R290在水平光滑管內的沸騰換熱

戴源德，林秦漢，鄒思凱，郭玉潔

?

R290在水平光滑管內的沸騰換熱

戴源德，林秦漢，鄒思凱，郭玉潔

（南昌大學機電工程學院，江西南昌330031）

對內徑為4、6 mm水平光滑銅管內R290的沸騰換熱特性進行了實驗研究，分析了質流密度、熱通量、飽和溫度、管徑對沸騰傳熱系數以及臨界干度的影響，選擇5種適用于R290的水平光滑管內沸騰換熱關聯式，對實驗工況下R290的沸騰傳熱系數進行預測，并與實驗值對比。結果表明，管徑越小、質流密度越大，或者飽和溫度越高，則沸騰傳熱系數越大；在干度逐漸增大的過程中，沸騰傳熱系數隨熱通量的增大先增大后減小。熱通量、管徑相比質流密度、飽和溫度對臨界干度的影響更明顯，且熱通量越大，臨界干度越小；管徑越小，臨界干度越大。5種關聯式中，Fang關聯式的預測能力最佳。

R290；氣液兩相流；傳熱；水平光滑管；蒸發；預測

引 言

CFCs、HCFCs制冷劑的使用是導致溫室效應以及臭氧層破壞的重要因素[1-3]。發達國家在1996年已經全面淘汰了CFCs的生產和消費，中國也已經在2007年完成了對CFCs的替代工作[4]。中國現在已經是世界上最大的HCFCs生產和消費國，其中R22又占了絕大部分。國際大環境下，國內有3條R22的替代路線：一是使用R410A、R407C、R134a等HFCs制冷劑，但由于這類制冷劑GWP值較高，中國將從2024年開始減少HFCs的使用；二是使用R1234ze(E)、R1234yf等HFOs制冷劑，這類制冷劑ODP值為0，GWP值很低，與R22的COP值相當[5]；三是使用R1270、R290、CO2等天然制冷劑[6]。其中R290的ODP值為0，GWP值極低，與R22的各種熱力學性質比較接近，具備替代R22的基本條件[7-8]，可作為R22的理想替代物。

R290可替代R22使用在家用空調器中，但在實際使用時應重視R290存在燃爆性安全問題[9-11]。為提高使用安全性，減少系統充灌量是主要措施之一，而蒸發器換熱管小徑化則是減小充灌量的關鍵所在[12-14]。在管徑管材選擇方面，國內外對R290的沸騰換熱研究主要集中在管內徑為3mm及更小尺寸的微通道[15]的水平光滑不銹鋼圓管[16-18]或管內徑為7 mm及更大尺寸的常規通道的水平光滑銅管[19-20]開展了實驗研究，而對管內徑在3～7 mm間的水平光滑銅管的實驗研究較少，僅Wang等[21]對內徑為6 mm的水平光滑銅管進行了實驗研究。考慮到微通道以及不銹鋼管材在空調的制冷劑管路中罕有應用，有必要對3～7 mm間管徑的水平光滑銅管內R290沸騰換熱特性進行更多實驗。鑒于此，本文對4、6 mm內徑水平光滑銅管內R290沸騰換熱特性展開研究，為R290家用空調系統中蒸發器結構設計和優化提供理論依據。

1 實驗系統

1.1 實驗系統介紹

實驗系統如圖1所示，主要由實驗段、過冷段、科氏質量流量計、電磁流量計、儲液罐、過濾器、磁力驅動齒輪泵、旁通閥、預熱段、過冷槽、恒溫槽、直流穩壓電源等組成。工質流程：實驗段工質被來自恒溫槽的熱水加熱沸騰，從實驗段流出后經過過冷段，被來自過冷槽的低溫乙二醇溶液冷凝成過冷液體，流經科氏質量流量計、儲液罐，在過濾器內過濾殘渣后，受磁力齒輪驅動泵驅動，在旁通閥打開的情況下，一部分過冷液體由旁通閥流回儲液罐，另一部分流入預熱段被直流電源加熱為氣液兩相流，重新回到實驗段受熱水加熱沸騰完成循環。

實驗系統中各設備以及管路表面均包裹保溫棉，以減少實驗系統的熱損失。實驗段為套管式水平光滑換熱管，工質在內管流動，熱水在外管逆向流動。套管的內、外管管材均為紫銅。實驗選用兩種管徑的內管，內徑分別為4、6 mm，壁厚均為0.5 mm，有效加熱長度均為0.9 m。

測量參數：實驗段水側進出口溫度、實驗段工質側進出口溫度和壓力、內管管外壁溫、預熱段進口前工質溫度和壓力、預熱段加熱功率、實驗段熱水體積流量、工質質量流量。

測量儀器如表1所示。

實驗工況：質流密度100～250 kg·m-2·s-1，熱通量13～24 kW·m-2，飽和溫度7～11℃，干度0～1。

表1 測量儀器

1.2 熱平衡測試

為確保實驗結果的準確性，在正式開始實驗前對實驗系統進行熱平衡測試。測試時內管管內流體為冷水，管外流體為熱水。當內管管內外的進出口溫度達到平衡時，根據測得的熱、冷水側的進出口水溫以及熱、冷水的體積流量，計算熱、冷水側的換熱量，并按式(1)計算兩側換熱量的相對誤差，即

式中，o、i分別是熱、冷水側的換熱量。

熱平衡測試數據如表2所示。從表中可看出，熱、冷水側換熱量的相對誤差均在3%以內。故該系統的熱損失控制在3%以內，對實驗結果的影響可忽略不計。

表2 熱平衡測試數據

1.3 數據處理

實驗段加熱功率為

w=wc,wDw(2)

式中，w是熱水的質量流量（由體積流量w換算得到），c,w是熱水的比定壓熱容，Dw是進出口熱水溫差。

實驗段熱通量為

式中，i是內管內徑，是實驗段有效加熱長度。

工質的質流密度為

式中，ref是工質的質量流量。

實驗段工質入口干度為

式中，preh是預熱段加熱功率，L、V、sub分別是實驗段飽和溫度下飽和液體的焓、實驗段飽和溫度下飽和氣體的焓、預測段入口前過冷液體的焓。

實驗段工質出口干度為

實驗段工質平均干度為

(7)

內管管內壁溫利用圓周導熱模型[22]計算

式中，wo是內管管外壁溫（取管外壁溫的平均值），是單位體積產熱量，是管壁熱導率，o是內管外徑。

沸騰傳熱系數

式中，sat是工質飽和溫度。

平均相對誤差

式中，pred、exp分別是沸騰傳熱系數預測值、實驗值，是數據點總數（=150）。

平均絕對誤差

表示沸騰傳熱系數實驗值±10、30%范圍內數據點個數占數據點總數的比例。

2 實驗結果分析及關聯式比較

2.1 實驗結果分析

研究發現，4、6 mm光滑管內質流密度、熱通量以及飽和溫度對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響相似。分析同管徑沸騰換熱特性時，僅以4 mm光滑管的數據進行結果分析。

2.1.1 質流密度對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響

圖2顯示了管內熱通量為13 kW·m-2、飽和溫度為11℃時，不同質流密度對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響。如圖所示，質流密度越大，沸騰傳熱系數越高。在0.3～0.5的干度范圍內，質流密度的影響更加明顯，說明強制對流換熱在沸騰換熱機理中開始占主導地位[23]，質流密度增大使流體紊流程度加大，對流傳熱系數增大。隨著干度的增大，沸騰傳熱系數逐漸增加，但干度增大到某一值時，管內流體出現蒸干現象，沸騰傳熱系數開始急劇下降。這是因為在蒸干出現前，管內流體處于環狀流型[24]，管壁與氣芯間隔有一層液膜，當液膜蒸干時熱阻增大，傳熱系數急劇下降。另外，100、180 kg·m-2·s-1工況下的臨界干度相差不大，均在0.5左右，而250 kg·m-2·s-1工況下所測干度范圍內未出現蒸干。

2.1.2 熱通量對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響

圖3顯示了管內質流密度為100 kg·m-2·s-1、飽和溫度為11℃時，不同熱通量對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響。如圖所示，隨著熱通量的增大，沸騰傳熱系數先增大而后減小。在干度大約在0.1～0.3范圍內時，沸騰傳熱系數的增加十分明顯。這是因為這一干度范圍內核態沸騰換熱在沸騰換熱機理中占主導地位[23]，熱通量增大使換熱壁面的過熱度增大，換熱表面氣化核心增多，核態沸騰作用增強，從而使沸騰傳熱系數大大增加。而干度超過0.3時，強制對流換熱開始發揮作用，核心沸騰作用變弱，熱通量對沸騰傳熱系數的影響變小。另外熱通量較大的工況下，隨著干度的增加沸騰傳熱系數增大得更平緩，出現蒸干以后沸騰傳熱系數下降得更劇烈。熱通量為13、20和24 kW·m-2的3個工況都出現了蒸干現象，干度分別為0.53、0.50和0.47。相比圖2，熱通量對臨界干度的影響更明顯，并且隨著熱通量的增加，蒸干出現得越早，臨界干度越小。可見熱通量影響管內沸騰流型的轉變。

2.1.3 飽和溫度對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響

圖4顯示了管內質流密度為100 kg·m-2·s-1、熱通量為13 kW·m-2時，不同飽和溫度對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響。如圖所示，飽和溫度越高，沸騰傳熱系數也越大。這是因為流體的飽和溫度越高，壓力越大，流體表面張力越小，氣核越容易產生，使核態沸騰換熱加強[18]。因此飽和溫度是通過增強沸騰換熱機理中的核態沸騰換熱來提高傳熱系數的。還可看出，飽和溫度為7、9、11℃的這3個工況臨界干度大約都在0.52左右，沒有明顯差別。

2.1.4 管徑對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響 圖5(a)、(b)顯示了管內質流密度為100 kg·m-2·s-1、飽和溫度為11℃，熱通量分別為13、20 kW·m-2時，不同管徑對沸騰傳熱系數和臨界干度的影響。如圖所示，兩種熱通量下，內徑越小，沸騰傳熱系數越高。這是因為管徑越小，則管內流體的核態沸騰越活躍，管內流型為彈狀流時的干度范圍越大，氣泡周圍液膜的厚度越小[25]，強化了換熱。對比中發現，熱通量越大，兩種實驗所用管徑的管內沸騰傳熱系數的差別越明顯。管徑越小，蒸干出現得越晚，臨界干度越大，這與Jige等[25-26]得出的結論有所不同。

2.2 關聯式比較

本文選用5種適用于R290的水平光滑內沸騰換熱關聯式，即Li等[27]、Chang等[28]、Pamitran等[29]、Choi等[18]和Fang等[30]，其中Pamitran等[29]、Choi等[18]的關聯式專用于R290。

各關聯式沸騰傳熱系數預測值與實驗值的對比如圖6所示。可看出，Chang等[28]、Li等[27]的預測值均高于實驗值，其中Chang等[28]的部分預測值遠高于實驗值，可以達到8 kW·m-2·℃-1；Fang等[30]的預測值主要集中在實驗值±10%的范圍內。

各關聯式沸騰傳熱系數預測值與實驗值的誤差如表3所示。從表中看出，Li等[27]、Chang等[28]的誤差均較大，實驗值±30%范圍內數據點比例為0；Pamitran等[29]、Choi等[18]和Fang等[30]的誤差均較小，其中Fang等[30]的誤差最小，平均相對誤差和平均絕對誤差分別僅為-0.26%、4.05%，實驗值±30%、10%范圍內數據點比例分別高達100%、92.2%。

綜上，可以認為這5種關聯式中，Fang等[30]的關聯式最適合預測該實驗工況下水平光滑管內R290的沸騰傳熱系數。

表3 關聯式的預測誤差

3 結 論

通過搭建水平管內R290沸騰換熱實驗臺，研究管內徑分別為4、6 mm水平光滑銅管內工質的沸騰換熱特性，得出如下結論。

（1）質流密度越大，沸騰傳熱系數越高，且干度在0.3～0.5范圍內，質流密度對沸騰傳熱系數的影響更明顯，表明這一干度范圍內強制對流換熱機理占主導地位；在干度逐漸增加的過程中，沸騰傳熱系數隨熱通量的增大先增大后減小，且干度在0.1～0.3范圍內，沸騰傳熱系數增加得十分明顯，表明這一干度范圍內核態沸騰換熱機理占主導地位；飽和溫度越高，沸騰傳熱系數越大；管徑越小，沸騰傳熱系數越高，且熱通量越大，兩種管徑內沸騰傳熱系數差別越明顯。

（2）熱通量越大，臨界干度越小，而且熱通量相比質流密度和飽和溫度對臨界干度的影響更為明顯。管徑越小，臨界干度越大，這與微通道內沸騰換熱規律有所不同，有待深入研究。

（3）選用5種適用于R290的水平光滑管內沸騰換熱關聯式預測沸騰傳熱系數，其中Fang關聯式的預測能力最佳。

References

[1] 沈希, 賈高順. CFCs和HCFCs的替代[J]. 浙江工業大學學報, 1997, 25(2): 122-126. SHEN X, JIA G S. Substitutes of CFCs and HCFCs[J]. Journal of Zhejiang University of Technology, 1997, 25(2): 122-126.

[2] VAITKUS L, DAGILIS V. Analysis of alternatives to high GWP refrigerants for eutectic refrigerating systems[J]. International Journal of Refrigeration, 2017, 76: 160-169.

[3] 張明秀. 氟里昂CFC、HCFC的替代情況介紹[J]. 低溫與特氣, 2007, 25(3): 10-12. ZHANG M X. Introduction to substitution for freon CFC, HCFC[J]. Low Temperature and Speciality Gases, 2007, 25(3): 10-12.

[4] 陳偉, 祁影霞, 張華. HCFCs制冷劑替代物研究進展及性能分析[J]. 低溫與超導, 2011, 39(12): 41-44. CHEN W, QI Y X, ZHANG H. Research progress and performance analysis on HCFCs alternative refrigerants[J]. Cryo. & Supercond., 2011, 39(12): 41-44.

[5] LAI N A. Equations of state for HFO-1234ze(E) and their application in the study on refrigeration cycle[J]. International Journal of Refrigeration, 2014, 43(4): 194-202.

[6] CHEN J B, LI H, XI L. Performance of air cooled heat pump air conditioner with natural refrigerant R1270 and R290 to replace R22[J]. Advanced Materials Research, 2011, 374-377(9): 484-487.

[7] 張戰, 張舸, 王建拴, 等. R22與R290熱物性對比分析及實驗研究[J]. 天津城建大學學報, 2002, 8(4): 258-264. ZHANG Z, ZHANG G, WANG J S,. Comparative analysis and experimental study of thermodynamic properties of R22 and R290[J]. Journal of Tianjin Institute of Urban Construction, 2002, 8(4): 258-264.

[8] 王倩, 吳挺, 張于峰, 等. R22替代物R290的理論與試驗研究[J]. 流體機械, 2004, 32(7): 46-50. WANG Q, WU T, ZHANG Y F,. Theory and experiment research on substitute R22 with R290[J]. Fluid Machinery, 2004, 32(7): 46-50.

[9] 肖庭庭, 李征濤, 董浩, 等. R290替代R22的解決方案綜述及展望[J]. 流體機械, 2015, 43(3): 75-82. XIAO T T, LI Z T, DONG H,. Overview and prospect of solution to R290 as a substitute for R22[J]. Fluid Machinery, 2015, 43(3): 75-82.

[10] 郭春輝, 劉知新, 徐永恩. 泄漏管直徑對R290空調器使用安全性的影響[J]. 制冷與空調, 2014, 14(12): 66-68. GUO C H, LIU Z X, XU Y E. Impacts of leakage pipe’s diameter on safety application of R290 air-conditioner[J]. Refrigeration and Air-conditioning, 2014, 14(12): 66-68.

[11] 童明偉, 吳治娟, 董茂林. R290的可燃爆炸性試驗及在制冷機組中的試用[J]. 重慶大學學報(自然科學版), 2002, 25(1): 36-39. TONG M W, WU Z J, DONG M L. Experiments of R290’s flammability and the application in scale refrigerant system[J]. Journal of Chongqing University (Natural Science Edition), 2002, 25(1): 36-39.

[12] 肖友元, 劉暢, 郭春輝, 等. 自然工質R290在家用空調器中的應用研究[J]. 流體機械, 2009, 37(5): 61-65. XIAO Y Y, LIU C, GUO C H,. Experimental research on refrigeration system of air-conditioner which uses natural refrigerant R290[J]. Fluid Machinery, 2009, 37(5): 61-65.

[13] 何國庚, 劉璇斐. R290在小型空調器中替代R22的優勢與問題及其解決措施[J]. 制冷與空調, 2008, 8(2): 58-62. HE G G, LIU X F. The advantages and problems and their solutions of small air-conditioner using R290 to substitute for R22[J]. Refrigeration and Air-conditioning, 2008, 8(2): 58-62.

[14] 吳治將, 彭鶯, 龍建佑. R290家用空調器系統性能優化實驗研究[J]. 順德職業技術學院學報, 2013, 11(1): 12-14. WU Z J, PENG Y, LONG J Y. Experimental study on performance optimization of R290 home air-conditioning system[J]. Journal of Shunde Polytechnic, 2013, 11(1): 12-14.

[15] KANDLIKAR S G, GRANDE W J. Evolution of microchannel flow passages-thermohydraulic performance and fabrication technology[J]. Heat Transfer Engineering, 2002, 24(1): 3-17.

[16] 葛琪林, 柳建華, 張良, 等. R290微通道內沸騰換熱實驗研究[J]. 熱能動力工程, 2015, 30(5): 672-677. GE Q L, LIU J H, ZHANG L,. Experimental study of the boiling heat exchange of R290 inside a micro-channel[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2015, 30(5): 672-677.

[17] 葛琪林, 柳建華, 張良, 等. 預熱微通道內制冷劑對沸騰傳熱系數影響的實驗研究[J]. 熱能動力工程, 2016, 31(1): 42-47. GE Q L, LIU J H, ZHANG L,. Experimental study of the influence of the refrigerant preheated on the boiling heat exchange coefficient inside a micro-channel[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2016, 31(1): 42-47.

[18] CHOI K I, PAMITRAN A S, OH J T,. Pressure drop and heat transfer during two-phase flow vaporization of propane in horizontal smooth minichannels[J]. International Journal of Refrigeration, 2009, 32(5): 837-845.

[19] LEE H S, YOON J I, KIM J D,. Evaporating heat transfer and pressure drop of hydrocarbon refrigerants in 9.52 and 12.70 mm smooth tube[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2005, 48(12): 2351-2359.

[20] LEE H S, YOON J I, KIM J D,. Characteristics of condensing and evaporating heat transfer using hydrocarbon refrigerants[J]. Applied Thermal Engineering, 2006, 26(10): 1054-1062.

[21] WANG S, GONG M Q, CHEN G F,. Two-phase heat transfer and pressure drop of propane during saturated flow boiling inside a horizontal tube[J]. International Journal of Refrigeration, 2014, 41(5): 200-209.

[22] 吳曉敏, 趙然, 魏兆福, 等. CO2/丙烷混合工質水平管內流動沸騰換熱特性研究[J]. 工程熱物理學報, 2013, 34(4): 706-709. WU X M, ZHAO R, WEI Z F,. Experimental studies on flow boiling heat transfer of R744/R290 mixtures in a horizontal tube[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2013, 34(4): 706-709.

[23] SAITOH S, DANG C, NAKAMURA Y,. Boiling heat transfer of HFO-1234yf flowing in a smooth small-diameter horizontal tube[J]. International Journal of Refrigeration, 2011, 34(8): 1846-1853.

[24] SAISORN S, KAEW J, WONGWISES S. Flow pattern and heat transfer characteristics of R-134a refrigerant during flow boiling in a horizontal circular mini-channel[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2010, 53(19): 4023-4038.

[25] JIGE D, SAGAWA K, INOUE N. Effect of tube diameter on boiling heat transfer and flow characteristic of refrigerant R32 in horizontal small-diameter tubes[J]. International Journal of Refrigeration, 2017, 76: 206-218.

[26] SAITOH S, DAIGUJI H, HIHARA E. Effect of tube diameter on boiling heat transfer of R-134a in horizontal small-diameter tubes[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2005, 48(23/24): 4973-4984.

[27] LI W, WU Z. A general correlation for evaporative heat transfer in micro/mini-channels[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2010, 53(9/10): 1778-1787.

[28] CHANG Y S, KIM M S, RO S T. Performance and heat transfer characteristics of hydrocarbon refrigerants in a heat pump system[J]. International Journal of Refrigeration, 2000, 23(3): 232-242.

[29] PAMITRAN A S, CHOI K I, OH J T,. Two-phase flow heat transfer of propane vaporization in horizontal minichannels[J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2009, 23(3): 599-606.

[30] FANG X, WU Q, YUAN Y. A general correlation for saturated flow boiling heat transfer in channels of various sizes and flow directions[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2017, 107: 972-981.

Boiling heat transfer performances of R290 in smooth horizontal tubes

DAI Yuande, LIN Qinhan, ZOU Sikai, GUO Yujie

(School of Mechatronics Engineering, Nanchang University, Nanchang 330031, Jiangxi, China)

The boiling heat transfer characteristics of R290 in smooth horizontal copper tubes with inner diameters of 4,6 mm was investigated experimentally. The effects of mass flux, heat flux, saturated temperature and inner diameter of tube on boiling heat transfer coefficient and critical quality were analyzed. Five boiling heat transfer correlations which are suitable to predict the boiling heat transfer coefficients of R290 in horizontal tube were chosen to obtain the calculated data compared with experimental data of boiling heat transfer coefficient. The correlation with the minimum error between calculated and experimental data among these five correlations was considered as the most suitable one for the investigation. The results showed that boiling heat transfer coefficient increased with the decrease of inner diameter of tube, with the increase of mass flux, or with the increase of saturated temperature. It increased first and then decreased with the increase of heat flux while vapor quality was increasing gradually. Heat flux and inner diameter had more evident effects on critical quality than mass flux and saturated temperature. Critical quality increased with the decrease of heat flux and inner diameter. Among the five correlations, Fang correlation showed the best capacity of prediction for the boiling heat transfer coefficients.

R290; gas-liquid two-phase flow; heat transfer; smooth horizontal tube; vaporization; prediction

10.11949/j.issn.0438-1157.20170321

TK 124

A

0438—1157（2017）09—3420—07

2017-03-29收到初稿，2017-06-17收到修改稿。

林秦漢。

戴源德（1970—），男，博士。

江西省自然科學基金項目(20161BAB206124)。

2017-03-29.

LIN Qinhan, 651118056@qq.com

supported by the Natural Science Foundation of Jiangxi Province (20161BAB206124).