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        R410A在水平雙側(cè)強(qiáng)化管外的冷凝換熱特性試驗(yàn)研究

        2021-05-11 10:36:54黃理浩陳建紅陶樂仁黃嘉宇
        流體機(jī)械 2021年4期

        周 卓 ,黃理浩 ,2,陳建紅 ,陶樂仁 ,2,黃嘉宇 ,成 簡

        (1.上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院,上海 200093;2.上海市動力工程多相流動與傳熱重點(diǎn)試驗(yàn)室,上海 200093;3.上海第一冷凍機(jī)廠有限公司,上海 201901)

        0 引言

        管殼式冷凝器作為制冷空調(diào)領(lǐng)域的重要部件,在企業(yè)投資、原料耗材和能源消耗中占據(jù)很大的比例,現(xiàn)代冷水機(jī)組中冷凝器約占總質(zhì)量的30%。因此,研究換熱器工作原理和提高換熱器性能是非常有必要的[1]。而換熱管是換熱器最重要的組成部分,研究制冷劑在不同換熱管的換熱特性對強(qiáng)化換熱有著重要意義。R410A是一種較為環(huán)保的制冷劑[2-4],本文建立單管管外冷凝換熱裝置,研究R410A在不同水平單管管外冷凝換熱特性。

        國內(nèi)外眾多學(xué)者開展了水平單管強(qiáng)化傳熱研究。LI等[5]對一根光管和2根直徑為12.7 mm的強(qiáng)化管外表面的R410A凝結(jié)換熱進(jìn)行了試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)冷凝液滯留和表面張力影響導(dǎo)致兩根強(qiáng)化管的管外冷凝強(qiáng)化倍率僅為光管的 0.86~0.94倍。JUNG 等[6]試驗(yàn)研究了R22、R407C和R410A在39℃的飽和溫度下光管、低肋管和Turbo-C管管外的冷凝換熱特性。發(fā)現(xiàn)R410A雖然是非共沸混合制冷劑,但其冷凝換熱特性與R22具有相似性。管外的冷凝換熱系數(shù)以Turbo-C管最大,而光管最小。KUKULKA等[7]對R22和R410A在光管和1HT管的外表面的冷凝傳熱進(jìn)行了試驗(yàn)研究。發(fā)現(xiàn)1HT管的性能提高了40%,R410A比R22在光管上的管外冷凝傳熱系數(shù)大4.4倍。王永紅等[8]對R410A和R134a在19.05 mm的強(qiáng)化管管外凝結(jié)換熱進(jìn)行試驗(yàn)研究。結(jié)果表明制冷劑R410A和R134a的冷凝換熱系數(shù)隨冷凝溫度的升高而降低,且R410A比R134a在強(qiáng)化管管外的冷凝換熱系數(shù)高出約1.28%~3.39%。張愛鳳等[9]研究 R410A 制冷劑在三種不同強(qiáng)化管管外的冷凝換熱特性,發(fā)現(xiàn)強(qiáng)化管管外的冷凝換熱系數(shù)隨管內(nèi)水流速的加快而增大。歐陽新萍等[10]研究了R410A、R404A、R407C在水平強(qiáng)化管管外的冷凝換熱情況,發(fā)現(xiàn)R410A管外凝結(jié)換熱系數(shù)隨著壁面過冷度的增大而減小,與純制冷劑的冷凝特性類似。

        目前提高冷凝換熱性能多從增大冷凝換熱系數(shù)角度切入,對試驗(yàn)機(jī)理的研究仍較少。而本文在對R410A在一根光管和兩根水平雙側(cè)強(qiáng)化管管外冷凝的換熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究時,發(fā)現(xiàn)光管和強(qiáng)化管在管外冷凝換熱系數(shù)隨著入口水溫的提升而呈現(xiàn)相反的趨勢,并作出相應(yīng)的理論分析。

        1 試驗(yàn)系統(tǒng)

        1.1 試驗(yàn)臺

        試驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖1所示,其主要部件有:儲液罐、液壓隔膜泵、視液鏡,板式換熱器、電子膨脹閥、試驗(yàn)測試段、冷水機(jī)組、以及質(zhì)量流量計(jì)等。試驗(yàn)段帶有視液鏡,用于觀察制冷劑管外冷凝。試驗(yàn)段銅管長2 000 mm,并通過法蘭及螺母裝配在試驗(yàn)測試段內(nèi)。

        圖1 試驗(yàn)臺系統(tǒng)原理Fig.1 Schematic diagram of the experimental platform system

        制冷劑循環(huán)過程:制冷劑由液壓隔膜泵驅(qū)動進(jìn)入預(yù)熱段,被預(yù)熱段循環(huán)水提供的熱量蒸發(fā)至試驗(yàn)所需要的溫度。試驗(yàn)測試段類似于殼管式換熱器,制冷劑R410A在管外冷凝,管內(nèi)單相水提供制冷劑冷凝所需要的冷量。冷凝后的制冷劑液體在過冷段與恒溫水箱中的循環(huán)乙二醇溶液在板式換熱器中換熱,確保制冷劑過冷,過冷的制冷劑液體最終匯入儲液罐,進(jìn)行下一次循環(huán)。

        1.2 換熱管參數(shù)

        本試驗(yàn)所采用的換熱管參數(shù)見表1。

        表1 換熱管參數(shù)Tab.1 Heat exchange tube parameters

        換熱管截面如圖2所示。

        圖2 EX1換熱管截面Fig.2 Cross section of EX1 heat exchange tube

        1.3 數(shù)據(jù)分析

        為保證試驗(yàn)測試段的保溫性能,滿足試驗(yàn)要求,需確保熱平衡誤差在5%以內(nèi),確保試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性??偟膿Q熱系數(shù)K按式(1)計(jì)算:

        式中 Q —— 換熱量,kW,其計(jì)算值為水側(cè)和制冷劑側(cè)換熱量的算數(shù)平均數(shù);

        Ao——換熱管外表面的面積,K;

        ΔTm——對數(shù)平均溫差,℃。

        Wilson圖解法與Wilson-Gnielinski法都是計(jì)算管內(nèi)換熱系數(shù)的方法,不同的是Wilson圖解法通過總換熱系數(shù)和管內(nèi)水的流速的次方關(guān)系,計(jì)算出Nusselt數(shù)的值,從而得到管內(nèi)換熱系數(shù)。而Wilson-Gnielinski法則利用壓降計(jì)算管內(nèi)紊流流動的阻力,進(jìn)一步得到管內(nèi)換熱系數(shù),具體公式和算法在下文綴述。

        2 結(jié)果分析

        2.1 Wilson圖解法

        通過熱阻分離法分離出總的換熱系數(shù)關(guān)系式:

        式中 Ai——換熱管管內(nèi)換熱面積,m2;

        hi——換熱管管內(nèi)換熱系數(shù),kW/(m2·K);

        rw—— 污垢熱阻,由于試驗(yàn)所用的換熱管為新管,污垢熱阻可視為0;

        rf——導(dǎo)熱熱阻;

        ho——管外冷凝換熱系數(shù),kW/(m2·K)。

        當(dāng)換熱管管內(nèi)為旺盛紊流時,試驗(yàn)表明管內(nèi)對流換熱系數(shù)hi與管內(nèi)水的流速u的0.8次方成正比,即為hi=cu0.8。

        則總的換熱系數(shù)方程式(2)變形為:

        令 y=1/K-rf,x=cu-0.8,則雙側(cè)強(qiáng)化管的 Wilson如圖3所示的直線斜率,可得到管內(nèi)對流換熱系數(shù)的關(guān)聯(lián)式為:

        圖3 EX1、EX2的Wilson曲線Fig.3 Wilson diagrams of EX1 and EX2

        則可得到EX1較光管的管內(nèi)強(qiáng)化倍率為2.14,EX2較光管的管內(nèi)強(qiáng)化倍率為2.20。

        根據(jù)式(2)(4)可得到管外冷凝換熱系數(shù)ho計(jì)算式:

        2.2 Wilson-Gnielinski法

        Wilson圖解法是根據(jù)總的換熱系數(shù)與水的流速的次方關(guān)系所得到,但此方法對于雙側(cè)強(qiáng)化管存在一定的誤差,而Wilson-Gnielinski法利用壓降先算出Nusselt數(shù),從而推算出管內(nèi)對流換熱系數(shù),可不考慮該關(guān)系,該法適用于管內(nèi)流體雷諾數(shù)在2300~106的試驗(yàn)。

        Wilson-Gnielinski公式[11]為:

        式中 f ——管內(nèi)流動紊流的阻力,N;

        Prf——按流體平均溫度計(jì)算的普朗特?cái)?shù);

        Prw——按流體壁面溫度計(jì)算的普朗特?cái)?shù);

        Re——管內(nèi)流體的雷諾數(shù);

        ρ——水的密度,kg/m3;

        u——水的流速,m/s;

        di——換熱管內(nèi)徑,m;

        l——試驗(yàn)段管長,m。

        得到Nu后,可以得到管內(nèi)的換熱系數(shù)為:

        式中 λ——水的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。

        根據(jù)式(5)可得管外冷凝換熱系數(shù)。

        2.3 管外冷凝換熱關(guān)聯(lián)式

        根據(jù)Nusselt的理論分析推廣的水平光管膜狀凝結(jié)式[12-13]可得到強(qiáng)化管表面的冷凝換熱系數(shù)關(guān)聯(lián)式為:

        式中 r ——制冷劑的氣化潛熱,J/kg;

        g ——重力加速度,m/s2;

        λl—— 飽和液相制冷劑的 導(dǎo) 熱系數(shù),W/(m·K);

        ρl——飽和液相制冷劑的密度,kg/m3;

        ρv——飽和汽相制冷劑的密度,kg/m3;

        μl——飽和液相制冷劑的動力黏度,Pa·s;

        Tsat——飽和液相制冷劑的溫度,℃;

        Tw——換熱管壁面平均溫度,℃;

        a——換熱增強(qiáng)系數(shù)。

        對試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合后:EX1的a為5.30,n為0.12;EX2的 a為 5.34,n為 0.17。

        整理后可得強(qiáng)化管管外冷凝換熱系數(shù)計(jì)算關(guān)聯(lián)式為:

        強(qiáng)化管EX1:

        強(qiáng)化管EX2:

        經(jīng)驗(yàn)證,2種管型下求得的管外冷凝換熱關(guān)聯(lián)式的計(jì)算值與試驗(yàn)值的相對誤差均在15%以內(nèi)。

        2.4 不確定度分析

        試驗(yàn)直接測量不確定度見表2。

        表2 試驗(yàn)直接測量參數(shù)不確定度Tab.2 Uncertainty of direct measurement parameters in experiment

        采用不確定度由二次冪法[14]進(jìn)行分析,假設(shè)一個總的變量X,它由n個互相獨(dú)立的變量運(yùn)算得出:

        因此X的不確定度UX也由各個獨(dú)立變量的不確定度來決定:

        式中 Ux1,Ux2,Ux3,Uxn-1,Uxn—— x1,x2,x3,xn-1,xn的不確定度。

        由上式可算出本試驗(yàn)中不同變量的不確定度,結(jié)果如表3所示。

        表3 試驗(yàn)計(jì)算參數(shù)的不確定度Tab.3 Uncertainty of experimental calculation parameters

        3 計(jì)算結(jié)果及分析

        3.1 管外冷凝換熱試驗(yàn)結(jié)果分析

        試驗(yàn)研究了R410A在變?nèi)肟谒疁睾妥兯髁肯碌墓芡饫淠匦?。試?yàn)測試管為1根光管和2根強(qiáng)化管。管外制冷劑飽和溫度分別為35,38,40 ℃,管內(nèi)水流量的范圍為 0.6~1.6 m3/h,入口水溫范圍為 20~33 ℃。

        為確保試驗(yàn)的準(zhǔn)確性,需對試驗(yàn)裝置開展驗(yàn)證性試驗(yàn)(驗(yàn)證性試驗(yàn):R410A在光管上的冷凝換熱)。水平光管管外的冷凝換熱系數(shù)可通過Nusselt公式獲得。圖4示出管外冷凝換熱系數(shù)試驗(yàn)值與Nusselt理論值的比較,經(jīng)驗(yàn)證其理論與試驗(yàn)偏差值在20%以內(nèi),認(rèn)為其具有較好的吻合性,驗(yàn)證試驗(yàn)臺的可靠性,該試驗(yàn)系統(tǒng)測試數(shù)據(jù)可靠。

        圖4 管外冷凝換熱系數(shù)ho的理論值與試驗(yàn)值的對比Fig.4 Comparison of theoretical value and actual value

        3.2 管內(nèi)入口水溫對管外冷凝換熱系數(shù)的影響分析

        圖5示出了利用Wilson法所得光管管外冷凝換熱系數(shù)。

        圖5 水流量為1.2 m3/h時,試驗(yàn)段入口水溫與光管管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.5 The relationship between the inlet water temperature of the experimental section and the condensation heat transfer coefficient outside the bare tube at 1.2 m3/h of water flow rate

        由圖5可知,R410A在光管上冷凝時,其冷凝換熱系數(shù)隨入口水溫的增大而增大。光管表面的表面張力小,更易在表面形成液膜。入口水溫較小時,制冷劑與換熱管壁面的溫差較大,即與壁面的過冷度較大,換熱量也更大,從而在換熱管表面上形成了更厚的冷凝液膜,增加了換熱熱阻,阻礙了冷凝換熱。因此,當(dāng)入口水溫升高時,冷凝液膜減薄,光管的管外冷凝換熱系數(shù)增大。

        而圖6,7分別示出了2根強(qiáng)化管的管外換熱系數(shù)均隨入口溫度的增大而減小。

        圖6 變水流量下,試驗(yàn)段入口水溫與EX1換熱管管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.6 The relationship between the inlet water temperature of the experimental section and the condensation heat transfer coefficient outside the EX1 heat exchange tube at variable water flow rate

        圖7 變水流量下,試驗(yàn)段入口水溫與EX2換熱管管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.7 The relationship between the inlet water temperature of the experimental section and the condensation heat transfer coefficient outside the EX2 heat exchange tube at variable water flow rate

        雙側(cè)強(qiáng)化管肋片由于其特殊的形狀結(jié)構(gòu),表面張力較大,產(chǎn)生的液膜較薄,排液能力較強(qiáng)。因此,進(jìn)口水溫變化對液膜厚度變化不大。當(dāng)入口水溫增大,壁面溫差逐漸變小,換熱溫差減小,熱流密度降低,強(qiáng)化管管外換熱的熱驅(qū)動減小,這些參數(shù)的協(xié)同控制導(dǎo)致了強(qiáng)化管的管外冷凝換熱系數(shù)的減小。綜上,本文認(rèn)為隨著入口水溫的升高,光管管外冷凝效果加強(qiáng)主要原因在于冷凝液膜的變薄,而強(qiáng)化管冷凝效果變?nèi)踔饕蛟谟趽Q熱過程熱流密度的減小。

        同時,從圖5~7可看出不同飽和溫度下入口水溫發(fā)生變化導(dǎo)致管外冷凝換熱系數(shù)的變化。試驗(yàn)表明不管是光管還是強(qiáng)化管管外冷凝換熱系數(shù)都隨飽和溫度的升高而升高。當(dāng)飽和溫度上升時,飽和壓力也隨之升高,相同的入口水溫條件下,制冷劑和水側(cè)的換熱量增大,熱流密度增大,管外冷凝換熱系數(shù)也會增大。

        3.3 管內(nèi)水流量對管外冷凝換熱系數(shù)的影響分析

        從圖8~10可看出,R410A在管外冷凝時換熱系數(shù)隨水流量的增大而增大,但趨勢漸緩。強(qiáng)化管在管內(nèi)水流量小的時候,其排液能力較好,液膜厚度變化不大,此時熱流密度是影響管外冷凝換熱的主要因素。當(dāng)水流量逐漸增大時,換熱量和熱流密度也大幅上升。所以管外冷凝換熱系數(shù)隨水流量上升變化明顯;當(dāng)水流量進(jìn)一步增大時,管內(nèi)流體紊亂度不斷提高,換熱不斷增強(qiáng),熱流密度不斷增大,換熱管表面冷凝液不斷生成,并在換熱管底部滴落,冷凝液流型由滴狀轉(zhuǎn)至柱狀,強(qiáng)化管排液能力逐漸不足,換熱管表面的液膜不斷增厚。當(dāng)流量增至一定程度,換熱管的換熱能力逐漸達(dá)到其極限,進(jìn)一步提高水流量,并不能顯著的提高換熱能力,管外冷凝換熱系數(shù)趨于平緩。

        圖8 入口水溫為21 ℃時,試驗(yàn)段水流量與光管管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.8 The relationship between the water flow rate in the experimental section and the condensation heat transfer coefficient outside the bare tube at 21℃ of inlet water temperature

        圖9 變?nèi)肟谒疁叵?,試?yàn)段水流量與EX1換熱管管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.9 The relationship between the water flow rate in the experimental section and the condensation heat transfer coefficient outside the EX1 heat exchange tube at variable inlet water temperature

        圖10 變?nèi)肟谒疁叵?,試?yàn)段水流量與EX2換熱管管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系Fig.10 The relationship between the water flow rate in the experimental section and the condensation heat transfer coefficient outside the EX2 heat exchange tube at variable inlet water temperature

        在研究水流量與管外冷凝換熱系數(shù)的關(guān)系時,制冷劑在光管和雙側(cè)強(qiáng)化管的管外冷凝換熱系數(shù)隨飽和溫度的上升而上升。隨著飽和壓力的上升,制冷劑的沸點(diǎn)也會提升,等價于保持換熱管壁面平均溫度的同時,增大了壁面過冷度,提高了卡諾循環(huán)熱效率,管外冷凝換熱系數(shù)會隨之升高,這與不同的飽和溫度下管內(nèi)入口溫度發(fā)生變化導(dǎo)致管外冷凝換熱系數(shù)的變化情況相一致。

        3.4 Wilson圖解法和Wilson-Gnielinski法差異分析

        經(jīng)Wilson圖解法計(jì)算的EX1的管外冷凝換熱系數(shù)為光管的9.8~18.8倍,而經(jīng)過Wilson-Gnielinski法計(jì)算的EX1的管外冷凝換熱系數(shù)為光管的4.5~8.5倍;經(jīng)過Wilson圖解法計(jì)算的EX2的管外冷凝換熱系數(shù)為光管的8.4~15.4倍,而經(jīng)過Wilson-Gnielinski法計(jì)算的EX2的管外冷凝傳換熱系數(shù)為光管的4.4~6.1倍。

        明顯地,Wilson圖解法在計(jì)算管內(nèi)換熱系數(shù)時會偏小,在計(jì)算管外冷凝換熱系數(shù)時則會偏大,從強(qiáng)化倍率的角度分析,業(yè)界常識和一些公開的數(shù)據(jù)表明管內(nèi)對流換熱的強(qiáng)化倍率大多為2~3倍,管外相變換熱的強(qiáng)化倍率大多在2~8倍[15-22]。就試驗(yàn)中所獲得數(shù)據(jù)而言,Wilson-Gnielinski法更符合實(shí)際,雙側(cè)強(qiáng)化管的強(qiáng)化效果也更加可信。Wilson圖解法是通過運(yùn)用經(jīng)驗(yàn)所得的總換熱系數(shù)和管內(nèi)水流速的指數(shù)關(guān)系得到的。當(dāng)換熱管為光管時,指數(shù)為0.8已經(jīng)得到了廣泛試驗(yàn)的認(rèn)證;然而當(dāng)換熱管為強(qiáng)化管時,由于換熱管內(nèi)部的肋片結(jié)構(gòu),管內(nèi)換熱顯著加強(qiáng),管內(nèi)換熱熱阻減小,整體換熱加強(qiáng),總的換熱系數(shù)增大。因此,應(yīng)用在強(qiáng)化管時,指數(shù)關(guān)系也應(yīng)當(dāng)變大,仍沿用Wilson圖解法會使管內(nèi)強(qiáng)化倍率偏低,而管外冷凝換熱系數(shù)強(qiáng)化倍率偏高。

        冷凝換熱的加強(qiáng)主要靠降低液膜厚度。該雙側(cè)強(qiáng)化管的管外結(jié)構(gòu)有利于將肋頂?shù)睦淠和频桨继?,使冷凝液在肋間聚集,從而降低冷凝液膜厚度;之后,在重力的作用下,沿著環(huán)路滴落,且在肋間的表面張力和制冷劑蒸汽流動的影響下,冷凝液滴落時有左右的晃動,加強(qiáng)了冷凝液排液能力;而管內(nèi)的螺旋結(jié)構(gòu)增大流動阻力,加劇管內(nèi)流體擾動,減小管內(nèi)換熱熱阻,增大換熱量和總的換熱系數(shù),從而實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化換熱。

        4 結(jié)論

        (1)相同流量和飽和溫度條件下,光管管外冷凝換熱系數(shù)隨入口水溫的升高而升高,而雙側(cè)強(qiáng)化管的管外冷凝換熱系數(shù)則隨入口水溫的升高而減小。

        (2)相同流量和入口水溫條件下,試驗(yàn)段飽和溫度越高,壓力越高,管外冷凝換熱效果越好。

        (3)相同入口水溫和飽和溫度條件下,水流量越大,管外冷凝換熱系數(shù)會隨著水流量的增大而增大但趨勢漸緩。

        (4)雙側(cè)強(qiáng)化管EX1比雙側(cè)強(qiáng)化管EX2管外強(qiáng)化效果好,雙側(cè)強(qiáng)化管EX1平均管外冷凝換熱系數(shù)為光管的6.5倍,雙側(cè)強(qiáng)化管EX2平均管外冷凝換熱系數(shù)為光管的6.1倍,EX1的冷凝換熱較EX2提升了6%。

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