(上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 上海 200093)

隨著能源危機(jī)的加深、環(huán)境污染的加重，傳統(tǒng)制冷行業(yè)廣泛應(yīng)用的R22等制冷劑受到極大挑戰(zhàn)。在歐美等國(guó)家，由R32和R125組成的近共沸混合制冷劑R410A憑借其傳熱性能好、壓力損失小、溫度滑移小等優(yōu)點(diǎn)已成為R22的主要替代物，在房間空調(diào)器、工業(yè)制冷系統(tǒng)中廣泛應(yīng)用[1]。此外，微肋強(qiáng)化管采用無(wú)切屑加工工藝使管子的內(nèi)壁面產(chǎn)生塑性變形，成為具有一定螺旋角的翅片和相應(yīng)的溝槽，在不增加額外功耗的前提下大大增強(qiáng)了換熱效果[2]，相應(yīng)的強(qiáng)化管換熱器已在石油化工、新型能源、海水淡化等諸多行業(yè)得到廣泛應(yīng)用。國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者對(duì)制冷劑R410A在各種換熱器內(nèi)的換熱特性進(jìn)行了大量研究，在強(qiáng)化管強(qiáng)化機(jī)制、制冷劑的換熱特性、各種預(yù)測(cè)模型的總結(jié)等方面取得較大成果。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置原理Fig.1 The principle of experiment device

H. K. Oh等[3]在內(nèi)徑為1.77 mm的圓形微通道內(nèi)對(duì)R22、R134a和R410A的冷凝換熱特性進(jìn)行了研究，并在現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上對(duì)常用關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)精度進(jìn)行檢測(cè)。M. A. Hossain等[4]在內(nèi)徑為4.35 mm的光滑管內(nèi)進(jìn)行R1234ze(E)、R32和R410A的流動(dòng)冷凝實(shí)驗(yàn)，分析了質(zhì)量流速、飽和溫度對(duì)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)、壓降的影響。為分析強(qiáng)化管內(nèi)不同流型的換熱特性，N. H. Kim等[5]在質(zhì)量流速為50～250 kg/(m2·s)工況下、外徑為7 mm的微肋管內(nèi)進(jìn)行了R410A的流動(dòng)冷凝實(shí)驗(yàn)，結(jié)果表明：低質(zhì)量流速下，管內(nèi)流型為分層流，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨質(zhì)量流速的增大而減小，而在大質(zhì)量流速下，管內(nèi)流型為環(huán)狀流，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨質(zhì)量流速的增大而增大。為研究熱流密度、質(zhì)量流速、飽和溫度、干度對(duì)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)及壓降的影響，A. Koca等[6]在200～400 kg/(m2·s)，5～15 kJ/(m2·h)，-30 ℃和-40 ℃工況下，在5.6 mm和7 mm水力直徑的水平光滑管內(nèi)進(jìn)行了沸騰換熱實(shí)驗(yàn)。Huang Xiangchao等[7]對(duì)R410A-油混合物的換熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，并將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與其他關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)值進(jìn)行了對(duì)比。除必須的實(shí)驗(yàn)研究外，N. B. Chien等[8]還提出了預(yù)測(cè)R410A在水平換熱管道內(nèi)核態(tài)沸騰換熱特性的預(yù)測(cè)公式，并與相應(yīng)工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，得知新提出的關(guān)聯(lián)式具有很高的預(yù)測(cè)精度。許多學(xué)者對(duì)R410A在各種換熱器內(nèi)的沸騰[9-13]、冷凝[14-17]換熱特性進(jìn)行了大量研究。馬虎根等[9]在水平微翅管內(nèi)研究了質(zhì)量流速、熱通量及干度對(duì)R410A的管內(nèi)傳熱系數(shù)的影響，而在白健美等[10]對(duì)R410A在微翅管內(nèi)的沸騰換熱研究中添加了微翅管幾何參數(shù)的干擾。胡海濤等[11]研究了7 mm強(qiáng)化管和C形強(qiáng)化管內(nèi)R410A-油混合物的沸騰換熱特性，而葛琪林等[12]的沸騰換熱研究是在2 mm微通道內(nèi)進(jìn)行。武永強(qiáng)等[14]在9.52 mm外徑新型銅管Turbo-DWT和內(nèi)螺紋銅管Turbo-A中研究了R410A和R22的冷凝換熱特性。任凡等[15]在5 mm內(nèi)螺紋強(qiáng)化管內(nèi)進(jìn)行了R410A-油混合物流動(dòng)冷凝的摩擦壓降實(shí)驗(yàn)，旨在研究平均油濃度、干度、質(zhì)量流速對(duì)摩擦壓降的影響。

本文選用R410A為工質(zhì)，在新搭建的管內(nèi)換熱實(shí)驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行流動(dòng)冷凝換熱實(shí)驗(yàn)，選用1根光滑管、2根不同螺旋角內(nèi)螺紋管為測(cè)試管，旨在研究質(zhì)量流速、冷凝溫度、測(cè)試水Re、強(qiáng)化管結(jié)構(gòu)參數(shù)等對(duì)管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響，為對(duì)強(qiáng)化管換熱器進(jìn)行綜合性能評(píng)價(jià)，還提出單位壓降表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的概念。并將表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與經(jīng)典關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，以選出預(yù)測(cè)換熱性能的最佳關(guān)聯(lián)式。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)在管內(nèi)冷凝換熱實(shí)驗(yàn)臺(tái)上運(yùn)行，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括：制冷測(cè)試循環(huán)、測(cè)試水循環(huán)、乙二醇水溶液循環(huán)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，實(shí)驗(yàn)裝置原理如圖1所示。

在制冷測(cè)試循環(huán)中，選用型號(hào)為SJ3-M-200/2.8的隔膜泵代替壓縮機(jī)為整個(gè)系統(tǒng)提供動(dòng)力。過(guò)冷制冷劑在隔膜泵的驅(qū)動(dòng)下由儲(chǔ)液器流出，經(jīng)脈動(dòng)阻尼器、質(zhì)量流速計(jì)流入預(yù)熱器，在預(yù)熱器內(nèi)被加熱到過(guò)熱狀態(tài)，過(guò)熱制冷劑蒸氣在實(shí)驗(yàn)段完全冷凝以完成冷凝實(shí)驗(yàn)，通過(guò)視液鏡可觀察制冷劑在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口所處狀態(tài)，經(jīng)電子膨脹閥節(jié)流后的過(guò)冷制冷劑流向儲(chǔ)液器，重復(fù)下一循環(huán)。實(shí)驗(yàn)運(yùn)行時(shí)，通過(guò)調(diào)節(jié)隔膜泵運(yùn)轉(zhuǎn)頻率、改變活塞行程的方法改變系統(tǒng)內(nèi)制冷劑循環(huán)質(zhì)量流速，通過(guò)調(diào)節(jié)電子膨脹閥的開度控制實(shí)驗(yàn)段的飽和壓力。其中，儲(chǔ)液器壓力為整個(gè)系統(tǒng)的基準(zhǔn)壓力，可通過(guò)調(diào)節(jié)儲(chǔ)液器內(nèi)制冷劑溫度來(lái)實(shí)現(xiàn)大范圍的系統(tǒng)壓力實(shí)驗(yàn)。

測(cè)試水循環(huán)主要由電磁流量計(jì)、水泵、板式換熱器組成，主要用于模擬實(shí)驗(yàn)工況要求，實(shí)現(xiàn)與測(cè)試管內(nèi)制冷劑的熱量交換。經(jīng)室外風(fēng)冷機(jī)組處理的乙二醇水溶液可提供-25 ℃的低溫?zé)嵩矗叶妓芤号c測(cè)試水在板式換熱器內(nèi)進(jìn)行換熱，帶走制冷劑的冷凝放熱。

在制冷測(cè)試循環(huán)中，為保證制冷劑管路中溫度、壓力測(cè)量的精確度，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)了溫度測(cè)量模塊與壓力測(cè)量模塊，其剖面圖如圖2所示。測(cè)量時(shí)，溫度測(cè)量模塊內(nèi)的制冷劑流向與鉑電阻成180°角，而壓力測(cè)量模塊內(nèi)的制冷劑流向與測(cè)點(diǎn)成90°角。實(shí)驗(yàn)采用精度為0.1 ℃的Pt100鉑電阻測(cè)量實(shí)驗(yàn)段制冷劑側(cè)及水側(cè)溫度，使用前均對(duì)其進(jìn)行水浴標(biāo)定，所得相對(duì)誤差小于0.1%；選用德魯克GE5072型號(hào)壓力變送器測(cè)量測(cè)試段進(jìn)出口壓力及儲(chǔ)液器壓力，量程為0～4.2 MPa，測(cè)量精度為0.2級(jí)；選用由RHM03傳感器與RHE14變送器組成的質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量制冷劑循環(huán)質(zhì)量流量，量程為0.05～6 kg/min，則質(zhì)量流速可根據(jù)所測(cè)質(zhì)量流量與換熱管內(nèi)徑截面積計(jì)算得到。此外，測(cè)量精度為0.1%，選用精度為0.5級(jí)的控制-顯示一體型電磁流量計(jì)測(cè)量測(cè)試水流量。

圖2 剖面圖Fig.2 Cross-section drawn

實(shí)驗(yàn)段本質(zhì)上為一水平套管式換熱器，制冷劑在測(cè)試管內(nèi)流動(dòng)，測(cè)試水在管外環(huán)形通道內(nèi)流動(dòng)，呈逆向流，實(shí)驗(yàn)段原理如圖3所示。測(cè)試管選用有效換熱長(zhǎng)度為2 m，外徑為8 mm，內(nèi)徑為7.56 mm 的1根光滑管和2根內(nèi)螺紋強(qiáng)化管。2#、3#內(nèi)螺紋強(qiáng)化管的螺旋角分別為18°、28°，其它結(jié)構(gòu)參數(shù)兩者相同：齒頂角24.5°，肋高0.23 mm,肋片數(shù)60，齒距0.4 mm,槽寬0.2 mm。實(shí)驗(yàn)段外表面纏有隔熱層，可減少實(shí)驗(yàn)段與外界環(huán)境的漏熱損失。

圖3 實(shí)驗(yàn)段原理Fig.3 The principle of test section

實(shí)驗(yàn)選用R410A為測(cè)試工質(zhì)，相應(yīng)工況下物性參數(shù)如表1所示。實(shí)驗(yàn)運(yùn)行工況為：冷凝溫度30 ℃、35 ℃，測(cè)試水Re=10 000～20 000，質(zhì)量流速500～1 100 kg/(m2·s)。考慮到實(shí)驗(yàn)設(shè)備的局限性，為方便制冷劑換熱量的計(jì)算，制冷劑在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口均保持2～3 ℃的過(guò)熱/過(guò)冷度。

表1 30/35 ℃實(shí)驗(yàn)工況下R410A物性參數(shù)Tab.1 The physical parameters of R410A under working condition of 30/35 ℃

2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

根據(jù)現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)設(shè)備可得到以下參數(shù)：制冷劑質(zhì)量流速mr，kg/(m2·s)；實(shí)驗(yàn)段制冷劑進(jìn)、出口溫度trin和trout，℃；測(cè)試水體積流量Vw，m3/h；實(shí)驗(yàn)段測(cè)試水進(jìn)出口溫度twin/twout，℃；實(shí)驗(yàn)段壓力p，kPa；實(shí)驗(yàn)段壓差Δp，kPa。由于制冷劑在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口均保持單相狀態(tài)，所以可根據(jù)所測(cè)制冷劑在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口溫度、壓力值求得對(duì)應(yīng)焓值。

Φr=mrAi(hrin-hrout)

(1)

Φw=ρwVwcp(twout-twin)

(2)

式中：Φr為實(shí)驗(yàn)段制冷劑放熱量，kW；Φw為實(shí)驗(yàn)段測(cè)試水吸熱量，kW；hin和hrout分別為制冷劑在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)、出口焓值，kJ/kg；cp為水的定壓比熱容，kJ/(kg·K)；ρw為水的密度，kg/m3。

由于兩側(cè)換熱量之間存在誤差，規(guī)定制冷劑放熱量與測(cè)試水吸熱量的算術(shù)平均值(Φa,kW)為實(shí)驗(yàn)段換熱量的計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)，即：

Φa=(Φr+Φw)/2

(3)

實(shí)驗(yàn)提出漏熱率n(定義：制冷劑與測(cè)試水換熱量之間的差值與實(shí)驗(yàn)段換熱量計(jì)算標(biāo)準(zhǔn)的比值)的概念來(lái)表征實(shí)驗(yàn)段的保溫效果，對(duì)于所有測(cè)試工況，只有計(jì)算所得漏熱率n<3%時(shí)才足以說(shuō)明實(shí)驗(yàn)段達(dá)到保溫要求，所測(cè)實(shí)驗(yàn)參數(shù)數(shù)據(jù)值有效。

n=|Φr-Φw|/Φa

(4)

考慮到測(cè)試管均未使用銅管，故可忽略壁面結(jié)垢熱阻。根據(jù)熱阻分離法，測(cè)試管中制冷劑與測(cè)試水之間換熱的總熱阻主要包括管內(nèi)熱阻(制冷劑側(cè))、管壁熱阻、管外熱阻(測(cè)試水側(cè))3部分[18]，制冷劑側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)(hr,kW/(m25K))可由式(5)計(jì)算：

(5)

式中：Do和Di分別為測(cè)試管外徑、內(nèi)徑，m；Ai和Ao分別為測(cè)試管內(nèi)、外表面積，m2；hw為測(cè)試水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，kW/(m2·K)；h為總表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，kW/(m2·K)；λ為測(cè)試管導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；L為有效傳熱面積，m。

根據(jù)測(cè)試管外表面積計(jì)算總表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)h：

h=Φa/(AoΔtm)

(6)

其中,Δtm為對(duì)數(shù)平均溫差,℃：

(7)

式中：ts為測(cè)試管內(nèi)制冷劑飽和溫度，℃。

環(huán)形套管內(nèi)測(cè)試水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hw可由V. Gnielinski等[19]公式計(jì)算得到，即：

(8)

式中：λw為測(cè)試水導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Dh為換熱管道水力直徑，m；f為環(huán)形通道內(nèi)測(cè)試水摩擦系數(shù)；Pr為測(cè)試水普朗特?cái)?shù)；Re為測(cè)試水雷諾數(shù)；μbulk/μw為氣泡的修正因子。

制冷劑進(jìn)出口溫度、壓力值，測(cè)試水進(jìn)出口溫度值，制冷劑質(zhì)量流速，測(cè)試水質(zhì)量流速均進(jìn)行了重復(fù)性實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)穩(wěn)定狀態(tài)下，當(dāng)所有參數(shù)值的測(cè)量波動(dòng)值小于總量程的2%時(shí)，說(shuō)明實(shí)驗(yàn)設(shè)備運(yùn)行良好，滿足實(shí)驗(yàn)參數(shù)測(cè)量要求。在此，僅以測(cè)試水體積流量為例進(jìn)行驗(yàn)證，選取1.2、1.0、0.8 m3/h三個(gè)值進(jìn)行重復(fù)性測(cè)試，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示，經(jīng)驗(yàn)證測(cè)量誤差保持在±0.005 m3/h范圍之內(nèi)，符合參數(shù)測(cè)量的精度要求。

圖4 測(cè)試水體積流量值隨時(shí)間的變化Fig.4 Refrigerant volume flow rate changes with time

3 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

3.1 實(shí)驗(yàn)臺(tái)的校核

為了檢測(cè)系統(tǒng)的熱平衡，選用8 mm光滑管進(jìn)行單相冷凝實(shí)驗(yàn)，冷凝溫度分別設(shè)定為30、35 ℃，數(shù)據(jù)分析時(shí)選用質(zhì)量流速為橫坐標(biāo)、漏熱率n為縱坐標(biāo)，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)n=0.97～1.03，說(shuō)明實(shí)驗(yàn)測(cè)試段較好的保溫效果，符合實(shí)驗(yàn)要求，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。

圖5 8 mm光管實(shí)驗(yàn)段熱平衡檢測(cè)Fig.5 The thermal balance test of smooth tube with 8 mm outer diameter

圖6 在測(cè)試水Re=14 000工況下，2#、3#內(nèi)螺紋管內(nèi)換熱特性隨飽和溫度、質(zhì)量流速的變化Fig.6 Heat transfer characteristics change with saturation temperature and mass velocity under the working condition of water-testing Re=14 000

3.2 實(shí)驗(yàn)工況、結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)換熱性能的影響

為研究質(zhì)量流速、冷凝溫度對(duì)內(nèi)螺紋管內(nèi)制冷劑冷凝換熱特性的影響，在2#、3#內(nèi)螺紋管內(nèi)分別運(yùn)行了冷凝溫度為30、35 ℃，測(cè)試水Re=14 000工況下的兩相流動(dòng)冷凝實(shí)驗(yàn)，結(jié)果如圖6所示。制冷劑側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hr及壓降Δp均隨質(zhì)量流速mr的增大而增大，隨著飽和溫度的增加而減小。原因是：1)隨著mr的增加(即管內(nèi)制冷劑流速加大)，制冷劑在管內(nèi)的湍流度增大，使強(qiáng)制對(duì)流換熱逐漸占據(jù)管內(nèi)換熱機(jī)制的主導(dǎo)地位；2)對(duì)于制冷劑R410A，雖然冷凝壓力隨著冷凝溫度的升高而增大，導(dǎo)致氣液速度增大，但制冷劑R410A的氣液密度比值隨著飽和溫度的降低而增大，導(dǎo)致存在于氣液界面上的剪切力增大，直接增強(qiáng)了流體內(nèi)部的湍流擾動(dòng)。此外在制冷劑質(zhì)量流速、干度值保持不變時(shí)，管內(nèi)制冷劑液膜厚度保持不變，而液體R410A的導(dǎo)熱系數(shù)隨著冷凝溫度的降低而增大，同樣對(duì)換熱起促進(jìn)作用。對(duì)于兩者對(duì)Δp的影響，首先壓降與制冷劑流速的平方成正比，質(zhì)量流速的增加表征管內(nèi)制冷劑流速的增大，流體在管內(nèi)流動(dòng)的功耗增加；其次，制冷劑R410A的液體黏度隨著冷凝溫度的降低而增大，而制冷劑液膜與管內(nèi)壁之間、氣液界面之間的摩擦壓降是管內(nèi)壓降的主要組成部分，最終導(dǎo)致管內(nèi)Δp隨著冷凝溫度的降低而增大。

測(cè)試水Re與環(huán)形管道內(nèi)測(cè)試水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hw成正比關(guān)系，而在研究測(cè)試水Re對(duì)管內(nèi)換熱特性的影響時(shí)，需保持制冷劑質(zhì)量流速、干度不變，這不僅要求改變測(cè)試水Re的同時(shí)需滿足實(shí)驗(yàn)段足夠的換熱量要求，還要求管內(nèi)液膜厚度保持不變。為保證實(shí)驗(yàn)段足夠換熱量要求，在降低測(cè)試水Re的同時(shí)需降低測(cè)試水入口溫度以降低實(shí)驗(yàn)段傳熱溫差。所以，測(cè)試水Re對(duì)管內(nèi)換熱特性的影響可通過(guò)較大傳熱溫差對(duì)管內(nèi)換熱特性的干擾進(jìn)行解釋，因管內(nèi)液膜換熱熱阻在整體熱阻中占據(jù)主要部分，即可通過(guò)管內(nèi)液膜的溫度梯度對(duì)換熱特性的影響分析測(cè)試水Re對(duì)換熱特性的影響。

圖7 在35 ℃冷凝溫度工況下，換熱特性隨測(cè)試水Re的變化Fig.7 Heat transfer characteristics change with Re of water-testing under the working condition of condensation temperature of 35 ℃

為研究測(cè)試水Re對(duì)管內(nèi)制冷劑冷凝換熱特性的影響，在1#、2#、3#測(cè)試管內(nèi)運(yùn)行了mr分別為700、900 kg/(m2·s)，冷凝溫度為35 ℃工況下的兩相流動(dòng)冷凝實(shí)驗(yàn)，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，hr隨著測(cè)試水Re的增加而減小，且在內(nèi)螺紋管內(nèi)的變化趨勢(shì)更加明顯；而測(cè)試水Re對(duì)管內(nèi)壓降幾乎無(wú)影響。原因是：液膜的導(dǎo)熱系數(shù)隨著溫度的降低而增大；雖然R410A的液膜黏度隨著溫度的降低而增大，增加了液膜與管壁內(nèi)表面之間的摩擦壓降，但mr才是主導(dǎo)壓降的主要因素，制冷劑物性對(duì)其影響很小。

圖8所示為當(dāng)冷凝溫度為35 ℃、測(cè)試水Re=12 000時(shí)，不同測(cè)試管內(nèi)換熱特性隨質(zhì)量流速的變化。由圖8可知，hr及Δp在3#測(cè)試管內(nèi)最大而在1#測(cè)試管內(nèi)最小。其中，3#測(cè)試管hr約為1#測(cè)試管hr的2.35～2.85倍，而對(duì)于2#測(cè)試管的換熱強(qiáng)化倍率為2.22～2.53。內(nèi)螺紋強(qiáng)化管除增加了傳熱面積外，還可增強(qiáng)管內(nèi)制冷劑液膜的擾動(dòng)以增強(qiáng)管內(nèi)湍流度，進(jìn)一步強(qiáng)化換熱。此外，螺旋角越大，湍流效果越強(qiáng)，換熱效果越好。對(duì)于功耗，3#測(cè)試管的Δp約為1#測(cè)試管Δp的1.51～1.81倍，2#測(cè)試管的Δp約為1#測(cè)試管Δp的1.15～1.72倍。螺旋肋片主要通過(guò)拖拽的形式增強(qiáng)制冷劑在管內(nèi)的流動(dòng)功耗，且螺旋角越大，造成的流動(dòng)功耗越大。

3.3 測(cè)試管綜合性能評(píng)價(jià)

換熱效果的改善一般伴有能耗的增加，所以在評(píng)價(jià)換熱器工程實(shí)用性能時(shí)，要對(duì)hr、Δp兩個(gè)參數(shù)進(jìn)行綜合考慮，旨在提高換熱效果的前提下盡可能降低能量損失。參考相關(guān)文獻(xiàn)，較為常見(jiàn)的評(píng)價(jià)方法是對(duì)比換熱器單位壓降內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)α(hr/Δp)[20]，水力工況、換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)等發(fā)生改變時(shí)，若hr的增加比重大于Δp的增加比重則α逐漸增大，若hr的增加比重小于Δp的增加比重則α逐漸減小，若hr與Δp兩者的增加比重相同則α保持不變。因此單位壓降內(nèi)的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)α可直接說(shuō)明外界變化對(duì)hr、Δp的影響比重的情況。

為研究R410A與測(cè)試管的磨合性，檢測(cè)R410A在相應(yīng)換熱器內(nèi)的適用價(jià)值，在3根測(cè)試管內(nèi)進(jìn)行了R410A在冷凝溫度為30、35 ℃、Re=14 000測(cè)試水工況下的流動(dòng)冷凝實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。由圖9可知：1)在所測(cè)工況范圍內(nèi)，3根測(cè)試管的α均小于1，且α隨著質(zhì)量流速的增加而減小，并在內(nèi)螺紋強(qiáng)化管內(nèi)的遞減趨勢(shì)更大，說(shuō)明mr的增加在強(qiáng)化換熱效果的同時(shí)造成了更大的功耗損失；2)在相同測(cè)試工況內(nèi)，3#測(cè)試管的α最大而1#測(cè)試管的α最小，說(shuō)明在強(qiáng)化管內(nèi)的螺旋肋片在強(qiáng)化換熱方面要遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于造成的額外功耗效果；3)對(duì)于內(nèi)螺紋強(qiáng)化管，α隨冷凝溫度的升高而增加，如前面所述：hr和Δp均隨冷凝溫度的增加而減小，這是因?yàn)樵谙嗤瑴囟忍荻认拢琱r的遞減比重小于Δp的遞減比重，導(dǎo)致α隨溫度的升高而增加。換而言之，冷凝溫度通過(guò)制冷劑氣液速度差(制冷劑氣液密度值)來(lái)影響換熱，通過(guò)制冷劑黏度的變化來(lái)改變壓降，而制冷劑氣液速度差對(duì)換熱效果的促進(jìn)作用要優(yōu)于因制冷劑黏度引起的功耗增加效果。

圖8 在35 ℃，Re=12 000時(shí)換熱特性隨測(cè)試管結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化Fig.8 Heat transfer characteristics change with structural parameters of the test tube under the working conditions of condensation temperature of 35 ℃ and water-testing Re=14 000

圖9 在測(cè)試水Re=14 000工況下，單位壓降表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨質(zhì)量流速的變化Fig.9 Surface coefficient of heat transfer under unit pressure drop change with mass velocity under the working conditions of water-testing Re=14 000

3.4 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與關(guān)聯(lián)式的對(duì)比

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析時(shí)，在驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性的同時(shí)評(píng)估相應(yīng)工況下各預(yù)測(cè)模型的精確度，以滿足未實(shí)驗(yàn)工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的預(yù)測(cè)，實(shí)驗(yàn)選用Akers et al.[21]關(guān)聯(lián)式、Shah[22]關(guān)聯(lián)式與Thome et al.[23]關(guān)聯(lián)式來(lái)預(yù)測(cè)光滑管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，選用Cavallini et al.[24]關(guān)聯(lián)式、Koyama et al.[25]關(guān)聯(lián)式與Miyara et al.[26]關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)內(nèi)螺紋強(qiáng)化管內(nèi)的hr。

選擇冷凝溫度為35 ℃、測(cè)試水Re分別為10 000、12 000、14 000、16 000工況下的光滑管內(nèi)hr實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)值與關(guān)聯(lián)式對(duì)應(yīng)工況下的計(jì)算值進(jìn)行比較，具體對(duì)比結(jié)果如圖10所示。雖然Akers et al.關(guān)聯(lián)式低估了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)而Shah關(guān)聯(lián)式與Thome et al.關(guān)聯(lián)式均高估了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，但3個(gè)關(guān)聯(lián)式對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的預(yù)測(cè)精度均在可接受范圍內(nèi)，經(jīng)計(jì)算3者的預(yù)測(cè)精度分別為27.31%、24.21%和10.81%，很顯然Thome et al.關(guān)聯(lián)式對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的預(yù)測(cè)精度最高?？紤]到Thome et al.關(guān)聯(lián)式是在制冷劑流型為環(huán)狀流的強(qiáng)制對(duì)流換熱機(jī)制的假設(shè)基礎(chǔ)上總結(jié)而得的，本實(shí)驗(yàn)的實(shí)際運(yùn)行工況隨著mr的增加逐漸接近關(guān)聯(lián)式假設(shè)的模擬工況，進(jìn)而Thome et al.關(guān)聯(lián)式最適合預(yù)測(cè)本實(shí)驗(yàn)hr數(shù)據(jù)。

圖10 光滑管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hr實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的對(duì)比Fig.10 Comparison between experimental value and predicted value of surface coefficient of heat transfer hr in smooth tube

圖11 表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hr實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的對(duì)比Fig.11 Comparison between experimental value and predicted value of surface coefficient of heat transfer hr

對(duì)于內(nèi)螺紋強(qiáng)化管，冷凝溫度為30、35 ℃，測(cè)試水Re分別為12 000、14 000、16 000、18 000工況下的hr與Cavallini et al.關(guān)聯(lián)式、Koyama et al.關(guān)聯(lián)式與Miyara et al.關(guān)聯(lián)式的計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖11所示。其中，雖然僅有Cavallini et al.關(guān)聯(lián)式高估了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，但在3個(gè)關(guān)聯(lián)式中Cavallini et al.關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)精度最高，可達(dá)18.23%。Miyara et al.關(guān)聯(lián)式是根據(jù)人字型微肋管內(nèi)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)總結(jié)得到的，雖然不同的肋片結(jié)構(gòu)將造成不同的換熱機(jī)制，但實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值之間誤差較小，相應(yīng)誤差僅為24.39%。Koyama et al.關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)精度最差，預(yù)測(cè)誤差為33.56%，這是因?yàn)镵oyama et al.關(guān)聯(lián)式是根據(jù)小質(zhì)量流速下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)總結(jié)得到的，并沒(méi)有將大mr下的換熱機(jī)制考慮在內(nèi)，因此實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值之間存在較大誤差。

4 結(jié)論

本文在質(zhì)量流速為500～1 100 kg/(m2·s)，冷凝溫度30、35 ℃，測(cè)試水Re=10 000～20 000時(shí)，對(duì)7.56 mm內(nèi)徑光滑管、內(nèi)螺紋管內(nèi)進(jìn)行了流動(dòng)冷凝換熱實(shí)驗(yàn)，得到如下結(jié)論：

1)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)、壓降均隨質(zhì)量流速的增加、冷凝溫度的降低而增大，雖然表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨測(cè)試水Re的增加而減小，但測(cè)試水Re對(duì)壓降的影響很小。

2)為對(duì)測(cè)試管進(jìn)行綜合性能評(píng)價(jià)，提出評(píng)價(jià)指標(biāo)單位壓降表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)α，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：三根測(cè)試管的α均小于1，且α隨質(zhì)量流速的增加而減小，隨冷凝溫度的升高而增加。其中，3#測(cè)試管的α最大，而1#測(cè)試管的α最小。

3)對(duì)比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與經(jīng)典關(guān)聯(lián)式發(fā)現(xiàn)：對(duì)于光滑管，Akers et al.關(guān)聯(lián)式低估了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)而Shah關(guān)聯(lián)式與Thome et al.關(guān)聯(lián)式均高估了實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，3者的預(yù)測(cè)精度分別為27.31%、24.21%和10.81%；對(duì)于內(nèi)螺紋強(qiáng)化管，Cavallini et al.關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)精度較高，預(yù)測(cè)誤差為18.23%，而Miyara et al.關(guān)聯(lián)式和Koyama et al.關(guān)聯(lián)式的預(yù)測(cè)誤差分別為24.39%、33.56%。

本文受上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(13DZ2260900)項(xiàng)目資助。(The project was supported by the Opening Project of Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering (No.13DZ2260900).)