李偉，歐陽(yáng)新萍，劉冰翛

（上海理工大學(xué)制冷技術(shù)研究所，上海 200093）

R245fa在水平強(qiáng)化管外降膜蒸發(fā)換熱特性的實(shí)驗(yàn)研究

李偉，歐陽(yáng)新萍*，劉冰翛

（上海理工大學(xué)制冷技術(shù)研究所，上海 200093）

實(shí)驗(yàn)研究了R245fa在水平單管外的降膜蒸發(fā)換熱特性。實(shí)驗(yàn)采用的蒸發(fā)管是直徑為19 mm的雙側(cè)強(qiáng)化管，有效長(zhǎng)度為2,500 mm。本文采用威爾遜法獲得管內(nèi)換熱特性，采用熱阻分離方法獲得管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)數(shù)據(jù)；進(jìn)行了變熱流密度（15 kW∕m2～55 kW∕m2）、變蒸發(fā)溫度（30 ℃～50 ℃）和變噴淋流量（0.08 kg/(m·s)～0.16 kg/(m·s)）的實(shí)驗(yàn)，獲得了管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)及其變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：隨著熱流密度的增加，傳熱系數(shù)先增大后減??；隨著蒸發(fā)溫度的升高，傳熱系數(shù)逐漸增大；隨著噴淋流量的增加，傳熱系數(shù)先增大后減小。

強(qiáng)化換熱；降膜蒸發(fā)；R245fa

0 引言

水平管外降膜蒸發(fā)技術(shù)是一種高效的傳熱手段。在相同換熱面積下，降膜式蒸發(fā)器比滿液式蒸發(fā)器擁有制冷劑充注量少、換熱系數(shù)高、傳熱溫差損失小以及回油性良好等優(yōu)點(diǎn)[1-5]。因此，降膜蒸發(fā)器有逐步替代滿液式蒸發(fā)器的趨勢(shì)。

影響降膜蒸發(fā)傳熱性能的因素有很多種[6-9]。諸多學(xué)者就熱流密度、蒸發(fā)溫度、噴淋流量等對(duì)噴淋式降膜蒸發(fā)器換熱性能的影響進(jìn)行了大量實(shí)驗(yàn)研究。關(guān)于熱流密度對(duì)傳熱系數(shù)的影響，LI等[10]采用強(qiáng)化管進(jìn)行了降膜蒸發(fā)換熱實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)傳熱系數(shù)隨著熱流密度的增加而增加。而 FUJITA等[11]、PARKEN等[12]、HU等[13]認(rèn)為在對(duì)流換熱階段，熱流密度升高，管外蒸發(fā)換熱系數(shù)基本不變。這可能與降膜流態(tài)以及液膜是否沸騰有關(guān)。降膜蒸發(fā)的傳熱機(jī)理在不同的熱流密度下存在很大差異。低熱流密度時(shí)，傳熱溫差小，熱量傳遞以導(dǎo)熱和單相對(duì)流傳熱為主，液膜厚度為其主要熱阻，傳熱系數(shù)由液膜流量和液膜厚度共同決定；高熱流密度時(shí)，熱量傳遞以核態(tài)沸騰為主，傳熱系數(shù)由熱流密度和管表面的汽化核心密度決定。

關(guān)于蒸發(fā)溫度對(duì)傳熱系數(shù)的影響，SHEN等[14-116]認(rèn)為，蒸發(fā)溫度升高，管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)增大。GANIC[17]認(rèn)為當(dāng)蒸發(fā)溫度升高，管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)不變。對(duì)于這種分歧，可能是由于不同制冷工質(zhì)的黏度隨蒸發(fā)溫度的變化不同。蒸發(fā)溫度主要是影響制冷工質(zhì)的黏度，從而影響制冷工作在管外分布液膜的厚度。

關(guān)于制冷劑噴淋流量對(duì)傳熱系數(shù)的影響結(jié)論也存在差異。路慧霞等[18]以蒸餾水為工質(zhì)，研究了水平管外降膜蒸發(fā)傳熱特性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明管外降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨噴淋流量的增大而增大。而姜帆等[19]針對(duì) R4404A管外降膜蒸發(fā)單管實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明隨著噴淋流量的增加，總傳熱系數(shù)先增大再減小。這個(gè)結(jié)論與鄭東光等[20]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果相同。PONTER等[21]的研究表明：這種差異與強(qiáng)化管表面潤(rùn)濕性有關(guān)。表面潤(rùn)濕性較差的管子，蒸發(fā)傳熱膜系數(shù)不隨噴淋流量變化；潤(rùn)濕性好的管子，蒸發(fā)傳熱膜系數(shù)隨噴淋流量的增大而增大。

綜上所述，研究不同制冷劑管外降膜蒸發(fā)器換熱性能的影響因素很有必要。R245fa在管外的降膜蒸發(fā)換熱性能實(shí)驗(yàn)研究報(bào)告較少。本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了變熱流密度、變蒸發(fā)溫度、變噴淋流量下，R245fa在水平強(qiáng)化管外降膜蒸發(fā)傳熱特性，為以后的研究、強(qiáng)化換熱管的設(shè)計(jì)以及降膜蒸發(fā)器的設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

實(shí)驗(yàn)裝置如圖 1，由實(shí)驗(yàn)筒體、制冷劑循環(huán)系統(tǒng)、加熱水循環(huán)系統(tǒng)、冷卻水循環(huán)系統(tǒng)和乙二醇溶液循環(huán)系統(tǒng)組成。

如圖1所示，蒸發(fā)管和冷凝管在蒸發(fā)冷凝筒（以下簡(jiǎn)稱筒體）的兩側(cè)，筒體中間由一個(gè)丁字隔板隔成蒸發(fā)側(cè)和冷凝側(cè)兩部分。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，蒸發(fā)側(cè)蒸發(fā)的氣態(tài)制冷劑繞過(guò)丁字隔板進(jìn)入冷凝側(cè)，在冷凝管外冷凝成液態(tài)。制冷劑 R2455fa循環(huán)系統(tǒng)主要由布液器、蒸發(fā)管、冷凝管、預(yù)冷器、屏蔽泵、過(guò)冷器、電加熱器和質(zhì)量流量計(jì)等設(shè)備組成。為了避免出現(xiàn)閃蒸，制冷劑要有1 ℃左右的過(guò)冷度。

布液器長(zhǎng)2,500 mm，不銹鋼鋼管下部與豎直方向成30°夾角交錯(cuò)開(kāi)兩排小孔，孔間距為50 mm，儲(chǔ)液槽下部有99個(gè)110 mm的開(kāi)孔，滴淋管端部邊緣為鋸齒形。布液器的布液效果如圖2所示。

蒸發(fā)管直徑199 mm，強(qiáng)化管外表面如圖3所示。強(qiáng)化管壁厚為1.2 mm，翅間距為0.5 mm。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)獲得總傳熱系數(shù)，試件管外蒸發(fā)換熱系數(shù)通過(guò)熱阻分離方法計(jì)算得到。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置圖

圖2 布液器布液效果

圖3 強(qiáng)化管外表面形狀

在實(shí)驗(yàn)臺(tái)蒸發(fā)管和冷凝管進(jìn)出口都裝有 Pt100熱電阻溫度傳感器、電磁流量傳感器，測(cè)量蒸發(fā)管和冷凝管進(jìn)出口流體的溫度和流量，筒體上方裝有壓力傳感器測(cè)量筒內(nèi)的壓力。制冷劑循環(huán)系統(tǒng)中裝有溫度和壓力傳感器，測(cè)量制冷劑關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的溫度和壓力，作為實(shí)驗(yàn)臺(tái)調(diào)控的參考依據(jù)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程計(jì)算蒸發(fā)管內(nèi)流體的放熱量和冷凝管內(nèi)流體的吸熱量，兩者進(jìn)行熱平衡計(jì)算。在熱平衡絕對(duì)值不大于5%時(shí)，記錄實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。取蒸發(fā)管管內(nèi)放熱量Qr和冷凝管內(nèi)吸熱量Ql的平均值Q作為降膜蒸發(fā)換熱量。其中：

式中：

Cp——蒸發(fā)管內(nèi)加熱水的比熱容，J/(kg·℃)；

Mr——加熱水質(zhì)量流量，kg/s；

Tir——加熱水進(jìn)口溫度，℃；

Tor——加熱水出口溫度，℃；

Ml——冷凝管內(nèi)冷卻水質(zhì)量流量，kg/s；

Til——冷卻水進(jìn)口溫度，℃；

Tol——冷卻水出口溫度，℃；

k——總傳熱系數(shù)；

Q——降膜蒸發(fā)換熱量，W；

ΔTm——蒸發(fā)管內(nèi)加熱水進(jìn)出口溫度與管外制冷劑泡點(diǎn)溫度和露點(diǎn)溫度之間的對(duì)數(shù)平均溫差，℃；

F——管外光滑表面積，m2。

管內(nèi)的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)hi采用Sieder和Tate方程[22]求得：

式中：

STCi——管內(nèi)表面強(qiáng)化系數(shù)，一般實(shí)驗(yàn)獲得；

λr——管內(nèi)加熱水導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；

Di——蒸發(fā)管內(nèi)徑，m；

Rer——加熱水雷諾數(shù)；

Prr——加熱水普朗特?cái)?shù)；

μr——加熱水平均溫度下動(dòng)力黏度，Pa·s；

μw——壁溫下的加熱水動(dòng)力黏度，Pa·s。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程保持管外的蒸發(fā)壓力、噴淋量不變，熱流密度不變，改變管內(nèi)水速，得到不同水速的一組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，即可采用威爾遜圖解法求出蒸發(fā)管管內(nèi)換熱的STCi數(shù)值[18]。然后根據(jù)熱阻分離法可以求得降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)h0：

式中：

Rw——管壁熱阻，(m2·℃)/W；

Rf——污垢熱阻（本實(shí)驗(yàn)中可以忽略不計(jì)），(m2·℃)/W；

Ai——蒸發(fā)管內(nèi)表面積，m2。

1.3 誤差分析

實(shí)驗(yàn)所采用的測(cè)量?jī)x器有溫度傳感器、壓力傳感器、壓差變送器、電磁流量傳感器、質(zhì)量流量傳感器。

溫度測(cè)量采用Pt100熱電阻溫度傳感器，測(cè)量誤差為±0.15 ℃。壓力傳感器采用西安西儀公司生產(chǎn)的YB-250B，量程為0～2.5 MPa，誤差為調(diào)校量程的±0.2%。壓差變送器為日本恒河公司生產(chǎn)的EJA-110A，量程為0～3.5 MPa，誤差為調(diào)校量程的±0.35%。電磁流量計(jì)的誤差為量程的±0.2%。質(zhì)量流量計(jì)的測(cè)量誤差為±0.2%。經(jīng)過(guò)誤差傳遞公式的計(jì)算分析，得到h0的誤差大致為4.54%～8.25%。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

實(shí)驗(yàn)主要研究了蒸發(fā)溫度、熱流密度以及制冷劑噴淋量對(duì)水平單管外降膜蒸發(fā)換熱性能的影響。

通過(guò)威爾遜圖解法[23]得到管內(nèi)換熱系數(shù)的關(guān)聯(lián)式為：

其中，4.02×0.027 = 0.109為管內(nèi)強(qiáng)化表面的STCi系數(shù)。并可知道管內(nèi)的換熱系數(shù)的強(qiáng)化倍率為4.02（光管的STCi為0.027）。

2.1 熱流密度對(duì)換熱的影響

實(shí)驗(yàn)在以下條件下進(jìn)行：加熱水流速2 m/s,蒸發(fā)溫度為35 ℃，噴淋密度為0.13 kg/(m·s)，改變熱流密度的范圍在(15～55) kW/m2，熱流密度對(duì)R245fa水平管外降膜蒸發(fā)換熱特性的影響如圖4所示。從圖中可以看出，隨著熱流密度的增加，管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)先增加后降低。導(dǎo)致這種趨勢(shì)的主要原因是：在前期的上升階段，隨著熱流密度的增加，蒸發(fā)管表面過(guò)熱度隨之增大，換熱管壁面汽化核心數(shù)量增加，有利于氣泡的產(chǎn)生和生長(zhǎng)，液膜的擾動(dòng)增強(qiáng)；同時(shí)熱流密度的增加，降低了制冷劑的黏度，使管外制冷劑液膜減薄，擾動(dòng)增強(qiáng)，從而實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱。由于實(shí)驗(yàn)過(guò)程中制冷劑的噴淋密度保持不變，當(dāng)熱流密度增大到一定程度后，管外制冷劑蒸發(fā)速率不斷加快，管外擾動(dòng)加強(qiáng)，導(dǎo)致出現(xiàn)比較明顯的液膜缺失空隙，產(chǎn)生局部干涸現(xiàn)象，實(shí)際換熱面積不斷下降，影響了換熱效果，從而使管外換熱系數(shù)呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。

圖4 管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)隨熱流密度變化圖

2.2 蒸發(fā)溫度對(duì)換熱的影響

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，保持恒定的熱流密度 q為25 kW/m2，蒸發(fā)管內(nèi)熱水流量維持在 2 m/s，制冷劑噴淋量保持 0.13 kg/(m·s)，改變蒸發(fā)溫度，得到不同蒸發(fā)溫度的一組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。實(shí)驗(yàn)將蒸發(fā)溫度分別控制在 30 ℃、35 ℃、40 ℃、45 ℃、50 ℃。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。

從圖中可以看出，實(shí)驗(yàn)管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)隨著蒸發(fā)溫度的升高而增大。

分析認(rèn)為：蒸發(fā)溫度升高使得制冷劑黏度減小，慣性力作用增強(qiáng)，液膜流動(dòng)速度增快，液膜厚度減?。涣硗?，隨著蒸發(fā)溫度升高，R245fa的表面張力減小，液膜流動(dòng)更劇烈，有利于強(qiáng)化換熱。以上兩點(diǎn)因素的共同作用，使得管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)隨著蒸發(fā)溫度的升高而增大。

圖5 管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)隨蒸發(fā)溫度變化圖

2.3 制冷劑噴淋流量對(duì)換熱的影響

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，保持蒸發(fā)溫度為35 ℃，蒸發(fā)管內(nèi)熱水流速為2 m/s，熱流密度為20 kW/m2，通過(guò)調(diào)節(jié)屏蔽泵轉(zhuǎn)速來(lái)調(diào)節(jié)制冷劑的噴淋流量，使得噴淋流量分別為 0.08 kg/(m·s)、0.1 kg/(m·s)、0.12 kg/(m·s)、0.14 kg/(m·s)、0.16 kg/(m·s)。制冷劑噴淋流量對(duì)管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)的影響如圖6所示。

圖6 管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)隨制冷劑噴淋量變化圖

從圖6中可以看出，環(huán)保新工質(zhì)R245fa管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)隨其噴淋流量的增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，在噴淋流量為0.1 kg/(m·s)時(shí)達(dá)到最大值。當(dāng)噴淋流量較小時(shí)，管外會(huì)存在局部“干斑”現(xiàn)象，隨著噴淋流量的增加，液膜覆蓋面增大、同時(shí)液膜擾動(dòng)增大，層流底層減薄，熱阻減小，所以管外蒸發(fā)換熱系數(shù)不斷增大。當(dāng)噴淋流量達(dá)到一定值后，管外流體流速與液膜厚度不斷增加，在加劇對(duì)流換熱的同時(shí)也增大了導(dǎo)熱熱阻，使得導(dǎo)熱系數(shù)下降。

2.4 傳熱預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式

為了預(yù)測(cè)水平管外降膜蒸發(fā)器的換熱性能，針對(duì) R245fa的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了多元線性回歸，傳熱預(yù)測(cè)的擬合關(guān)聯(lián)式為[12]：

式中，Pr指數(shù) m2取 1/3。雷諾數(shù) Re和阿基米德數(shù)Ar的定義分別為：

式中：

Γ——單位管長(zhǎng)制冷劑噴淋量，kg/(m·s)；

g——重力加速度，m/s2；

D——管外徑，m；

ρ——密度，kg/m3；

μL——流體的動(dòng)力粘度，Pa·s；

q——熱流密度，W/m2。

最后得到 R245fa的傳熱預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式的擬合結(jié)果如下：

如圖7所示，關(guān)聯(lián)式計(jì)算值和實(shí)驗(yàn)值的誤差在±21%以內(nèi)（置信度94.4%）。

圖7 關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差

3 結(jié)論

1） 在固定噴淋流量和蒸發(fā)溫度下，R245fa在管外表面的降膜蒸發(fā)傳熱系數(shù)隨著熱流密度的增大呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)。

2） 蒸發(fā)溫度的升高使得R245fa的黏度變小，從而導(dǎo)致管外液膜變薄，管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)增大。

3） 噴淋流量的變化對(duì)環(huán)保新工質(zhì)R245fa在管外降膜蒸發(fā)換熱系數(shù)有顯著影響。隨著噴淋流量的增大，管外換熱系數(shù)先增大后減小。降膜蒸發(fā)換熱存在一個(gè)最佳噴淋流量。

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Experimental Investigation on Heat Transfer Characteristics of R245fa Falling Film Evaporation outside Horizontal Enhanced Tube

LI Wei, OUYANG Xinping*, LIU Bingxiao
(Institute of Refrigeration and Cryogenics, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China)

The heat transfer characteristics of R245fa falling film evaporation outside horizontal tube was experimentally investigated. The tested tube was double-side reinforced with an effective length of 2,500 mm and the diameter of 19 mm. The Wilson Plot method was used to obtain the inner heat transfer characteristics of reinforced tube and the heat transfer coefficient of falling film evaporation on outside tube was calculated by heat resistance sparating method. The experiments were carried out under the conditions of variable heat fluxes from 15 kW/m2to 55 kW/m2, variable evaporation temperatures from 30oC to 50oC and variable spray flow rates from 0.08 kg/(m·s) to 0.16 kg/(m·s). The experimental results showed that, with the increase of heat fluxes, the heat transfer coefficient firstly increased and then decreased; with the increase of the evaporation temperature, the heat transfer coefficient gradually increased; the heat transfer coefficient increased first and then decreased with the increase of the spray flow rate.

Heat transfer enhancement; Falling film evaporation; R245fa

10.3969/j.issn.2095-4468.2017.04.105

*歐陽(yáng)新萍（1964-），男，教授。研究方向：制冷換熱器及強(qiáng)化換熱。聯(lián)系地址：上海市楊浦區(qū)軍工路516號(hào)上海理工大學(xué)，

郵編：200093。聯(lián)系電話：021-55273428。E-mail：xpoy@163.com。