issn.0253-4339. 2014.03.114.
[3]楊少華, 王世平, 高學農. CFCS替代工質R134a、R142b在水平管外池沸騰傳熱與強化 [J]. 制冷學報, 1997, (3): 6-10. YANG S H, WANG S P, GAO X N. Nucleate pool boiling heat transfer and enhancement of R134a and R142b on horizontal tube [J]. Journal of Refrigeration, 1997, (3): 6-10. DOI:10.3969/j.issn. 0253-4339.1997.
[4]劉啟斌, 何雅玲, 張定才,等. R22在水平雙側強化管外池沸騰換熱[J]. 化學工程, 2008, 36(4): 12-16. LIU Q B, HE Y L, ZHANG D C, et al. Boiling heat transfer of R22 outside single horizontal doubly-enhanced tubes [J]. Chemical Engineering(China), 2008, 36(4): 12-16.
[5]費繼友, 張定才, 李連生. R134a中潤滑油對強化管外池沸騰傳熱影響的實驗研究 [J]. 西安交通大學學報, 2008, 42(5): 519-523. FEI J Y, ZHANG D C, LI L S. Experimental study on pool boiling heat transfer of R134a-oil mixture outside single horizontal enhanced tubes [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2008, 42(5): 519-523.
[6]ZHANG B J, KIM K J. Nucleate pool boiling heat transfer augmentation on hydrophobic self-assembly mono-layered alumina nano-porous surfaces [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2014, 73: 551-561. DOI: 10.1016/j.ijheatmasstransfer. 2014.02.032.
[7]JO H J, AHN H S, KANG S H, et al. A study of nucleate boiling heat transfer on hydrophilic, hydrophobic and heterogeneous wetting surfaces [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2011, 54(25): 5643-5652. DOI: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2011.06.001.
[8]張定才, 朱春潔, 張振, 等. R134a/R125 混合工質管外沸騰換熱特性研究 [J]. 制冷技術, 2014, 42(7):54-59. ZHANG D C, ZHU C J, ZHANG Z, et al. Characteristic of boiling heat transfer of mixed refrigerant over horizontal tube [J]. Refrigeration, 2014, 42(7):54-59.
[9]LEE Y, GYU D, KIM J H, JUNG D. Nucleate boiling heat transfer coefficients of HFO1234yf on various enhanced surfaces [J]. International Journal of Refrigeration, 2014, 38:198-205. DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2013.09.014.
[10]SUN Z H, GONG M Q, LI Z J, et al. Nucleate pool boiling heat transfer coefficients of pure HFC134a, HC290, HC600a and their binary and ternary mixtures [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2007, 50(1): 94-104. DOI: 10.1016/j. ijheatmasstransfer.2006.06.041.
[11]NAE H K, EUL J L, HO W B. Pool boiling of R-134a/oil mixtures on enhanced tubes having different pore and gap sizes [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 66: 118-127. DOI: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2013.07.016.
[12]EVRAAM G, STEVEN E. Local heat transfer coefficient for pool boiling of R-134a and R-123 on smooth and enhanced tubes [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2012, 55(11): 3021-3028. DOI: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2012.02.012.
[13]劉啟斌, 何雅玲, 張定才, 等. R123在水平雙側強化管外池沸騰換熱 [J]. 化工學報, 2006, 57(2): 251-257. LIU Q B, HE Y L, ZHANG D C, et al. Boiling heat transfer of R123 outside single horizontal doubly-enhanced tubes [J]. Journal of Chemical Industry and Engineering(China), 2006, 57(2): 251-257.
[14]JUNG D, LEEB H, BAE D, et al. Nucleate boiling heat transfer coefficients of flammable refrigerants on various enhanced tubes [J]. International Journal of Refrigeration, 2005, 28(3): 451-455. DOI: 10.1016/j.ijrefrig.2004.07.024.
[15]HUBNER P, KUNSTLER W. Pool boiling heat transfer at finned tubes: influence of surface roughness and shape of the fins [J]. International Journal of Refrigeration, 1997, 20(8): 575-582. DOI: 10.1016/S0140-7007(97)00033-9.
[16]李東明, 費繼友, 張定才. 含油R134a水平強化管外池沸騰換熱實驗研究 [J]. 工程熱物理學報, 2011, 32(2): 269-272. LI D M, FEI J Y, ZHANG D C. Experimental study on pool boiling heat transfer of R134a-oil mixture outside single horizontal enhanced tubes [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2011, 32(2): 269-272.
[17]RIBATSKI G, THOME J R. Nucleate boiling heat transfer of R134a on enhanced tubes [J]. Applied Thermal Engineering, 2006, 26(10):1018-1031.DOI: 10.1016/j.applthermaleng.2005.09.021.
[18]劉文毅, 李嫵, 陶文銓. 強化管外R123水平強化單管外池沸騰換熱實驗研究 [J]. 制冷學報, 2005, 26(4): 30-34. LIU W Y, LI W, TAO W Q. Experimental investigation on the pool boiling heat transfer characteristics of R123outside single horizontal tubes [J]. Journal of Refrigeration, 2005, 26(4): 30-34. DOI:10.3969/ j.issn.0253-4339.2005.10.030.
[19]WEBB R L, PAIS C. Nucleate pool boiling data for five refrigerants on plain, integral-fin and enhanced tube geometries [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1992, 35(8): 1893-1904. DOI: 10.1016/0017-9310(92)90192-U.
[20]歐陽新萍, 包琳琳, 邱雪松. 蒸發溫度對強化換熱管管外核態池沸騰換熱性能的影響[J]制冷學報, 2015, 36(1): 97-100. OUYANG X P, BAO L L, QIU X S. Effects of evaporation temperature on nucleate pool boiling heat transfer characteristics outside the enhanced tube [J]. Journal of refrigeration, 2015, 36(1): 97-100. DOI:10.3969/j.issn.0253-4339.2015.01.097.
[21]馬志先.水平管束外膜狀凝結換熱試驗與理論研究[D]. 哈爾濱:哈爾濱工業大學, 2012:52-54. MA Z X. Experiment and theory of film condensation heat transfer on horizontal tube bundle[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2012: 52-54.
[22]王玉晗, 周金偉, 周浩平. 國內高效換熱銅管傳熱性能研究現狀[C]//中國有色金屬加工裝備技術論壇. 2011: 323-328. WANG Y H, ZHOU J W, ZHOU H P. Present state on domestic highly efficient heat exchange copper tube[C]// China Nonferrous Metals Process Equipment Technology Forum. 2011: 323-328.
[23]SEARA J F, UHIA F J, SIERES J T, et al. A general review of the Wilson plot method and its modifications to determine convection coefficients in heat exchange devices [J]. Applied Thermal Engineering, 2007, 27(17): 2745-2757. DOI: 10.1016/j. applthermaleng.2007.04.004.
[24]楊世銘, 陶文銓. 傳熱學[M]. 北京: 高等教育出版社, 2006. YANG S M, TAO W Q. Heat Transfer[M]. Beijing: Higher Education Press, 2006.
[25]COOPER M G. Saturation nucleate pool boiling—a simple correlation [J]. The Institution of Chemical Engineers Symposium Series, 1984, 2(86): 785-793. DOI: 10.1016/B978-0-85295-175-0.50013-8.
[26]ROSE J W. An approximate equation for the vapour-side heat transfer coefficient for condensation on low-finned tubes [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1994, 37(5): 865-875. DOI: 10.1016/0017-9310(94)90122-8.
[27]BRIGGS A, ROSE J W. Effect of fin efficiency on a model for condensation heat transfer on a horizontal integral-fin tube [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1994, 37(1): 457-463. DOI: 10.1016/0017-9310(94)90045-0.
Effect of evaporation temperature on boiling heat transfer in horizontal ribbed and embossing finned tube pool
ZHANG Jili, CHEN Jingdong, MA Zhixian, WANG Yonghui
(Faculty of Infrastructure Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China)
Abstract:Under a promotion of energy conservation and emission reduction, efforts on research and development of the technologies related to boiling heat transfer enhancement of outer tube have been conducted extensively. In this article, a testing system for boiling heat transfer outside the horizontal double-side enhanced tubes was established. Using R134a as a cyclic working medium, the effect of evaporation temperature on the characteristics of boiling heat transfer in three-dimensional ribbed and embossing finned tube under conditions of varied heat flux was investigated, on basis of which theoretical descriptive method was discussed. It showed that , the curve slope of evaporation heat transfer coefficient as a function of evaporation temperature is non-linearly related to the heat flux. At the same evaporation temperature, it shows a monotonic increase in the heat transfer coefficient on tube surface with the heat flux, of which the slope gradually decreases with the heat flux. By means of regression analysis, an unified formula for the heat transfer coefficient on ribbed and embossing finned tube surface as a function of evaporation temperature under conditions of varied heat flux was achieved. Under operation condition of the same heat flux, the factor of heat transfer enhancement approaches 1, exceeds 2, and reaches the maximum 2.588 at 5, 10 and 20 kW·m?2of heat flux, respectively. The mechanism and theoretic description of the heat transfer coefficient on ribbed and embossing finned tube surface as functions of evaporation temperature and heatflux, need to be further studied.
Key words:enhanced tube; boiling; evaporation temperature; horizontal tube; heat transfer coefficient
中圖分類號：TK 124
文獻標志碼：A
文章編號：0438—1157（2016）06—2230—09
DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151641
基金項目：國家自然科學基金項目(51578102)；中央高校基本科研業務費專項(DUT14ZD210, DUT15RC(4)24)。
Corresponding author:MA Zhixian, mazhixian@dlut.edu.cn
