R290在小管径水平微肋管内的沸腾传热

    

       本文将选择内径为 4 、 6 mm 的微肋管进行 R290 的管内沸腾传热特性的研究，探索 R290 在小管径微肋管内的沸腾传热机理及干涸特性，并进一步获得更多的实验数据。

    

1 、 实验系统和数据处理    

  

1.1 实验系统组成实验系统原理   

如图 1 所示，实验系统的主要结构由一个封闭的制冷剂回路组成。（具体实验步骤在这里不详细阐述）

 

实验测量仪器及参数见表 1 ，实验段结构如图 2 所示。实验中热水在内外管环形空间内流动，并对内管中流动的制冷剂进行加热。实验段内管为微肋管，结构见图 3 ，微肋管结构参数见表 2 ，可得出 4 、 6 mm 管内径时单位管长微肋管内表面积和内外表面积的比值分别为 1.668 和 1.478 。

 

1.2 热平衡测试   

为保证实验结果的准确性，在实验前对实验段进行热平衡测试，测试时实验段内管流体为冷水，内外管环形空间内流体为热水，当管两侧冷水和热水的进出口温度保持稳定时，记录冷水侧和热水侧的进出口温度和体积流量，并计算冷水侧和热水侧的换热量，以此计算冷、热水侧换热量的漏热率，如式（ 1 ）所示：

 

热平衡测试数据如表 3 所示。由表 3 可得，不同体积流量下冷、热水侧漏热率均小于 3% ，因此漏热率对实验结果的影响可忽略不计，故实验系统能满足沸腾传热的实验要求。

 

1.3 数据处理  

 

    

2、结果分析    

   

研究质量流量密度、饱和温度、热通量、干度及管型对沸腾传热系数及临界干度的影响，因 6 mm 管径下的变化趋势与 4 mm 管径相似，限于篇幅，故仅以 4 mm 管内径为例进行说明。

 

2.1 质量流量密度对传热系数的影响

由图 4 可得，饱和温度为 11 ℃，热通量为 13kW · m ^-2 时，沸腾传热系数随质量流量密度的增大而增大，且该增大趋势在干度较高的区域（约 0.35~0.6 ）更明显。例如，当质量流量密度由 100 kg · m ^-2 · s ^-1 增至 250 kg · m ^-2 · s ^-1 时，传热系数增加了约 20.54% 。这是由于质量流量密度的增加使得流体与管内壁的相对速度增加，紊流扰动更剧烈，传热更加充分。

 

且 R290 在管内的沸腾传热主要分为核态沸腾传热和强制对流传热两部分。在干度较低的区域（约 0.03~0.35 ），管内传热以核态沸腾为主，质量流量密度的增加对核态沸腾的强化作用不明显，因此沸腾传热系数增幅较小。在干度较高区域，管内传热以强制对流为主，且随着液相 R290 吸热汽化，管内 R290 气相占比逐渐增加，因此该区域气液相接触面积增大，强化了传热；同时该区域内质量流量密度的增加使得气液界面剪切力增加，流体扰动更加剧烈，剪切力的切削作用也使得贴近管内壁的 R290 液膜变薄而减小了传热热阻；综上可得，传热系数在高干度区增大更明显。

 

2.2 饱和温度对传热系数的影响  

由图 5 可得，质量流量密度为 100 kg · m ^-2 · s ^-1 ，热通量为 13 kW · m ^-2 时，沸腾传热系数随饱和温度的升高而增大，且该增大趋势在低干度区域（约 0.03~0.35 ）更显著。例如，当饱和温度由 7 ℃升高至 11 ℃时，沸腾传热系数增加了约 12.55% 。这是由于饱和温度与制冷剂的热物性相关，饱和温度的升高使得液相 R290 的热导率降低，液相密度降低而气相密度增大，以及表面张力减小。

在低干度区，热导率的降低使得管内壁温度升高，从而增大了壁面的过热度，且该区域的流体以核态沸腾传热为主，过热度的增加有利于管内壁汽化核心的形成；同时表面张力的减小使得气泡的脱离直径较小，更利于气泡从管内壁面脱离，进一步强化了核态沸腾传热，因此传热更加充分，传热系数增幅较大。而高干度区（约 0.35~0.6 ）以强制对流传热为主，饱和温度的升高使得制冷剂物性变化而导致的强化传热作用相对较弱。因此可得，传热系数在低干度区增大效果更明显。

 

2.3 热通量对传热系数与临界干度的影响   

由图 6 可得，当热通量增大至 20 kW · m ^-2 时，沸腾传热系数随热通量的增大出现先增后减现象，这有别于热通量为 13 kW · m ^-2 时，传热系数随热通量的增大而增大的规律。这是由于 R290 刚开始沸腾时，管内以核态沸腾为主，热通量的增加显著增大了管内壁温度从而增大了过热度，汽化核心显著增多，明显强化了传热。

随着液相 R290 不断吸热汽化，管内传热以强制对流为主， R290 气相占比的不断增加导致气液相接触面积增加，气液界面扰动增强，紊流扰动更剧烈；同时气相占比增大，导致 R290 气相表观速度增大，导致气液界面剪切力增大，切削了附着在管内壁的液膜厚度，使得传热热阻减小进而强化了传热；以上综合作用使得传热更加充分，传热系数增大。

 

随着 R290 吸热汽化的进行，传热系数增加至一极值点后开始不断降低，这是由于贴近管内壁的制冷剂流体蒸干而出现了干涸现象，此时对应的干度称为临界干度。干涸的产生使得管内壁与气相 R290 直接接触，传热急剧恶化，管内壁温度急剧上升，传热系数大幅下降。可以得到，热通量越大，临界干度越小，例如，热通量分别为 20 、 24 kW · m ^-2 时对应的临界干度分别为 5.3 、 4.8 ，说明热通量越大时越易导致干涸现象的产生。

 

2.4 干度对传热系数与临界干度的影响  

 

由图 6 可得，当热通量增大至 20 kW · m ^-2 时，沸腾传热系数随干度的增大出现先增后减的变化趋势，这有别于热通量为 13 kW · m ^-2 时传热系数随干度的增大而增大的规律。可以从以下方面进行解释： 干度较低时，管内传热以核态沸腾为主，随着 R290 流体的不断吸热，液相 R290 内部汽化核心不断形成，强化了传热。

随着液相 R290 吸热汽化，管内 R290 气相占比增加而液相占比减小，使得气液界面传热接触面积增加，以及使得贴近管内壁的液相 290 厚度减小，导致传热热阻减小而进一步强化了传热，传热系数不断增大。随着干度的不断增加，管内壁液相 R290 出现干涸现象，此时管内壁与气相 R290 直接接触，传热变得恶化，传热系数逐渐降低。

 

2.5 管型对传热系数与临界干度的影响  

为了探讨管型对沸腾传热系数与临界干度的影响，对比分析了戴源德等相同工况相同管径下光滑管内 R290 沸腾传热的数据，结果如图 7 所示。

 

由图 7 可得，微肋管的沸腾传热系数始终大于相同条件下的光滑管的传热系数，且 4 mm 管径微肋管的传热系数约为对应管径光滑管传热系数的 1.2~1.5 倍。

这是由于 3 个方面的原因：

①微肋管肋的结构有助于 R290 汽化核心的形成，强化了管内的核态沸腾传热；

②微肋管中肋的凹凸结构可以使制冷剂在近壁处产生一种旋转运动，因而增加了制冷剂与管内壁之间的相对运动速度，增强了紊流核心区对近壁区的扰动从而增强了制冷剂与管内壁间的换热能力；

③微肋管肋的结构能够迫使制冷剂在肋后形成二次紊流 , 使制冷剂径向速度增加而边界层变薄 , 产生很大的离心力使两相流中密度较高的液体冲向壁面 , 而密度较低的气体则积聚到管道中心，进而强化了传热。

 

因此在相同的条件下 , 微肋管传热系数要比光滑管的大，该结果与欧阳新萍等对 R404A 、 R407C 在微肋管内强化传热的结果较为一致。同样由图 7 可得，微肋管内的临界干度相比于光滑管均较大，较晚出现干涸现象。例如 4 mm 微肋管内的临界干度约为 0.55 ，而 4 mm 光滑管内的临界干度约为 0.45 。这一方面是由于微肋管肋的凹凸结构而形成的旋转作用利于液相制冷剂驻留在管壁上部，延缓了干涸现象的产生。另一方面是由于微肋管肋的凹凸结构能够迫使制冷剂在肋后形成二次紊流 , 产生很大的离心力使两相流中密度较高的液体冲向壁面，从而抑制了干涸现象的产生。

      

3、  预测关联式对比    

   

制冷剂在管内沸腾传热是一个影响因素众多的复杂的物理过程，因此开发出用于 R290 管内流动沸腾传热的预测关联式具有重要意义。本文选取 6 个常用的且工况与实验工况较为一致的，用于预测 R290 在小管径内沸腾传热的关联式来预测 R290 的沸腾传热系数，并将预测值与实验值进行对比，如图 8 所示。

 

表 4 中 ω 表示沸腾传热系数实验值在给定范围内的数据点占总数据点的比例。但目前用于预测 R290 在小管径强化管内沸腾传热的关系式较少且预测精度低，亟需开发新的预测关联式，用于指导生产及实践。