詹宏波， 文濤， 張大林

南京航空航天大學 航空宇航學院， 南京 210016

鋸齒扁管內沸騰換熱試驗

詹宏波， 文濤， 張大林*

南京航空航天大學 航空宇航學院， 南京 210016

建立以等熱流密度方式進行試驗件加熱的沸騰換熱試驗系統(tǒng)，分別對當量直徑為1.28 mm和1.59 mm鋸齒扁管內R134a工質的沸騰換熱特性進行研究，試驗參數范圍：制冷劑質量流率為68.5～305.5 kg/(m2·s)，工作飽和壓力為0.27～0.46 MPa，加熱熱流密度為9～42 kW/m2。試驗結果表明:相同結構的通道，當量直徑小換熱能力更強；熱流密度和飽和壓力對沸騰換熱的影響與一個干度值有關。當干度小于此值時，沸騰換熱系數會隨著熱流密度及飽和壓力增大而增大；而當干度大于此值時，沸騰換熱系數隨著干度增大而急劇下降，熱流密度和飽和壓力對換熱的影響較小；該干度值會隨著熱流密度或飽和壓力增大而逐漸變小。質量流率對沸騰換熱的影響與熱流密度有關，隨著熱流密度增大，質量流率的影響趨向大干度區(qū)域。通過分析各參數對沸騰換熱的影響，建立了一個預測試驗工況下微小尺寸鋸齒扁管的沸騰換熱系數計算經驗公式。

沸騰； 換熱； 兩相流； 制冷劑R134a； 鋸齒扁管

目前，對于微小通道沸騰換熱的研究已有許多有價值的成果，很多學者已對不同試驗條件下微小通道內沸騰換熱的機理及影響因素進行分析，并有部分學者建立了適用于特定工況的沸騰換熱計算公式。

Oh[1]和Copetti[2]等對當量直徑為2.6 mm水平管沸騰換熱特性的研究發(fā)現，質量流率對沸騰換熱的影響與一個干度的閾值有關，當干度大于此閾值時，質量流率的影響才開始顯現，且隨著熱流密度增大，此閾值也增大。熱流密度對換熱的影響在小干度區(qū)域很明顯，而在大干度區(qū)域，其影響很微弱。換熱系數會隨著飽和壓力增大而增大。筆者建立了一個新的沸騰換熱計算公式，其計算值與試驗值的平均絕對相對誤差為15.28%。Tibirica和Ribatski[3]對當量直徑為2.3 mm圓管的研究發(fā)現，無論在多大質量流率下，熱流密度對沸騰換熱的影響都非常明顯，但沸騰換熱受飽和壓力的影響較微弱。Shiferaw等[4]對當量直徑為1.1 mm圓管所做的研究表明，沸騰換熱受質量流率的影響比較微弱，當干度小于0.5時，其主要受熱流密度的影響，當干度大于0.5且熱流密度較大時，換熱系數只會隨著干度變化而變化。

本文研究的是被航空緊湊式換熱器廣泛應用的鋸齒扁管，其形狀可以看作為將平直通道截斷成許多短小的節(jié)段，相鄰節(jié)段彼此錯開一定間隔而形成的間斷式翅片，這種翅片對促進流體的湍流、破壞熱阻邊界層十分有效[5]。現在對于鋸齒扁管的研究，主要集中在對鋸齒扁管單相的阻力和傳熱計算上，采用試驗和數值模擬的方法，得到用于特定翅片的阻力和傳熱計算的經驗關聯式[6-8]。在單相研究中，鋸齒扁管顯現出比相似尺寸平直通道更強的換熱能力。目前對鋸齒扁管兩相換熱的研究還較少。

Pulvirenti等[9]對相同尺寸的平直通道與鋸齒扁管兩相換熱能力的比較發(fā)現，在熱流密度較大時，內部結構對兩相換熱沒有影響，而在熱流密度較小時，鋸齒扁管比平直通道的換熱能力更強。Kim和Sohn[10]對當量直徑為2.84 mm鋸齒扁管的研究發(fā)現，適用于光滑圓管沸騰換熱計算的雷諾因子數也適用于鋸齒扁管沸騰換熱的計算，并建立了一個包含核態(tài)沸騰和對流換熱的沸騰換熱計算公式，計算值與試驗值偏差在25%以內。

本文對當量直徑分別為1.28 mm和1.59 mm鋸齒扁管的沸騰換熱特性進行試驗研究，探究影響其換熱能力的主要因素，并建立適用于本試驗工況的微小尺寸鋸齒扁管沸騰換熱計算公式，為后續(xù)鋸齒扁管的工程應用提供理論和數據支撐。

1 試驗方法

1.1 沸騰換熱試驗系統(tǒng)

沸騰換熱試驗系統(tǒng)(圖1)由2部分組成：制冷劑回路系統(tǒng)和數據采集系統(tǒng)。

在制冷劑回路系統(tǒng)中，采用R134a為工質。制冷劑儲存于風冷式冷凝器中，由一套穩(wěn)定可調的制冷系統(tǒng)提供冷風對冷凝器中的制冷劑進行冷卻。過冷的制冷劑經磁力齒輪泵驅動，依次流過質量流量計、加熱器和試驗件，接著流回冷凝器并再次被冷卻，完成一個循環(huán)過程。加熱器用于對工質進行預熱，調節(jié)其進口干度。試驗件由一個直流電源提供能量，通過加熱膜提供均勻熱流進行加熱。

數據采集系統(tǒng)包括計算機、NI數據采集器和測量用傳感器。

1.2 試驗件

試驗中使用的鋸齒扁管如圖2所示，材料為鋁，其尺寸如表1所示。

圖3所示為鋸齒扁管試驗件實物圖。試驗件上表面是透明的有機玻璃板，可用于觀察通道內流體的流態(tài)。在鋸齒扁管的一側沿程均勻排布有10根熱電偶，用于測量通道的壁面溫度。在扁管的背面緊貼有一整塊加熱膜，用于為試驗件提供等熱流密度加熱條件。試驗件兩端是穩(wěn)流段，其內部各布置有一個熱電偶和一個壓力傳感器，以測量流體的進出口溫度和壓力。

Table 1 Structure size of rectangular channels with offset fins

TubeTube1Tube2Channelheight/mm1.401.70Channelwidth/mm1.181.50Equivalentdiameter/mm1.281.59Numberofchannel54Length/mm274274

1.3 數據處理

試驗中對試驗系統(tǒng)的熱量平衡進行了試驗測試。將試驗件進口的制冷劑處于過冷狀態(tài)，其焓值hin可由進口壓力pin和溫度Tin計算得到；加熱試驗件使出口制冷劑處于過熱態(tài)，出口焓值hout也可由出口溫度Tout和出口壓力pout計算得到；則制冷劑所吸收熱量Qs可表示為

(1)

將其與加熱膜加熱量進行對比，多次試驗結果表明其相對誤差最大不超過3%。說明試驗系統(tǒng)熱平衡良好。

(2)

試驗中試驗件進出口壓降較小，取進出口壓力的平均值作為制冷劑的飽和壓力psat，其對應的溫度Tsat作為制冷劑的飽和溫度，對應的飽和液態(tài)焓值和氣態(tài)焓值分別為hsat,l和hsat,g。

試驗件采用等熱流密度加熱方式，對于試驗件上沿程均勻布置的每個熱電偶k，由于已知其所對應的加熱段長度Lk，則每個熱電偶點對應的該段通道內制冷劑的焓值為

(3)

式中：L為加熱段總長度；k為1～10 的整數。

各段通道內制冷劑干度為

(4)

各段通道的制冷劑局部沸騰換熱系數為

(5)

式中：q為熱流密度，即為Q/A，A為沸騰換熱面積，包括底板面積和翅片面積；tk為各熱電偶的測量值，即壁面溫度。

平均相對誤差(MRD)和平均絕對相對誤差(MARD)的定義為

(6)

(7)

式中：αk,cal為換熱系數的公式計算值；αk,exp為換熱系數的試驗值。

表2所示為數據處理時所計算的質量流率G、干度x、換熱系數α、熱流密度q和飽和壓力p等參數的不確定度。

表2 所計算參數的不確定度Table 2 Uncertainty of calculation parameters

2 試驗結果與分析

2.1 當量直徑對沸騰換熱的影響

當量直徑Dh對沸騰換熱的影響如圖4所示。相同試驗條件下，當量直徑小的扁管比當量直徑大的換熱系數大[11]。本文試驗件中，當量直徑小的扁管內參與換熱的表面積大，在相同的熱流密度下能夠產生更多的氣泡，增大了扁管內的擾動，因此尺寸更小通道的換熱能力更強。

2.2 質量流率對沸騰換熱的影響

質量流率對沸騰換熱的影響如圖5所示。由圖5(a)可知，在熱流密度為q=16 kW/m2工況下，干度大于0.2時，質量流率對沸騰換熱的影響開始顯現，且換熱系數會隨著質量流率增大而增大。在熱流密度為q=27 kW/m2工況下，如圖5(b)和圖5(c)所示，干度小于0.6時，沸騰換熱受質量流率的影響不明顯，而當干度大于0.6時，質量流率開始顯現其影響。由此可知，質量流率對沸騰換熱的影響與熱流密度有關，隨著熱流密度增大，質量流率的影響趨向大干度區(qū)域。

2.3 熱流密度對沸騰換熱的影響

熱流密度對沸騰換熱的影響如圖6所示。圖6(a)3組試驗工況結果中，制冷劑工作飽和壓力相同，所對應的質量流率和熱流密度不同。由圖可知，所有沸騰換熱系數隨干度的變化曲線均表現為當干度大于某一干度值時(稱為干度拐點)，沸騰換熱系數急劇下降[12]；當干度小于該干度值時，同一干度條件下，沸騰換熱系數幾乎僅與熱流密度相關，隨著熱流密度增大而增大；當干度大于該干度值時，熱流密度的不同所引起沸騰換熱系數的變化不明顯；一般認為，在熱流密度對沸騰換熱有較強影響的區(qū)域內，隨著熱流密度增大，流體中氣泡產生速率增大，增加了通道中的空隙率，從而增大流體的流動速度并提高湍流度，導致其換熱能力增強。由圖6(a)和圖6(b)可知，干度拐點值會隨著熱流密度增大而減小。

2.4 飽和壓力對沸騰換熱的影響

飽和壓力psat對沸騰換熱的影響如圖7所示。由圖7(a)和圖7(b)所示，飽和壓力對沸騰換熱的影響規(guī)律與熱流密度的相似，且隨著飽和壓力增大，沸騰換熱系數出現驟降時所對應干度拐點值也減小。當干度小于干度拐點值時，飽和壓力對沸騰換熱影響明顯[13]，飽和壓力的增大導致流體潛熱降低，為了完全吸收加熱量，需要蒸發(fā)更多液體，導致附著在壁面上的液膜厚度降低，且提高了產生氣泡的速率，從而增強了其換熱能力[14]。

3 沸騰換熱經驗公式

由上述分析可知，影響沸騰換熱的主要參數有熱流密度、工作飽和壓力、當量直徑和質量流率等，選擇合理的準則參數，仿文獻[15]建立一個適用于本試驗工況沸騰換熱計算的經驗公式，其兩相換熱系數αtp表述為

(8)

式中：αnb為核態(tài)沸騰換熱系數。

(9)

αsp為單相對流換熱系數。

αsp=x·αsp,go+(1-x)·αsp,lo

(10)

(11)

S=(Bo·We)0.06

凱斯和倫敦[16]對21種常見鋸齒扁管的傳熱j因子進行了試驗研究，并整理出j因子與雷諾數的關系圖，因此可將其文獻中與本文通道尺寸相近的鋸齒扁管的j因子用于αsp的計算。

圖8所示為一組試驗工況下試驗值與計算值的比較，由圖可知，此公式能較好地預測在整個沸騰換熱過程中沸騰換熱系數隨干度的變化。在小干度區(qū)域，核態(tài)沸騰是沸騰換熱的最主要形式，此時沸騰換熱主要受熱流密度和飽和壓力的影響[17]。隨著干度增大，核態(tài)沸騰逐漸減弱。當干度大于拐點值時，核態(tài)沸騰換熱系數驟降，流動進入干涸區(qū)。結合公式可知，在小熱流密度工況下，核態(tài)沸騰較弱，此時對流換熱在沸騰換熱中所占比重較大，因此質量流率對沸騰換熱影響較為明顯。隨著熱流密度增大，對流換熱所占比重逐漸減小，質量流率的影響逐漸削弱。

如圖9所示，在換熱系數較大的區(qū)域，公式計算值與試驗值能較好地吻合，而在換熱系數較小的區(qū)域，計算值與試驗值存在一定的相對誤差，但其絕對誤差仍然較小。本文公式計算值與試驗值的平均絕對相對誤差僅為13.9%，平均相對誤差為-4.3%，且有78.9%的數據的相對誤差在±20% 以內。將本文公式與已有的Liu[18]、Kew[19]和Fang[20]等公式的預測結果比較，結果如表3所示，可知此公式對本試驗工況下微小尺寸鋸齒扁管沸騰換熱系數的預測結果較好。

表3 本文公式與已有公式預測結果對比

Table 3 Comparison between predictions of the proposed correlation and several existing correlations

NameofcorrelationMRD/%MARD/%Theproposed-4.313.9Bertsch[18]22.424.0Liu[18]37.243.3Kew[19]53.153.9Fang[20]16.725.7

4 結 論

1) 當量直徑較小的通道內參與換熱的表面積更大，流體與壁面更充分的接觸能有效地提高通道換熱能力。

2) 質量流率對沸騰換熱的影響與熱流密度有關。隨著熱流密度增大，質量流率的影響趨向大干度區(qū)域。

3) 熱流密度對沸騰換熱的影響與干度拐點值有關。當干度小于拐點值時，沸騰換熱系數會隨熱流密度增大而明顯增大，而當干度大于拐點值時，沸騰換熱系數急劇下降，熱流密度對沸騰換熱沒有明顯影響。拐點值會隨著熱流密度增大而逐漸減小。

4) 飽和壓力對沸騰換熱的影響與熱流密度的類似，其主要體現在干度小于拐點值的區(qū)域，隨著飽和壓力增大，換熱系數逐漸增大。拐點值會隨著飽和壓力增大而減小。

5) 建立沸騰換熱計算經驗公式，其計算值與試驗值的平均絕對相對誤差為13.9%，平均相對誤差為-4.3%，且有78.9%的數據的相對誤差在±20%以內。

[1] OH J T, PAMITRAN A S, CHOI K I, et al. Experimental investigation on two-phase flow boiling heat transfer of five refrigerants in horizontal small tubes of 0.5, 1.5 and 3.0 mm inner diameters[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2011, 54(s 9-10): 2080-2088.

[2] COPETTI J B, MACAGNAN M H, ZINANI F, et al. Flow boiling heat transfer and pressure drop of R-134a in a mini tube: an experimental investigation[J]. Experimental Thermal & Fluid Science, 2011, 35(4): 636-644.

[3] TIBIRICA C B, RIBATSKI G. Flow boiling heat transfer of R134a and R245fa in a 2.3 mm tube[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2010, 53(s 11-12): 2459-2468.

[4] SHIFERAW D, KARAYIANNISS T G, KENNING D B R. Flow boiling in a 1.1 mm tube with R134a: Experimental results and comparison with model[J]. International Journal of Thermal Sciences, 2009, 48(2): 331-341.

[5] 余建祖. 換熱器原理與設計[M]. 北京：北京航空航天大學出版社， 2006: 43-44. YU J Z. Principle and design of heat exchanger[M]. Beijing: Beihang University Press, 2006: 43-44 (in Chinese).

[6] DUBROVSKY E V, VASILIEV V Y. Enhancement of convective heat transfer in rectangular ducts of interrupted surfaces[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 1988, 31(4): 807-818.

[7] MOCHIZUKI S, YAGI Y, YANG W J. Transport phenomena in stacks of interrupted parallel-plate surfaces[J]. Experimental Heat Transfer, 1987, 1(2): 127-140.

[8] MANGLIK R M, BERGLES A E. Heat transfer and pressure drop correlations for the rectangular offset strip fin compact heat exchanger[J]. Experimental Thermal & Fluid Science, 1995, 10(2): 171-180.

[9] PULVIRENTI B, MATALONE A, BARUCCA U. Boiling heat transfer in narrow channels with offset strip fins: Application to electronic chipsets cooling[J]. Applied Thermal Engineering, 2010, 30(s 14-15): 2138-2145.

[10] KIM B, SOHN B. An experimental study of flow boiling in a rectangular channel with offset strip fins[J]. International Journal of Heat & Fluid Flow, 2006, 27(3): 514-521.

[11] CHOI K I, PAMITRAN A S, OH C Y, et al. Boiling heat transfer of R-22, R-134a, and CO2in horizontal smooth minichannels[J]. International Journal of Refrigeration, 2007, 30(8): 1336-1346.

[12] YEN T H, KASAGI N, SUZUKI Y. Forced convective boiling heat transfer in microtubes at low mass and heat fluxes[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2003, 29(12): 1771-1792.

[13] BERTSCH S S, GROLL E A, GARIMELLA S V. Effects of heat flux, mass flux, vapor quality, and saturation temperature on flow boiling heat transfer in microchannels[J]. International Journal of Multiphase Flow, 2009, 35(2): 142-154.

[14] VAKILI-FARAHANI F, AGOSTINI B, THOME J R. Experimental study on flow boiling heat transfer ofmultiport tubes with R245fa and R1234ze(E)[J]. International Journal of Refrigeration, 2013, 36(2): 335-352.

[15] BERTSCH S S, GROLL E A, GARIMELLA S V. A composite heat transfer correlation for saturated flow boiling in small channels[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2009, 52(7-8): 2110-2118.

[16] 凱斯 W M， 倫敦 A L. 緊湊式熱交換器[M]. 北京：科技出版社， 1997: 285-326. KAYS W M, LONDON A L. Compact heat exchangers[M]. Beijing: Science and Technology Press, 1997:285-326 (in Chinese).

[17] FELDMAN A, MARVILLET C, LEBOUCHE M. Nucleate and convective boiling in plate fin heat exchangers[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2000, 43(18): 3433-3442.

[18] LIU Z, WINTERTON R H S. A general correlation for saturated and subcooled flow boiling in tubes and annuli, based on a nucleate pool boiling equation[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 1991, 34(11): 2759-2766.

[19] KEW P A, CORNWELL K. Correlations for the prediction of boiling heat transfer in small-diameter channels[J]. Applied Thermal Engineering, 1997, 17(8-10): 705-715.

[20] FANG X. A new correlation of flow boiling heat transfer coefficients based on R134a data[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2013, 66(6): 279-283.

(責任編輯：張晗)

URL：www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160928.0927.002.html

＊Corresponding author. E-mail: zhangdalin@nuaa.edu.cn

Test of boiling heat transfer in rectangular channels with offset fins

ZHAN Hongbo, WEN Tao, ZHANG Dalin*

CollegeofAerospaceEngineering,NanjingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Nanjing210016,China

A boiling heat transfer test system is built to investigate the boiling heat transfer characteristics of two kinds of rectangular channels with offset fins，with R134a as the working medium. The hydraulic diameters of the channels are 1.28 mm and 1.59 mm. The experiments are performed at mass flow rate of refrigerant between 68.5 and 305.5 kg/(m2·s), heat flux between 9 and 42 kW/m2, and saturation pressure between 0.27 and 0.45 MPa, with constant heat flux heating mode. The results show that the channel with smaller hydraulic diameter has stronger heat transfer capability. The influences of heat flux and saturation pressure on boiling heat transfer are related to a value of vapor quality. If the vapor quality is less than this value, the increase of heat flux or saturation pressure would lead to the increase of heat transfer coefficients. If the vapor quality is greater than this value, the boiling heat transfer coefficient will sharply decrease with the increase of vapor quality, and the influences of heat flux and saturation pressure will be much weaker. The value will gradually decrease with the increase of heat flux or saturation pressure. The effect of mass flow rate on boiling heat transfer is related to heat flux. With the increase of heat flux, the influence of mass flow rate tends to the region with greater vapor quality. On the basis of the analysis of these parameters, a new correlation is proposed to predict the boiling heat transfer coefficients of the small sized channels with offset fins under the experimental conditions.

flow boiling; heat transfer; two-phase flow; refrigerant R134a; rectangular channel with offset fins

2016-04-19； Revised：2016-07-03； Accepted：2016-08-31； Published online：2016-09-28 09:27

http://hkxb.buaa.edu.cn hkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2016.0248

2016-04-19； 退修日期：2016-07-03； 錄用日期：2016-08-31； 網絡出版時間：2016-09-28 09:27

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20160928.0927.002.html

＊通訊作者.E-mail: zhangdalin@nuaa.edu.cn

詹宏波， 文濤， 張大林. 鋸齒扁管內沸騰換熱試驗[J]. 航空學報, 2017， 38(3): 120329. ZHAN H B， WEN T， ZHANG D L. Test of boiling heat transfer in rectangular channels with offset fins[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica， 2017， 38(3): 120329.

V231.1； TK124

A

1000-6893(2017)03-120329-08