歐陽新萍 包琳琳 邱雪松

(上海理工大學(xué)制冷與低溫工程研究所 上海 200093)

蒸發(fā)溫度對(duì)強(qiáng)化換熱管管外核態(tài)池沸騰換熱性能的影響

歐陽新萍 包琳琳 邱雪松

(上海理工大學(xué)制冷與低溫工程研究所 上海 200093)

對(duì)R134a在水平強(qiáng)化管(Φ25 mm)外核態(tài)池沸騰進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。通過Wilson圖解法求得管內(nèi)換熱準(zhǔn)則關(guān)系式，通過改變蒸發(fā)溫度(5.6 ℃，0 ℃，-2 ℃，-4 ℃，-6 ℃，-8 ℃)和熱流密度(4～55 kW/m2)，得到了管外沸騰換熱系數(shù)隨熱流密度和蒸發(fā)溫度變化的規(guī)律。實(shí)驗(yàn)表明，管外沸騰換熱系數(shù)隨著熱流密度和蒸發(fā)溫度的升高而增加。結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出了一個(gè)新的管外池沸騰換熱關(guān)聯(lián)式， 該關(guān)聯(lián)式與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)的偏差顯示，95%的數(shù)據(jù)點(diǎn)的相對(duì)誤差在±20%以內(nèi)。

關(guān)聯(lián)式；威爾遜圖解法；強(qiáng)化管；核態(tài)池沸騰

核態(tài)池沸騰是對(duì)流傳熱現(xiàn)象中影響因素最多、最復(fù)雜的傳熱過程。在制冷、化工等行業(yè)有廣泛的應(yīng)用。但是，實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式與所依據(jù)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)間的離散度以及不同關(guān)聯(lián)式間的分歧仍然很嚴(yán)重[1]。多年來，很多學(xué)者對(duì)核態(tài)池沸騰傳熱進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)和理論研究。

蒸發(fā)溫度是水平強(qiáng)化管外核態(tài)池沸騰換熱性能影響因素之一，李芳明等[2]討論了沸騰換熱系數(shù)隨不同蒸發(fā)壓力(蒸發(fā)溫度)的變化，結(jié)果表明蒸發(fā)壓力升高時(shí)，沸騰換熱系數(shù)有所增加，給出了強(qiáng)化管外沸騰換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式。Sun Zhaohu等[3]也研究了蒸發(fā)溫度對(duì)換熱性能的影響，認(rèn)為蒸發(fā)壓力(蒸發(fā)溫度)對(duì)池沸騰換熱的影響可以看作對(duì)制冷劑物性的影響。HFC134a，HC290，HC600a三種制冷劑的沸騰換熱系數(shù)均隨蒸發(fā)壓力增大而增大，HFC134a，HC290在低熱流密度時(shí)蒸發(fā)壓力對(duì)換熱影響很小，隨著熱流密度增大，蒸發(fā)壓力對(duì)換熱系數(shù)影響逐漸增大。閆秋輝等[4]研究了蒸發(fā)壓力、熱流密度對(duì)管外沸騰換熱系數(shù)的影響，得出了蒸發(fā)壓力、熱流密度對(duì)管外沸騰換熱系數(shù)影響的綜合實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。劉文毅等[5]也得到了相似的結(jié)論。A Sathyabhama等[6]認(rèn)為隨著蒸發(fā)壓力升高，沸騰換熱系數(shù)增加；Gherhardt Ribatski等[7]則認(rèn)為蒸發(fā)壓力對(duì)沸騰換熱系數(shù)的影響可以忽略。

本文針對(duì)R134a在水平強(qiáng)化管外核態(tài)池沸騰的換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得到了水平強(qiáng)化管外沸騰換熱系數(shù)和蒸發(fā)壓力(蒸發(fā)溫度)之間的關(guān)系，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，提出了一個(gè)新的管外池沸騰換熱關(guān)聯(lián)式，該關(guān)聯(lián)式和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及方法

本課題研究的蒸發(fā)溫度會(huì)低于零度，所以管內(nèi)加熱流體采用體積濃度為30%乙二醇水溶液。輔助用冷凝管管內(nèi)采用體積濃度為45%的乙二醇水溶液作為冷卻介質(zhì)。

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括：乙二醇水溶液循環(huán)回路和制冷劑R134a循環(huán)回路。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖如圖1所示。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)包含2個(gè)連通的蒸發(fā)桶和冷凝桶。被測(cè)試的蒸發(fā)管安放在蒸發(fā)桶內(nèi)，兩根串聯(lián)；實(shí)驗(yàn)輔助用冷凝管安放在冷凝桶內(nèi)，4根串聯(lián)。

實(shí)驗(yàn)所用測(cè)試管管長為1.55 m，管徑為25 mm，兩根串聯(lián)，換熱面積0.243 m2。管外為制冷劑R134a的沸騰換熱，管內(nèi)為30%濃度的乙二醇水溶液的對(duì)流換熱。管子的微觀表面結(jié)構(gòu)如圖2所示。

本實(shí)驗(yàn)采用的蒸發(fā)溫度分別為：5.6 ℃，0 ℃,-2 ℃,-4 ℃,-6 ℃,-8 ℃。同時(shí)，在每一個(gè)蒸發(fā)溫度下，管內(nèi)乙二醇水溶液的進(jìn)口溫度也不相同，主要在12 ℃到-6 ℃之間。實(shí)驗(yàn)的管內(nèi)流速分別為：1.0 m/s，1.5 m/s，2.0 m/s，2.5 m/s，3.0 m/s。

2 數(shù)據(jù)處理方法

2.1 換熱量計(jì)算

通過測(cè)量蒸發(fā)、冷凝管管內(nèi)乙二醇水溶液的進(jìn)出口溫度和體積流量，可以計(jì)算出蒸發(fā)管內(nèi)乙二醇水溶液的放熱量Q1和冷凝管內(nèi)乙二醇水溶液的吸熱量Q2，兩者的相對(duì)誤差小于5%為合格的實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)。將Q1和Q2的平均值作為蒸發(fā)換熱量Q的值，即：

(1)

2.2 總傳熱系數(shù)和管內(nèi)、管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的計(jì)算

總傳熱系數(shù)K的計(jì)算為：

(2)

式中：Ao為換熱管外名義表面積(按光滑面計(jì)算)，m2；ΔTLMTD為對(duì)數(shù)平均溫差。

管內(nèi)外傳熱各部分熱阻與總熱阻之間關(guān)系如下：

(3)

式中：hi、ho為管內(nèi)、管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)；Ai、Ao為管壁內(nèi)、外表面積；Rw為換熱管管壁熱阻；Rf表示污垢熱阻。

根據(jù)式(3)，在一組實(shí)驗(yàn)工況中，保持管外的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)不變(恒定蒸發(fā)溫度和熱流密度)，改變管內(nèi)流體的流速，即可根據(jù)Wilson圖解法[8-10]獲得管內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，通過式(3)進(jìn)行熱阻分離，求得管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。

管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式通常整理成齊德-泰特(Sieder-Tate)準(zhǔn)則式形式[11]：

(4)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；c為不同表面的經(jīng)驗(yàn)數(shù)值；Re為流體的雷諾數(shù)；Pr為流體普朗特?cái)?shù)、ηf為流體動(dòng)力粘度，Pa·s；ηw為壁溫度下的流體動(dòng)力粘度，Pa·s。對(duì)于光滑管，c=0.027，對(duì)于強(qiáng)化管，c通過實(shí)驗(yàn)及相應(yīng)的數(shù)據(jù)處理方法求出。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

實(shí)驗(yàn)時(shí)，先定蒸發(fā)溫度和熱流密度、變管內(nèi)流速，通過Wilson圖解法求得管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及其關(guān)聯(lián)式，再進(jìn)行大量的變蒸發(fā)溫度和熱流密度的實(shí)驗(yàn)。

通過Wilson圖解法得到如下管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的準(zhǔn)則式:

(5)

式中的系數(shù)0.085與光滑管的系數(shù)0.027相比，可知管內(nèi)的換熱系數(shù)的強(qiáng)化倍率為3.15。

蒸發(fā)溫度Ts分別?。?8 ℃、-6 ℃、-4 ℃、-2 ℃、0 ℃、5.6 ℃ 6個(gè)值。固定某一蒸發(fā)溫度，且固定管內(nèi)乙二醇水溶液進(jìn)口溫度，變化管內(nèi)流體流速(熱流密度也相應(yīng)變化)，可得到一組工況。本實(shí)驗(yàn)共做了16組工況數(shù)據(jù)，如圖3所示。圖3顯示了總傳熱系數(shù)隨管內(nèi)流體流速(熱流密度)、蒸發(fā)溫度等參數(shù)的關(guān)系。

根據(jù)圖3中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，采用前述的數(shù)據(jù)處理方法，可求得各個(gè)工況點(diǎn)的管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)(沸騰換熱系數(shù))ho。ho與熱流密度q的關(guān)系圖如圖4所示。

一般認(rèn)為，對(duì)于同種制冷劑和加熱表面，核態(tài)沸騰換熱系數(shù)(管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù))ho可表達(dá)為熱流密度q和飽和壓力ps(ps與蒸發(fā)溫度對(duì)應(yīng))的函數(shù)[12-13]，因此管外核態(tài)沸騰換熱系數(shù)ho可表示為：

ho=X1qX2psX3

(6)

式中：X1，X2，X3為常數(shù)。

根據(jù)圖4所示的工況點(diǎn)，采用最小二乘法，通過多元線性回歸得到管外沸騰換熱系數(shù)計(jì)算關(guān)聯(lián)式：

ho=0.87q0.57ps0.33

(7)

式中：ho為管內(nèi)外沸騰換熱系數(shù)，W/(m2·K)；q為熱流密度，W/m2；ps為飽和壓力，Pa。

實(shí)驗(yàn)中數(shù)據(jù)范圍：熱流密度值：4 kW/m2

圖5是該關(guān)聯(lián)式的計(jì)算值與圖4中的工況點(diǎn)數(shù)值的偏差示意圖。關(guān)聯(lián)式平均偏差為9.5%，出現(xiàn)的最大偏差為29.6%。從圖中可以看出，計(jì)算數(shù)據(jù)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)之間的誤差：95%的數(shù)據(jù)點(diǎn)的誤差在±20%以內(nèi)，關(guān)聯(lián)式有較好的置信度。

為了更好地觀察蒸發(fā)溫度和熱流密度對(duì)管外沸騰換熱系數(shù)的影響，在一定的熱流密度范圍內(nèi)采用式(7)進(jìn)行計(jì)算，將計(jì)算值示于圖6。圖6中的蒸發(fā)溫度對(duì)應(yīng)ps的飽和溫度。

由圖可6以看出，管外換熱系數(shù)隨著熱流密度增大而增大，這是因?yàn)殡S著熱流密度的增大，壁面過熱度增加，強(qiáng)化管外越來越多的汽化核心得到活化，使得更多的氣泡產(chǎn)生與脫離，這對(duì)管壁附近制冷劑的擾動(dòng)增大，從而使換熱增強(qiáng)。

在同一熱流密度下，就總的趨勢(shì)而言，蒸發(fā)溫度越高，管外沸騰換熱系數(shù)越高，這是因?yàn)檎舭l(fā)溫度變化會(huì)導(dǎo)致流體物性的改變。蒸發(fā)溫度升高時(shí)，流體的表面張力變小，對(duì)于一定尺寸的表面空穴來說，使之活化所需的壁面過熱度將減小，同時(shí)氣泡脫離時(shí)的直徑也變小，尺寸更小的空穴被活化，從而使得換熱系數(shù)提高；而且隨著熱流密度的增大，不同蒸發(fā)溫度下的管外換熱系數(shù)之間的差別越來越大，即在高熱流密度下，蒸發(fā)溫度對(duì)管外換熱系數(shù)的影響更大。

4 結(jié)論

1)同一蒸發(fā)溫度下，管外沸騰換熱系數(shù)隨著熱流密度增大而增大。在同一熱流密度下，蒸發(fā)溫度越高，管外換熱系數(shù)越高；而且隨著熱流密度的增大，不同蒸發(fā)溫度下的管外換熱系數(shù)之間的差別越來越大，即在高熱流密度下，蒸發(fā)溫度對(duì)管外換熱系數(shù)的影響更大。

2)依據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了管內(nèi)換熱準(zhǔn)則式和管外池沸騰換熱關(guān)聯(lián)式。池沸騰換熱關(guān)聯(lián)式表示了管外沸騰換熱系數(shù)與蒸發(fā)溫度和熱流密度的關(guān)系。池沸騰換熱關(guān)聯(lián)式的計(jì)算數(shù)據(jù)和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)之間的誤差顯示，95%的數(shù)據(jù)點(diǎn)的誤差在± 20%以內(nèi)，該關(guān)聯(lián)式有較好的置信度。

[1] 楊世銘, 陶文銓. 傳熱學(xué)[M]. 4版. 北京: 高等教育出版社, 2006: 327-331.

[2] 李芳明, 李沛文, 李嫵, 等. 新工質(zhì)R134a在水平強(qiáng)化管外的池沸騰換熱[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1998, 32(3): 60-63. (Li Fangming, Li Peiwen, Li Wu, et al. Pool boiling of R134a outside a horizontal enhanced tube[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 1998, 32(3): 60-63.)

[3] Sun Zhaohu, Gong Maoqiong, Li Zhijian, 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(1/2): 94-104.

[4] 閆秋輝, 馬一太, 田華, 等. 水平管管外強(qiáng)化核態(tài)池沸騰換熱研究[J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 2012, 33(10): 1763-1766. (Yan Qiuhui, Ma Yitai, Tian Hua, et al. Research on heat transfer of nucleation pool boiling outside the horizontal enhanced tube[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2012, 33(10): 1763-1766.)

[5] 劉文毅, 李嫵, 陶文銓, 等.R123水平強(qiáng)化單管外池沸騰換熱實(shí)驗(yàn)研究[J]. 制冷學(xué)報(bào), 2005, 26(4): 30-34. (Liu Wenyi, Li Wu, Tao Wenquan, et al. Experimental investigation on the pool boiling heat transfer characteristics of R123 outside single horizontal tubes[J]. Journal of Refrigeration, 2005, 26(4): 30-34.)

[6] A Sathyabhama, T P Ashok Babu. Experimental investigation in pool boiling heat transfer of ammonia/water mixture and heat transfer correlations[J]. International Journal of Heat and Fluid Flow, 2011, 32(3): 719-729.

[7] Gherhardt Ribatski, John R Thome. Nucleate boiling heat transfer of R134a on enhanced tubes[J]. Applied Thermal Engineering, 2006, 26(10): 1018-1031.

[8] Cheng W Y, Wang C C, Robert H Y Z. Film condensation of HCFC-22 on horizontal enhanced tubes[J]. Int. Comm. Heat Mass Transfer, 1996, 23(1): 79-90.

[9] Briggs D E, Young E H. Modified Wilson plot techniques for obtaining heat transfer correlations for shell and tube heat exchangers[J]. Chemical Engineering Progress Symposium Series, 1969, 92 (65): 35-45.

[10] Wilson E E. A basis for rational design of heat transfer apparatus[J]. Transactions of ASME, 1915, 37: 546-668.

[11] Sieder E N, Tate G E. Heat transfer and pressure drop of liquid in tubes[J]. Ind. Eng. Chem. Res. 1936, 28(12): 1429-1435.

[12] Kim N H, Choi K K. Nucleate pool boiling on structured enhanced tubes having pores with connecting gaps[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2001, 44(1): 17-28.

[13] Cooper M G. Saturation nucleate pool boiling——a simple correlation[J]. First U.K. National Conference on Heat Transfer, 1984, 86(2): 785-792.

About the corresponding author

Bao Linlin,female, master, Institute of Refrigeration& Cryogenics, University of Shanghai for Science and Technology, +86 21-55273428, E-mail: baolinlinxh@126.com. Research fields: heat transfer enhancement, nucleate pool boiling heat transfer, falling film evaporation.

Effects of Evaporation Temperature on Nucleate Pool Boiling Heat Transfer Characteristics outside the Enhanced Tube

Ouyang Xinping Bao Linlin Qiu Xuesong

(Institute of Refrigeration and Cryogenics, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai, 200093, China)

Nucleate pool boiling outside the horizontal enhanced tube (Φ25 mm) with the refrigerant R134a was experimentally investigated. The inner heat transfer correlation has been obtained by using Wilson graphic method. Experiments were performed at evaporation temperatures of 5.6 ℃, 0 ℃, -2 ℃,-4 ℃,-6 ℃ and -8 ℃, heat fluxes from 4 kW/m2to 55 kW/m2. Experimental results show that the pool boiling heat transfer coefficient outside the tube increases with the increase of heat flux and evaporation temperature. A new heat transfer correlation of pool boiling has been put forward. By comparison with test data, the relative deviation of 95% of the correlation value is within ± 20%.

correlation; Wilson graphic method; enhanced tube; nucleate pool boiling

0253- 4339(2015) 01- 0097- 04

10.3969/j.issn.0253- 4339.2015.01.097

2014年3月29日

TB657.5； TB61+1

A

包琳琳，女，碩士研究生，上海理工大學(xué)制冷與低溫工程研究所，(021)55273428，E-mail：baolinlinxh@126.com。研究方向：強(qiáng)化傳熱，滿液蒸發(fā)換熱，降膜蒸發(fā)換熱。