王樂樂，戴源德，田思瑤，林秦漢

（南昌大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院能源與動力工程研究所，江西南昌330031）

引 言

現(xiàn)今，臭氧層破壞及溫室效應(yīng)污染愈發(fā)嚴(yán)重，引起了全球各界的廣泛關(guān)注，節(jié)能減排成為改善環(huán)境問題的主要趨勢。根據(jù)《蒙特利爾議定書》基加利修正案的規(guī)定，現(xiàn)今常用的HCFCs 類制冷劑（包括R22）及HFCs 制 冷 劑（包 括R134a、R410A、R404A、R407C）因具有破壞大氣臭氧層或加劇溫室效應(yīng)等缺點，將逐步被淘汰。R290（丙烷）ODP為0，GWP 為20，密度580 kg·m-3，無毒、無氯、低碳，其關(guān)鍵參數(shù)例如沸點、凝固點、臨界點等均與R22相似[1]，具有優(yōu)秀的循環(huán)性，環(huán)保性和熱物性[2-4]，是理想的替代制冷劑[5-7]。但R290 在生產(chǎn)生活中少有應(yīng)用的原因在于存在易燃易爆性。采用小管徑微肋管強化傳熱[8]，進(jìn)而緊湊化換熱器結(jié)構(gòu)，最終減少R290的制冷劑充灌量[9]，這一措施將使得R290 的安全使用變得切實可行。

強化傳熱管具有流動沸騰傳熱系數(shù)高，結(jié)構(gòu)緊湊，耐受高壓，充灌量少等特點，在制冷空調(diào)等領(lǐng)域中的應(yīng)用逐漸增多。管內(nèi)沸騰傳熱特性的研究對R290 在蒸發(fā)器內(nèi)的強化傳熱以及減少R290 制冷劑充灌量具有重要作用。已有部分學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究，Nguyen等[10-14]研究了R290在0.5～3 mm 管徑光滑管內(nèi)的飽和溫度、熱通量、管徑等參數(shù)對傳熱系數(shù)的影響及R290 在管內(nèi)的摩擦壓降特性；Lillo 等[15]實驗研究了R290 在8 mm 光滑管徑內(nèi)的流動沸騰、干涸和壓降特性；而Zan 等[16]對R290 在微肋管內(nèi)的傳熱預(yù)測關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了研究；以及部分學(xué)者對R290的混合物進(jìn)行了沸騰傳熱特性研究[17-20]?？梢缘贸?，現(xiàn)有的研究主要圍繞在3 mm 以下的微通道及7 mm 以上的常規(guī)管徑，而對3～7 mm 范圍內(nèi)的小管徑研究較少，僅Jin等[21-22]研究了4、5 mm小管徑光滑管內(nèi)R290 的沸騰傳熱特性。因此，本文選擇內(nèi)徑為4、6 mm 的微肋管進(jìn)行R290的管內(nèi)沸騰傳熱特性的研究，探索R290在小管徑微肋管內(nèi)的沸騰傳熱機(jī)理及干涸特性，并進(jìn)一步獲得更多的實驗數(shù)據(jù)。

1 實驗系統(tǒng)和數(shù)據(jù)處理

1.1 實驗系統(tǒng)組成

實驗系統(tǒng)原理如圖1 所示，實驗系統(tǒng)的主要結(jié)構(gòu)由一個封閉的制冷劑回路組成。制冷劑R290 流過過冷段，被過冷段回路中的過冷乙二醇溶液冷卻并流出，流經(jīng)科氏流量計測得R290的質(zhì)量流量后流至儲液罐中，實驗中調(diào)節(jié)與儲液罐相連的旁通閥可以調(diào)節(jié)制冷劑流量。從儲液罐中流出的過冷態(tài)制冷劑經(jīng)過濾器濾除系統(tǒng)中的雜質(zhì)后再經(jīng)齒輪泵增壓驅(qū)動后流入預(yù)熱段。進(jìn)入預(yù)熱段的過冷態(tài)制冷劑被直流穩(wěn)壓電源加熱成為飽和液體（包含少量蒸氣），該飽和液體進(jìn)入實驗段后被來自恒溫水槽的熱水加熱變?yōu)楦吒啥鹊臍庖夯旌衔锊⒃俅瘟魅脒^冷段被冷卻，進(jìn)入下一循環(huán)。

圖1 實驗系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

圖2 實驗段結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of experimental section

實驗中測量預(yù)熱段入口處的溫度和壓力以及預(yù)熱段加熱功率，可以得到實驗段進(jìn)口干度，調(diào)節(jié)預(yù)熱段直流穩(wěn)壓電源功率，可以實現(xiàn)對進(jìn)口干度的調(diào)節(jié)。實驗段內(nèi)制冷劑的干度調(diào)節(jié)通過調(diào)節(jié)恒溫?zé)崴牧髁窟M(jìn)行。通過測得實驗段進(jìn)出口處制冷劑的溫度和壓力，得到制冷劑的飽和溫度。熱水流量由輔助回路中的電磁流量計測得。實驗段恒溫?zé)崴畟?cè)進(jìn)出口溫度由溫度傳感器測得。同時內(nèi)管外壁分布有5個測點用來測量內(nèi)管外壁溫度。實驗測量儀器及參數(shù)見表1，實驗段結(jié)構(gòu)如圖2所示。實驗中熱水在內(nèi)外管環(huán)形空間內(nèi)流動，并對內(nèi)管中流動的制冷劑進(jìn)行加熱。實驗段內(nèi)管為微肋管，結(jié)構(gòu)見圖3，微肋管結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2，可得出4、6 mm 管內(nèi)徑時單位管長微肋管內(nèi)表面積和內(nèi)外表面積的比值分別為1.668和1.478。

實驗工況：質(zhì)量流量密度100～250 kg·m-2·s-1，飽和溫度7～11℃，熱通量13～24 kW·m-2，干度0.1～0.9。

1.2 熱平衡測試

圖3 微肋管結(jié)構(gòu)剖面Fig.3 Profile of micro-fin structure

為保證實驗結(jié)果的準(zhǔn)確性，在實驗前對實驗段進(jìn)行熱平衡測試，測試時實驗段內(nèi)管流體為冷水，內(nèi)外管環(huán)形空間內(nèi)流體為熱水，當(dāng)管兩側(cè)冷水和熱水的進(jìn)出口溫度保持穩(wěn)定時，記錄冷水側(cè)和熱水側(cè)的進(jìn)出口溫度和體積流量，并計算冷水側(cè)和熱水側(cè)的換熱量，以此計算冷、熱水側(cè)換熱量的漏熱率，如式（1）所示

式中，er為漏熱率；Qh、Qc分別為熱、冷水側(cè)的換熱量。

熱平衡測試數(shù)據(jù)如表3 所示。由表3 可得，不同體積流量下冷、熱水側(cè)漏熱率均小于3%，因此漏熱率對實驗結(jié)果的影響可忽略不計，故實驗系統(tǒng)能滿足沸騰傳熱的實驗要求。

表1 實驗測量儀器及參數(shù)Table 1 Measuring and test instruments

表2 微肋管結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Structural parameters of inner tube

表3 熱平衡測試數(shù)據(jù)Table 3 Data of heat-balance test

1.3 數(shù)據(jù)處理

恒溫?zé)崴姆艧崃?/p>

式中，cp,w為恒溫?zé)崴谋榷▔簾崛荩琂·kg-1·℃-1；mw為恒溫?zé)崴馁|(zhì)量流量，kg·s-1；Δtw為實驗段熱水側(cè)進(jìn)出口溫差，℃。

其中熱水質(zhì)量流量

式中，ρw為恒溫?zé)崴拿芏龋?98 kg·m-3；Vw為恒溫?zé)崴捏w積流量，L·min-1。

實驗工況下制冷劑R290的質(zhì)量流量密度

式中，G 是R290 的質(zhì)量流量密度，kg·m-2·s-1；mref是R290 的質(zhì)量流量，kg·h-1；di是實驗段內(nèi)管內(nèi)徑，mm。

實驗段R290熱通量

式中，Q 為實驗段恒溫?zé)崴cR290 的傳熱量，W；l為實驗段有效長度，mm。實驗段R290的飽和溫度

式中，tin、tout分別為實驗段進(jìn)、出口R290 的溫度(圖2)，℃。

實驗段內(nèi)管外壁溫度

式中，tw0為內(nèi)管外壁溫度，℃；tw1、tw2、tw3、tw4、tw5分別為實驗段內(nèi)管外壁5 個測點處的壁面溫度（圖2），℃。

實驗段內(nèi)管內(nèi)壁溫度由圓柱一維穩(wěn)態(tài)方程[23]可得，故R290的沸騰傳熱系數(shù)由式(8)計算得到

式中，q 是實驗段熱通量，W·m-2；λ 是銅管的熱導(dǎo)率，407 W·m-1·℃-1；tsat是R290 的飽和溫度，℃；hexp是R290沸騰傳熱系數(shù)實驗值，W·m-2·℃-1。

實驗段進(jìn)口和出口干度通過式(9)、式（10）計算得到

式中，xin為實驗段進(jìn)口干度；Ppreh為預(yù)熱段的加熱功率，W；hL、hV、hsub分別為預(yù)熱段進(jìn)口壓力下飽和液相、氣相、過冷態(tài)R290的焓值，J·kg-1。

實驗段R290干度

2 結(jié)果分析

研究質(zhì)量流量密度、飽和溫度、熱通量、干度及管型對沸騰傳熱系數(shù)及臨界干度的影響，因6 mm管徑下的變化趨勢與4 mm 管徑相似，限于篇幅，故僅以4 mm管內(nèi)徑為例進(jìn)行說明。

2.1 質(zhì)量流量密度對傳熱系數(shù)的影響

由圖4 可得，飽和溫度為11℃，熱通量為13 kW·m-2時，沸騰傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量密度的增大而增大，且該增大趨勢在干度較高的區(qū)域（約0.35～0.6）更明顯。例如，當(dāng)質(zhì)量流量密度由100 kg·m-2·s-1增至250 kg·m-2·s-1時，傳熱系數(shù)增加了約20.54%。這是由于質(zhì)量流量密度的增加使得流體與管內(nèi)壁的相對速度增加，紊流擾動更劇烈，傳熱更加充分。且R290 在管內(nèi)的沸騰傳熱主要分為核態(tài)沸騰傳熱和強制對流傳熱兩部分。在干度較低的區(qū)域（約0.03～0.35），管內(nèi)傳熱以核態(tài)沸騰為主，質(zhì)量流量密度的增加對核態(tài)沸騰的強化作用不明顯，因此沸騰傳熱系數(shù)增幅較小。在干度較高區(qū)域，管內(nèi)傳熱以強制對流為主，且隨著液相R290 吸熱汽化，管內(nèi)R290氣相占比逐漸增加，因此該區(qū)域氣液相接觸面積增大，強化了傳熱；同時該區(qū)域內(nèi)質(zhì)量流量密度的增加使得氣液界面剪切力增加，流體擾動更加劇烈，剪切力的切削作用也使得貼近管內(nèi)壁的R290液膜變薄而減小了傳熱熱阻；綜上可得，傳熱系數(shù)在高干度區(qū)增大更明顯。

圖4 質(zhì)量流量密度對傳熱系數(shù)的影響Fig.4 Effect of mass flux on heat transfer coefficient

2.2 飽和溫度對傳熱系數(shù)的影響

由圖5 可得，質(zhì)量流量密度為100 kg·m-2·s-1，熱通量為13 kW·m-2時，沸騰傳熱系數(shù)隨飽和溫度的升高而增大，且該增大趨勢在低干度區(qū)域（約0.03～0.35）更顯著。例如，當(dāng)飽和溫度由7℃升高至11℃時，沸騰傳熱系數(shù)增加了約12.55%。這是由于飽和溫度與制冷劑的熱物性相關(guān)，飽和溫度的升高使得液相R290的熱導(dǎo)率降低，液相密度降低而氣相密度增大，以及表面張力減小。在低干度區(qū)，熱導(dǎo)率的降低使得管內(nèi)壁溫度升高，從而增大了壁面的過熱度，且該區(qū)域的流體以核態(tài)沸騰傳熱為主，過熱度的增加有利于管內(nèi)壁汽化核心的形成；同時表面張力的減小使得氣泡的脫離直徑較小，更利于氣泡從管內(nèi)壁面脫離[24]，進(jìn)一步強化了核態(tài)沸騰傳熱，因此傳熱更加充分，傳熱系數(shù)增幅較大。而高干度區(qū)（約0.35～0.6）以強制對流傳熱為主，飽和溫度的升高使得制冷劑物性變化而導(dǎo)致的強化傳熱作用相對較弱。因此可得，傳熱系數(shù)在低干度區(qū)增大效果更明顯。

圖5 飽和溫度對傳熱系數(shù)的影響Fig.5 Effect of saturation temperature on heat transfer coefficient

2.3 熱通量對傳熱系數(shù)與臨界干度的影響

由圖6 可得，當(dāng)熱通量增大至20 kW·m-2時，沸騰傳熱系數(shù)隨熱通量的增大出現(xiàn)先增后減現(xiàn)象，這有別于熱通量為13 kW·m-2時，傳熱系數(shù)隨熱通量的增大而增大的規(guī)律。這是由于R290 剛開始沸騰時，管內(nèi)以核態(tài)沸騰為主，熱通量的增加顯著增大了管內(nèi)壁溫度從而增大了過熱度，汽化核心顯著增多，明顯強化了傳熱。隨著液相R290 不斷吸熱汽化，管內(nèi)傳熱以強制對流為主，R290 氣相占比的不斷增加導(dǎo)致氣液相接觸面積增加，氣液界面擾動增強，紊流擾動更劇烈；同時氣相占比增大，導(dǎo)致R290氣相表觀速度增大，導(dǎo)致氣液界面剪切力增大，切削了附著在管內(nèi)壁的液膜厚度，使得傳熱熱阻減小進(jìn)而強化了傳熱；以上綜合作用使得傳熱更加充分，傳熱系數(shù)增大。隨著R290 吸熱汽化的進(jìn)行，傳熱系數(shù)增加至一極值點后開始不斷降低，這是由于貼近管內(nèi)壁的制冷劑流體蒸干而出現(xiàn)了干涸現(xiàn)象，此時對應(yīng)的干度稱為臨界干度。干涸的產(chǎn)生使得管內(nèi)壁與氣相R290 直接接觸，傳熱急劇惡化，管內(nèi)壁溫度急劇上升，傳熱系數(shù)大幅下降。可以得到，熱通量越大，臨界干度越小，例如，熱通量分別為20、24 kW·m-2時對應(yīng)的臨界干度分別為5.3、4.8，說明熱通量越大時越易導(dǎo)致干涸現(xiàn)象的產(chǎn)生。

2.4 干度對傳熱系數(shù)與臨界干度的影響

圖6 熱通量對傳熱系數(shù)與臨界干度的影響Fig.6 Effect of heat flux on heat transfer coefficient and critical quality

由圖6 可得，當(dāng)熱通量增大至20 kW·m-2時，沸騰傳熱系數(shù)隨干度的增大出現(xiàn)先增后減的變化趨勢，這有別于熱通量為13 kW·m-2時傳熱系數(shù)隨干度的增大而增大的規(guī)律?？梢詮囊韵路矫孢M(jìn)行解釋：干度較低時，管內(nèi)傳熱以核態(tài)沸騰為主，隨著R290 流體的不斷吸熱，液相R290 內(nèi)部汽化核心不斷形成，強化了傳熱。隨著液相R290 吸熱汽化，管內(nèi)R290氣相占比增加而液相占比減小，使得氣液界面?zhèn)鳠峤佑|面積增加，以及使得貼近管內(nèi)壁的液相290 厚度減小，導(dǎo)致傳熱熱阻減小而進(jìn)一步強化了傳熱，傳熱系數(shù)不斷增大。隨著干度的不斷增加，管內(nèi)壁液相R290出現(xiàn)干涸現(xiàn)象，此時管內(nèi)壁與氣相R290直接接觸，傳熱變得惡化，傳熱系數(shù)逐漸降低。

2.5 管型對傳熱系數(shù)與臨界干度的影響

為了探討管型對沸騰傳熱系數(shù)與臨界干度的影響，對比分析了戴源德等[22]相同工況相同管徑下光滑管內(nèi)R290 沸騰傳熱的數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖7 所示。由圖7 可得，微肋管的沸騰傳熱系數(shù)始終大于相同條件下的光滑管的傳熱系數(shù)，且4 mm管徑微肋管的傳熱系數(shù)約為對應(yīng)管徑光滑管傳熱系數(shù)的1.2～1.5倍。這是由于3 個方面的原因：①微肋管肋的結(jié)構(gòu)有助于R290汽化核心的形成，強化了管內(nèi)的核態(tài)沸騰傳熱；②微肋管中肋的凹凸結(jié)構(gòu)可以使制冷劑在近壁處產(chǎn)生一種旋轉(zhuǎn)運動，因而增加了制冷劑與管內(nèi)壁之間的相對運動速度，增強了紊流核心區(qū)對近壁區(qū)的擾動從而增強了制冷劑與管內(nèi)壁間的換熱能力；③微肋管肋的結(jié)構(gòu)能夠迫使制冷劑在肋后形成二次紊流,使制冷劑徑向速度增加而邊界層變薄,產(chǎn)生很大的離心力使兩相流中密度較高的液體沖向壁面,而密度較低的氣體則積聚到管道中心，進(jìn)而強化了傳熱。因此在相同的條件下,微肋管傳熱系數(shù)要比光滑管的大，該結(jié)果與歐陽新萍等[25-26]對R404A、R407C 在微肋管內(nèi)強化傳熱的結(jié)果較為一致。

同樣由圖7 可得，微肋管內(nèi)的臨界干度相比于光滑管均較大，較晚出現(xiàn)干涸現(xiàn)象。例如4 mm微肋管內(nèi)的臨界干度約為0.55，而4 mm 光滑管內(nèi)的臨界干度約為0.45。這一方面是由于微肋管肋的凹凸結(jié)構(gòu)而形成的旋轉(zhuǎn)作用利于液相制冷劑駐留在管壁上部，延緩了干涸現(xiàn)象的產(chǎn)生。另一方面是由于微肋管肋的凹凸結(jié)構(gòu)能夠迫使制冷劑在肋后形成二次紊流,產(chǎn)生很大的離心力使兩相流中密度較高的液體沖向壁面，從而抑制了干涸現(xiàn)象的產(chǎn)生。

圖7 管型對傳熱系數(shù)與臨界干度的影響Fig.7 Effect of tube type on heat transfer coefficient and critical quality

3 預(yù)測關(guān)聯(lián)式對比

制冷劑在管內(nèi)沸騰傳熱是一個影響因素眾多的復(fù)雜的物理過程，因此開發(fā)出用于R290管內(nèi)流動沸騰傳熱的預(yù)測關(guān)聯(lián)式具有重要意義。

本文選取6個常用的且工況與實驗工況較為一致的，用于預(yù)測R290在小管徑內(nèi)沸騰傳熱的關(guān)聯(lián)式來預(yù)測R290 的沸騰傳熱系數(shù)，分別為Choi 等[27]、Fang 等[28]、Pamitran 等[29]、Berstch[30]、Cavallini 等[31]、Yun等[32]，并將預(yù)測值與實驗值進(jìn)行對比，如圖8[27-32]所示。

傳熱系數(shù)的預(yù)測偏差如表4[27-32]所示，其中

平均相對偏差

平均絕對偏差

式中，eR為平均相對偏差，%；eA為平均絕對偏差，%；hprep、hexp分別為R290 沸騰傳熱系數(shù)的預(yù)測值和實驗值，W·m-2·℃-1；N為數(shù)據(jù)點數(shù)。

圖8 沸騰傳熱系數(shù)實驗值與預(yù)測值對比[27-32]Fig.8 Comparison of experimental value with prediction values of boiling heat transfer coefficients[27-32]

表4 中ω 表示沸騰傳熱系數(shù)實驗值在給定范圍內(nèi)的數(shù)據(jù)點占總數(shù)據(jù)點的比例。

由圖8 和表4 可得，F(xiàn)ang 等[28]和Choi 等[27]的預(yù)測精度較高，平均相對偏差及平均絕對偏差分別為-3.11%、-7.37%和5.90%、17.59%。其中Fang 等[28]預(yù)測精度極高，實驗數(shù)據(jù)點落在±20%和±30%范圍內(nèi)的比例高達(dá)98.44%和100%，其預(yù)測數(shù)據(jù)在圖8（a）中顯示幾乎完全與實驗數(shù)據(jù)一致。Pamitran等[29]、Bertsch 等[30]、Cavallini 等[31]、Yun 等[32]的預(yù)測結(jié)果不太理想，預(yù)測偏差基本都處于20%以上，實驗數(shù)據(jù)點落在±20%和±30%范圍內(nèi)的比例也較小。尤其是Cavallini 等[31]和Yun等[32]，均是經(jīng)過修正后的用于預(yù)測強化管內(nèi)純流體的預(yù)測關(guān)系式，其對R290在給定工況下預(yù)測結(jié)果均不太理想，平均相對偏差及平均絕對偏差分別為23.52%、-16.85% 和37.06%、32.83%，二者實驗數(shù)據(jù)點落在±20%和±30% 范圍內(nèi)的比例分別為31.25%、46.87% 和25.03%、36.69%，預(yù)測精度比較低。

表4 關(guān)聯(lián)式的預(yù)測偏差Table 4 Errors of correlations，prediction

由以上結(jié)果可以得出，用于預(yù)測R290在小管徑強化管內(nèi)沸騰傳熱的關(guān)系式較少且預(yù)測精度低，亟需開發(fā)新的預(yù)測關(guān)聯(lián)式，用于指導(dǎo)生產(chǎn)及實踐。

4 結(jié) 論

通過對R290 在小管徑水平微肋管內(nèi)沸騰傳熱的實驗研究，分析了質(zhì)量流量密度、飽和溫度、熱通量、管型及干度對沸騰傳熱系數(shù)的影響，并選取6種常用的用于預(yù)測R290 在小管徑內(nèi)沸騰傳熱的預(yù)測關(guān)聯(lián)式進(jìn)行預(yù)測，得出以下結(jié)論。

（1）沸騰傳熱系數(shù)隨質(zhì)量流量密度、飽和溫度的升高而增大，相比于光滑管，微肋管強化了換熱，使得沸騰傳熱系數(shù)增大。

（2）當(dāng)熱通量較高時，沸騰傳熱系數(shù)隨熱通量的增加呈現(xiàn)先增后減的變化趨勢，這有別于低熱通量下沸騰傳熱系數(shù)隨熱通量的增加而增加的規(guī)律；隨著干度的增加，沸騰傳熱系數(shù)先增加之后持續(xù)減小；以上二者均是由于沸騰傳熱出現(xiàn)了干涸現(xiàn)象。且熱通量越大，臨界干度越小。相比于光滑管，相同工況下的微肋管較晚出現(xiàn)干涸現(xiàn)象，臨界干度較大。

（3）Fang 等[29]和Choi 等[28]對R290 在小管徑水平微肋管內(nèi)沸騰傳熱系數(shù)的預(yù)測精度較高，平均相對偏差及平均絕對偏差分別為-3.11%、-7.37%和5.90%、17.59%。其中Fang 等[29]預(yù)測精度極高，實驗數(shù)據(jù)點落在±20% 和±30% 范圍內(nèi)的比例高達(dá)98.44%和100%。但總體來說，用于預(yù)測R290 在小管徑強化管內(nèi)沸騰傳熱的關(guān)聯(lián)式較少且預(yù)測精度較低，亟需開發(fā)新的預(yù)測關(guān)聯(lián)式。